Khoa cầu đường nghiên cứu khả thi

Dự án đợc xây dựng trên cơ sở nhu cầu thực tế là cầu nốigiao thông của tỉnh với các tỉnh lân cận và là nút giao thông trọng yếu trong việcphát triển kinh tế vùng ĐBBB trong đó có tỉnh A.

Báo cáo nhiên cứu khả thi dự án cầu H

giới thiệu về dự án

Quốc lộ X dài 182 km, là tuyến đường ven biển ĐBBB, đóng vai trò quan trọng trong phát triển kinh tế, xã hội, chính trị và quốc phòng-an ninh Cầu H trên tuyến Quốc lộ X bắc qua sông H, thay thế cầu cũ không còn đáp ứng nhu cầu giao thông, nằm gần thành phố A, tỉnh A Dự án cầu H được xây dựng nhằm kết nối giao thông giữa tỉnh A và các tỉnh lân cận, là nút giao thông then chốt trong phát triển kinh tế khu vực ĐBBB.

1.1.1 Các căn cứ lập dự án

Quyết định số …/QĐ/GTVT của Bộ trưởng Bộ Giao thông Vận tải cho phép tiến hành chuẩn bị lập báo cáo nghiên cứu khả thi cho việc xây dựng cầu H qua thành phố T tỉnh A.

Công văn số …/QĐ/GTVT ngày / / của Bộ Giao thông Vận tải (GTVT) đã gửi đến Ban quản lý dự án X, giao nhiệm vụ Chủ đầu tư và yêu cầu lập báo cáo Nghiên cứu khả thi (NCKT) cho việc xây dựng cầu H.

Công văn số …/QĐ/GTVT ngày / / của Bộ tr/CĐS-QLĐS ngày / / của Cục đờng sông Việt Nam về việc chiều rộng tĩnh không thông thuyền của cầu H.

Thông báo số …/QĐ/GTVT ngày / / của Bộ tr/GTVT-KHĐT ngày / / về Hội nghị thẩm định báo cáo NCKT dự án mở rộng X.

GVHD : ts.nguyễn bình hà

SVTH : nguyễn đình dũng - 656949 - L ớ P 49CĐ5

đặc điểm kinh tế x hội, mạng l ã hội, mạng l ới giao thông và sự cần thiết ®Çu t cÇu h

Một số văn bản liên quan khác.

1.1.2 Mục tiêu đối tợng và nội dung nghiên cứu

+ Phân tích những quy hoach phát triển kinh tế giao thông vận tải khu vực liên quan đến sự cần thiết đầu t xây dựng cầu.

+ Đánh giá hiện trạng các công trình hiện tại trên tuyến.

+ Lựa chọn vị trí xây dựng cầu.

+ Lựa chọn quy mô tiêu chuẩn kỹ thuật và các giải pháp kết cấu.

+ Lựa chọn giải pháp kỹ thuật và các giải pháp xây dựng.

+ Xác định tổng mức đầu t Phân tích hiệu quả kinh tế.

+ Kiến nghị giải pháp thực hiện và phơng án đầu t.

Dựa trên quy hoạch phát triển không gian đô thị đến năm 2020 của tỉnh A và thành phố A, dự án xây dựng cầu H sẽ được nghiên cứu trong phạm vi khu vực thành phố A.

1.2 đặc điểm kinh tế xã hội, mạng lới giao thông và sù cÇn thiÕt ®Çu t cÇu h.

Tỉnh A có diện tích khoảng 1384 km², nằm ở vùng ĐBBB, với bờ biển dài 50 km giáp biển Đông ở phía Đông Phía Tây giáp tỉnh HB, phía Bắc giáp tỉnh HN và NĐ, còn phía Nam giáp tỉnh TH Địa hình của tỉnh A bao gồm hai đặc thù chính: vùng đồng bằng ven biển và vùng phía Tây Khu vực tuyến đi qua thuộc vùng đồng bằng gần đường bao thành phố A hiện tại, cắt qua một số khu dân cư, như điểm hai đầu cầu H mới, giao cắt với một số tỉnh lộ và kết nối với QL X hiện hữu Lòng sông tại vị trí dự kiến xây dựng cầu tương đối ổn định, không có hiện tượng xói lở lớn.

Khu vực khí hậu nhiệt đới gió mùa có sự tương phản rõ rệt giữa hai mùa Mùa đông lạnh và khô, kéo dài từ tháng 10 đến tháng 3 năm sau, do ảnh hưởng của gió mùa đông bắc Trong khi đó, mùa hè nóng ẩm và mưa nhiều, diễn ra từ tháng 5 đến tháng 9, chịu tác động của gió Tây Nam.

Nhiệt độ bình quân hàng năm là 27,5 o C Nhiệt độ thấp nhất 10 o C Nhiệt độ cao nhÊt 40,5 o C.

Lợng ma năm lớn nhất: 2500mm Lợng ma năm nhỏ nhất 1200mm Lợng ma b×nh qu©n nhiÒu n¨m: 1980mm. §é Èm lín nhÊt 98% §é Èm nhá nhÊt: 37% Trung b×nh n¨m 80%.

Hàng năm chịu ảnh hởng chủ yếu của thuỷ triều biển Đông với chế độ bán nhật triều không đều.

Tình hình ma lũ: Mùa lũ hàng năm vào trung tuần tháng 8 đến tháng 11. Ngập lũ chủ yếu do ma lớn ở thợng nguồn sông H.

1.2.2 Hiện trạng kinh tế xã hội tỉnh A

Tỉnh A là một trong những tỉnh lớn của cả nước, nhưng cơ sở vật chất kỹ thuật vẫn chưa phát triển đầy đủ Kinh tế của tỉnh chủ yếu dựa vào sản xuất nông nghiệp với những đặc trưng riêng, trong khi sản xuất công nghiệp chỉ chiếm một tỷ trọng nhỏ trong tổng thể cơ cấu kinh tế.

Về nông nghiệp, lâm, ng nghiệp

Nông nghiệp tỉnh đã ghi nhận mức tăng trưởng % trong giai đoạn Sản xuất nông nghiệp chủ yếu dựa vào hoạt động trồng trọt, chiếm % tổng giá trị sản lượng, trong khi chăn nuôi đóng góp khoảng % vào giá trị sản lượng nông nghiệp.

Tỉnh cũng có diễn tích đất lâm nghiệp rất lớn thuận lợi cho trồng cây công nghiệp và chăn nuôi gia súc.

Với bờ biển kéo dài cũng rất thuận lợi cho việc nuôi trồng và đánh bắt thuỷ hải sản.

Về th ơng mại, du lịch và công nghiệp.

Trong những năm qua, hoạt động thơng mại và du lịch bắt đầu chuyển biến tÝch cùc

Tỉnh A sở hữu tiềm năng du lịch phong phú với nhiều di tích và danh lam thắng cảnh nổi bật Nếu được khai thác hợp lý, du lịch tại tỉnh này sẽ mang lại nguồn lợi kinh tế đáng kể.

Ngành công nghiệp của tỉnh vẫn chưa phát triển mạnh mẽ do thiết bị lạc hậu và trình độ quản lý kém, dẫn đến khả năng cạnh tranh yếu Trong những năm gần đây, tỉnh đã đầu tư xây dựng một số nhà máy lớn trong lĩnh vực vật liệu xây dựng và mía đường Quyết định của Bộ GTVT về việc phát triển hạ tầng sẽ là động lực thúc đẩy các ngành công nghiệp tại tỉnh phát triển.

1.2.3 Định hớng phát triển các ngành kinh tế chủ yếu

Nông nghiệp cần đảm bảo tốc độ tăng trưởng ổn định, đặc biệt trong sản xuất lương thực để bảo đảm an toàn lương thực cho xã hội và thúc đẩy kim ngạch xuất khẩu Tốc độ tăng trưởng nông nghiệp trong giai đoạn 1999-2005 đạt %; giai đoạn 2006-2010 là %; và giai đoạn 2010-2020 là %.

+ Về lâm nghiệp: Đẩy mạnh công tác trồng cây rừng nhằm khôi phục và bảo vệ môi trờng sinh thái, cung cấp gỗ, củi.

+ Về ng nghiệp: Đặt trọng tâm phát triển vào nuôi trồng thuỷ sản đặc biệt là nuôi trồng các loại đặc sản và khai thác biển xa.

Công nghiệp, th ơng nghiệp và du lịch.

Tập trung phát triển một số ngành chủ yếu nh sau:

Công nghiệp chế biến lơng thực thực phẩm, mía đờng.

Công nghiệp cơ khí: Sữa chữa, chế tạo máy móc thiết bị phục vụ nông nghiệp, xây dựng, sửa chữa và đóng mới tàu thuyền.

Ngành công nghiệp vật liệu xây dựng bao gồm sản xuất xi măng, các sản phẩm bê tông đúc sẵn, gạch bông, tấm lợp, và khai thác cát sỏi Để thúc đẩy xuất khẩu, dự báo giá trị kim ngạch của vùng sẽ đạt triệu USD vào năm 2010 và triệu USD vào năm 2020, với tốc độ tăng trưởng dự kiến là % trong giai đoạn này, % trong giai đoạn 2006-2010 và % trong giai đoạn 2011-2020.

Tiếp tục phát triển các địa điểm có tiềm năng du lịch thành những điểm đến hấp dẫn và giải trí Cần chú trọng vào việc nâng cấp cơ sở hạ tầng công cộng và dịch vụ tư nhân để thu hút lượng khách du lịch ngày càng đông đảo.

1.2.4 Đặc điểm mạng lới giao thông: § êng bé :

Năm 2005 đờng bộ tỉnh có tổng chiều dài km trong đó gồm đờng nhựa chiếm % Đờng đá đỏ: chiếm % Đờng đất: chiếm %

Các huyện trong tỉnh đã có đờng ôtô đi tới trung tâm Mạng lới đờng bộ phân bố tơng đối đều, hầu hết đờng sỏi đá và đờng đất.

Hệ thống đờng bộ vành đai biên giới và đờng xơng cá, đờng vành đai trong tỉnh còn thiếu, cha liên hoàn.

Các công trình vợt sông H trên Quốc lộ X hiện đang gặp phải vấn đề với một số cầu cũ có khẩu độ nhỏ Tất cả các cầu này đều là cầu nhịp giản đơn, thiếu cầu nhịp lớn, gây khó khăn cho giao thông và ảnh hưởng đến an toàn đường bộ.

Mạng lưới đường thủy của tỉnh A dài khoảng km, cho phép phương tiện từ 1 tấn trở lên hoạt động Tuy nhiên, do hệ thống sông ngắn và dốc, khả năng vận chuyển gặp nhiều khó khăn.

Hiện tại tỉnh A có hệ thống vận tải đờng sắt Bắc Nam chạy qua. § ờng không:

Trong khu vực tỉnh cha có sân bay.

1.2.5 Sự cần thiết phải đầu t: Định h ớng phát triển giao thông vận tải của tỉnh A:

Tỉnh A đa ra các định hớng phát triển GTVT nh sau:

- GTVT của tỉnh A dựa vào định hớng phát triển GTVT trong cả nớc, khu vực ĐBBB để có bớc đi nhịp nhàng, vững chắc.

GTVT cần chủ động đi trước một bước để thu hút vốn đầu tư bên ngoài, đặc biệt là vào các khu vực cần phát triển nhanh chóng như khu công nghiệp và du lịch.

Nguồn sản xuất không chỉ phục vụ nhu cầu nội địa mà còn mang tính kinh doanh Do đó, các thành phần kinh tế cần hợp tác với nhà nước để cùng nhau đầu tư xây dựng Đồng thời, cần kêu gọi đầu tư từ nước ngoài nhằm phát triển giao thông vận tải của tỉnh A.

điều kiện tự nhiên tại vị trí xây dựng cầu

Dựa trên số liệu khảo sát, mặt cắt sông có hình dạng tương đối đối xứng, với lòng sông sâu ở giữa và dần thoải về hai bờ Điều này tạo điều kiện thuận lợi cho việc thi công các kết cấu nhịp đối xứng và vợt nhịp lớn ở giữa sông.

Dọc theo tim cầu,tại các vị trí trụ dự kiến khoan thăm dò 1 lỗ khoan, tính chất địa tầng từ trên xuống cụ thể nh sau:

Lớp 1 : Đất đắp; sét pha mầu nâu, dẻo cứng (phần hai đầu sông)

Lớp 1’: Lớp bùn, mềm (phạm vi lòng sông)

Lớp 2 : Sét gầy lẫn cát mầu xám đen, rất mềm.

Lớp 3 : Cát cấp phối kém, mầu xám đen.

Lớp 5 : Sét cát mầu xám đen, dẻo cứng.

Lớp 6 : Cát cấp phối kém mầu xám đen lẫn bụi- chặt.

Nhận xét và kiến nghị:

Trong phạm vi khảo sát đất nền bao gồm 6 phần:

Lớp 1 đất đắp ở phạm vi gần bờ, ở phạm vi giữa sông là lớp 1’ khi tính toán bỏ qua hai lớp này.

Lớp 2 Sét gầy lẫn cát mầu xám đen, rất mềm, lớp đất yếu, không có ý nghĩa với móng công trình cầu.

Lớp 3 Cát cấp phối kém, mầu xám đen là lớp đất yếu.

Lớp 4 Bụi mầu nâu mềm, là lớp đất yếu

Lớp 5 Sét cát mầu xám đen, dẻo cứng, là lớp đất tốt

Lớp 6 Cát cấp phối kém mầu xám đen lẫn bụi chặt, là lớp đất trung bình, đây chính là lớp đất đặt đầu cọc khoan nhồi.

Giải pháp móng được khuyến nghị cho công trình là sử dụng móng cọc khoan nhồi, với mũi cọc được đặt trong lớp số 6 Độ sâu đặt móng sẽ được quyết định dựa trên đặc điểm tải trọng của công trình và điều kiện địa chất tại từng vị trí mố trụ cầu.

1.3.3 Điều kiện khí hậu thuỷ văn

Các số liệu tính toán thuỷ văn dùng trong thiết kế :

Mùc níc thÊp nhÊt : Hmin = +14.5 m

Mực nớc thông thuyền : Htt = +17.6 m

ThiÕt kÕ kü thuËt

Chơng 1 báo cáo nghiên cứu khả thi dự án cầu H

1.1 giới thiệu về dự án

Quốc lộ X dài 182 km là tuyến đường ven biển ĐBBB, đóng vai trò quan trọng về kinh tế, xã hội, chính trị và quốc phòng-an ninh Cầu H trên Quốc lộ X vượt sông H, thay thế cầu cũ không đáp ứng nhu cầu thông thương, nằm gần thành phố A, tỉnh A Dự án được xây dựng nhằm kết nối giao thông giữa tỉnh A và các tỉnh lân cận, đồng thời là nút giao thông trọng yếu cho sự phát triển kinh tế vùng ĐBBB.

1.1.1 Các căn cứ lập dự án

Quyết định số …/QĐ/GTVT của Bộ Giao thông Vận tải cho phép tiến hành chuẩn bị lập báo cáo nghiên cứu khả thi xây dựng cầu H qua thành phố T tỉnh A.

Công văn số …/QĐ/GTVT ngày / / của Bộ Giao thông Vận tải gửi Ban quản lý dự án X, giao nhiệm vụ Chủ đầu tư và yêu cầu lập báo cáo Nghiên cứu khả thi cho dự án xây dựng cầu H.

Công văn số …/QĐ/GTVT ngày / / của Bộ tr/CĐS-QLĐS ngày / / của Cục đờng sông Việt Nam về việc chiều rộng tĩnh không thông thuyền của cầu H.

Thông báo số …/QĐ/GTVT ngày / / của Bộ tr/GTVT-KHĐT ngày / / về Hội nghị thẩm định báo cáo NCKT dự án mở rộng X.

Văn bản số …/QĐ/GTVT ngày / / của Bộ tr/CV-UB và Uỷ ban nhân dân tỉnh A đề cập đến vị trí xây dựng cầu H trong khu vực quản lý của tỉnh, cùng với các vấn đề liên quan.

Một số văn bản liên quan khác.

1.1.2 Mục tiêu đối tợng và nội dung nghiên cứu

Dự án xây dựng cầu H qua sông H tại tỉnh A nhằm cải thiện hiệu quả giao thông trên toàn tuyến, với mục tiêu thực hiện trong thời gian tới và hướng tới năm 2020 Nội dung nghiên cứu sẽ tập trung vào các vấn đề chính liên quan đến dự án.

+ Phân tích những quy hoach phát triển kinh tế giao thông vận tải khu vực liên quan đến sự cần thiết đầu t xây dựng cầu.

+ Đánh giá hiện trạng các công trình hiện tại trên tuyến.

+ Lựa chọn vị trí xây dựng cầu.

+ Lựa chọn quy mô tiêu chuẩn kỹ thuật và các giải pháp kết cấu.

+ Lựa chọn giải pháp kỹ thuật và các giải pháp xây dựng.

+ Xác định tổng mức đầu t Phân tích hiệu quả kinh tế.

+ Kiến nghị giải pháp thực hiện và phơng án đầu t.

Dựa trên quy hoạch phát triển không gian đô thị đến năm 2020 của tỉnh A và thành phố A, phạm vi nghiên cứu dự án xây dựng cầu H được xác định trong khu vực thành phố A.

1.2 đặc điểm kinh tế xã hội, mạng lới giao thông và sù cÇn thiÕt ®Çu t cÇu h.

Tỉnh A có diện tích khoảng 1384 Km², nằm ở vùng ĐBBB, với bờ biển dài 50Km phía Đông giáp biển Đông Phía Tây giáp tỉnh HB, phía Bắc giáp tỉnh HN và NĐ, còn phía Nam giáp tỉnh TH Địa hình tỉnh A bao gồm vùng đồng bằng ven biển và vùng phía Tây, với khu vực tuyến đi qua thuộc đồng bằng gần thành phố A hiện tại Tuyến đường cắt qua một số khu dân cư, bao gồm hai đầu cầu H mới, giao cắt với một số tỉnh lộ và kết nối với quốc lộ X hiện hữu Lòng sông tại vị trí dự kiến xây dựng cầu tương đối ổn định, không có hiện tượng xói lở lớn.

Khu vực khí hậu nhiệt đới gió mùa có hai mùa rõ rệt: mùa đông lạnh và khô từ tháng 10 đến tháng 3 năm sau, và mùa hè nóng ẩm từ tháng 5 đến tháng 9 Mùa đông chịu ảnh hưởng của gió mùa đông bắc, trong khi mùa hè lại trùng với gió Tây Nam, mang lại thời tiết nóng ẩm và mưa nhiều.

Nhiệt độ bình quân hàng năm là 27,5 o C Nhiệt độ thấp nhất 10 o C Nhiệt độ cao nhÊt 40,5 o C.

Lợng ma năm lớn nhất: 2500mm Lợng ma năm nhỏ nhất 1200mm Lợng ma b×nh qu©n nhiÒu n¨m: 1980mm. §é Èm lín nhÊt 98% §é Èm nhá nhÊt: 37% Trung b×nh n¨m 80%.

Hàng năm chịu ảnh hởng chủ yếu của thuỷ triều biển Đông với chế độ bán nhật triều không đều.

Tình hình ma lũ: Mùa lũ hàng năm vào trung tuần tháng 8 đến tháng 11. Ngập lũ chủ yếu do ma lớn ở thợng nguồn sông H.

1.2.2 Hiện trạng kinh tế xã hội tỉnh A

Tỉnh A là một trong những tỉnh lớn của cả nước, nhưng cơ sở vật chất kỹ thuật vẫn chưa phát triển tương xứng Cơ cấu kinh tế chủ yếu dựa vào sản xuất nông nghiệp với những đặc trưng riêng, trong khi sản xuất công nghiệp chỉ chiếm tỷ lệ nhỏ trong tổng thể kinh tế.

Về nông nghiệp, lâm, ng nghiệp

Nông nghiệp tỉnh đã ghi nhận mức tăng trưởng % trong giai đoạn Sản xuất nông nghiệp chủ yếu dựa vào trồng trọt, đóng góp % vào tổng giá trị sản lượng nông nghiệp, trong khi chăn nuôi chiếm khoảng % giá trị sản lượng.

Tỉnh cũng có diễn tích đất lâm nghiệp rất lớn thuận lợi cho trồng cây công nghiệp và chăn nuôi gia súc.

Với bờ biển kéo dài cũng rất thuận lợi cho việc nuôi trồng và đánh bắt thuỷ hải sản.

Về th ơng mại, du lịch và công nghiệp.

Trong những năm qua, hoạt động thơng mại và du lịch bắt đầu chuyển biến tÝch cùc

Tỉnh A sở hữu tiềm năng du lịch to lớn nhờ vào nhiều di tích và danh lam thắng cảnh phong phú Nếu được khai thác một cách hợp lý, du lịch tại tỉnh này sẽ trở thành nguồn lợi kinh tế đáng kể.

Công nghiệp tỉnh đang đối mặt với nhiều thách thức như thiết bị lạc hậu và trình độ quản lý kém, dẫn đến khả năng cạnh tranh yếu Tuy nhiên, trong những năm gần đây, tỉnh đã đầu tư xây dựng một số nhà máy lớn trong lĩnh vực vật liệu xây dựng và mía đường Quyết định của Bộ GTVT sẽ đóng vai trò quan trọng trong việc thúc đẩy sự phát triển của các ngành công nghiệp tại địa phương.

1.2.3 Định hớng phát triển các ngành kinh tế chủ yếu

Nông nghiệp đóng vai trò quan trọng trong việc đảm bảo tốc độ tăng trưởng ổn định và an toàn lương thực cho xã hội, đồng thời tạo điều kiện thúc đẩy kim ngạch xuất khẩu Trong giai đoạn 1999-2005, tốc độ tăng trưởng nông nghiệp đạt %; giai đoạn 2006-2010 đạt %; và giai đoạn 2010-2020 đạt %.

+ Về lâm nghiệp: Đẩy mạnh công tác trồng cây rừng nhằm khôi phục và bảo vệ môi trờng sinh thái, cung cấp gỗ, củi.

+ Về ng nghiệp: Đặt trọng tâm phát triển vào nuôi trồng thuỷ sản đặc biệt là nuôi trồng các loại đặc sản và khai thác biển xa.

Công nghiệp, th ơng nghiệp và du lịch.

Tập trung phát triển một số ngành chủ yếu nh sau:

Công nghiệp chế biến lơng thực thực phẩm, mía đờng.

Công nghiệp cơ khí: Sữa chữa, chế tạo máy móc thiết bị phục vụ nông nghiệp, xây dựng, sửa chữa và đóng mới tàu thuyền.

Ngành công nghiệp vật liệu xây dựng bao gồm sản xuất xi măng, các sản phẩm bê tông đúc sẵn, gạch bông, tấm lợp và khai thác cát sỏi Để thúc đẩy xuất khẩu, dự báo kim ngạch của vùng sẽ đạt triệu USD vào năm 2010 và triệu USD vào năm 2020, với tốc độ tăng trưởng ước tính là % trong giai đoạn này, % trong giai đoạn 2006-2010 và % trong giai đoạn 2011-2020.

Tiếp tục phát triển các địa điểm du lịch tiềm năng thành những điểm đến hấp dẫn và giải trí Cần chú trọng vào việc nâng cấp cơ sở hạ tầng công cộng và dịch vụ thiết yếu để thu hút du khách hiệu quả.

1.2.4 Đặc điểm mạng lới giao thông: § êng bé :

Năm 2005 đờng bộ tỉnh có tổng chiều dài km trong đó gồm đờng nhựa chiếm % Đờng đá đỏ: chiếm % Đờng đất: chiếm %

Các huyện trong tỉnh đã có đờng ôtô đi tới trung tâm Mạng lới đờng bộ phân bố tơng đối đều, hầu hết đờng sỏi đá và đờng đất.

Hệ thống đờng bộ vành đai biên giới và đờng xơng cá, đờng vành đai trong tỉnh còn thiếu, cha liên hoàn.

Thiết kế bản mặt cầu

Tính chất vật liệu và tải trọng thiết kế

Bê tông thờng có tỷ trọng c = 2400 kg/m 3

Hệ số giãn nở nhiệt của bê tông tỷ trọng thờng : 10.8x10 -6 / o C (5.4.2.2) Mô đun đàn hồi của bê tông tỷ trọng thờng lấy nh sau:

c : Tỷ trọng của bê tông (kg/m 3 ) f’c : Cờng độ quy định của bê tông (MPa)

Cờng độ chịu nén của bê tông dầm hộp, nhịp cầu bản, trụ chính quy định ở tuổi 28 ngày là f’c = 40 Mpa

Cờng độ chịu nén của bê tông làm trụ dẫn, mố bản quá độ, cọc khoan nhồi sau

Cờng độ chịu kéo khi uốn của bê tông tỷ trọng thờng: f r =0 63 √ f ' c (5.4.2.6) Đối với các ứng suất tạm thời trớc mất mát (5.9.4.1)

- Giới hạn ứng suất nén của cấu kiện bê tông căng sau, bao gồm các cầu XD phân đoạn: 0.6f ’ ci

- Giới hạn ứng suất kéo của bê tông : 0 50 √ f ' ci

Cường độ nén quy định của bê tông (f’ci) được xác định tại thời điểm bắt đầu đặt tải hoặc tạo ứng suất (ƯST) với đơn vị là MPa Theo tiêu chuẩn, giới hạn ứng suất nén của bê tông trong trạng thái giới hạn sử dụng (UST) sau các mất mát được quy định là 0.45 lần cường độ nén quy định (f’c).

Giới hạn ứng suất kéo của bê tông : 0 50 √ f ' c (cầu xây dựng phân đoạn)

Tỷ số giữa chiều cao vùng chịu nén có ứng suất phân bố đều tơng đơng đợc giả định ở TTGH cờng độ trên chiều cao vùng nén thực (5.7.2.2) là: β 1 =0 85−0 05 f c' −28

Thép sử dụng là cốt thép có gai

Mô đun đàn hồi của thép thờng: Es = 200.000Mpa

Giới hạn chảy của cốt thép : fy = 400 Mpa

II.3 Cốt thép ứng suất trớc

Cáp sử dụng là loại khử ứng suất d của hãng VSL - tiêu chuẩn ASTM A416M Grade 270, loại tao 0,5 inch (gồm 12 sợi xoắn) có đờng kính danh định 12.7mm

Hệ số ma sát của tao thép với ống bọc (ống thép mạ cứng)  = 0.25 (5.9.5.2.2b-1)

Hệ số ma sát lắc (trên mm của bó thép): K = 6.6 ¿ 10-7 mm -1

Chiều dài tụt neo, lấy trung bình: L = 6mm

Mô đun đàn hồi của tao thép Ep = 197 000 Mpa

VËt liệu Mác thép hoặc loại Đờng kính

(mm) Cờng độ chịu kÐo fpu (MPa)

Giới hạn ứng suất cho bó thép ƯST ở trạng thái giới hạn sử dụng (theo bảng 5.9.3-1 272-05) Điều kiện Tao thép khử ứng suÊt d Ngay trớc khi đệm neo:

Có thể dùng f s ngắn hạn 0.9f py = 1503

MPa ở cuối vùng mất mát ở tấm đệm neo sau bé neo

0.7f pu = 1302 MPa ở trạng thái giới hạn sử dụng sau toàn bộ mất mát f py

Hoạt tải xe ôtô trên mặt cầu hay kết cấu phụ trợ đợc đặt tên là HL-93 sẽ bao gồm một tổ hợp của:

+ Xe tải thiết kế hoặc xe hai trục thiết kế, và

+ Tải trọng làn thiết kế

Mỗi làn thiết kế phải được bố trí cho xe tải thiết kế hoặc xe hai trục (Tandem) với tải trọng tương ứng, trừ trường hợp quy định trong điều (3.6.1.3.1) Tải trọng giả thiết chiếm 3000mm theo chiều ngang một làn thiết kế.

Trọng lợng và khoảng cách các trục và bánh xe của tải thiết kế phải lấy theo h×nh 1, lùc xung kÝch lÊy theo ®iÒu 3.6.2.

Trừ quy định trong điều 3.6.1.3.1 và 3.6.1.4.1 cự ly giữa hai trục 145kN phải thay đổi giữa 4300 và 9000mm để gây ra hiệu ứng lực lớn nhất.

2) Xe hai trôc thiÕt kÕ

Xe hai trục gồm một cặp trục 110 KN cách nhau 1.2m Cự ly chiều ngang của các bánh xe lấy bằng 1.8m Tải trọng động cho phép lấy theo điều 3.6.2.

3) Tải trọng làn thiết kế

Tải trọng làn thiết kế được xác định là 9,3 KN/m, phân bố đều theo chiều dọc Theo chiều ngang, tải trọng được giả thiết phân bố đồng đều trên bề rộng 3000mm Trong phân tích, hiệu ứng lực của tải trọng làn thiết kế không bao gồm lực xung kích.

Tính bản mặt cầu

1.2.1 Thiết kế cấu tạo bản mặt cầu

(a) Chọn chiều dày của bản mặt cầu

Bản mặt cầu dài 12.7m, với mỗi bên có 10 cm lan can để che phần neo của thép DƯL Phần mút thừa dài 2.85 m được thiết kế theo sơ đồ chịu lực như hình vẽ.

Hình 2.1 : Sơ đồ tính toán bản mặt cầu.

Theo giải pháp kết cấu mặt cắt ngang, đối với dầm hộp liên tục có bề rộng 12m < B 165 mm, cụ thể hmin = 0.027 × 7000 = 189 mm Để thuận tiện cho việc bố trí cáp ứng suất trước trong bản mặt cầu, chiều dày được chọn là 300 mm.

Lan can được xây dựng liền với bản mặt cầu, yêu cầu một khoảng không gian rộng để neo cốt thép Do đó, bản mặt cầu ở phần hẫng được thiết kế dày 250mm để đảm bảo khả năng chịu tải trọng va đập của xe do lan can truyền xuống.

II.4 Cấu tạo lớp áo đờng

Lớp áo đờng đợc thiết kế là bêtông Asphan dày 75 mm đã bao gồm lớp phòng níc

Sử dụng phơng pháp phân tích gần đúng để thiết kế bản mặt BTCT của cầu dầm hộp đổ tại chỗ và đúc liền khối.

Khi phân tích hiệu ứng lực trong bản, cần xem xét một dải bản rộng 1m theo chiều dọc cầu Mô hình hóa kết cấu thành hai sơ đồ: dầm hai đầu ngàm và dầm công xôn, trong đó các sờn dầm hộp được coi là các điểm ngàm cứng.

Các tải trọng tác dụng lên kết cấu là :

Trọng lợng bản thân : DC1

Trọng lợng lớp mặt đờng : DW

Lực xung kích : IM, lấy bằng 25%LL (theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05).

Để tính toán nội lực trong bản mặt cầu, cần xếp tải lên sơ đồ kết cấu nhằm tạo ra nội lực nguy hiểm nhất cho thiết kế Đối với dầm hai đầu ngàm, ta giả định đây là dầm đơn giản và sắp xếp tải lên đường ảnh hưởng để xác định nội lực lớn nhất, sau đó nhân giá trị này với hệ số tính đến tính ngàm Đối với phần công xôn, tải được xếp sao cho nội lực tại đầu ngàm đạt giá trị lớn nhất Cuối cùng, chọn giá trị lớn nhất để sử dụng trong các bước tính toán tiếp theo.

Tính toán hiệu ứng lực cho từng tải trọng thành phần trên bản mặt cầu, sau đó tổ hợp theo quy định tại điều 3.4.1-1 trong quy trình 22TCN 272-05 Cần chú ý đến hai tổ hợp tải trọng nguy hiểm: tổ hợp tải trọng cường độ 1 và tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn sử dụng Những nội lực này sẽ được sử dụng để tính toán và kiểm tra tiết diện của bản mặt cầu Bước tiếp theo là tính toán nội lực do các lực thành phần gây ra.

Nh trên đã phân tích, ta sẽ tính toán cho 2 phần :

Phần cánh hẫng được xác định dựa trên dầm công xôn, với một đầu ngàm vào sờn dầm Chiều dài tính toán của cánh hẫng được tính từ đầu cánh hẫng đến tim sờn dầm.

II.1 Nội lực phần nhịp bản giữa hai s ờn hộp

DC và DW là trọng lượng của bản mặt cầu, được tính bằng trọng lượng trung bình một mét dài bản mặt cầu chia cho chiều rộng tổng thể của nó Khối lượng riêng của bê tông cốt thép là 2.4 T/m³, trong khi khối lượng riêng của lớp phủ là 2.3 T/m³ (theo bảng 3.5.1-1).

Diện tích mặt cắt ngang của bản là F = 5.5576m 2

Chiều rộng của bản mặt cầu 12.7m.

Vậy tải trọng phân bố tác dụng lên dải bản là:

Hình 2.2: Sơ đồ chất tải lên đah Mômen giữa nhịp dầm giản đơn.

Hình 2.3: Sơ đồ chất tải lên đah lực cắt tại gối dầm đơn giản

 Nội lực do trọng l ợng bản mặt cầu gây ra.

- Tính toán mômen theo công thức sau:

MODC : Mômen tại tiết diện giữa nhịp bản do trọng lợng bản thân g©y ra.

DC : Trọng lợng bản mặt cầu = 1.05 T/m 2 (đợc tính ở trên). Ω 0 5 : Diện tích đờng ảnh hởng mômen của bản mặt cầu tại giữa nhịp.

- Tính toán lực cắt theo công thức sau:

Qo : Lực cắt tại gối do trọng lợng bản thân gây ra. Ω 0 5 : Diện tích đờng ảnh hởng lực cắt của bản mặt cầu tại gối.

 Nội lực do lớp phủ mặt cầu gây ra.

- Tính toán mômen theo công thức:

MODW : Mômen tại tiết diện 1/2 do trọng lợng lớp phủ mặt cầu gây ra.

DW : Trọng lợng lớp phủ bản mặt cầu = 0.1725 T/m 2 (đợc tính ở trên). Ω 0 5 : Diện tích đờng ảnh hởng mômen của bản mặt cầu tại giữa nhịp.

- Tính toán lực cắt theo công thức sau:

Q0DW : Lực cắt tại gối do trọng lợng lớp phủ gây ra. Ω 0 5 : Diện tích đờng ảnh hởng lực cắt của bản mặt cầu tại gối.

 Nội lực do hoạt tải gây ra.

Bản mặt cầu được phân tích theo phương pháp dải gần đúng, theo quy định trong điều 4.6.2.1, với dải phân tích ngang và chiều dài nhịp 7000mm, lớn hơn 4600mm Thiết kế bản cầu chịu tải trọng trục 145kN và tải trọng làn, trong đó các bánh xe trên trục cách nhau 1800mm và mỗi bánh xe chịu tải trọng 72.5kN.

Tải trọng làn thiết kế được xác định là 9,3 kN/m, phân bố đều theo chiều dọc Theo chiều ngang, tải trọng được giả định phân bố đều trên bề rộng 3000 mm Lưu ý rằng hiệu ứng của tải trọng làn thiết kế không bao gồm lực xung kích.

Khi thiết kế vị trí ngang của xe, cần đảm bảo hiệu ứng lực trong dải phân tích đạt giá trị tối ưu Vị trí trọng tâm bánh xe nên được đặt cách đá vỉa 300mm đối với thiết kế bản hẫng và 600mm cho các bộ phận khác.

Chiều rộng của dải tơng đơng b (mm) trên bánh xe được xác định theo bảng 4.6.2.1.3-1 trong tiêu chuẩn 272-05 Cụ thể, đối với phần hÉng, chiều rộng b được tính bằng công thức b = 1140 + 0,833X Trong trường hợp có mômen dương, b = 660 + 0,55S, với giá trị tối đa là 4510mm Ngược lại, đối với mômen âm, chiều rộng b = 1220 + 0,25S, tối đa là 2970mm.

Với : X là khoảng cách từ tâm gối đến điểm đặt tải

S là khoảng cách giữa các gối

Tính toán mômen theo công thức:

Trong đó : m - Là hệ số làn xe

Tải trọng mỗi bánh xe đạt 72.5 kN, trong khi chiều rộng dải tơng đơng trên mỗi bánh xe được tính bằng mm, cần xem xét riêng cho mômen âm và dương Tung độ đờng ảnh hởng tại vị trí đặt bánh xe cũng là yếu tố quan trọng cần lưu ý.

IM - Lùc xung kÝch tÝnh theo phÇn tr¨m IM = 25% (LÊy theo bảng 3.6.2.1-1 22TCN 272-05). ql - Tải trọng làn thiết kế, ql = 0.31 T/m

A1/2 - Diện tích phần đờng ảnh hởng đặt tải trọng làn.

Kết quả trên đã xem xét hệ số tính ngàm Để nâng cao độ chính xác trong tính toán, cần tách riêng hoạt tải thành mômen âm và mômen dương.

Tính toán lực cắt theo công thức:

2) Nội lực phần công xôn

Hình 2.4: Sơ đồ tính dầm công xôn

Hình 2.5:Sơ đồ chất tải tính Mômen dầm công xôn Hình 2.6:Sơ đồ chất tải tính Lực cắt dầm công xôn

 Nội lực do tải trọng bản thân dầm.

- Tính toán mômen tại đầu ngàm theo công thức:

- Tính toán lực cắt theo công thức:

Trong đó : l - Là chiều dài cánh công xôn.

 Nội lực do tải trọng lớp phủ.

Trong đó : a - Bề rộng của lớp phủ tại công xôn (2.5m).

 Nội lực do tải trọng lan can.

Trọng lượng của lan can được xem như một lực tập trung tại mép cánh hẫng, tương ứng với khối lượng của một mét dài lan can, với khối lượng riêng của bê tông là 2.4T/m³.

- Tính toán mômen theo công thức sau:

M1P : Mômen tại đầu ngàm do Pb gây ra.

Pb : Trọng lợng lan can, Pb = 0.7051T/m b : Khoảng cách giữa tải trọng và ngàm.

 Nội lực do hoạt tải.

(Bỏ qua tải trọng do làn) đơn giản ta tính theo công thức sau:

Quy tr×nh thiÕt kÕ

 Tiêu chuẩn thiết kế cầu: 22 TCN 272 - 05

Các thông số kỹ thuật

Cầu H cần được thiết kế với quy mô lớn, phù hợp với kích thước và vai trò kinh tế xã hội của nó Thiết kế cầu sẽ sử dụng bê tông cốt thép và bê tông cốt thép dự ứng lực để đảm bảo tính bền vững và lâu dài.

 Kiến nghị dùng tải trọng theo 22 TCN 272 - 05:

+ Hoạt tải thiết kế : HL93.

 Tốc độ thiết kế: V = 80 km/h

Theo tiêu chuẩn đờng cấp III đồng bằng (TCVN4054-2005):

 Bán kính cong đứng lồi tối thiểu Rmin = 4000m.

 Độ dốc dọc tối đa imax = 5 %.

 Chiều dài lớn nhất của dốc dọc : 700m

 Chiều dài tối thiểu đổi dốc dọc : 200m

Tiêu chuẩn kỹ thuật cho tuyến hai đầu cầu đảm bảo việc khai thác êm thuận và an toàn Đường hai đầu cầu H được thiết kế theo tiêu chuẩn đường cấp III đồng bằng, phù hợp với các yêu cầu cải tạo và nâng cấp của QLX.

+ Bề rộng nền đờng: Bn= 14,50m

+ Bề rồng mặt đờng: Bm ,00m

+ Bán kính đờng cong nằm nhỏ nhất: Rmin%0m

+ Bán kính đờng cong đứng nhỏ nhất lồi : Rmin@00m

+ Bán kính đờng cong đứng nhỏ nhất lõm: Rmin 00m

+ Kết cấu mặt đờng: 7.5 cm bê tông asphalt.

Giới thiệu phơng án thiết kế

Kiến nghị dùng tải trọng theo 22 TCN 272 - 05:

Hoạt tải thiết kế : HL93, xe hai trục

 Quy phạm thiết kế: Tiêu chuẩn thiết kế cầu: 22 TCN 272 - 05

Trắc dọc cầu được thiết kế với một phần nằm trên đường cong tròn có bán kính R = 5000m, trong khi phần còn lại nằm trên đường thẳng với độ dốc dọc id = 2% Độ dốc dọc lớn nhất cho phép là Imax = 4%.

Cầu chính được thiết kế với dầm liên tục 3 nhịp, có kích thước lần lượt là 65 + 100 + 65 Dầm có tiết diện hộp với 2 thành nghiêng, chiều cao dầm trên trụ đạt 5.5 m, trong khi chiều cao giữa nhịp và phần dầm biên đều là 2.5 m.

+ Cầu dẫn dầm đơn giản PCI 33m, nhịp bên trái cầu 4 x 33m, nhịp bên phải cầu 3 x 33 m Chiều cao dầm không đổi h = 1.65m, mặt cắt ngang gồm 6 dầm PCI.

+ Mố: Hai mố đối xứng, loại mố BTCT tờng thẳng, đặt trên móng cọc khoan nhồi đờng kính D = 1m.

+ Trụ: Trụ đặc, BTCT, đặt trên móng cọc khoan nhồi, sử dụng 2 loại đờng kính D = 1 m, và D = 1.5 m.

+ Khe co giãn bằng cao su.

+ Gối cầu bằng cao su.

+ Lan can cầu bằng bê tông và thép ống+ Lớp phủ mặt cầu: Lớp bêtông asphalts dầy 7.5mm.

Vật liệu

 Bê tông : fc ’ = 40MPa dùng cho kết cấu nhịp. fc ’ = 30MPa dùng cho kết cấu mố, trụ, cọc khoan nhồi.

 Thép cờng độ cao : fpy = 18600MPa.

Chọn tiết diện

Dầm hộp phần cầu chính là lựa chọn tối ưu cho cầu bê tông dự ứng lực khẩu độ lớn, nhờ vào khả năng chịu lực vượt trội, đặc biệt là khả năng chống xoắn Mặt cắt ngang hình hộp không chỉ đảm bảo tính ổn định mà còn giúp phân bố vật liệu hiệu quả.

1 hộp thành xiên có chiều cao thay đổi dần từ mố trụ ra giữa nhịp.

 Giữa nhịp : h = (1/30 – 1/ 45)Lnhịp ; không nhỏ hơn 2m.

 Với Lnhịp = 100m, ta chọn H = 5.5 m, h = 2.5 m Khi đó :

 Chiều cao phần dầm biên không thay đổi h = 2.5m.

 Bề rộng mặt cầu là B = 13m, chọn dầm hộp có hai thành hộp, cánh hẫng 3m, khoảng cách hai tim thành hộp 7m, 3/7 =0.428

 Chiều cao bản mặt cầu ở cuối cánh vút : 25cm

 Chiều cao bản mặt cầu ở đầu cánh vút : 60m

 Đáy dầm biến thiên theo quy luật đờng cong bậc 2 có phơng trình là:

Với L là chiều dài cánh hẫng cong, L = 47.5 m.Vậy ta có phơng trình đ- ờng cong biên dới đáy dầm hộp là:

 Chiều dày bản đáy thay đổi theo đờng parabol từ chiều dày tại mép trụ là

120 cm đến chiều dày giữa nhịp là 30 cm.

 Chiều dày sờn dầm thay đổi tuyến tính, tại gối là 60cm, tại giữa nhịp là

47 5 2 X + 45 (cm) Bản cánh trên của dầm đợc đúc tạo vát 2%, chiều dày là 300 mm

Hình 1.2: Cấu tạo 1/2 MCN trên gối và giữa nhịp chính

 Mặt cầu có độ dốc ngang 2% và độ dốc dọc thay đổi từ 0% đến 2 % trên đờng cong tròn R = 5000m và không đổi 2 % trên đờng thẳng

 Trên tiết diện ngang tại gối có bố trí một lối thông có kích thớc bxh 1x1.8m, đợc tạo vút 20x20cm.

 Lớp phủ mặt cầu bê tông asphalts dày 7.5 cm:

 Tĩnh tải phân bố của lớp phủ mặt cầu: glp = 0.075 x 2.3 = 0.1725 T/m 2

Bản trên của dầm hộp

Hình 1.3: Mặt cắt dọc dầm hộp chia các đốt thi công

 Tính chiều cao mỗi đốt dầm hộp tại đáy biên ngoài theo đờng cong bậc 2 có phơng trình là:

Chú ý: chiều cao phần đốt hợp long và phần đốt trên trụ là không đổi.

 DÇm PCI phÇn cÇu dÉn:

Hình 1.4: Cấu tạo MCN dầm cầu dẫn.

Cấu tạo mố trụ cầu

+ Mố: Hai mố có chiều cao tờng thân khác nhau, là loại mố BTCT tờng thẳng, đặt trên móng cọc khoan nhồi đờng kính D = 1m.

+ Trụ: Trụ đặc, BTCT, đặt trên móng cọc khoan nhồi, sử dụng 2 loại đờng kính D = 1 m và D = 1.5 m.

Tính toán khối lợng công tác

3.5.1 khối lợng công tác phần kết cấu nhịp

Ta lập bảng tính sau

Bảng tính toán xác định thể tích các khối đúc hẫng :

Tổng thể tích của 1/2 nhịp 100m 592.62

 Thể tích bê tông 1/2 phần vách trên một trụ là:

 Thể tích bê tông của nhịp 65m là:

 Thể tích bê tông của nhịp 100m là:

 Tổng thể tích bê tông phần nhịp liên tục là:

 Chiều dài nhịp dầm tính toán phần cầu dẫn:

 Diện tích MCN phần cầu dẫn:

 Thể tích bê tông phần nhịp cầu dẫn:

Vnhịp cầu dẫn = L tt nhịp cầu dẫn ¿ A = 231 ¿ 7.881 = 1820.696 m 3

3.5.1.3 Thể tích bê tông kết cấu nhịp toàn cầu

Vkết cấu nhịp toàn cầu = Vliên tục + Vnhịp cầu dẫn = 4606.40 m 3 3.5.2 Tính toán khối lợng công tác của trụ mố

Mố Cao (m) Vtờng cánh(m 3 ) Vthân mố(m 3 ) Vđài cọc(m 3 ) Vmố(m 3 )

 Tổng khối lợng công tác bê tông mố: Vmố = 485.365(m 3 )

3.5.2.2 Khối lợng trụ cầu GVHD : ts.nguyễn bình hà

Tên trụ Chiều cao V mu tru (m 3 ) V thân tru (m 3 ) V đai coc (m 3 ) Tổng (m 3 )

Tổng khối lợng bê tông đổ trụ 4049.69

 Tổng khối lợng công tác bê tông trụ: Vtrụ = 4049.69 ( m 3 )

3.5.2.3 Khối lợng công tác bê tông trụ mố

3.5.3 Tính toán Khối lợng công tác lan can và lớp phủ mặt cầu

 Lan can: VLan can = 2 ¿ ALan can ¿ Llan can = 2 ¿ 0.2938 ¿ 461 = 270.884 m 3

 Thể tích bê tông asphalts 75mm có thể tích là:

Tính sơ bộ móng cọc của trụ, mố

Lớp Loại đất Trạng thái Chiều dầy (m) N/30

1 Đất đắp, sét pha mầu nâu Dẻo cứng 1.5 0

2 Sét gầy lẫn cát mầu xám đen Rất mềm 3.5 1.5

3 Cát cấp phối kém mầu xám đen Xốp 1.5 4

5 Sét cát mầu xám đen Dẻo cứng 2.5 16

6 Cát cấp phối kém mầu xám đen lẫn bụi Chặt 12.5 45.14

Các cọc trụ cầu dẫn và mố ở hai bên bãi sông có đường kính và độ sâu đồng nhất, đồng thời đều xuyên qua các lớp địa chất khác nhau, vì vậy sức chịu tải của các cọc là tương đương nhau.

3.6.2 Xác định sức chịu tải của cọc:

 Xác định sức chịu tải của cọc:

Dự kiến chiều dài cọc đờng kính D=1m là 40 m, cọc đờng kính D=1.5m là

- Cốt thép chịu lực fy= 400 Mpa.

Sức chịu tải của cọc theo vật liệu :

Theo điều 5.7.4.4 sức kháng tính toán của các cấu kiện đợc xác định nh sau:

P n = 0.85( 0.85 f’c(Ag - Ast ) + fy Ast) Trong đó :

Ag : Diện tích mặt cắt của cọc

Ast : Diện tích cốt thép f ’ c : Cờng độ nén quy định của bê tông ở tuổi 28 ngày fy : Giới hạn chảy tối thiểu quy định của thanh cốt thép

Ag : Diện tích cốt thép chịu lực Ag = 3% Ast (cm 2 ).

Sức chịu tải của cọc theo đất nền:

Theo điều 10.7.3.2 sức kháng đỡ của cọc đợc tính theo công thức sau:

Qr =  Qn = qpQp + qsQs - Qc

2 Sét gầy lẫn cát màu xám đen Rất mềm

3 Cát cấp phối kém mầu xám đen Xốp

5 Sét cát mầu xám đen Dẻo cứng

6 Cát cấp phối kém mầu xám đen lẫn bụi Chặt

Sức chịu tải của cọc khoan nhồi tính theo đất nền:

Theo tiêu chuẩn 272-05 ( theo phơng pháp Reese và Wright): qs= 0.0028N, víi N N1

 Sức kháng danh định của dây treo: R dây treo > N1 / Φ 13.063 / 0.8 = 1641 kN

 Sử dụng cáp OVM, theo catelogue, chọn bó thép nửa song song sợi Φ7mm với các thông số nh sau:

13 Quy cách (số sợi thép): 61 sợi

14 §êng kÝnh bã thÐp d: 63mm

15 Tổng diện tích bó thép: 2348 mm 2

16 Tải trọng kéo đứt danh định: 3686 kN > 1641 kN

17 Trọng lợng bó thép: 18.4 kg/m

Phân tích sơ bộ nội lực trong vòm chủ.

18 Do cha xác định đợc tiết diện vòm chủ và tiết diện thanh căng nên sử dụng sơ đồ tĩnh định vòm 3 khớp không có thanh căng với những lý do sau:

1 Với mục tiêu dự báo lực dọc trong vòm chủ để xác định tiết diện vòm chủ, sử dụng vòm tĩnh định 3 khớp là chấp nhận đợc, nội lực sẽ lớn hơn hệ thực là vòm siêu tĩnh, đồng thời có thể tính toán mà không cần đặc trng hình học của vòm

2 Thanh căng sẽ đợc xác định trên cơ sở lực xô ở gối tính đợc.

Sơ đồ phân tích sơ bộ vòm chủ (không có thanh căng)

 Mô hình hoá kết cấu vòm sử dụng phần mềm MIDAS CIVIL 2006

Mô hình phân tích sơ bộ vòm chủ

Sau khi chạy chương trình MIDAS CIVIL 2006 dựa trên mô hình trong hình II.3.5.1-2, kết quả phân tích cho thấy đường bao lực dọc trong vòm chủ theo tổ hợp tải trọng theo TTGH cường độ I (gLCB1 = 1.25DC + 1.5DW + 1.75LL) đã được xác định.

Biểu đồ bao lực dọc trong vòm dới tổ hợp tải trọng theo TTGH cờng độ I

 Theo kết quả lực dọc trong vòm ở hình II.3.5.1-3, ta có lực dọc lớn nhất trong vòm theo tổ hợp tải trọng TTGH cờng độ 1 là N = -22813 kN

Sơ bộ chọn và đánh giá sức kháng nén dọc trục cực hạn của tiết diện vòm chủ.

 Sơ bộ chọn tiết diện vòm:

19 Chọn tiết diện vòm dạng hình số 8 Loại tiết diện này có độ cứng chống uốn lớn (giống mặt cắt hình chữ I)

Dạng tiết diện dự kiến cho vòm chủ

20 Theo kinh nghiệm nhiều cầu vòm đã đợc xây dựng tại Trung Quốc các kích th- ớc nh hình II.3.5-4 có thể chọn nh sau:

1 §êng kÝnh èng thÐp: D/L = 1/60 ÷ 1/150 => D = 1.8m ÷ 0.7m dự kiến chọn D = 1.1m

2 Chiều cao tiết diện: D/H = 1/2.5 => H = 2.5xD = 2.75m dự kiến chọn H = 2.8m

3 Bề dày ống thép: dự kiến t = 16mm

 Đặc trng hình học của tiết diện vòm chủ vừa chọn:

21 Diện tích ống thép: A s = 54487 mm 2

22 Diện tích bê tông: A c = 895844 mm 2

 Đánh giá sức kháng nén dọc trục cực hạn của tiết diện vòm chủ (tham khảo quy trình CECS 28-90 của Trung Quốc)

23 Chỉ số bó chặt của ống thép với lõi bê tông: θ=f y ⋅A s f c ⋅A c 45⋅54487

24 Sức kháng nén dọc trục cực hạn danh định của tiết diện vòm chủ:

1 Bê tông chịu nén dọc trục: Φ = 0.75

2 Thép chịu nén dọc trục: Φ = 0.9

26 Sức kháng nén dọc trục cực hạn tính toán của tiết diện vòm chủ:

1 ΦN = 0.9x0.75x86639 = 58481 kN > 22813 kN (đã tính đợc ở mục II.3.5.1)

27 Kết luận: tiết diện thiết kế chấp nhận đợc về mặt cờng độ với hệ số an toàn Fs

 Kết quả phân tích sơ bộ vòm tĩnh định 3 khớp không có thanh căng ở mục II.3.5.1 cho ta lực xô ở gối nh sau:

Kết quả lực xô ở gối theo phân tích sơ bộ vòm tĩnh định 3 khớp không có thanh căng (đơn vị : kN)

Lực xô lớn nhất theo tổ hợp tảI trọng ở TTGH cờng độ 1 = 21152.7 kN

 Diện tích bó cáp cờng độ cao (thanh căng) cần thiết :

Dự kiến sử dụng 8 bó cáp, mỗi bó cáp bao gồm 19 tao có đường kính 15.2mm, với mỗi tao chứa 7 sợi có diện tích danh định 139.35 mm² Tổng diện tích danh định của thanh căng được tính toán là 21181 mm², vượt quá yêu cầu tối thiểu là 13333 mm², do đó đáp ứng đầy đủ tiêu chuẩn.

(d) Kết cấu móng – phân tích sơ bộ hệ móng phân tích sơ bộ hệ móng cọc khoan nhồi

(b.1) Tải trọng tác dụng lên hệ móng cọc.

 Tải trọng tác dụng lên kết cấu móng gồm có:

1 Trọng lợng bản thân kết cấu nhịp vòm (DC):

1 Vòm chủ (đợc tính toán bởi phần mềm MIDAS)

2 Dây treo (đợc tính toán bởi phần mềm MIDAS)

3 Dầm ngang (đợc tính toán bởi phần mềm MIDAS)

4 Dầm bản (đợc tính toán bởi phần mềm MIDAS)

5 Lớp BTCT dày 15cm: g BTCT = 2.5 x 0.15 = 0.375 T/m 2

2 Lớp phủ mặt cầu (DW):

2 Bê tông asphalt dày 75mm: w = 2.3 T/m 3

3 DW = (0.075x2.3 + 0.03)x14m = 2.835 T/m - (đợc đa vào mô h×nh kÕt cÊu trong phÇn mÒm MIDAS)

3 Trọng lợng bản thân trụ cầu chính (DC) (đợc tính toán bởi phần mềm MIDAS)

1 Trờng hợp 1: Xe tải (TRUCK) thiết kế + tải trọng làn thiết kế.

3 Trờng hợp 3: 90%(2 xe tải (TRUCK) thiết kế cách nhau 15m + tải trọng làn thiết kế).

4 Số làn xe thiết kế: n = 4 làn

6 Hệ số xung kích: (1+IM/100) = 1 (với trụ đặc)

7 Các thế tải bất lợi nhất cho từng phản lực thẳng đứng đáy đài cọc đợc MIDAS tự động xếp lên đờng ảnh hởng phản lực đáy đài cọc ở từng trụ cÇu chÝnh T3, T4, T5

30 Kết quả phản lực đáy đài cọc cực hạn theo TTGH cờng độ 1 cho các trụ cầu chính T3, T4, T5 đợc MIDAS tính ra nh sau:

Phản lực đáy đài cọc cực hạn theo TTGHCĐ1 (đơn vị : T)

Trụ Phản lực đáy đàI cọc tính toán (T)

 Tải trọng tác dụng lên kết cấu móng gồm có:

1 Trọng lợng bản thân kết cấu nhịp (DC):

1 Trọng lợng 1 phiến dầm Super T: g dầm super T = 60 T / 1 fiến dầm

2 Lớp BTCT dày 15cm: g BTCT = 2.5 x 0.15 = 0.375 T/m 2

2 Lớp phủ mặt cầu (DW):

2 Bê tông asphalt dày 75mm: w = 2.3 T/m 3

3 Trọng lợng bản thân mố (DC):

1 Lấy mố M15 tính đại diện.

2 ThÓ tÝch mè M15 tÝnh ra 335 m 3

4 Trọng lợng bản thân trụ nhịp dẫn (DC):

Trụ Đài cọc Thân trụ Xà mũ Tổng

1 Lấy trụ T7 tính đại diện.

Trong đó: n : Số làn xe , n = 4. m: Hệ số làn xe, m = 0.65

IM : Lực xung kích (lực động) của xe, khi tính mố trụ đặc thì

Pi , yi : Tải trọng trục xe, tung độ đờng ảnh hởng.

: Diện tích đờng ảnh hởng.

Wlàn : Tải trọng làn , Wlàn = 0.93T/m

1 Trờng hợp 1: 1 xe tải thiết kế + tải trọng làn thiết kế

Xếp 1 xe TRUCK lên đ.a.h phản lực gối tại mố p=0.93T/m

Xếp 1 xe TRUCK lên đ.a.h phản lực gối tại trụ cầu dẫn p=0.93T/m

2 Trờng hợp 2: 1 xe 2 trục thiết kế + tải trọng làn thiết kế

Xếp 1 xe TANDEM lên đ.a.h phản lực gối tại mố p=0.93T/m

 Xếp 1 xe TANDEM lên đ.a.h phản lực gối tại trụ cầu dẫn p=0.93T/m

3 Trờng hợp 3: 90%(2 xe tải thiết kế + tải trọng làn thiết kế)

Xếp 2 xe TRUCK lên đ.a.h phản lực gối tại trụ cầu dẫn p=0.93T/m

4 Trờng hợp 3 cho giá trị phản lực gối bất lợi nhất tại trụ nhịp dẫn: LL 2.18965 T

5 Trờng hợp 1 cho giá trị phản lực gối bất lợi nhất tại mố cầu: LL6.851T

Page 83 of 217 γDCP mè =1.25xDC+1.5xDW+1.75xLL=1.25x(0.5x(60x7+0.375x40x14+1.25x40 )+837.5)+1.5x0.2025x40x14x0.5+1.75x126.851= 2129 (T)

 Tổ hợp tải trọng tác dụng lên hệ móng cọc tại trụ nhịp dẫn (trụ T2) theo TTGHC§1: γDCP trụnhịpdẫn =1.25xDC+1.5xDW+1.75xLL=1.25x(60x7+0.375x40x14+1.25x40

(b.2) Tính toán sơ bộ số cọc khoan nhồi.

Số liệu địa chất và dự kiến các lớp đất chịu lực

 Trụ địa chất (xin xem trang bên).

 Lớp đất trên cùng thuộc về đờng đầu cầu, không tính chịu lực.

 Lớp đất 1 đến lớp thứ 5 thuộc loại đất yếu Đây là lớp đất yếu không tính vào chịu lùc.

Lớp đất 6 là loại cát cấp phối kém màu xám đen, lẫn bụi và có độ chặt cao Với chỉ số SPT trung bình đạt 0.667, lớp đất này cho thấy khả năng chịu tải tốt và đã được tính toán kỹ lưỡng.

Phần cầu chính (nhịp vòm).

34 Diện tích tiết diện cọc:

36 Chiều dài đoạn cọc ngàm trong lớp đất tốt dự kiến: Z = 14.5m

 Loại đất: cát cấp phối kém màu xám đen lẫn bụi – chặt

 Phơng pháp tính: FHWA 1999 (REESE&O –NEILL) [10.8.3.3 – 22 TCN 272 - 05]

 Dự báo sức kháng cắt: S u = 0.29xN 60 0.72 (theo Hara 1974)

 Hệ số chiết giảm: α=0 49 [Bảng 10.8.3.3.1-1 22 TCN 272 05] – toạ độ tim vòm (theo hệ truc toạ độ nh – toạ độ tim vòm (theo hệ truc toạ độ nh

 Dự báo sức kháng bên (phơng pháp α):

 Dự báo sức kháng mũi (phơng pháp N C ):

39 Chiều dài đoạn cọc ngàm trong lớp đất tốt: Z>3D

40 Hệ số sức chịu tải của nền đất dới mũi cọc: N c =9 [Công thức 10.8.3.3.2-2 22 TCN 272-05]

41 Sức kháng mũi: q p = N c S u [Công thức 10.8.3.3.2-1 - 22TCN 272 - 05]

 Hệ số sức kháng TTGH cờng độ I: Φ S =0.65; Φ P =0.55 (Bảng 10.5.5-3 22TCN- 272-05)

 Sức kháng 1 cọc theo TTGH cờng độ I: ΦQ = Φ S Q S + Φ P Q P = 0.65x826.7 + 0.55x394.4 = 754.275 (T)

 Số cọc dự kiến: n= γP ΦVQ

 Tính toán số lợng cọc theo bảng sau:

B ảng tính toán số lợng cọc cho các trụ cầu chính

Vị trí trụ Phản lực đáy đài cọc γP (T)

Số cọc dự kiến Chọn

43 Diện tích tiết diện cọc:

45 Chiều dài đoạn cọc ngàm trong lớp đất tốt: Z = 14.5m

 Phơng pháp tính: FHWA 1999 (REESE&O NEILL) (Điều 10.8.3.3 22TCN-272-05 ’cEMPa dùng cho bê tông nhồi của kết cấu vòm về cọc khoan nhồi)

 Dự báo sức kháng cắt: S u = 0.29xN 60 0.72 (theo Hara 1974)

 Hệ số chiết giảm: α=0 49 (Bảng 10.8.3.3.1-1 ; 22TCN-272-05)

 Dự báo sức kháng bên (phơng pháp α):

 Dự báo sức kháng mũi (phơng pháp N C ):

48 Chiều dài đoạn cọc ngàm trong lớp đất tốt: Z>3D

49 Hệ số sức chịu tải của nền đất dới mũi cọc: N c =9 (Công thức 10.8.3.3.2-2 22TCN-272-05)

50 Sức kháng mũi: q p = N c S u (Công thức 10.8.3.3.2-1 22TCN-272-05)

 Hệ số sức kháng TTGH cờng độ I: γDCΦ S =0.65; γDCΦ P =0.55 (Bảng 10.5.5-3 22TCN- 272-05)

 Sức kháng 1 cọc theo TTGH cờng độ I: ΦQ γDC= γDCΦ S Q S γDC+θ γDCΦ P Q P = 0.65x551.3 + 0.55x175.2 = 454.075 (T)

 Số cọc dự kiến: n= γP ΦVQ

Bảng tính toán số lợng cọc cho các trụ cầu dẫn

Vị trí mố / trụ nhịp dẫn

Phản lực đáy đài cọc γDCP (T)

Số cọc dự kiến Chọn

(e) Tổ chức thi công và xây dựng

Giới thiệu phơng án thiết kế

Kiến nghị dùng tải trọng theo 22 TCN 272 - 05:

Hoạt tải thiết kế : HL93

 Quy phạm thiết kế: Tiêu chuẩn thiết kế cầu: 22 TCN 272 - 05

 Trắc dọc cầu: Trắc dọc cầu nằm trên đờng thẳng độ dốc dọc bằng 0.

Cầu chính Extradosed có kết cấu 3 nhịp (90 + 150 + 90) với hai mặt phẳng dây và dầm liên tục có tiết diện hộp với 2 thành nghiêng Chiều cao dầm trên trụ là H = 4.5 m, trong khi chiều cao từ phần dây văng tới giữa nhịp là h = 3.0 m Cầu được hỗ trợ bởi 32 cặp dây văng được bố trí hình rẽ quạt trên 2 tháp Tháp cầu được thiết kế dạng tháp cứng bằng bê tông cốt thép với tiết diện ngang hình chữ nhật.

+ Cầu dẫn dầm đơn giản PCI 2x33m mỗi bên Chiều cao dầm không đổi h = 1.65m, mặt cắt ngang gồm 6 dầm PCI.

+ Mố: Hai mố đối xứng, loại mố BTCT tờng thẳng, đặt trên móng cọc khoan nhồi đờng kính D = 1m.

+ Móng trụ, mố: Móng cọc khoan nhồi, sử dụng loại đờng kính D = 1m, D = 1.5m và D=2.0m.

+ Khe co giãn bằng cao su.

+ Gối cầu bằng cao su.

+ Lan can cầu bằng bê tông và thép ống

+ Lớp phủ mặt cầu: Bêtông asphalts dầy 75mm.

Chọn tiết diện

Dầm hộp phần cầu chính là lựa chọn tối ưu cho cầu bê tông dự ứng lực khẩu độ lớn nhờ khả năng chịu lực vượt trội, đặc biệt là khả năng chống xoắn và phân bố vật liệu hiệu quả Dầm liên tục với mặt cắt ngang hình hộp thành xiên có chiều cao thay đổi từ mố trụ đến giữa nhịp, giúp tăng cường độ bền và ổn định cho cầu.

 Tại vị trí trụ : H = (1/30 - 1/35)Lnhịp

 Giữa nhịp : h = (1/50 - 1/55)Lnhịp ; không nhỏ hơn 2m.

 Với Lnhịp = 150m, ta chọn H = 4.5 m, h = 3.0 m Khi đó :

 Chiều cao bản mặt cầu ở cuối cánh vút : 25cm

 Chiều cao bản mặt cầu ở đầu cánh vút : 55cm Đáy dầm biến thiên theo quy luật đờng cong bậc 2

 Chiều dày bản đáy thay đổi theo đờng parabol từ chiều dày tại gối là 60 cm đến chiều dày giữa nhịp là 30 cm.

 Chiều dày sờn dầm không đổi là 50cm.

Tại vị trí đốt đúc trên trụ tháp, dầm được thiết kế đặc với hai lối thông kích thước 1.8x1m, tạo vát 2020cm nằm đối xứng qua thân tháp Nhịp chính dài 150m có tiết diện dầm chính với chiều cao thay đổi từ 4.5m ở trên trụ xuống 3.0m, nhưng chỉ thay đổi trong khoảng từ đốt Ko đến điểm neo cáp văng đầu tiên, trong khi phần dầm còn lại giữ chiều cao không đổi.

Cột tháp cứng được liên kết chặt chẽ với trụ cầu, giúp tăng cường độ cứng của tháp Điều này không chỉ giảm chuyển vị đỉnh trụ mà còn làm giảm ứng suất trong cáp văng do hoạt tải.

Hình 1.18:Sơ đồ cầu chính Extradosed

 Mặt cầu có độ dốc ngang 2% và độ dốc dọc không đổi là 0%

 Trên tiết diện ngang tại gối có bố trí hai lối thông có kích thớc bxh 1x1.8m, đợc tạo vút 20x20cm nằm đối xứng nhau qua thân tháp.

 Lớp phủ mặt cầu lớp bêtông asphalts dầy 75mm.

Hình 1.19: Cấu tạo MCN dầm hộp có chiều cao thay đổi theo chiều dài nhịp

Hình 1.20: Mặt cắt dọc dầm hộp

 Chiều cao mỗi đốt dầm hộp tại đáy biên ngoài ở những đốt có chiều cao thay đổi theo đờng cong bậc 2 có phơng trình là:

Chú ý: chiều cao từ điểm neo dây đầu tiên đến vị trí hợp long và phần đốt đúc trên tháp trụ là không đổi

Bảng xác định đặc trng hình học của các khối đúc hẫng

 DÇm PC I phÇn cÇu dÉn:

Hình 1.21: Cấu tạo MCN dầm cầu dẫn.

Cấu tạo mố tháp cầu

+ Mố: Hai mố đối xứng, loại mố chữ U, BTCT tờng thẳng, đặt trên móng cọc khoan nhồi đờng kính D = 1m.

Bản quá độ được thiết kế với cấu tạo bằng bê tông cốt thép dày 30cm, có chiều dài 3.0m và chiều rộng 1m Bản này được đặt nghiêng 10%, với một đầu gối lên vai kê và đầu còn lại gối lên dầm kê bằng bê tông cốt thép, được thi công đổ tại chỗ.

+ Tháp: BTCT, đặt trên móng cọc khoan nhồi đờng kính D = 2.0 m Chiều cao cột tháp nằm trong khoảng (1/8 - 1/10)L với L là chiều dài nhịp chính Chọn Htháp = 15m, t- ơng ứng H/L =1/10.

Betong asphalts 75mm Bản mặt cầu

Ván khuôn đổ bản 80mm

Bố trí cáp văng

Khoảng cách neo các cáp văng trên dầm chủ thông thờng đợc lấy 3.5 - 5m ở đây ta chọn là 5m

Khoảng cách neo cáp văng từ tim trụ được xác định trong khoảng 20 - 30m, và trong trường hợp này, chúng ta chọn a = 27.0m Trên bản vẽ, các giá trị của góc nghiêng dây văng được thể hiện là min = 13° và max = 21°.

Dây cáp ngoài: cấu tạo bởi các tao song song, đờng kính 15.2mm, bọc trong ống HDPE.

Liên kết cáp văng với cột tháp theo cách neo độc lập, liên kết với dầm chủ ở vị trí ngoài sờn bên của dầm hộp.

Tính sơ bộ tiết diện các dây cáp :

Khác với cầu dây văng, cầu Extradosed chủ yếu dựa vào dầm làm bộ phận chịu lực chính, trong khi dây văng chỉ hỗ trợ Tải trọng từ dầm được truyền lên tháp cầu và sau đó xuống nền móng, tạo ra sự ổn định cho cấu trúc.

Việc sử dụng 5000 lệch tâm lớn giúp cải thiện khả năng tạo DƯL tại các khu vực dầm có ứng suất kéo trong giai đoạn sử dụng Dây văng không chỉ tiếp nhận một phần tải trọng ngay từ giai đoạn thi công mà còn làm giảm mômen uốn trên trụ Do đó, phương pháp thi công đóng vai trò quan trọng trong việc lựa chọn tiết diện cáp văng.

Chúng tôi áp dụng phương pháp thi công đúc hẫng cho kết cấu nhịp, ngay sau khi hoàn thành đúc mỗi đốt dầm, tiến hành căng dây ngay tại đốt đó Phương pháp căng dây này giúp tối ưu hóa tiến độ thi công và đảm bảo chất lượng công trình.

Toàn bộ tải trọng trong phần hẫng đầu tiên khi căng dây sẽ được cáp dự ứng lực trong dầm chủ đảm nhận Giả thiết mômen uốn tại trụ trong giai đoạn này là

- Tiếp tục thi công hẫng đến đốt K14 (nếu giả thiết không căng dây thì mômen uốn trên trụ ở giai đoạn này sẽ là M1)

 Phần chênh lệch nội lực là ΔL M=M1-M0 ,phần chênh lệch này sẽ cho cáp văng chịu 70%

Sau khi hoàn tất hợp long, dây văng sẽ chịu 20% tải trọng từ tĩnh tải 2 và hoạt tải Để tính toán dầm, cần xem xét sơ đồ trước khi hợp long, trong đó nhịp biên được hỗ trợ bởi các cáp văng với lực căng N=1, dẫn đến nội lực trong dầm là M.

 lực căng trong cáp văng cần thiết để chịu phần nội lực ΔL M sẽ là:

Hình 1.23 minh họa mô hình không gian cho các trường hợp khác nhau: a) Trước khi căng dây văng đầu tiên; b) Thi công hẫng đến hết đốt K14 mà không có sự hỗ trợ của cáp văng; c) Thi công hẫng đến hết đốt K14 với lực căng trong cáp văng giả thiết N=1.

Việc tính toán cáp đợc thực hiện nh sau: a) Tính mômen đỉnh trụ M0 trong giai đoạn đầu khi cha căng dây:

Mô hình bằng phần mềm Midas cho thấy biểu đồ momen M0 do tĩnh tải là 15614 (Tm) Tại giai đoạn đúc hẫng đốt cuối cùng trước khi hợp long nhịp biên, mômen M1 được tính là 75927 (Tm) Ngoài ra, mômen đơn vị do cáp văng với lực căng N = 1 được tính là M"0.8 (Tm).

Vậylực căng cần thiết trong cáp văng sẽ là:

Trong cầu Extradosed, chiều cao cột tháp thấp và chiều dài cáp văng ngắn giúp giảm dao động do tải trọng gió, từ đó giảm ứng suất mỏi trong cáp văng Do đó, ứng suất chịu kéo cho phép khi thiết kế cáp văng có thể tăng lên, được xác định bằng hoặc nhỏ hơn 60% cường độ giới hạn của cáp cường độ cao Ứng suất ban đầu trong cáp văng được lấy là 0.6fpu.

=> Diện tích của mỗi cáp văng là:

Để tính toán lực căng cần thiết trong dây dưới tác dụng của tĩnh tải 2 và hoạt tải, chúng ta cần xem xét điều kiện chống nứt cho dầm Từ lực căng này, có thể xác định tiết diện của dây một cách chính xác.

Trong quá trình tính toán sơ bộ, cần xem xét điều kiện chống nứt cho thớ trên của tiết diện dầm tại vị trí tháp, nơi chịu ứng suất kéo lớn do tác động của tĩnh tải 2 và hoạt tải Điều kiện chống nứt được biểu diễn bằng công thức: σ b t =σ b t ( N )+σ b t ( TT 2, HT )≥0.

J y t ) N : ứng suất trong bê tông thớ trên cùng do lực căng trong

N ,M dây : lực dọc và mô men uốn của tiết diện dầm tại vị trí tháp, do lực căng dây đơn vị gây ra. σ b t (TT 2, HT )= N TT 2 + N HT

: ứng suất trong bê tông thớ trên do tĩnh tải 2 và hoạt tải.

MTT2 , MHT : mô men uốn của tiết diện dầm tại vị trí tháp, do tính tải 2 và hoạt tải gây ra, trên sơ đồ không có dây.

Sơ đồ tính MTT2 và MHT :

Trong đồ án, MTT2, MHT, N ,M đợc tính bằng chơng trình Midas, kết quả nh sau:

Tổng lực căng cần thiết của các dây cáp là: N = 89.8 T.

Số tao của mỗi dây là: 8.05 tao

Chọn sơ bộ dây văng chịu 70% tải trọng khi thi công + 20% tải trọng tĩnh tải 2 và hoạt tải (= 70%17.48 + 20%8.05).848(tao) Vậy chọn tiết diện cho mỗi cáp văng là

Theo ASTM A416-80: 1 tao đờng kính danh định là 15.2mm có:

Cờng độ giới hạn của cáp làm dây văng fpu = 1860Mpa Diện tích tiết diện ngang danh định 1 tao A = 1,4 cm 2 Trọng lợng trên 1m dài g = 1,099 kg/m.

Kết quả tính toán sơ bộ nh sau:

tính sơ bộ móng cọc trụ, tháp

Bảng khối lợng công tác mố, trụ tháp:

Tên Chiều cao(m) V than+mu

Phần cầu chính: Nhịp biên:

Bảng khối lợng công tác phần kết cấu trên:

Nhịp dẫn Cầu chính Tổng(T) Bản + dầm (T) 2496.912 4397.153 6894.065

5.5.2 Xác định số lợng cọc phần cầu dẫn

Phần cầu dẫn phơng án 3 giống nh phơng án 1 (Dầm đơn giản PCI) Do đó phần tính toán mố trụ và phơng án móng cho phần này nh PA1.

Trong phương án móng của cầu liên tục, chúng ta sử dụng hai loại cọc khoan nhồi với đường kính lần lượt là D = 1m và D = 2m cho các phương án 1 và 2 Vì vậy, không cần tính toán lại khả năng chịu tải của cọc.

Về nguyên lý và trình tự tính toán số cọc giống nh đã trình bày ở phơng án 1 Kết quả tính toán đợc thể hiện nh dới đây:

DC = Ptru + ( gdam+ban + glc )

= 1391.240 + (18.916 + 1.41) ¿ 33/2 + (31.824 + 1.164) ¿ 90/2 GVHD : ts.nguyễn bình hà

Sơ đồ chất tải một làn xe HL93(dah gần đúng)

Sơ đồ chất tải xe hai trục(dah gần đúng)

Sơ đồ chất tải hai làn xe HL93(dah gần đúng)

Nguyên nhân Trạng thái giới hạn cờng độ I (T)

Phản lực tại gối do tổ hợp tải trọng ở trạng thái giới hạn cờng độ I là :

Dùng cọc khoan nhồi 1.5m, L = 50m.Vậy số lợng cọc sơ bộ là : nc = 1.5xR

Chọn 12 cọc khoan nhồi 1.5m bố trí ngàm vào đài 1.2m, cự li các cọc và chiều dài cọc đợc thể hiện trên hình vẽ.

DC = Ptru + ( gdam+ban + glc )

Sơ đồ chất tải (trên đờng ảnh hởng gần đúng tại gối T4)

Sơ đồ chất tải 1 xe HL 93 + tải trọng làn

LL(HL93) = 0.85x3(14.5 + 14.5x0.9713 + 3.5x0.9427 + 0.93x(90+150)) = 650.462(T) Sơ đồ chất tải 1 xe hai trục + tải trọng làn

Sơ đồ chất tải 2 xe HL 93 + tải trọng làn

Nguyên nhân Trạng thái giới hạn cờng độ I (T)

Phản lực tại gối do tổ hợp tải trọng ở trạng thái giới hạn cờng độ I là :

Dùng cọc khoan nhồi 2.0m, L = 50m.Vậy số lợng cọc sơ bộ là : nc 1.5× P

Chọn 18 cọc khoan nhồi 2.0m bố trí ngàm vào đài 1.5m, cự li các cọc và chiều dài cọc đợc thể hiện trên hình vẽ.

Hình 1.24: Mặt bằng móng trụ T 3 , T 4

Tổ chức thi công và xây dựng

+ Mực nớc thi công (MNTC) là +17.6m

+ Với mực nớc thi công nh trên thì chỉ có 2 mố M0 và M13, 2 trụ T1 , T12 là thi công trên cạn, các trụ còn lại thi công dới nớc.

 San ủi mặt bằng thi công.

 Lắp dựng máy khoan Bauer-680, tiến hành thi công cọc khoan nhồi đờng kÝnh D = 1m.

 Đổ lớp bê tông đệm dày 10cm Mác 150 tại cao độ đáy đài.

 Lắp dựng ván khuôn, đặt cốt thép bệ mố, thân mố, mũ mố.

 Đổ bê tông tại chỗ bệ mố, thân mố, mũ mố.

 Hoàn thiện mố: Tháo dỡ ván khuôn, thi công bấc thấm đất đắp sau mố, xây

1/4 nón, hoàn thiện mố, thanh thải lòng sông.

5.6.2 Thi công trụ trên cạn (T 1 , T 2 , T 5 , T 6 )

 San ủi đất bãi sông tạo mặt bằng thi công.

 Lắp dựng máy khoan, tiến hành thi công cọc khoan nhồi.

 Đào hố móng bằng máy xúc kết hợp với thủ công.

 Đổ lớp bê tông đệm dày 10cm Mac 150 tại cao độ đáy đài.

 Lắp dựng ván khuôn, đặt cốt thép bệ trụ, thân trụ, mũ trụ.

 Đổ bê tông tại chỗ bệ trụ, thân trụ, mũ trụ.

 Hoàn thiện trụ: Tháo dỡ ván khuôn, hoàn thiện trụ, thanh thải lòng sông.

 Xác định vị trí tim trụ và tim cọc.

 Lắp dựng giá búa trên hệ nổi.

 Đóng cọc định vị, hàn giằng các cọc định vị.

 Lắp dựng hệ thống khung dẫn hớng ống vách.

 Dùng cần cẩu búa rung trên hệ nổi hạ ống vách D2000 đến cao độ thiết kế.

 Thi công cọc khoan nhồi

 Lắp dựng máy khoan đặt trên hệ nổi, tiến hành thi công cọc khoan nhồi đờng kÝnh D = 2.0m

 Đào hút đất trong vòng vây cọc ván thép đến cao độ thiết kế.

 Đổ bê tông bệ tháp.

 Vệ sinh hố móng, đổ lớp bê tông đệm dày 10 cm Mac 150.

 Lắp đặt ván khuôn, cốt thép.

 Đổ bê tông bệ tháp.

 Thi công đổ bê tông thân tháp: Dùng ván khuôn cố định đổ bêtông phần díi.

 Dùng hệ ván khuôn trợt, lắp đặt cốt thép và các chi tiết chôn sẵn phục vụ thi công dầm.

 Đổ bê tông từng phần thân tháp bằng cần cẩu kết hợp thùng đổ và vòi bơm bê tông

 Khi đổ xong đốt đầu tiên tiến hành trợt ván khuôn di động lên đổ các đốt còn lại cho đến hết toàn bộ tháp cầu.

 Hoàn thiện tháp: Tháo dỡ ván khuôn, hoàn thiện tháp, thanh thải lòng sông.

5.6.4 Thi công kết cấu nhịp

 Thi công đờng công tác sau mố.

 Lắp dựng giá lao dầm chuyên dụng (loại giá lao mút thừa).

 Bố trí đờng ray cho xe goòng.

 Dùng xe goòng vận chuyển dầm vào vị trí.

 Dùng pa lăng kéo dầm ra khỏi xe goòng và lao dầm vào nhịp thi công bằng thiết bị lao dầm chuyên dụng (loại giá lao mút thừa).

 Lao dầm và sàng ngang dầm vào vị trí thiết kế.

 Hạ dầm xuống đỉnh trụ, cố định dầm và tiến hành lao các dầm tiếp theo.

 Thi công phần bản mặt cầu đổ tại chỗ cho hệ dầm PCI.

 Phần thi công trên đà giáo mở rộng tháp: Đúc khoang K0

 Lắp dựng hệ thống đà giáo mở rộng tháp để thi công khoang dầm K0 đầu tiên đối xứng qua tháp.

 Lắp dựng ván khuôn, cốt thép.

 Đổ bê tông khoang K0 bằng cần cẩu tháp kết hợp thùng đổ và vòi bơm.

 Khi bê tông đạt cờng độ tiến hành căng kéo cốt thép DƯL cho dầm cứng.

 Lắp đặt dây văng và căng sơ chỉnh dây văng cho khoang K0.

 Đúc các khoang tiếp theo (đúc hẫng cân bằng):

 Lắp dựng đờng trợt cho xe đúc.

 Lắp dựng xe đúc hẫng chuyên dụng đối xứng 2 bên tháp.

 Lắp đặt ván khuôn, cốt thép khoang K1 trên giàn giáo treo của xe đúc.

 Đổ bê tông khoang K1 bằng cần cẩu tháp kết hợp thùng đổ và vòi bơm.

 Khi bê tông đạt cờng độ tiến hành căng kéo cốt thép DƯL cho dầm cứng.

 Đúc hẫng cân bằng các đốt tiếp theo đến đốt K5, mỗi đốt dài 4.5 m.

 Sau khi đúc xong mỗi đốt K5 tiến hành lắp ngay dây văng đầu tiên và căng sơ chỉnh

 Các đốt tiếp theo đúc hẫng cân bằng nh các đốt trên, sau khi đúc xong tiến hành lắp dây văng và căng sơ chỉnh luôn

 Lắp dựng hệ thống quang treo chuẩn bị cho hợp long nhịp chính.

 Tiến hành định vị 2 đầu dầm cứng bằng các máy trắc địa.

 Lắp dựng ván khuôn và cốt thép và đổ bê tông cho khoang hợp long.

 Khi bê tông đạt cờng độ tiến hành căng kéo cốt thép DƯL cho khoang hợp long.

 Sau khi bê tông đạt cờng độ, tiến hành tháo dỡ quang treo, đà giáo ván khuôn.

Dựa vào biểu đồ nội lực và biến dạng thực tế, cần thực hiện điều chỉnh cuối cùng cho dây văng để đạt được trạng thái nội lực hoặc biến dạng tối ưu trước khi đưa công trình vào khai thác.

 Đổ bê tông các lớp mặt cầu, lắp lan can, thiết bị chiếu sáng, thoát nớc.

 Hoàn thiện cầu, vệ sinh môi trờng, thanh thải lòng sông.

khối lợng Vật liệu, tổng mức đầu t

Khối lượng bê tông được xác định dựa trên kích thước hình học của các cấu kiện, trong khi khối lượng cốt thép được tính toán dựa vào tỷ lệ so với bê tông của các công trình đã hoàn thành, theo định mức dự toán cơ bản do Bộ Xây dựng ban hành.

Tổng mức đầu t đợc lập dựa trên những căn cứ sau :

 Sự thống kê vật liệu toàn cầu.

 Định mức dự toán XDCB số 1242/1998/QĐ-BXD ngày 25 tháng 11 năm

 Giá ca máy và thiết bị xây dựng số 1260/1998/QĐ-BXD ngày 28 tháng

11 năm 1998 của Bộ xây dựng

 Giá vật t, vật liệu lấy theo mặt bằng giá tại thời điểm lập.

 Tiền lơng và các khoản phụ cấp theo thông t số 23/BXD-VTK ngày 15 tháng 12 năm 1994 của Bộ xây dựng

Thông tư số 01/1999/TT-BXD, ban hành ngày 16 tháng 01 năm 1999 bởi Bộ Xây dựng, cung cấp hướng dẫn chi tiết về việc lập dự toán cho các công trình xây dựng cơ bản, đảm bảo tuân thủ các quy định liên quan đến luật thuế giá trị gia tăng và thuế thu nhập doanh nghiệp.

 Các chi phí theo tỷ lệ đợc rút ra từ các công trình đã làm.

Thống kê vật liệu toàn cầu và lập tổng mức đầu t đợc thể hiện dới dạng bảng nh sau

STT Hạng mục công trình Vật liệu Đơn vị Khối l- ợng A.Kết cầu phần trên

2 Bêtông bản mặt cầu (Phần dầm PCI) 40MPa m 3 823.680

3 Bêtông dầm hộp liên tục 40MPa m 3 4397.153

7 Cèt thÐp thêng dÇm PCI(170kg/1m 3 ) M270M T 284.449

8 Cốt thép thờng dầm hộp liên tục (160kg/1m 3 ) M270M T 703.544

9 Cốt thép lan can, gờ chắn (100kg/1m 3 ) M270M T 57.024

10 Cốt thép CĐC PCI (23.25kg/1m 3 ) Sợi

11 Cốt thép CĐC dầm hộp liên tục ( 64.5kg/1m 3 ) Sợi  5 T 283.616

12 Gối cao su phần cầu dẫn cái 48

3 Bêtông xà mũ, bệ kê gối trụ cầu dẫn, đá kê 30MPa m 3 216.94

4 Bêtông bệ móng trụ 30MPa m 3 2952.52

6 Cèt thÐp th©n trô (100kg/1m 3 ) M270M T 172.635

7 Cốt thép xà mũ, bệ kê gối trụ cầu dẫn (100kg/

8 Cốt thép bệ móng trụ (100kg/1m 3 ) M270M T 295.252

9 Cọc khoan nhồi D0cm 30MPa m 1600

10 Cọc khoan nhồi D0cm 30MPa m 1200

11 Cọc khoan nhồi D 0cm 30MPa m 1800

Tổng mức đầu t phơng án 3

T Hạng mục công trình Đơn vị Khối lợng Đơn giá tổng hợp VN§

A Giá trị DTXL sau thuế VND AI+AII 122,289,260,112

AI Giá trị DTXL chính sau thuế VND I + II 111,172,054,647

4 Bêtông gờ chắn, lan can m 3 570.24 1,000,000 570,240,000

5 Cốt thép gờ chắn lan can T 57.024 8,000,000 456,192,000

8 Gối cầu nhịp cầu dẫn Cái 48 20,000,000 960,000,000

II KÕt cÊu phÇn díi 65,006,106,387

Cọc khoan nhồi D=1.5m m 1200 5,500,000.00 6,600,000,000 Cọc khoan nhồi D=2m m 1800 7,000,000.00 12,600,000,000

AII Giá trị DTXL khác sau thuế % 10 AI 11,117,205,465

Các chỉ tiêu kinh tế

E2 Chỉ tiêu toàn bộ 1m 2 mặt cÇu ®/1m 2 G/F 22,920,535

So sánh các phơng án & Lựa chọn phơng án thiết kế kỹ thuËt

Ưu và nhợc điểm các phơng án

Phơng án 1

+ Là phơng án có tổng mức đầu t nhỏ nhất, chỉ tiêu xây lắp /1m 2 cũng nhỏ nhất trong

+ Kết cấu nhịp chính thi công theo phơng pháp đúc hẫng cân bằng là phơng pháp thi công quen thuộc với các nhà thầu trong nớc.

+ Đờng đàn hồi liên tục, ít khe co giãn, xe chạy êm thuận.

+ Vợt đợc nhịp tơng đối lớn.

+ Sơ đồ cầu đối xứng có dáng vẻ thẩm mỹ đẹp.

+ Cầu bằng BTCT nên chi phí cho công tác duy tu bảo dỡng trong giai đoạn khai thác thÊp.

+ Quá trình thi công phụ thuộc nhiều vào điều kiện thời tiết.

+ Số lợng trụ nhiều ảnh hởng đến lu thông dòng chảy.

+ Tính them mĩ rất đẹp

+ Vợt nhịp lớn, đáp ứng nhu cầu vợt sông của dự án

+ Là phơng án có tổng mức đầu t, cũng nh giá trị xây lắp /1m 2 là lớn nhất trong 3 ph- ơng án trên.

+ Do kết cấu lộ ra môI trờng bên ngoàI chủ yếu là thép nên chi phí duy tu bảo dỡng cao

Công nghệ thi công hiện đại yêu cầu thiết bị và công trình phụ trợ lớn, cùng với kỹ thuật thi công cao Điều này tạo ra thách thức cho các nhà thầu trong nước, khi họ cần làm quen với những yêu cầu phức tạp này.

Trụ chính đặt ở giữa lòng sông gây khó khăn cho thi công và ảnh hưởng đến thủy văn dòng chảy Chi phí cho công tác duy tu bảo dưỡng trong giai đoạn khai thác là rất lớn.

Cầu Extradosed nổi bật với ưu điểm về mặt kết cấu, bao gồm kích thước dầm nhỏ hơn so với cầu liên tục, giúp giảm trọng lượng cấu trúc và số lượng dây căng ít hơn so với cầu dây văng, từ đó làm giảm chi phí bảo trì cáp trong giai đoạn khai thác Thêm vào đó, chiều cao tháp của cầu Extradosed thấp hơn cầu dây văng, tạo điều kiện thi công đơn giản hơn.

Số lượng trụ trên dòng chính ít, giúp giảm thiểu ảnh hưởng đến dòng chảy và tạo điều kiện thuận lợi cho giao thông Hình dạng kiến trúc của công trình đẹp mắt, hài hòa với cảnh quan thiên nhiên xung quanh.

+ Đờng đàn hồi liên tục, ít khe co giãn, xe chạy êm thuận.

+ Tổng mức đầu t nằm giữa giá trị xây dựng của 2 cầu trên.

Công nghệ thi công hiện đại yêu cầu trình độ kỹ thuật cao và sử dụng thiết bị tiên tiến Đồng thời, quá trình thi công cũng chịu ảnh hưởng lớn từ điều kiện thời tiết.

Kết luận và kiến nghị

Dựa trên phân tích các nhược điểm của các phương án, phương án I (cầu liên tục) nổi bật với những ưu điểm vượt trội Do đó, chúng tôi kiến nghị chọn phương án I làm phương án thiết kế kỹ thuật.

+ Cầu xây dựng vĩnh cửu + Tải trọng thiết kế: HL93.

+ Bề rộng xe chạy: 12m + Khổ thông thuyền: rộng B = 60m, cao H = 9m + TÇn suÊt thiÕt kÕ p = 1%

Thiết kế bản mặt cầu

Tính chất vật liệu và tải trọng thiết kế

Bê tông thờng có tỷ trọng c = 2400 kg/m 3

Hệ số giãn nở nhiệt của bê tông tỷ trọng thờng : 10.8x10 -6 / o C (5.4.2.2)

Mô đun đàn hồi của bê tông tỷ trọng thờng lấy nh sau:

c : Tỷ trọng của bê tông (kg/m 3 ) f’c : Cờng độ quy định của bê tông (MPa)

Cờng độ chịu nén của bê tông dầm hộp, nhịp cầu bản, trụ chính quy định ở tuổi 28 ngày là f’c = 40 Mpa

Cờng độ chịu nén của bê tông làm trụ dẫn, mố bản quá độ, cọc khoan nhồi sau 28 ngày f’c = 30Mpa

Cờng độ chịu kéo khi uốn của bê tông tỷ trọng thờng: f r =0 63 √ f ' c (5.4.2.6) Đối với các ứng suất tạm thời trớc mất mát (5.9.4.1)

- Giới hạn ứng suất nén của cấu kiện bê tông căng sau, bao gồm các cầu XD phân đoạn: 0.6f ’ ci

- Giới hạn ứng suất kéo của bê tông : 0 50 √ f ' ci

Cường độ nén quy định của bê tông f’ci (MPa) được xác định khi bắt đầu đặt tải hoặc tạo ứng suất tĩnh Điều này liên quan đến các ứng suất trong trạng thái giới hạn sử dụng sau khi xảy ra mất mát, theo tiêu chuẩn 5.9.4.2.

Giới hạn ứng suất nén của bê tông UST ở TTGHSD sau mất mát : 0.45f’c (MPa)

Giới hạn ứng suất kéo của bê tông : 0 50 √ f ' c (cầu xây dựng phân đoạn)

Tỷ số giữa chiều cao vùng chịu nén có ứng suất phân bố đều tơng đơng đợc giả định ở TTGH cờng độ trên chiều cao vùng nén thực (5.7.2.2) là: β 1 =0 85 −0 05 f c' −28

Thép sử dụng là cốt thép có gai

Mô đun đàn hồi của thép thờng: Es = 200.000Mpa

Giới hạn chảy của cốt thép : fy = 400 Mpa

II.7 Cốt thép ứng suất trớc

Cáp sử dụng là loại khử ứng suất d của hãng VSL - tiêu chuẩn ASTM A416M Grade 270, loại tao 0,5 inch (gồm 12 sợi xoắn) có đờng kính danh định 12.7mm

Hệ số ma sát của tao thép với ống bọc (ống thép mạ cứng)  = 0.25 (5.9.5.2.2b-1)

Hệ số ma sát lắc (trên mm của bó thép): K = 6.6 ¿ 10-7 mm -1

Chiều dài tụt neo, lấy trung bình: L = 6mm

Mô đun đàn hồi của tao thép Ep = 197 000 Mpa

Vật liệu Mác thép hoặc loại Đờng kính

(mm) Cờng độ chịu kéo fpu (MPa)

Giới hạn ứng suất cho bó thép ƯST ở trạng thái giới hạn sử dụng (theo bảng 5.9.3-1 272-05) Điều kiện Tao thép khử ứng suÊt d

Có thể dùng f s ngắn hạn ở cuối vùng mất mát ở tấm đệm neo sau bé neo

(fpt + f pES +f pA ) 0.7f pu = 1302 MPa ở trạng thái giới hạn sử dụng sau toàn bộ mất mát f py 0.8f py = 1339 MPa

Hoạt tải xe ôtô trên mặt cầu hay kết cấu phụ trợ đợc đặt tên là HL-93 sẽ bao gồm một tổ hợp của:

+ Xe tải thiết kế hoặc xe hai trục thiết kế, và

+ Tải trọng làn thiết kế

Mỗi làn thiết kế cần được bố trí cho xe tải thiết kế hoặc xe hai trục (Tandem) với tải trọng phù hợp, trừ trường hợp quy định trong điều (3.6.1.3.1) Tải trọng giả thiết chiếm 3000mm theo chiều ngang của một làn thiết kế.

Trọng lợng và khoảng cách các trục và bánh xe của tải thiết kế phải lấy theo hình 1, lùc xung kÝch lÊy theo ®iÒu 3.6.2.

Trừ quy định trong điều 3.6.1.3.1 và 3.6.1.4.1 cự ly giữa hai trục 145kN phải thay đổi giữa 4300 và 9000mm để gây ra hiệu ứng lực lớn nhất.

2) Xe hai trôc thiÕt kÕ

Xe hai trục gồm một cặp trục 110 KN cách nhau 1.2m Cự ly chiều ngang của các bánh xe lấy bằng 1.8m Tải trọng động cho phép lấy theo điều 3.6.2.

3) Tải trọng làn thiết kế

Tải trọng làn thiết kế được xác định là 9,3KN/m, phân bố đều theo chiều dọc Theo chiều ngang, tải trọng được giả định phân bố đều trên bề rộng 3000mm Lưu ý rằng hiệu ứng lực của tải trọng làn thiết kế không bao gồm lực xung kích.

Thiết kế dầm liên tục

Xác định kích thớc chi tiết dầm

Tỷ lệ và kích thớc sơ bộ đã chọn phần lập dự án khả thi, ở đây sẽ trình bày chi tiết các kích thớc.

Sờn hộp chủ yếu phải chịu lực cắt từ trọng lượng dầm và tải trọng hoạt động Bên cạnh đó, nó còn phải tiếp nhận một phần mô men uốn từ bản mặt cầu và mô men xoắn do tải trọng lệch tâm gây ra.

Chiều dầy sờn phải đảm bảo hai yêu cầu: đủ khả năng chịu lực và đảm bảo đủ tĩnh không để đổ bê tông

Tại các mặt cắt gần gối, lực cắt lớn yêu cầu chiều dày sờn phải được tăng cường Dựa trên các sơ đồ cầu liên tục đã thiết kế, chiều dày sờn tại mặt cắt gần trụ nên được chọn là 600mm.

Tại các mặt cắt giữa nhịp, lực cắt nhỏ, chọn chiều dầy sờn dầm đảm bảo thi công dễ dàng là 450mm.

Chiều dầy sờn dầm thay đổi tuyến tính theo khoảng cách từ mặt cắt đỉnh trụ tới mặt cắt giữa nhịp

Bản đáy hộp chịu tải trọng sau:

 Lực nén do mô men uốn theo phơng dọc cầu và lực cắt gây ra.

Trong quá trình thi công, trọng lượng của các thiết bị và ván khuôn đóng vai trò quan trọng, ảnh hưởng đến khả năng chịu lực của công trình Đặc biệt, bản đáy hộp thường có bề dày thay đổi để phù hợp với các yêu cầu kỹ thuật và đảm bảo tính ổn định cho cấu trúc.

Chiều dày bản đáy hộp giữa nhịp phụ thuộc vào khoảng cách từ tim bó cáp dự ứng lực đến mép bê tông Để đảm bảo yêu cầu này, chiều dày bản đáy được chọn là 300mm.

Tại khu vực gần trụ, chiều dày bản cần tăng lên để chịu lực nén lớn do mô men uốn và lực cắt Dựa trên các cầu đã xây dựng, chiều dày được chọn là 1200mm Chiều dày bản đáy sẽ thay đổi tùy thuộc vào khoảng cách từ mặt cắt đến vị trí gối, được tính bằng công thức: h x =h p −(h p −h 1 ) X.

Trong đó : h1 - Chiều dày bản tại giữa nhịp.L hp - Chiều dày bản tại trụ.

Khoảng cách từ mặt cắt đến trụ là một yếu tố quan trọng trong thiết kế kết cấu Đoạn thay đổi chiều dày của bản đáy dầm dài 47.5m được tính từ mép trụ sang hai phía, trong khi đốt hợp long và đốt đúc trên trụ biên dưới dầm có tiết diện không thay đổi.

Chọn đờng cong biên dầm. Ưu điểm của thiết kế dầm có chiều cao thay đổi:

 Tiết kiệm vật liệu, bê tông và thép dự ứng lực đợc bố trí phù hợp cả trong thi công và khai thác.

 Giảm đợc ứng suất cắt.

Kết cấu với hình dáng đẹp thường được thiết kế để bố trí cốt thép chịu cắt phân bố đều Bề rộng sờn dầm thay đổi đều theo chiều dài dầm, thường chọn đường cong biên dầm có bậc từ 1.4 đến 2 Trong quá trình tính toán đặc trưng hình học của mặt cắt ngang dầm, đường cong dạng bậc 2 được sử dụng để đạt được hiệu quả tối ưu.

 2 2 hP - Chiều cao dầm tại đỉnh trụ. hm - Chiều cao dầm tại giữa nhịp.

L - Chiều dài phần cánh hẫng cong.

Y - Chiều cao mặt cắt tại vị trí tính toán.

X - Khoảng cách từ mặt cắt đến tiết diện giữa nhịp có chiều cao hm.

Xác định đặc trng hình học các mặt cắt:

Dưới đây là hình ảnh mặt cắt tại vị trí hợp long và trên trụ cầu Các mặt cắt còn lại của cầu được suy ra từ hai mặt cắt này theo quy luật biến đổi mà người dùng đã định nghĩa Đặc trưng hình học của các mặt cắt này được tính toán bởi MIDAS dựa trên các mặt cắt đã được khai báo.

Hình 2.9: Kích thớc tiết diện tại đỉnh trụ

Hình 2.10: Kích thớc tiết diện tại giữa nhịp

Hình 2.11: Sơ đồ phân đốt dầm

Tính toán nội lực dầm liên tục

2.2.1 Các giai đoạn hình thành nội lực:

Trong công nghệ thi công đúc hẫng cân bằng, nội lực của dầm chủ tăng dần qua từng giai đoạn thi công Để xác định chính xác nội lực này, cần xây dựng sơ đồ thi công và thực hiện tính toán theo các giai đoạn cụ thể.

Trong quá trình thi công, có 5 giai đoạn quan trọng, trong đó giàn giáo cố định của nhịp biên được kê trực tiếp lên đất nền Kết cấu của nhịp dầm liên tục được hợp long từ nhịp biên vào nhịp giữa, tạo nên sự liên kết vững chắc cho công trình.

II.1.1 Giai đoạn 1 : Giai đoạn đúc hẫng cân bằng từ trụ ra giữa nhịp

Sau khi hoàn thành thi công khối K0 trên trụ và giàn giáo mở rộng trụ, công việc tiếp theo là thi công các đốt từ K1 đến đốt cuối cùng của cánh hẫng Trong giai đoạn này, sơ đồ tĩnh học cho thấy dầm công xôn chịu tác động của các tải trọng khác nhau.

Trọng lượng bản thân dầm, tải trọng từ người và vật liệu thi công, cùng với tải trọng xe đúc trong quá trình thi công, đều ảnh hưởng đến lực căng của cốt thép cường độ cao, giúp chịu được mômen âm hiệu quả.

Phần đúc trên đà giáo truyền tải trọng trực tiếp xuống đất nền.

Hình 2.13: Giai đoạn đúc hẫng cân bằng: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen

Các tải trọng thi công bao gồm :

Mômen do xe đúc 300KNm

Dụng cụ, thiết bị : 20KN

Tổng cộng là : Pxd = 1290KN, Mxd = 300KNm

II.1.2 Giai đoạn 2 : Tháo xe đúc

Sau khi căng kéo cốt thép cờng độ cao chịu mômen âm cho đốt đúc hẫng cuối cùng, ta tiến hành tháo xe đúc

Trong giai đoạn này, sơ đồ tính được thiết lập để phân tích khung công xôn dưới tác động của trọng lượng bản thân và mômen do xe đúc gây ra Điểm đặt của mômen nằm ở vị trí cuối cùng của xe đúc trên cánh hẫng, với phương và chiều ngược lại so với giai đoạn 1.

Hình 2.14: Giai đoạn tháo xe đúc: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen

II.1.3 Giai đoạn 3 : Hợp long nhịp biên

Sau khi thi công hẫng trên các trụ và đổ bê tông trên giàn giáo các đoạn sát các trụ T5 và T7 kết thúc tiến hành hợp long nhịp biên.

Sử dụng bộ giàn giáo để hợp long nhịp biên là cần thiết, với tải trọng tác dụng bao gồm trọng lượng của ván khuôn và bê tông trong quá trình hợp long Tải trọng này, trong thời gian bê tông còn ớt, tác động lên cánh hẫng và trực tiếp vào giàn giáo, có giá trị bằng (Pvk + Phl)/2.

Hình 2.15: Hợp long nhịp biên: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen

II.1.4 Giai đoạn 4 : Căng cáp dơng, hạ giàn giáo nhịp biên

Khi bêtông đã đạt cường độ, quá trình căng cáp dương cho nhịp biên sẽ được thực hiện Ngay sau khi căng cáp, bêtông sẽ tách ra khỏi hệ giàn giáo, và toàn bộ trọng lượng của phần đúc trên đà giáo cùng đốt hợp long sẽ được truyền lên cánh hẫng và gối.

Hạ giàn giáo nhịp biên được thể hiện qua sơ đồ tính và biểu đồ mômen, với đoạn đúc trên đà giáo có tiết diện không thay đổi Do đó, trọng lượng bản thân cũng không thay đổi và có giá trị là qDC = γ bt A = 2.4x8.911 = 21.386 T/m, tương đương với 209.80 KN/m.

II.1.5 Giai đoạn 5 : Tháo ngàm trụ, dỡ ván khuôn đốt hợp long biên

Sau khi căng cáp dương và tháo dàn giáo nhịp biên, tiến hành tháo ngàm trụ T5, T6 và tháo ván khuôn Trong giai đoạn này, tải trọng được thể hiện qua hình vẽ.

Hình 2.17: Tháo ngàm trụ biên: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen

Mômen tại gối M0 đại diện cho tổng mômen tác động lên trụ, được tích lũy qua các giai đoạn trước Trong giai đoạn 1 và 2, do đúc hẫng cân bằng, không có mômen tác động lên trụ Chỉ đến giai đoạn 3 và 4, mômen mới xuất hiện tại các trụ T5 và T6.

II.1.6 Giai đoạn 6 : Hợp long nhịp giữa

Tiến hành lắp ván khuôn hợp long và đổ bêtông đốt hợp long Tải trọng tác dụng nh trên hình vẽ:

Hình 2.18: Hợp long nhịp giữa: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen

II.1.7 Giai đoạn 7 : Dỡ ván khuôn đốt hợp long nhịp giữa

Căng cáp dơng và tháo ván khuôn nhịp giữa Tải trọng trong giai đoạn này tác dụng nh hình vẽ:

Hình 2.19: Tháo ván khuôn hợp long giữa: a – Sơ đồ tính, b –Dạng biểu đồ mômen

II.1.8 Giai đoạn 8 : Cầu chịu tĩnh tải 2

Giai đoạn thi công tĩnh tải phần hai bao gồm việc lắp đặt các lớp phủ, lan can, hệ thống thoát nước và hệ thống chiếu sáng Sơ đồ chịu lực được thể hiện rõ ràng trong hình vẽ.

Hình 2.20: Chịu tĩnh tải II: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen

II.1.9 Giai đoạn 9 : Cầu chịu tác dụng của hoạt tải

Hoạt tải bao gồm một tổ hợp của: Xe tải thiết kế hoặc xe hai trục thiết kế, và tải trọng làn thiết kế.

Tải trọng làn thiết kế:

Mỗi làn thiết kế phải được bố trí xe tải thiết kế hoặc xe hai trục (Tendom) chồng với tải trọng làn khi áp dụng, trừ trường hợp quy định trong điều (3.6.1.3.1) Tải trọng làn thiết kế bao gồm 9,3KN/m phân bố đều theo chiều dọc, và theo chiều ngang, tải trọng được giả thiết phân bố đều trên chiều rộng 3000mm Hiệu ứng lực của tải trọng làn thiết kế không xét đến lực xung kích.

Trọng lợng và khoảng cách các trục và bánh xe của tải thiết kế phải lấy theo hình vẽ díi ®©y, lùc xung kÝch lÊy theo ®iÒu 3.6.2.

Trừ quy định trong điều 3.6.1.3.1 và 3.6.1.4.1 cự ly giữa hai trục 145KN phải thay đổi giữa 4300mm và 9000mm để gây ra hiệu ứng lực lớn nhất.

Xe hai trôc thiÕt kÕ:

Xe hai trục bao gồm một cặp trục 110 KN cách nhau 1.2m, với khoảng cách ngang giữa các bánh xe là 1.8m Tải trọng động cho phép được xác định theo điều 3.6.2 Trong giai đoạn khai thác, dầm chịu tác dụng của tải trọng hoạt tải, với sơ đồ tĩnh học là dầm liên tục ba nhịp chịu tổ hợp hoạt tải: Xe HL93 + tải trọng làn và hiệu ứng của xe hai trục thiết kế + tải trọng làn Đối với các mômen âm giữa các điểm uốn ngược chiều khi chịu tải trọng rải đều trên các nhịp, chỉ phản lực gối giữa, cần lấy 90% hiệu ứng của hai xe tải thiết kế có khoảng cách trục bánh trước xe này đến trục bánh sau xe kia là 15000mm Ngoài ra, 90% hiệu ứng của tải trọng làn thiết kế và khoảng cách giữa các trục 145KN của mỗi xe tải phải được lấy bằng 4300mm.

Nội lực trong giai đoạn này được xác định bằng phần mềm MIDAS, thông qua việc vẽ đường ảnh hưởng nội lực tại tiết diện cần tính toán Sau đó, tải trọng được áp dụng lên đường ảnh hưởng nhằm tạo ra nội lực lớn nhất, với tải trọng có giá trị lớn được đặt tại vị trí có tung độ đường ảnh hưởng cao nhất.

Trên đây ta đã mô tả các giai đoạn thi công cũng là các giai đoạn hình thành nội lực.

Trong đồ án này, phần mềm MIDAS được sử dụng để tính toán kết cấu, yêu cầu mỗi giai đoạn hình thành nội lực phải tương ứng với việc mô hình hóa và xác định các điều kiện áp đặt khác nhau Các công việc này bao gồm việc phân tích và thiết lập các yếu tố ảnh hưởng đến kết cấu.

T5 T6 q hl vk hl +P ) /2 (P hl +P ) vk /2 (P

- Xác định điều kiện biên : kích hoạt và dỡ bỏ

- Xác định các tải trọng : kích hoạt và dỡ bỏ

Từ đó xuất ra các biểu đồ nội lực trong giai đoạn phân tích :

- Biểu đồ mô men do: Tải trọng tĩnh, tải trọng do co ngót - từ biến, TT tổng cộng.

Tính toán mất mát ứng suất

Tổng mất mát ứng suất trước trong các cấu kiện kéo được xác định theo điều 5.9.5 của quy trình 22TCN 272-05 Công thức tính toán tổng mất mát ứng suất trước là: ΔLf pT = ΔLf pF + ΔLf pA + ΔLf pES + ΔLf pSR + ΔLf pCR + ΔLf pR.

Mất mát tức thời gồm : o Mất mát do ma sát : ΔLF PF o Mất mát do thiết bị neo : ΔLF PA o Mất mát do co ngắn đàn hồi : ΔLF PSE

Mất mát theo thời gian bao gồm ba loại chính: đầu tiên là mất mát do co ngót, được ký hiệu là ΔLF PSR; thứ hai là mất mát do từ biến của bêtông, ký hiệu là ΔLF PCR; cuối cùng là mất mát do sự chùng dão của thép, được ký hiệu là ΔLF PR.

Page 153 of 217 thể cho một số bó cáp tại một số tiết diện trên trụ và giữa nhịp của nửa trái cầu (Cầu đối xứng)

2.3.1 Mất mát do ma sát fpF tính theo công thức5.9.5.2.2b-1 ΔLf pF =f pj (1−e −( Kx+ μα) )

Ứng suất trong bó thép ứng suất trước tại thời điểm kích được tính bằng công thức: f pj = 0.75f pu, với f pu là 95 MPa và chiều dài bó thép ứng suất trước từ đầu kích đến điểm đang xét tính bằng mm.

K - Hệ số ma sát lắc trên mm của bó cáp.

Tổng giá trị tuyệt đối của sự thay đổi góc của đường cáp ứng suất được tính từ đầu kích gần nhất đến điểm đang xét Loại ống gen được sử dụng là ống thép mạ cứng, theo tiêu chuẩn trong bảng 5.9.5.2.2b-1.

2.3.2 Mất mát do thiết bị neo fpA.

Trong quy trình 272-05 (Điều 5.9.5.2.1), việc xác định mất mát ứng suất do thiết bị neo phải lớn hơn mức yêu cầu để kiểm soát ứng suất trong thép dự ứng lực khi truyền Số liệu này sẽ được tính toán dựa trên kiến nghị của nhà sản xuất neo, cụ thể là hãng VSL.

Hình 2.31: Sơ đồ mất mát ứng suất khi xảy ra mất mát do ma sát và tụt neo.

Trong đó : ΔLf=2ΔLf pF L pA

L pA =√ ΔLL ΔLf E pF L pF

E - là mô đun đàn hồi của neo, lấy E = 197000 Mpa

f - là sự thay đổi ứng suất lớn nhất do neo gây ra.

LpA - là đoạn ảnh hởng của mất mát ứng suất do neo.

LpF - là đoạn mà tại đó sự mất mát ứng suất đợc kể đến Tất cả các bó thép ứng suất trớc ta đều căng hai đầu.

2.3.3 Mất mát do co ngắn đàn hồi ΔL f PES (điều 5.9.5.2.3b)

Mất mát do co ngắn đàn hồi xảy ra khi căng bó sau ảnh hưởng đến bó trước, được tính toán theo công thức 5.9.5.2.3b-1 trong quy trình 22TCN 272-05.

N - số lợng các bó thép dự ứng lực giống nhau.

Ep - mô đun đàn hồi của thép DƯL (197000Mpa).

Eci - mô đun đàn hồi của bê tông lúc truyền lực (35750Mpa). f cgp

Tổng ứng suất bêtông tại trọng tâm các bó thép ứng suất trước bị ảnh hưởng bởi lực ứng suất trước sau khi kích và tự trọng của cấu kiện Ở các mặt cắt có mômen cực đại, tổng ứng suất được tính bằng công thức: f cgp = −F (Mpa).

Lực nén trong bêtông phát sinh do ứng suất trước tại thời điểm kích, dẫn đến mất mát do ma sát và tụt neo Độ lệch của trọng tâm các bó thép so với trục trung hòa của tiết diện cũng là yếu tố quan trọng cần xem xét.

- tổng diện tích của các bó cáp ứng suất trớc.

Diện tích và mômen quán tính của tiết diện giảm yếu được tính toán cho nhóm cáp âm, đồng thời cũng là tiết diện có cốt thép âm quy đổi khi áp dụng cho nhóm cáp dương, tương ứng với tiết diện quy đổi ở giai đoạn 1 và 2a.

MTLBT - mô men do tĩnh tải trong giai đoạn thi công (Tm).

2.3.4 Mất mát do co ngót (điều 5.9.5.4.2)

Với cấu kiện kéo sau ta tính mất mát ứng suất do co ngót theo công thức 5.9.5.4.2-2 : ΔLf pSR =(93−0.85H)−0.85x0.8%MPa

H - Độ ẩm tơng đối của môi trờng, lấy trung bình hàng năm Lấy H = 80%.

2.3.5 Mất mát do từ biến (điều 5.9.5.4.3)

Mất mát do từ biến đợc xác định theo công thức 5.9.5.4.3-1 :

Ứng suất bê tông tại trọng tâm các bó thép ứng suất trước, do lực ứng suất trước sau khi kích và tự trọng của cấu kiện tại mặt cắt đang xem xét, được tính bằng đơn vị Mpa Giá trị này được xác định dựa trên đặc trưng hình học quy đổi tương ứng với tiết diện quy đổi giai đoạn 2b, với công thức f cgp = −F.

F - lực nén trong bê tông do ƯST gây ra đã tính đến các mất mát tức thời.

F=( f pj −ΔLf pF −ΔLf pA −ΔLf pES ) A pS e - độ lệch tâm của trọng tâm các bó thép so với trục trung hoà của tiết diện, đ ợc tính ở phụ lục.

Diện tích A2 và mô men quán tính I2 của tiết diện quy đổi tương ứng với giai đoạn 2b ΔLf cdp phản ánh sự thay đổi trong ứng suất bê tông tại trọng tâm thép ứng suất trước do tải trọng thường xuyên Lưu ý rằng tải trọng tác động vào lúc thực hiện các lực ứng suất trước được tính cùng với các mặt cắt tính f cgp (Mpa) Công thức tính ΔLf cdp là ΔLf cdp = M ds.

Trong đó : Mds - Mômen do tĩnh tải 2 tác dụng gồm có lớp mặt cầu và lan can.

2.3.6 Mất mát do chùng dão thép (điều 5.9.5.4.4)

- Mất mát do dão lúc truyền lực ΔLf pR1

- Mất mát sau khi truyền.

2.3.7 Mất mát do dão lúc truyền lực :

Với tao thép đợc khử ứng suất tính theo công thức 5.9.5.4.4b-1 : ΔLf pR1 =log(24,0t)

Trong đó : t - là thời gian từ lúc tạo ứng suất đến lúc truyền (ngày).

Do ta căng sau khi đúc (t=0) nên fpR1 = 0

2.3.8 Mất mát sau khi truyền:

Với thép khử ứng suất cho cấu kiện kéo sau tính theo công thức 5.9.5.4.4c-2 : ΔLf pR 2 = [ 138 −0 3 ΔLf pF −0 4 ΔLf pES −0 2 ( ΔLf pSR + ΔLf pCR ) ]

Mất mát do ma sát dưới mức 0.7fpy tại điểm xem xét được ký hiệu là ΔLf pF (Mpa) Ngoài ra, ΔLf pES đại diện cho mất mát do co ngắn đàn hồi (Mpa), trong khi ΔLf pSR thể hiện mất mát do co ngót (Mpa) Cuối cùng, ΔLf pCR phản ánh mất mát do từ biến của bê tông (Mpa).

Các mất mát này đã đợc tính ở trên.

2.3.9 Tổng hợp mất mát ứng suất :

Sau khi tính toán xong các loại mất mát cho từng bó cốt thép, ta tính tổng các mất mát của các bó thép theo 2 tổ hợp sau:

Các mất mát tức thời : ΔLf PT 1 =ΔLf pF +ΔLf pA +ΔLf pES

Tổng các mất mát : ΔLf PT =ΔLf pF +ΔLf pA +ΔLf pES +ΔLf pCR +ΔLf pSR +ΔLf pR

Các mất mát ứng suất được tính toán bởi MIDAS theo quy trình đã mô tả, dựa trên dữ liệu đầu vào do người dùng định nghĩa Kết quả được trình bày dưới dạng biểu đồ kèm theo bảng giá trị thể hiện lực căng ứng suất tại thời điểm ngay sau khi căng và sau 10.000 ngày sử dụng Sau khi xác định được các mất mát tức thời và toàn bộ, chúng ta có thể tính toán ứng suất thực tế trong các bó cáp sau khi đã trừ đi mất mát, với các giá trị lực căng khác nhau theo chiều dài cáp do sự khác biệt về mất mát dọc theo cáp Kết quả về giá trị lực căng sau mất mát tức thời và mất mát theo thời gian được trình bày cho một số bó cáp dương và cáp âm nửa trái cầu, cũng như ở bên phải tim cầu (cầu có hai trục đối xứng).

Trong đó các ký hiệu lần lợt là :

- Tendon : tên bó cáp đang xét

- Stage : giai đoạn xây dựng đang xét

- Tendon force : lực căng bó cáp theo khoảng cách lựa chọn

- Distance : khoảng cách, ở đây điểm gốc là điểm đầu bó cáp

Hình 2.32: Lực căng trong cáp âm C1-1 nhóm 1

Tendon:C1-1 Stage: CS1 Tendon:C1-1 Stage: CS15-GD su dung Distance(m) Tendon Force (kN) Distance(m) Tendon Force (kN)

Max:4450.05171 at 6.001m Max: 4067 00283 kN at 6.001 m Min:4196.86225 kN at 12.002m Min:3276 01254 kN at 12.002 m

Page 157 of 217 thể hiện trong phần phụ lục.

Kiểm toán tiết diện

2.4.1 Kiểm toán theo trạng thái giới hạn sử dụng:

Nội dung kiểm tra theo trạng thái giới hạn sử dụng đợc quy định trong điều 5.5.2. Trong đồ án kiểm toán các nội dung sau :

2.4.1.1 Kiểm tra ứng suất trong bêtông (điều 5.9.4):

Các ứng suất tính đợc ở thớ chịu kéo và nén của tiết diện cần thoả mãn các khả năng chịu lực sau của bê tông:

- Trớc khi xảy ra các mất mát ứng suất:

 Khả năng chịu nén: Đối với cầu xây dựng phân đoạn f n =0 6f ' ci =0 6×0 85×40 4MPa 400KN/m 2

 Khả năng chịu kéo: f k =0.5√ f ' ci =0.5√ 0.85× 40=2.915 MPa)15 KN /m 2

- Sau khi xảy ra các mất mát ứng suất (ở trạng thái giới hạn sử dụng):

Khi chỉ chịu tác dụng của tải trọng thờng xuyên: f n =0 45f ' c =0 45×40MPa000KN/m 2 Khi chịu tác dụng của tất cả các loại tải trọng: f n =0 6f ' c =0 6×40$MPa$000KN/m 2

 Khả năng chịu kéo: f k =0.5√ f ' ci =0.5√ 0 85× 40=2.915 Pa)15 KN /m 2

- Quá trình kiểm toán cần kiểm toán ở 3 giai đoạn sau:

Giai đoạn 1 của quá trình đúc hẫng cân bằng bao gồm các mất mát tức thời như do ma sát, thiết bị neo và co ngắn đàn hồi Trong giai đoạn này, thi công các đốt đúc và căng cáp được thực hiện theo từng bước; sau khi hoàn thành mỗi đốt dầm, cáp sẽ được căng và vữa sẽ được phun để lấp lỗ cáp Mỗi giai đoạn thi công yêu cầu kiểm toán lại các tiết diện, đặc biệt là sau khi hoàn thành các đốt dầm từ trụ ra giữa nhịp, trước khi hợp long và căng cáp dương cũng như cáp âm trên đốt hợp long.

Lực trong cáp và mô men tác dụng vào tiết diện ở thời điểm nào thì lấy đặc trng hình học của tiết diện tơng ứng ở thời điểm đó:

Trong giai đoạn này, các tiết diện mép trụ được tính toán gần đúng bằng cách sử dụng tiết diện giảm yếu, đã loại bỏ toàn bộ lỗ tương ứng với tiết diện quy đổi từ giai đoạn 1.

1 số lỗ đã bơm đầy vữa, chỉ còn 1số cha bơm vữa Đối với các tiết diện giữa nhịp cha có bó cáp nào đợc căng.

- Cờng độ giới hạn của bê tông khi kiểm tra: f n =−20 4MPa,f k =2 915MPa

- Công thức kiểm toán cho thớ chịu nén của tiết diện giữa nhịp có cả cáp âm và d - ơng: f n ≤ f 1 =−

Với tiết diện trên gối chỉ có cáp âm (thớ chịu nén): f n ≤ f 1 =−

Công thức kiểm toán cho thớ chịu kéo tại tiết diện trên gối chỉ có cáp âm: f =−

Với tiết diện giữa nhịp có cả cáp âm và dơng (thớ chịu kéo): f 1 =−

+)Giai đoạn 2 : quá trình hoàn thiện cầu, kiểm tra ở 2 thời điểm:

Sau khi hoàn thành thi công cầu và bơm vữa cho cáp âm trên đốt hợp long, tiến hành căng cáp dương Tiết diện làm việc được xác định là tiết diện có cáp âm tương ứng với tiết diện quy đổi giai đoạn 2a Mất mát ứng suất là mất mát tức thời (fPT1), trong khi cường độ giới hạn của bê tông thuộc giai đoạn 1.

- Công thức kiểm toán cho thớ chịu nén của tiết diện trên gối chỉ có cáp âm: f n ≤ f 2 a =−

Thớ chịu nén của tiết diện giữa nhịp có cả cáp âm và dơng: f n ≤ f 2 a =−

Công thức kiểm toán cho thớ chịu kéo tại tiết diện trên gối chỉ có cáp âm : f 2a =−

Với tiết diện giữa nhịp có cả cáp âm và dơng (thớ chịu kéo): f 2a =−

Cáp âm và dương đã hoàn tất thi công, cùng với lớp mặt cầu và lan can Tiết diện làm việc được quy đổi tương ứng với giai đoạn 2b Mất mát ứng suất được xem xét toàn bộ (ΔfPT) Cường độ giới hạn của bê tông để kiểm tra là f n = -18MPa và f k = 2.915MPa.

- Công thức kiểm toán cho thớ chịu nén của tiết diện trên gối chỉ có cáp âm: f n ≤ f 2 b =−

Thớ chịu nén của tiết diện giữa nhịp có cả cáp âm và dơng: f n ≤ f 2b =−

Công thức kiểm toán cho thớ chịu kéo tại tiết diện trên gối chỉ có cáp âm: f 2b =−

Với tiết diện giữa nhịp có cả cáp âm và dơng (thớ chịu kéo): f 2b =−

+)Giai đoạn 3 : quá trình sử dụng khi chịu tác dụng thêm của hoạt tải lấy theo tổ hợp ở

TTGHSD Tiết diện làm việc là tiết diện quy đổi (giai đoạn 2b) Cờng độ giới hạn bê tông dùng kiểm toán: f n =−24MPa,f k =2 915MPa

Khi kiểm toán ứng suất bê tông chịu mô men tối đa, cần xác định mất mát cho cáp dương lớn nhất (ΔfPT) và mất mát cho cáp âm là nhỏ nhất (mất mát tức thời ΔfPT1) Điều này xảy ra vì cáp dương được bố trí để tạo ra ứng suất trước trong bê tông, ngược chiều với ứng suất do ngoại lực tác động lên bê tông.

Khi kiểm toán ứng suất bê tông chịu mô men min, cần chú ý đến mất mát cho cáp dương nhỏ nhất (ΔfPT1) và mất mát cho cáp âm lớn nhất (toàn bộ mất mát ΔfPT1) Điều này xảy ra do cáp âm tạo ra ứng suất trước trong bê tông ngược dấu với ứng suất do ngoại lực gây ra GVHD: TS Nguyễn Bình Hà.

Thớ chịu nén của tiết diện giữa nhịp có cả cáp âm và dơng: f n ≤ f 3 =−

Công thức kiểm toán cho thớ chịu kéo tại tiết diện trên gối chỉ có cáp âm: f 3 =−

Với tiết diện giữa nhịp có cả cáp âm và dơng (thớ chịu kéo): f 3 =−

FT, FT ’ - Lực nén do cáp dơng và âm gây ra cho dầm, có tính đến các mất mát tuỳ theo từng giai đoạn tơng ứng

A1, I1 - Diện tích và mômen quán tính của tiết diện giảm yếu.

A2a, I2a - Diện tích và mômen quán tính của tiết diện có cáp âm quy đổi tơng ứng với tiết diện quy đổi giai đoạn 2a.

A2b, I2b là diện tích và mômen quán tính của tiết diện quy đổi tương ứng với tiết diện giai đoạn 2b Độ lệch tâm của trọng tâm thép ứng suất trước dương được ký hiệu là e, e', có giá trị âm khi nằm so với trục trung hòa của tiết diện giảm yếu và tiết diện có cáp âm quy đổi, mang dấu dương khi nằm dưới trục trung hòa và ngược lại Khoảng cách từ thép đang xét đến trục trung hòa của tiết diện giảm yếu, tiết diện có cáp âm quy đổi và tiết diện quy đổi tương ứng được ký hiệu là y1, y2a, y2b, cũng mang dấu dương khi nằm dưới trục trung hòa và ngược lại.

Mbt là mô men do tải trọng bản thân, xe đúc và giàn giáo trong các giai đoạn đúc hẫng của tiết diện kiểm toán, tương ứng với mô men trong giai đoạn 1.

Mtt1 - Mô men do tĩnh tải 1 sau khi đúc xong toàn bộ cầu (M do thi công tổng céng)

Mtt2 - Mô men do tĩnh tải 2 (tơng ứng với giai đoạn 13).

M(LL+IM) - Mô men do hoạt tải xe (có xét đến hệ số xung kích) (giai đoạn 14)

2.4.1.2 Kiểm toán nứt trong bêtông (điều 5.7.3.4) Đối với kết cấu bê tông cốt thép ƯST khi điều kiện kiểm tra ứng suất ở trên đợc thoả mãn thì việc kiểm tra nứt cũng đảm bảo Mặt khác theo quy định của điều 5.7.3.4 :

Chỉ khi sự kéo của mặt cắt ngang vợt vượt quá 80% cường độ chịu kéo do uốn quy định trong điều 5.4.2.6, nứt mới được khống chế Đối với bê tông, cường độ này được tính là 0.8 x 0.63 √ f ' c = 0.5 √ f ' c Tổ hợp tải trọng trong trạng thái giới hạn sử dụng được quy định trong bảng 3.4.1.1.

Kiểm toán được thực hiện qua tất cả các giai đoạn thi công và khai thác, nhằm đảm bảo rằng ứng suất thớ trên và ứng suất thớ dưới đều nằm trong giới hạn cho phép Tất cả các giai đoạn đã được kiểm tra và các giá trị đều đạt yêu cầu Các điểm trên mặt cắt được xem xét bao gồm: điểm trên cùng bên trái (-y +z), trên cùng bên phải (+y +z), dưới cùng bên phải (+y -z) và dưới cùng bên trái (-y -z).

Các ký hiệu lần lợt là :

- CS : Giai đoạn xây dựng đang xét

- CS: Summation, tổng tải trọng thi công

- TONGSD: Tổ hợp đợc sử dụng để kiểm toán tại thớ trên hay dới của tiết diện.

- Stress : Giá trị ứng suất theo chiều dài

- From node 1 : khoảng cách bắt đầu tính từ nút 1 (tơng ứng với mặt cắt 1)

- Max / at : đa ra giá trị lớn nhất của ứng suất và vị trí của nó theo chiều dài cầu

- Min / at : đa ra giá trị nhỏ nhất của ứng suất và vị trí của nó theo chiều dài cầu.

Giai đoạn 1: Kiểm tra trong giai đoạn thi công, đúc hẫng cân bằng

Hình 2.33: Biểu đồ ứng suất thớ trên trong giai đoạn đúc K0

Hình 2.34: Biểu đồ ứng suất thớ dới trong giai đoạn đúc K0

Giá trị ứng suất thớ trên, dới của dầm gđ đúc K0

Thớ trên, CS1:đúc K0 Thớ dới, CS1: đúc K0

Dist(m) Stress Values Dist(m) Stress Values

Hình 2.35: Biểu đồ ứng suất thớ trên trong giai đoạn đúc K10

Hình 2.36: Biểu đồ ứng suất thớ dới giai đoạn đúc K10

Giá trị ứng suất thớ trên, thớ dới dầm gđ đúc K10

Thớ trên, CS11: Hoan thien duc Thớ dới, CS11: Hoan thien duc

Giai đoạn 2 : Kiểm tra trong quá trình hoàn thiện cầu.

*)Cáp âm thi công xong và tiến hành căng cáp dơng:

Hình 2.37: Biểu đồ ứng suất thớ trên trong giai đoạn hợp long trái

Hình 2.38: Biểu đồ ứng suất thớ dới trong giai đoạn hợp long trái

Giá trị ứng suất thớ trên, thớ dới gđ HL trái

Thớ trên, CS12: Hop long trai Thớ dới, CS12: Hop long trai

175 -7330.019 : -7508.698 175 -7330.019 : -7508.698 GVHD : ts.nguyễn bình hà

Max:150.60 at 116 Max: 150.60 at 116Min:-10361.814 at 25 Min:-10361.814 at 25

Hình 2.39: Biểu đồ ứng suất thớ trên trong giai đoạn hợp long phải

Hình 2.40: Biểu đồ ứng suất thớ dới trong giai đoạn hợp long phải

Giá trị ứng suất thớ trên, thớ dới gđ HL phải

Thớ trên, CS13:Hop long phai Thớ dới, CS13: Hop long phai

Hình 2.41: Biểu đồ ứng suất thớ trên trong giai đoạn hợp long giữa

Giá trị ứng suất thớ trên, thớ dới gđ HL giữa

Thớ trên, CS14: Hop long giua Thớ dới, CS14: Hop long giua

*)Cáp âm và dơng đều đã thi công xong, tiến hành thi công xong lớp mặt cầu và lan can.

Hình 2.43: Biểu đồ ứng suất thớ trên giai đoạn thi công xong lớp phủ+lan can

Hình 2.44: Biểu đồ ứng suất thớ dới gđ thi công xong lớp phủ+lan can

Giá trị ứng suất thớ trên, thớ dới gđ thi công xong lớp phủ+lan can

CS15: GDSD lan can+lop phu Thí díi,

CS15: GDSD lan can+lop phu

Giai đoạn 3 : Kiểm tra ứng suất trong giai đoạn sử dụng.

Hình 2.45: Biểu đồ ứng suất thớ trên của dầm hộp ở trạng thái sử dụng

Hình 2.46: Biểu dồ ứng suất thớ dới của dầm ở trạng thái sử dụng

Giá trị ứng suất thớ trên, thớ đới ở TTGHSD

Thớ trên, TTGHSD Thớ dới, TTGHSD

105 -1237.06 : 336.87 105 -17916.48 : -18095.96 GVHD : ts.nguyễn bình hà

2.4.2 Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cờng độ 1 (điều 5.5.4 QT 22TCN 272-

Các nội dung cần kiểm toán:

Kiểm tra sức kháng uốn tính toán.

Kiểm tra giới hạn cốt thép.

Kiểm tra sức kháng cắt là một phần quan trọng trong việc đánh giá nội lực của dầm Để đơn giản hóa quá trình kiểm toán, tiết diện hộp sẽ được quy đổi thành dạng tiết diện chữ T theo các công thức đã được quy định trong quy trình Nguyên tắc quy đổi này giúp đảm bảo tính chính xác và hiệu quả trong việc phân tích sức kháng cắt của dầm.

Chiều cao tiết diện quy đổi bằng chiều cao tiết diện hộp.

Bề rộng cánh tiết diện được quy đổi tương đương với bề rộng đáy hoặc bề rộng bản của tiết diện hộp Chiều dày sờn dầm tiết diện cũng được quy đổi tương đương với chiều dày của hai sờn dầm trong tiết diện hộp Để xác định chiều dày cánh tiết diện, cần tính toán sao cho tương đương về diện tích với tiết diện hép.

Hình 2.47: Quy đổi tiết diện hộp thành tiết diện T

2.4.2.1 Kiểm toán sức kháng uốn tính toán (điều 5.7.3.2)

Ta kiểm tra theo công thức:

Mu: Mô men uốn tại tiết diện kiểm toán lấy theo TTGHCĐ1.

Tiết diện 20, Mu = -489460.7 KNm Tiết diện 26, Mu = -106215.2 KNm Tiết diện 32, Mu = -7636.2KNm, (42971.8KNm)

 : Hệ số sức kháng, quy định ở điều 5.5.4.2

 = 1.0 dùng cho uốn và kéo bê tông cốt thép DƯL.

Sức kháng uốn danh định của tiết diện có thép DƯL dính bám phụ thuộc vào vị trí của trục trung hoà, có thể đi qua sờn trong tiết diện chữ T hoặc cánh trong tiết diện chữ nhật, trong khi bỏ qua sự tham gia chịu lực của cốt thép thường.

A pS - Tổng diện tích các bó thép ứng suất trớc tại từng tiết diện (mm 2 ).

A S ' - Diện tích cốt thép ứng suất trớc phía chịu nén (mm 2 ). f Y

- Cờng độ tính toán qui ớc của cốt thép (A S

) khi chịu nén f’Y = 0,002.197000 = 394 Mpa. dS - Khoảng cách trọng tâm các bó cáp ƯST chịu nén đến mép chịu nén ngoài cùng

A S ' - đa vào chịu nén khi a > 2p (khi a < 2p không đa A S ' vào tính toán, coi bêtông tham gia chịu nén toàn bộ) f pS

- ứng suất trung bình trong thép ứng suất trớc ở sức kháng danh định, tính theo công thức 5.7.3.1.1-1:

H bt bd bd bt bs t+ bs H hd ht s f pS = f pu ( 1−k d p ) k=2( 1 , 04− f f py pu ) =2(1 04−0 9)=0 28

(5.7.3.1.1-2) c - Khoảng cách từ trục trung hoà đến mặt chịu nén (mm). c=A pS f pu −0,85β 1 f ' c ( b−b w ) h f −A S ' f Y '

0,85β 1 f ' c b w +kA pS f pu d p (với tiết diện chữ T). c= A pS f pu −A S ' f Y '

0,85β 1 f ' c b w +kA pS f pu d p (với tiết diện chữ nhật). d p

- Khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm các bó thép D¦L(mm). b - Chiều rộng cánh chịu nén(mm). bw - Chiều rộng bản bụng(mm).

1 - Hệ số quy đổi khối ứng suất, 1 = 0.7643. h f

- Chiều dầy cánh chịu nén của cấu kiện (mm) a - Chiều dầy khối ứng suất tơng đơng, a = c.1

Trong trường hợp trục trung hòa đi qua sờn, với chiều dày cánh chịu nén hf nhỏ hơn c, việc tính toán tiết diện sẽ được thực hiện với tiết diện chữ T, trong đó bề rộng sờn là bw và bề rộng cánh là b.

 Trờng hợp trục trung hoà đi qua cánh (c < hf)

Khi đó tính toán nh tiết diện chữ nhật với bề rộng là b

T ính toán trụ cầu

Các kích thớc cơ bản của trụ

Trụ T5 và T6 có chiều cao bằng nhau, nhưng trụ T5 được thiết kế là gối cố định, chịu lực ngang và lực đứng lớn nhất trong hệ thống Vì vậy, việc tính toán cho trụ T5 là rất quan trọng.

Hình 2.48: Kích thớc cơ bản trụ T5

Trụ T5 là trụ đặc, móng trụ dùng 12 cọc khoan nhồi đờng kính 1,5m.

Hai đầu trụ được thiết kế với hình dáng tròn có bán kính 1,5m, không chỉ tạo nên vẻ đẹp cho trụ mà còn giúp giảm thiểu sức cản của dòng chảy Trụ T5 được đặt ở vị trí có cao độ mặt cầu là +30.00m theo thiết kế.

- Cao độ mặt đất tự nhiên tại vị trí trụ: +11.23m

Xác định các tải trọng tác dụng lên trụ

Vị trí nguy hiểm nhất của thân trụ là nơi tiếp giáp với bệ móng Trong quá trình tính toán nội lực do tải trọng, cần chú ý đến hai mặt cắt quan trọng: mặt cắt đỉnh bệ móng để xác định cốt thép cho thân trụ và mặt cắt chân bệ để xác định tải trọng truyền xuống các cọc.

Tĩnh tải tác dụng lên trụ có thể chia riêng thành các tải trọng nh sau: phần 1 :Tĩnh tải phần 1:

Tĩnh tải phần 1 bao gồm trọng lượng của toàn bộ kết cấu nhịp dầm (DC1) Lực tác dụng lên trụ là lực nén đúng tâm, có giá trị tương đương với bước nhảy của biểu đồ lực cắt thi công tổng cộng tại tiết diện trên đỉnh trụ T5 (19).

PDC1 = QT - QP = 15269.2 - (- 14816.9) = 30086.1 (KN) = 3066.88 T phần 2 :Tĩnh tải phần 2:

Tĩnh tải phần 2 bao gồm toàn bộ trọng lượng của các lớp phủ mặt cầu, lan can, cùng với một số thiết bị và công trình phục vụ trên cầu (DW và DC2).

Lực tác dụng lên trụ là lực nén đúng tâm, có giá trị tương ứng với bước nhảy của biểu đồ lực cắt thi công tổng cộng tại tiết diện trên đỉnh trụ T5.

PDC2 = QT - QP = 662.6- (- 691.4) = 1353 (kN) = 137.92 T phần 3 :Tĩnh tải trụ :

Tĩnh tải trụ bao gồm toàn bộ tải trọng của kết cấu trụ, đá kê và bệ móng (DC) Khi xem xét tĩnh tải bản thân trụ, cần lưu ý đến lực đẩy nổi mà trụ chịu tác dụng ở mức nước nào (WA) Với mực nước tĩnh (MNTT) là +17.6m, chúng ta có thể tính toán được các thông số cần thiết.

Mặt cắt tại vị trí tiếp giáp giữa thân trụ với bệ trụ :

3.141 ¿ 1.5 2 ¿ 1.5 ¿ 2.4- (5.6 ¿ 3 ¿ 7.274+3.141 ¿ 1.5 2 ¿ 7.274) ¿ 1 = 617.5 T = 6057.675 (KN) Với mặt cắt đáy bệ:

PDC = 617.5+11 ¿ 16 ¿ 2.5 ¿ (2.4-1) = 1233.52 (T) = 12100.831 (KN) Trong đó đá kê có kích thớc 1.4 ¿ 1.4 ¿ 0.2m , đáy bệ có kích thớc 16x11x2.5 m.

3.2.2 Hoạt tải xe thiết kế LL

Theo quy định tại điều 3.6.1.3.1 của quy trình 22TCN 272-05, khi tính toán mômen âm giữa các điểm uốn ngược chiều dưới tải trọng rải đều, cần lấy 90% hiệu ứng của hai xe tải thiết kế với khoảng cách trục bánh trước đến trục bánh sau là 15000mm Đồng thời, tổ hợp tải trọng thiết kế cũng phải đạt 90% hiệu ứng, với khoảng cách giữa các trục là 145KN cho mỗi xe tải, được xác định là 4300mm Để tính phản lực tại gối, cần sử dụng kết quả từ phần tính nội lực của dầm chủ, trong đó lực tác dụng lên trụ khi xếp 3 làn xe tương ứng với bước nhảy của biểu đồ lực cắt tại tiết diện trên đỉnh trụ T5.

Khi tính với hoạt tải xe thiết kế ta tính với 3 trờng hợp :

- Trờng hợp 1: 1 làn xe xếp lệch tâm (cách mép lan can 600mm).

Tải trọng tác dụng xuống trụ là: PLL= 1.2

Mô men gây ra theo phơng ngang cầu do 1 làn xe xếp lệch tâm :

Trong đó 1.2 là hệ số làn của 1 làn xe.

- Trờng hợp 2: Hai làn xe xếp lệch tâm.

Tải trọng tác dụng xuống trụ là : PLL= 1.0

Mômen gây ra theo phơng ngang cầu do 2 làn xe xếp lệch tâm :

Trong đó 1.0 là hệ số làn của 2 làn xe.

- Trờng hợp 3: Ba làn xe xếp lệch tâm.

Tải trọng tác dụng xuống trụ là : PLL= 3554.55 (KN)

Mômen gây ra theo phơng ngang cầu do 3 làn xe xếp lệch tâm :

3.2.3 Tải trọng hãm xe (BR)

Theo ®iÒu 3.6.4 quy tr×nh 22TCN 272-05 :

Lực hãm xe được truyền từ kết cấu trên xuống trụ thông qua gối đỡ, với tỷ lệ truyền lực ngang xuống trụ khác nhau tùy thuộc vào loại gối cầu và dạng liên kết Do thiếu tài liệu ghi chép về tỷ lệ ảnh hưởng của lực ngang, trong tính toán thường lấy tỷ lệ truyền là 100%.

Lực hãm được xác định bằng 25% trọng lượng của các trục xe tải hoặc xe hai trục, áp dụng cho mỗi làn đường thiết kế, theo quy định tại điều 3.6.1.1.1 Các lực này được coi là tác dụng theo chiều ngang, cách mặt đường 1800mm, nhằm tạo ra hiệu ứng lực lớn nhất ở cả hai chiều dọc Tất cả các làn đường thiết kế cần được chất tải đồng thời trên cầu và được xem là di chuyển cùng một chiều trong tương lai.

Phải áp dụng hệ số làn quy định trong điều 3.6.1.1.2.

Hình 2.49: Vị trí đặt lực hãm xe

Theo quy định, tải trọng hãm sẽ được phân bố trên chiều rộng từ 1 làn thiết kế (3.5m) đến 3 làn thiết kế, cách mặt đường xe chạy 1,8m với 2 chiều đi và về để xác định tổ hợp bất lợi Giá trị tải trọng này tương đương 25% tải trọng các trục xe tải thiết kế, dẫn đến giá trị lực hãm là qBR = 0.25 × (3.5 + 14.5 + 14.5) = 8.125 (T/m).

Quy đổi lực hãm về lực tập trung đặt cách mặt đờng xe chạy 1.8m ta có :

+ Khi hoạt tải xe đi trên 1 làn : PBR1 = 1.2 ¿ 8.125 ¿ 1 = 9.75 (T) = 95.65(KN) + Khi hoạt tải xe đi trên 2 làn : PBR2 = 1.0 ¿ 8.125 ¿ 2 = 16.25 (T) = 159.41 (KN) + Khi hoạt tải xe đi trên 3 làn : PBR3 = 0.85 ¿ 8.125 ¿ 3 = 20.72 (T) = 203.26 (KN).

Hình 2.50: Vị trí đặt lực va tàu

Theo nhiệm vụ thiết kế, cấp đờng sông là cấp II.

Theo quy tr×nh 22TCN 272-05 (®iÒu 3.14) :

Dựa vào cấp sông ta tra bảng 3.14.2-1 để có tấn tải trọng tầu thiết kế Loại tầu tự hành 1000DWT.

Tra vận tốc va tầu thiết kế theo bảng 3.14.3-1, vận tốc bình quân năm của dòng chảy liền kề trụ đang tính toán là 1.2 m/s (theo tài liệu phần NCKT).

V = 3.3 + Vs = 3.3 + 1.2 = 4.5 m/s Theo quy định 3.14.11.1, để tính ổn định tổng thể, lực va thiết kế được coi là một lực tập trung tác động lên kết cấu phần dưới ở mức nước cao trung bình hàng năm Giá trị của lực này theo phương thẳng góc với trụ lấy 100% Ps, trong khi theo phương ngang cầu lấy 50% Ps Trong đó, Ps được tính bằng công thức:

Ps - là lực va tĩnh tơng đơng (N)

DWT - là tấn tải trọng của tàu (Mg)

V - là vận tốc va tàu (m/s).

3.2.5.(1) Tải trọng gió ngang cầu tác động lên công trình (WS)

Theo ®iÒu 3.8.1.1 quy tr×nh 22TCN 272-05.

Tốc độ gió thiết kế V phải đợc xác định theo công thức :

Tốc độ gió giật cơ bản trong 3 giây với chu kỳ xuất hiện 100 năm là yếu tố quan trọng trong việc tính toán gió tại vị trí cầu Theo tiêu chuẩn TCN2737-1995, vùng tính gió được xác định ở cấp độ phù hợp để đảm bảo an toàn và hiệu quả cho các công trình xây dựng.

II, tra bảng 3.8.1.1-1 có VB= 45m/s

Hệ số điều chỉnh S được xác định dựa trên khu đất chịu gió và độ cao mặt cầu theo quy định trong bảng 3.8.1.1-2 Đối với khu vực xây cầu có nhà cửa và cây cối với chiều cao tối đa khoảng 10m, độ cao mặt cầu so với mặt nước là 12.80m, cần tham khảo bảng để xác định giá trị S chính xác.

Tải trọng gió đợc đặt tại trọng tâm diện tích bề mặt chắn gió, tính theo công thức :

PD = 0,0006.V 2 At.Cd  1,8At (KN) (3.8.1.2.1-1).

V - Tốc độ thiết kế xác định theo phơng trình 3.8.1.1-1 (m/s), đã tính ở trên.

Diện tích của kết cấu hoặc cấu kiện cần tính toán tải trọng gió ngang (m²) Trong đồ án, diện tích tính tải gió bao gồm phần lan can, hai bên cánh hẫng và diện tích trụ lớn nhất lộ trên mặt nước.

Cd - Hệ số cản, tra theo hình 3.8.1.2.1-1 có tính chiết giảm cho phần kết cấu sờn nghiêng 12 o theo quy định của phần chú giải (giảm 6%) (b/d.7(1.2+5.5)=1.9)

Tải trọng gió được xác định cho các cấu kiện riêng biệt như lan can, thành bên hộp và thân trụ Cụ thể, tải trọng lan can đặc (PD1) là 89.07 kN tại cao độ +30.10m, tải trọng thành bên hộp (PD2) là 593.996 kN tại cao độ +27.80m, và tải trọng thân trụ (MNTT) là 35.64 kN tại cao độ +20.95m.

3.2.5.(2) Tải trọng gió tác dụng lên xe cộ (WL) :

Theo điều 3.8.1.3 của quy trình 22TCN 272-05, khi đánh giá tổ hợp tải trọng cường độ III, cần xem xét tải trọng gió tác động lên cả kết cấu và phương tiện Tải trọng ngang do gió tác động lên xe cộ được biểu thị bằng tải trọng phân bố 1.5 KN/m, hướng nằm ngang, song song với tim dọc của kết cấu và đặt ở độ cao 1800mm so với mặt đường.

Lập các tổ hợp tải trọng tác dụng lên trụ

Để xác định giá trị nội lực bất lợi nhất, cần xem xét tất cả các tổ hợp tải trọng bất lợi có thể xảy ra Theo quy trình 22TCN 272-05, đối với cấu kiện trụ cầu, các tổ hợp tải trọng được xác định cụ thể.

 Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn cờng độ I cho hệ số tải trọng thờng xuyên lín nhÊt.

Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn cờng độ Ia cho hệ số tải trọng thờng xuyên nhỏ nhất.

 Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn cờng độ II cho hệ số tải trọng thờng xuyên lín nhÊt.

Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn cờng độ IIa cho hệ số tải trọng thờng xuyên nhỏ nhất.

 Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn cờng độ III cho hệ số tải trọng thờng xuyên lớn nhất.

Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn cờng độ IIIa cho hệ số tải trọng thờng xuyên nhỏ nhất.

Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn đặc biệt cần được xem xét với hệ số tải trọng thường xuyên nhỏ nhất, đặc biệt trong trường hợp va chạm tàu Vi

 Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn sử dụng.

Kiểm tra độ mảnh của trụ

Víi trô T5 th×: A = 23.869 m 2 Ix= 128.498 m 4 Iy= 16.576 m 4 rx= √ I A x =2.320 m r y = √ I A y = 0.833 m

Theo phơng x ta coi trụ nh một thanh có một đầu ngàm và một đầu khớp.

0 833 76 R)

 Khối lợng bê tông đổ trong 1h: 18x6/4 = 27 (m 3 )

 Xác định tải trọng tính toán :

54.Trọng lợng riêng của bêtông tơi γ = 2,4 (T/m 3 )

55.áp lực xung kích do đổ bêtông (sử dụng ống vòi voi): q1 = 0.4 (T/m 2 ) 56.áp lực ngang do đầm bêtông: q2 = 0.4 (T/m 2 )

57.áp lực bêtông tơi tiêu chuẩn q3 = γ

Nẹp đứng 2C 300 Bu lông liên kết các mô đun ván khuôn

Bi ể u đồ áp lực bê tông tơi lên thành ván khuôn

58.Qui đổi q3 thành áp lực HCN trên cơ sở tơng đơng diện tích : q'3 =(0.5x.0.75x1.8 + 1.8x5.25)/6 =1.68 (T/m 2 )

59.Tải trọng tính toán tác dụng lên 1 đơn vị diện tích thành ván khuôn là : ptt = q'3.1,3 + q2.1,3 = 2.704(T/m 2 )

 Tính ván khuôn làm việc theo phơng ngang:

Ván khuôn làm việc theo phương ngang được tính như dầm đơn giản với nhịp l=5,6m/4=1,4m Tiết diện của ván khuôn tương ứng với tiết diện của sườn tăng cường ngang Cần tính toán cho một thanh sườn tăng cường ngang để đảm bảo độ bền và ổn định của ván khuôn.

Để xác định tải trọng tác dụng lên 1m dài sờn tăng cường ngang ván khuôn (q), cần lưu ý rằng mỗi sờn tăng cường sẽ chịu tải trọng từ hai nửa diện tích của hai ô ván khuôn lân cận.

S ờn tăng c ờng tính toán

Vùng áp lực lên s ờn tăng c ờng tính toán

 Mômen tại giữa nhịp: M Max = q×l 2

 Sờn tăng cờng có kích thớc hình chứ nhật 75mm x 5mm có đặc trng hình học:

62.ứng suất thớ kéo của tiết diện: σ =

Ván khuôn thoả mãn về c ờng độ.

Ván khuôn thoả mãn về giới hạn biến dạng.

Mỗi môđun ván khuôn bao gồm ba thanh căng, với lực tác dụng lên thanh căng được tính toán để xác định phản lực tại các gối của một dầm liên tục hai nhịp Chiều dài nhịp được xác định là khoảng cách giữa các nẹp đứng, như thể hiện trong hình vẽ.

 Ta tính lực kéo trong thanh căng giữa là thanh làm việc bất lợi nhât: 63.P = 2.704x2,4 x diện tích Đ.A.H = 4.8672 x 2,8x1x0.5 = 4.137 T trong đó 2,4m là chiều cao 1 môđun ván khuôn

 Thanh căng chọn bằng thép ΦV 16; fy = 420MPa

 Khả năng chịu kéo chảy: T = 3.14 ¿ d 2 /4 ¿ 420 = 84(kN) =8.4 T > 4.137 (T)

 Vậy thanh căng đã chọn thoả mãn điều kiện chịu lực

Nẹp đứng hỗ trợ các dầm liên tục đặt trên các gối, với nhịp là khoảng cách giữa các nẹp ngang Chúng chịu tải trọng phân bố đều, bao gồm áp lực bê tông tác động lên thành ván khuôn trong khu vực xung quanh nẹp đứng.

 Xác định tảI trọng tác dụng lên nẹp đứng (q):

S ên t¨ng c êng ngang §.A.H lùc kÐo trong thanh c¨ng gi÷a

Thành ván khuôn Nẹp đứng

 Mômen uốn tại giữa nhịp nẹp đứng:

 Chọn tiết diện nẹp ngang 2C N o 30 có đặc trng hình học và vật liệu nh sau:

64.ThÐp A709M-Grade 250 (thÐp kÕt cÊu).

65.Giới hạn chảy: fy = 250 MPa

69.ng suÊt thí kÐo : σ=M MAX ¦W =1 577×10 7

70.Nẹp đứng đảm bảo c ờng độ

72.Nẹp đứng thoả mãn về giới hạn biến dạng.

Vùng áp lực lên nẹp đứng tính toán Vị trí nẹp đứng tính toán

Khoảng cách giữa 2 nẹp ngang = 1800 2400

Nẹp ngang kết nối với nẹp đứng có chức năng neo thanh căng mà không liên kết với ván khuôn, do đó không chịu lực ngang phân bố từ bê tông tươi Vì vậy, không cần tính toán cho phần này Để thuận tiện cho việc chuẩn bị vật liệu và thiết bị, chúng ta chọn tiết diện của thanh nẹp đứng giống như thanh nẹp ngang 2C.

Thi công kết cấu nhịp

Nguyên lý của phơng pháp thi công hẫng

Thi công hẫng là phương pháp xây dựng kết cấu nhịp từng đốt đối xứng qua các trụ, trong đó các đốt dầm được đúc theo sơ đồ mút thừa Việc đúc các đốt trên giàn giáo di động giúp đảm bảo tính toàn khối của kết cấu Tuy nhiên, việc căng cốt thép sớm khi bê tông còn non có thể dẫn đến sự cố và ảnh hưởng lớn từ biến co ngót.

Trình tự thi công

- Bớc 1: Sau khi xây dựng xong trụ tiến hành đúc đốt dầm đầu tiên (đốt K0).

- Bớc 2: Tiến hành đúc dầm đơn giản trên bãi đúc và lao lắp dầm giản đơn.

Bước 3: Tiến hành xây dựng các đốt tiếp theo đối xứng qua trụ cho đến khi hoàn thành đốt cuối cùng của mút thừa Sau khi hoàn tất việc đúc một cặp đốt, cần thực hiện căng cốt thép ứng suất trước từ mút này sang mút kia Ngay sau khi căng thép, việc bơm vữa cũng phải được thực hiện ngay lập tức.

Bước 4: Xây dựng đoạn nhịp biên yêu cầu nghiên cứu chi tiết để lựa chọn biện pháp thi công phù hợp, tính đến các thuận lợi và khó khăn Do chiều cao dưới cầu khoảng 10m, phương pháp thi công trên đà giáo cố định được chọn Kết cấu chịu mômen dương necessitates việc căng cốt thép phía dưới và bơm vữa bảo vệ Sau khi hoàn tất, giàn giáo sẽ được tháo bỏ, dầm được kê vào gối chính thức và các gối tạm cũng sẽ được loại bỏ, tạo thành một nhịp có mút thừa.

Bước 5: Đúc các khối hợp long biên trước, sau đó tiến hành hợp long nhịp giữa Sau khi đúc xong, căng các bó chịu mômen dương ở dưới đáy dầm Các bó cốt thép được uốn xiên lên trên và xen kẽ giữa hai bó chịu mômen âm uốn xuống phía dưới Cuối cùng, tháo bỏ ván khuôn treo và kích dầm, cũng như tháo bỏ gối tạm kê dầm vào gối chính thức.

+ Thi công lan can, bộ hành

+ Rải lớp phủ mặt cầu

+ Thi công hệ thống chiếu sáng, lắp đặt hệ thống biển báo, tín hiệu giao thông đờng thuỷ và đờng bộ.

thi công khối đỉnh trụ ko

Khối đỉnh trụ K0, lớn nhất trong kết cấu nhịp dầm, nằm trên đỉnh thân trụ và cần được giữ ổn định tạm thời trong quá trình thi công Để đảm bảo sự ổn định này, các khối bê tông kê tạm và thanh DƯL 32 thẳng đứng được sử dụng để liên kết chắc chắn giữa khối đỉnh trụ và thân trụ Giữa khối bê tông kê tạm và đỉnh trụ có lớp vữa mác 400Kg/cm², đây cũng chính là vị trí sẽ được khoan phá để tháo các khối bê tông kê tạm Sau khi hợp long nhịp biên, các khối bê tông kê tạm sẽ được tháo ra, lúc này gối chính của kết cấu nhịp sẽ bắt đầu hoạt động.

Khối trên đỉnh trụ được thi công đúc hẫng trên đà giáo mở rộng trụ, được làm từ thép hình gia công tại công xưởng Đà giáo này được lắp đặt sau khi hoàn thành thi công thân trụ, với cấu tạo thiết kế riêng biệt Trước mỗi giai đoạn thi công, đều thực hiện bước thử tải cho đà giáo để đảm bảo an toàn và chất lượng.

Trong quy trình thi công, có bốn đợt đổ bê tông chính Đợt 1 là đổ bê tông cho bản đáy và một phần bản bên của hộp, cao khoảng 30cm Đợt 2 tiếp theo là đổ bê tông cho hai tường ngăn, mỗi tường dày 2m Đợt 3 bao gồm việc đổ bê tông cho hai thành bên và thành giữa của hộp dầm Cuối cùng, Đợt 4 là đổ bê tông cho bản nắp hộp.

Việc đổ bê tông cần tuân theo nguyên tắc không thực hiện đồng thời giữa các phần kết cấu có khối lượng lớn và những phần mỏng Điều này giúp tránh hiện tượng nứt do co ngót không đồng đều và nhiệt độ tỏa ra khác nhau giữa các bộ phận.

Các bớc tiến hành thi công khối K0 nh sau:

+ Lắp các thanh đứng sát thân trụ, luồn và xiết bulông (xuyên qua các lỗ đã bố trí sẵn ở thân trụ) với lực xiết 40T bằng kích căng kéo.

+ Lắp các thanh chéo và thanh ngang.

+ Lắp hệ thống giằng ngang, dầm dọc trên công xôn.

- Đo đạc: Đo và vạch các đờng tim của gối trên đỉnh trụ, kiểm tra cao độ đỉnh trụ tại các vị trí gối

- Công tác trên đỉnh trụ bao gồm:

+ Nối các thanh 32 và các ống tôn tráng kẽm từ trụ lên.

+ Lắp ván khuôn cốt thép và đổ bê tông tại chỗ các gối kê, sai số cho phép cao độ các gối kê là 1mm.

+ Xây dựng gờ chắn bao quanh bằng gạch xây quanh đỉnh trụ.

+ Làm công tác hoàn thiện chuẩn bị để đặt gối cầu: vệ sinh bề mặt , đục thông và chỉnh lỗ bu lông neo gối.

+ Đặt gối trợt (gối di động ở các trụ T4, T6, T7):

+ Xiết bu lông vào tấm bệ (đặt đứng sao cho nó đợc vặn chặt và không đợc trợt ra khái tÊm).

+ Đặt bu lông neo ngập vào trong tấm khoảng 1-2cm.

+ Đặt tấm bệ, điều chỉnh độ cao, cố định bằng vữa không co ngót.

+ Sau khi vữa đông cứng thì đặt gối cao su, tẩy bụi bẩn ở phần bị lõm, đặt phần lồi vào gối cao su.

+ Xiết bu lông neo vào tấm trợt.

+ Lắp khung kết cấu phần trên và cố định bằng bê tông

+ Tháo khung và hoàn thành

+ Xiết bu lông vào tấm bệ (đặt đứng sao cho nó đợc vặn chặt và không đợc trợt ra khái tÊm).

+ Cố định bằng vữa không co ngót.

+ Tháo khung và hoàn thành

- Lắp ván khuôn đáy và ván khuôn ngoài

+ Các ván khuôn để thi công khối đỉnh trụ đợc đặt trên phần đà giáo mở rộng trụ (đã đợc xây dựng từ khi thi công trụ)

Công tác lắp đặt ván khuôn được thực hiện bằng cẩu có năng lực 25T và 4 palăng xích 10T, nhằm chỉnh sửa sơ bộ cao độ ván khuôn Sau khi ván khuôn đã ổn định, việc điều chỉnh tiếp theo sẽ được thực hiện bằng các nêm gỗ.

+ Khi đặt các ván khuôn thành ngoài phải đảm bảo đợc kích thớc của khối đỉnh trụ và độ nghiêng theo thiết kế của thành hộp.

- Công tác cốt thép đợc tiến hành sau khi đã nghiệm thu cao độ và kích thớc ván khuôn.

- Công tác đổ bê tông tiến hành theo trình tự từ tim ngang cầu ra hai phía theo ph ơng dọc cầu.

Bảo dưỡng bê tông cần được thực hiện liên tục trong 7 ngày sau khi đổ Nước sử dụng cho việc bảo dưỡng phải là nước sạch, không chứa các thành phần có hại cho chất lượng bê tông.

- Lắp ván khuôn của dầm lên đỉnh trụ.

Điều chỉnh cao độ ván khuôn đáy bằng nêm để đạt độ chính xác 1mm Cao độ đáy ván khuôn tại hai đầu gối cần cao hơn thiết kế 5mm để bù đắp cho độ võng của đà giáo.

- Lắp cốt thép bản đáy và một phần cốt thép của đáy dầm , cùng các kết cấu liên quan khác nh:

+ Các thanh neo 32 neo khối đỉnh trụ

+ Các lỗ 70 để neo kết cấu xe đúc, kết cấu đờng chạy xe đúc.

+ Chi tiết kết cấu ống thoát nớc chôn sẵn.

+ Đổ bê tông bản đáy đến cao độ đỉnh bản đáy và một phần thành bên cao 30cm.

+ Dùng bê tông cấp A2 đổ thành từng lớp dầy 20-30cm theo 1 hớng

- Lắp ván khuôn cốt thép dầm ngang và thành dầm:

Sau khi bê tông bản đáy đạt cường độ trên 320 KG/cm², cần thực hiện vệ sinh mặt tiếp giáp bằng phương pháp hơi ép hoặc xói nước, đồng thời kiểm tra các kết cấu liên quan khác.

+ Xiết chặt các bulông giằng ván khuôn, hàn cố định các đà giáo với hệ dầm dọc và ngang.

- Đổ bê tông đồng thời phần dầm ngang và thành dầm:

Đổ bê tông đến độ cao thấp hơn 50cm so với đỉnh bản, thực hiện theo từng lớp dày 30-40cm Quá trình đổ bê tông cần được thực hiện theo một hướng và đối xứng với tim cầu Để thuận lợi trong việc đổ bê tông, cần mở một số ván khuôn trong, được gọi là cửa sổ công tác.

- Đặt ván khuôn, cốt thép phần cánh dầm :

- Kiểm tra cao độ của ván khuôn theo sơ đồ tại mặt cắt tim trụ và hai đầu khối

- Đặt cốt thép bản cánh dầm cùng với các kết cấu liên quan khác nh sau:

- Bố trí các hốc neo của thanh 32 neo khối K0.

- Bố trí các khối neo xe đúc trên cánh dầm.

Bố trí neo và ống gen cho cáp DƯL là rất quan trọng Cần phải luồn các ống nhựa PVC có đường kính nhỏ hơn ống gen 5mm để đảm bảo ống gen không bị bẹp trong quá trình thi công.

- Đổ bê tông cánh dầm Bê tông đợc đổ thành từng lớp cho đủ chiều cao hớng theo mét phÝa.

- Công tác căng kéo cáp DƯL đợc tiến hành sau khi bê tông đạt cờng độ lớn hơn 320 KG/cm 2

+ Lực căng kéo của cáp theo thiết kế

+ Kiểm tra số lợng cáp đợc luồn

+ Kiểm tra vị trí cáp neo.

+ Kiểm tra các đầu cáp để thừa ngoài neo có phù hợp với kích sử dụng không. + Kiểm tra chất lợng bê tông xung quanh.

+ Kiểm tra bơm thuỷ lực, đồng hồ áp lực, các dụng cụ căng kéo.

Lập sẵn bảng tính áp lực trên đồng hồ kích tơng ứng với các cấp tải trọng 0.2P, 0.4P, 0.6P, 0.8P, P, 1.05P.

Thực hiện căng kéo dần theo từng cấp tải trọng 0.2P, 0.4P, 0.6P, 0.8P, P, 1.05P.Cần ghi rõ độ giãn dài của cáp theo từng cấp tải trọng.

thi công các khối của dầm hẫng

Trừ khối đỉnh trụ đợc đúc trên đà giáo, các khối còn lại của dầm hẫng đợc đúc đối xứng trên xe đúc theo các bớc sau đây:

Lắp ráp xe đúc

Trước khi tiến hành lắp ráp xe đúc, toàn bộ công việc gia công ván khuôn đã được hoàn tất Việc lắp ráp xe đúc chỉ được thực hiện trên đỉnh trụ sau khi đã căng cáp DƯL và thanh ứng suất của khối đỉnh trụ Trình tự lắp ráp xe đúc được thực hiện theo các bước cụ thể để đảm bảo an toàn và hiệu quả.

B ớc 1: Công tác chuẩn bị

Kiểm tra vị trí lỗ trên bản đáy và bản mặt theo bản vẽ là bước quan trọng Để lắp đặt các bộ phận của xe đúc, cần sử dụng một cần cẩu có sức nâng phù hợp.

Xác định tim dọc, tim ngang cầu tại khối đỉnh trụ.

Chuẩn bị các nêm gỗ theo các loại để kê các và đặt ở bản đệm của thanh ứng suất. B ớc 2: Lắp đặt dầm ray

Sử dụng cần cẩu để lắp đặt dầm ray vào vị trí chính xác và cố định nó xuống mặt cầu bằng các dầm ngang và thanh ứng suất Việc xiết chặt các đai ốc của thanh ứng suất là đủ để đảm bảo độ an toàn Các nêm gỗ đặt ở đáy dầm ray giúp triệt tiêu độ dốc ngang của cầu, đảm bảo dầm ray luôn ở vị trí thẳng đứng.

Bước 3: Lắp đặt bộ di chuyển cho xe đúc kiểu VSL bằng cách gắn dầm ngang phía trước và phía sau lên đỉnh trụ dầm ray Cần chú ý đặt bản đệm bằng polymer cho dầm ngang phía trước Sau đó, gông các dầm ngang phía sau xuống mặt cầu và tiến hành xiết chặt đai ốc.

B ớc 4: Lắp đặt các dàn chính, dàn trớc và dàn liên kết ngang phía sau.

Lắp ráp các dàn chính từ các chi tiết của chúng được thực hiện trên bệ nổi Cần cẩu được sử dụng để đặt các dàn chính vào vị trí và liên kết chúng với bộ phận chạy hoặc dầm ngang Để đảm bảo sự ổn định cho giàn chính trong quá trình này, cần sử dụng các pa-lăng xích hoặc pa-lăng cáp để neo chúng xuống mặt cầu.

Lắp đặt dàn liên kết phía sau vào các dàn chính, sau đó kết nối dàn trước với dàn chính Tiến hành lắp đặt các thanh ứng suất để treo ván khuôn thành ngoài và ván khuôn nóc vào dàn liên kết ngang phía trước Đặt các thanh ứng suất giằng chéo trên đỉnh dàn chính và xiết chặt đai ốc Cuối cùng, tháo các pa-lăng xích hoặc pa-lăng cáp để giữ ổn định cho dàn chính.

Ván khuôn nóc thành ngoài được lắp đặt cùng với dầm lăn và dầm ngang để hỗ trợ cấu trúc Các thanh ứng suất giữ vai trò treo ván khuôn nóc thành ngoài, dàn ngang phía trước và mặt cầu Trước khi lắp ván khuôn nóc, cần lắp khung ổ trợt của dầm trợt phía ngoài và các dầm đỡ ván khuôn nóc để đảm bảo vị trí chính xác.

Ván khuôn thành trong và ván khuôn thành ngoài đợc lắp vào vị trí và liên kết với ván khuôn nóc và ván khuôn nóc thành ngoài.

Ván khuôn đáy và sàn đáy là các thành phần nặng nhất trong hệ thống ván khuôn của xe đúc, được lắp đặt trên hệ nổi hoặc mặt đất Khi lắp đặt trên mặt đất, vị trí phải ngang với bên dưới xe đúc, trong khi lắp đặt trên hệ nổi có thể thực hiện ngoài và sau đó vận chuyển đến vị trí Quá trình sử dụng 4 pa-lăng xích để treo dầm trợt ngoài của ván khuôn và kéo ván khuôn đáy vào vị trí cuối cùng là rất quan trọng Các thanh ứng suất cần được sử dụng để treo ván khuôn đáy vào bản đáy của khối đỉnh trụ và dàn ngang phía trước xe đúc, với sự chú ý đặc biệt đến mối nối giữa các thanh ứng suất, đảm bảo yêu cầu kỹ thuật giống như mối nối trong thân trụ và khối đỉnh trụ.

Chỉnh cao độ ván khuôn

Cao độ ván khuôn cho từng mặt cắt tại mỗi khúc cần được tính toán trước và ghi lại vào biểu mẫu Việc xác định cao độ phải tính đến độ vồng thi công của cầu cũng như biến dạng của xe đúc.

Để chỉnh cao độ ván khuôn đáy, hai thanh ứng suất được treo với bản đáy của khối ứng suất và xiết chặt sao cho mặt ván khuôn đáy tiếp xúc với mặt bê tông Sử dụng hai kích nhỏ kéo thanh ứng suất treo ván khuôn đáy phía ngoài để điều chỉnh cao độ, đồng thời kiểm tra cao độ bằng máy thuỷ bình và mia Kiểm tra tim dọc ván khuôn bằng máy kinh vĩ Khi cao độ phía ngoài đạt yêu cầu, xiết chặt đai ốc hai thanh ứng suất phía ngoài, sau đó dùng hai kích thông tâm loại nhỏ căng hai thanh ứng suất phía trong với lực đã tính toán Cuối cùng, kiểm tra lại cao độ tại điểm đã chỉnh.

Chỉnh cao độ ván khuôn nóc thành ngoài và ván khuôn nóc về cơ bản giống nh chỉnh ván khuôn đáy.

Đổ bê tông

Bê tông có thể đổ bằng gầu hoặc bằng máy bơm tuỳ thuộc vào điều kiện công trờng.

Các điểm cần chú ý khi đổ bê tông

Độ sụt của bê tông cần phải đáp ứng các yêu cầu kỹ thuật Để đạt được điều này, trước mỗi lần đổ bê tông, việc xác định độ ẩm của vật liệu là rất quan trọng Từ đó, chúng ta có thể tính toán lượng nước phù hợp cho cấp phối bê tông.

 Chiều cao bê tông rơi không quá 1,5m để chống phân tầng và sụt chân, bê tông chân thành không giữ đợc sụt vào bản đáy hộp.

 Để tránh hiện tợng bê tông trồi lên ở ván khuôn thành trong (lớp 2) thì thời gian giữa lớp 1 và lớp 3 ¿ 45 phút.

 Khi đổ bê tông cho đáy thành không đợc lệch tải quá lớn, tốt nhất chênh lệch cao giữa hai bên thành tối đa là 0,5 m.

Khi thực hiện dầm bê tông, cần chú ý tránh va chạm vào ống ghen ở những vị trí gần, vì điều này có thể dẫn đến việc ống ghen bị vỡ Ngoài ra, không nên sử dụng đầm bê tông để đẩy bê tông.

 Cần đặc biệt quan tâm đến chất lợng bê tông tại các đầu neo.

Luồn cáp

Tao cáp 22 và 27 sợi phù hợp với tiêu chuẩn.

Các đặc tính của tao cáp : Đờng kính danh định của tao : 15,2 mm

Tải trọng phá hoại: 1860 Mpa

Cáp thuộc loại có độ tự trùng thấp.

Mỗi cuộn cáp cần có chứng chỉ từ nhà máy sản xuất, thể hiện mối quan hệ giữa tải trọng và độ giãn dài, diện tích đo được, cũng như mô đun đàn hồi cho từng lô hàng Kỹ thuật viên tại hiện trường cần các chứng chỉ này để tính toán sự khác biệt giữa độ giãn dài thực tế và lý thuyết của bó cáp.

Kích căng cáp cần phải phù hợp với cấu tạo và lực căng của bó cáp DƯL Trước khi sử dụng, kích và đồng hồ áp lực phải được kiểm định, và cần thực hiện kiểm tra định kỳ 6 tháng một lần hoặc sau mỗi 200 lần sử dụng.

Trước khi đưa cáp vào sử dụng, cần kiểm tra kỹ lưỡng Cáp phải không có vảy rỉ sùi, không bị phủ mỡ, bẩn hay xước Lớp rỉ xốp cần được rửa sạch trước khi sử dụng cáp Các tao cáp không được tiếp xúc với bụi bẩn và phải được bảo quản ở nơi sạch sẽ, đã được chuẩn bị cẩn thận.

Căng cáp

Trớc khi căng cáp phải đảm bảo chắc chắn trục kích trùng với trục bó cáp tại đầu neo và đầu kích tỳ sát vào bản đệm.

Việc căng cáp chỉ tiến hành khi bê tông đủ cờng độ (f C

 Trình tự căng tiến hành nh sau:

Lực căng so dây không được xác định cụ thể, mà dựa vào dấu hiệu của đồng hồ bắt đầu tăng đều Thông thường, áp lực này tương ứng với 10% lực căng thiết kế của bó cáp Sau đó, vị trí của bó cáp được đánh dấu để đo độ giãn dài.

 Lần lợt tăng lực lên theo các cấp 0.2P ; 0.4 P ; 0.6 P ;0.8P; 1P; 1.05P với P là lực căng thiết kế Đo độ dãn dài tơng ứng với từng cấp lực.

Đo đạc

Công tác khảo sát, đo đạc trong thi công là hết sức quan trọng nên phải làm th ờng xuyên và đòi hỏi độ chính xác cao.

Khi thi công các cặp khối của dầm hẫng, bê tông được đổ từng khối riêng biệt, dẫn đến khả năng "bập bênh" Do đó, mốc cao độ cần được đặt vào tim ngang trụ và thường xuyên kiểm tra so với mốc cao độ thiết kế để phát hiện bất kỳ sai khác nào.

Chênh lệch nhiệt độ có ảnh hởng lớn đến độ võng của dầm hẫng nên cao độ chỉ đợc nghiệm thu vào lúc nhiệt độ không khí ¿ 25 0 C

Dầm hẫng có khả năng tự “bập bênh” khi có sự lệch tải giữa hai đầu Do đó, việc nghiệm thu cao độ ván khuôn của cả hai khối trong cặp khối là rất quan trọng trước khi tiến hành đổ bê tông.

Tại mỗi mặt cắt dầm hẫng, các giá trị cao độ lấy ở các thời điểm :

- Trớc khi đổ bê tông

- Sau khi đổ bê tông

- Sau khi lao xe đúc và buộc xong cốt thép cho cặp khối mới.

 Đo đạc độ vồng của dầm theo các giai đoạn thi công

Trước khi tiến hành đổ bê tông cho cặp khối dầm mới, cần phải đo đạc lại các thông số về độ vồng Việc kiểm tra mức độ sai số là rất quan trọng, và sai số này phải nằm trong giới hạn cho phép để đảm bảo chất lượng công trình.

- Việc đo đạc đợc tiến hành vào thời điểm mà nhiệt độ không thay đổi trong ngày và có nhiệt độ ¿ 25 0 C

- Bó cáp của cặp khối trớc đó đã căng xong

- Xe đúc đã đợc lao đến vị trí sẵn sàng cho việc đúc khối mới

- Cốt thép của khối mới đã đợc lắp đặt.

- Vị trí đo đạc dọc theo chiều dài dầm tại 3 vị trí :

+ Tim cÇu + Mép thợng lu cầu + Mép hạ lu cầu.

Riêng đo đạc độ vồng của dầm khi thi công đốt hợp long đợc đo đạc tại thời điểm sau :

- Sau khi thi công xong khối cuối cùng của đoạn dầm hẫng.

- Sau khi lắp đà giáo ván khuôn thi công đốt hợp long.

Sau khi hoàn thành thi công, việc đốt hợp long sẽ diễn ra Độ vồng toàn cầu của cầu sẽ được đo đạc sau khi khối hợp long cuối cùng được hoàn tất Việc đo đạc này cần phải tuân theo sơ đồ đặt tải mà nhà thiết kế đã tính toán, tương ứng với từng giai đoạn thi công.

Tính toán ổn định cánh hẫng trong quá trình thi công

sơ đồ tính và tải trọng

Trong trường hợp 1, sơ đồ tính được áp dụng cho sơ đồ cánh hẫng đang trong quá trình thi công đúc đốt K10 ở đầu cánh hẫng Trong khi đó, phía cánh hẫng bên kia chưa di chuyển xe đúc để chuẩn bị cho việc đúc đốt K10 Các tải trọng tác dụng trong trường hợp này bao gồm nhiều yếu tố quan trọng cần được xem xét.

1 Tĩnh tải xe đúc 800KN, xe đúc bên phải đặt tại khối 9, xe bên trái đặt tại khối 8

2 Trọng lợng bân thân cánh hẫng, trong đó cánh bên phải tăng 2%, cánh bên trái giảm 2%

3 Một khối đúc đặt lệch (khối bên phải đổ trớc)

4 Mô men tập trung ở 2 đầu mút cánh hẫng do xe đúc sinh ra 300KN.m

5 Lực tập trung do thiết bị 200KN đặt tại đầu mút cánh hẫng phải.

6 Tải trọng thi công rải đều tác dụng lên cánh hẫng bên phải 0.2KN/m 2 , với cầu có bề rộng mặt cầu 12.7m thì tải trọng thi công rải đều là 2.54KN/m dài cầu.

7 Gió ngợc tác dụng lên cánh hẫng bên trái w = 0.6KN/m 2 , với cầu có bề rộng mặt cầu 12.7m thì tải trọng gió ngợc là 7.62KN/m dài cầu.

Trong trường hợp 2, sơ đồ tính liên quan đến sơ đồ cánh hẫng đang trong quá trình thi công đúc đốt K10 ở đầu cánh hẫng Trong khi đó, phía cánh hẫng bên kia, xe đúc chưa được di chuyển để chuẩn bị cho việc đúc đốt K10 Các tải trọng tác dụng trong trường hợp này cần được xem xét kỹ lưỡng.

1 Tĩnh tải xe đúc 800KN, xe đúc bên phải đặt tại khối 11, xe bên trái đặt tại khối 10

2 Trọng lợng bân thân cánh hẫng, trong đó cánh bên phải tăng 2%, cánh bên trái giảm 2%

3 Một khối đúc đặt lệch (khối bên phải đổ trớc)

4 Mô men tập trung ở 2 đầu mút cánh hẫng do xe đúc sinh ra 300KN.m

5 Lực tập trung do thiết bị 200KN đặt tại đầu mút cánh hẫng phải.

6 Tải trọng thi công rải đều tác dụng lên cánh hẫng bên phải 0.2KN/m 2 , với cầu có bề rộng mặt cầu 12.7m thì tải trọng thi công rải đều là 2.54KN/m dài cầu.

7 Gió ngợc tác dụng lên bên trái trụ w = 0.6KN/m 2 , với trụ có bề rộng 8.6m thì tải trọng gió ngợc là 5.16KN/m dài trụ cầu, bề rộng mặt cầu 13m : 0.6x13 = 7.8 KN/m. Momen gây lật trong trờng hợp 1: Mlật u436.1 KNm

Momen gây lật trong trờng hợp 2: Mlật = 71366.8 KNm

4.2 Tính toán thép neo khối đỉnh trụ :

Momen gây lật làMlật = 75436.1 KNm.

Nh vậy momen chống lật sẽ phải làMcl > 75436.1 KNm.

Chúng tôi sẽ lắp đặt các thanh thép DUL từ dưới trụ lên và xuyên qua dầm đến mặt cầu Những thanh thép này, kết hợp với khối bê tông kê, sẽ giúp giữ ổn định và chống lật cho cánh hẫng quanh điểm mép ngoài gối tạm trong quá trình thi công Khả năng giữ ổn định của các thanh thép này được tính bằng công thức Mcl = PDULy.

PDUL: Khả năng chịu kéo của các thanh thép DƯL

Ta chọn thép DƯL là loại thép trơn có đờng kính danh định là 32 (Thanh Φ32mm).

Do đó cờng độ chịu kéo là fpu = 1035 (MPa)

Chúng tôi chọn 20 thanh ở mỗi bên so với tim ngang trụ, với tổng cộng 40 thanh PC32 được bố trí ở mỗi bên Mỗi hàng được đặt cách mép trụ 30cm Khoảng cách từ trọng tâm các thanh thép phía bên trái trụ tới điểm lật bên phải được tính là y = 3 - 2x0.3 = 2,40 m.

Do vậy momen chống lật sẽ làMCL = 40832.42.40 = 79910.4 KNm

Kiểm tra điều kiện ổn định chống lật :

Vậy điều kiện ổn định đợc thoả mãn

Phần i: Nghiên cứu khả thi 1

Chơng 1: Báo cáo nhiên cứu khả thi dự án cầu H 2

1.1 giới thiệu về dự án 2

1.1.1 Các căn cứ lập dự án 2

Trong trường hợp I, tải trọng gió được xác định là p = 7.62 kN/m, trong khi tải trọng thi công là p = 2.54 kN/m Tải trọng tập trung của thiết bị là p = 0 kN và xe đúc cũng có tải trọng p = 0 kN Đối với trường hợp II, tải trọng gió là p = 5.16 kN/m, trong khi tải trọng thi công vẫn giữ nguyên là p = 2.54 kN/m và xe đúc có tải trọng p = 0 kN.

1.2 đặc điểm kinh tế x hội, mạng l ã hội, mạng l ới giao thông và sự cần thiết ®Çu t cÇu h 2

1.2.2 Hiện trạng kinh tế x hội tỉnh A ã hội, mạng l 3

1.2.3 Định hớng phát triển các ngành kinh tế chủ yếu 4

1.2.4 Đặc điểm mạng lới giao thông: 5

1.2.5 Sự cần thiết phải đầu t: 5

1.3 điều kiện tự nhiên tại vị trí xây dựng cầu 7

1.3.3 Điều kiện khí hậu thuỷ văn 8

1.4 các phơng án kết cấu cầu 8

1.4.1 Phơng án 1: Cầu chính dầm liên tục BTCT DƯL 3 nhịp + cầu dẫn dÇm PCI 8

1.4.2 Phơng án 2: Cầu chính là cầu vòm ống thép nhồi bê tông 8

1.4.3 Phơng án 3: Cầu chính là cầu Extradosed + cầu dẫn dầm PCI 8 phÇn 2: ThiÕt kÕ kü thuËt 9

Chơng 1 : Thiết kế bản mặt cầu 10

1.5 Tính chất vật liệu và tải trọng thiết kế 10

Quy Trình thiết kế và các thông số kỹ thuật 34

6.1 Quy tr×nh thiÕt kÕ : 34

6.2 Các thông số kỹ thuật: 34

Chơng 3 36 phơng án 1: cầu liên tục st 36

1.1.Giới thiệu phơng án thiết kế 36

1.4.Cấu tạo mố trụ cầu 40

1.5.Tính toán khối lợng công tác: 40

3.5.1 khối lợng công tác phần kết cấu nhịp 40

3.5.1.3 Thể tích bê tông kết cấu nhịp toàn cầu 42

3.5.2Tính toán khối lợng công tác của trụ mố 42

3.5.2.3 Khối lợng công tác bê tông trụ mố 42

3.5.3 Tính toán Khối lợng công tác lan can và lớp phủ mặt cầu 42

1.6.Tính sơ bộ móng cọc của trụ, mố: 43

3.6.2 Xác định sức chịu tải của cọc: 43

3.6.3 Xác định số cọc tại mố M0 , M10 45

3.6.4 Xác định số cọc tại các trụ: 49

1.7 Tổ chức thi công và xây dựng 60

3.7.2 Thi công trụ trên cạn (T1 , T2, T3, T7, T8 , T9) 60

3.7.3 Thi công trụ dới nớc T4, T5, T6 60

3.7.4 Thi công kết cấu nhịp 61

1.8 Thống kê khối lợng vật liệu dùng trong công trình 62

Thiết kế sơ bộ p.A 2 - cầu vòm ống thép nhồi bê tông 66

Chơng 5 90 phơng án 3: cầu extradosed 90

5.1 Giới thiệu phơng án thiết kế 90

5.3 Cấu tạo mố tháp cầu 94

5.5 tính sơ bộ móng cọc trụ, tháp 99

5.5.2 Xác định số lợng cọc phần cầu dẫn 100

5.6 Tổ chức thi công và xây dựng 104

5.6.2 Thi công trụ trên cạn (T1, T2, T5, T6) 104

5.6.4 Thi công kết cấu nhịp 105

5.7 khối lợng Vật liệu, tổng mức đầu t 107

Chơng 6: So sánh các phơng án & Lựa chọn phơng án thiết kế kỹ thuËt 110

6.1 Ưu và nhợc điểm các phơng án 110

6.2 Kết luận và kiến nghị: 111 phÇn 2: ThiÕt kÕ kü thuËt 112

Chơng 1 : Thiết kế bản mặt cầu 113

1.7 Tính chất vật liệu và tải trọng thiết kế 113

Chơng 2: Thiết kế dầm liên tục 135

I Xác định kích thớc chi tiết dầm 135

II Tính toán nội lực dầm liên tục 139

2.2.1 Các giai đoạn hình thành nội lực: 139

II.1.1 Giai đoạn 1: Giai đoạn đúc hẫng cân bằng từ trụ ra giữa nhịp 139

II.1.2 Giai đoạn 2: Tháo xe đúc 139

II.1.3 Giai đoạn 3: Hợp long nhịp biên 140 GVHD : ts.nguyễn bình hà

II.1.5 Giai đoạn 5: Tháo ngàm trụ, dỡ ván khuôn đốt hợp long biên 140

II.1.6 Giai đoạn 6: Hợp long nhịp giữa 141

II.1.7 Giai đoạn 7: Dỡ ván khuôn đốt hợp long nhịp giữa 141

II.1.8 Giai đoạn 8: Cầu chịu tĩnh tải 2 141

II.1.9 Giai đoạn 9: Cầu chịu tác dụng của hoạt tải 142

2.2.2 Sơ bộ xác định diện tích cốt thép ƯST cần thiết: 151

2.2.3 Các tổ hợp tải trọng: 152

2.2.4 Tổng hợp nội lực tại các tiết diện: 153

2.2.6 Tính toán cốt thép dầm chủ: 160

2.2.6.1 Các chỉ tiêu cơ lý của vật liệu: 160

2.2.6.2 Tính lại đặc trng hình học của tiết diện 161

III Tính toán mất mát ứng suất: 163

2.3.1 Mất mát do ma sát ff pF tính theo công thức5.9.5.2.2b-1 163

2.3.2 Mất mát do thiết bị neo  ff pA 164

2.3.3 Mất mát do co ngắn đàn hồi fPES (điều 5.9.5.2.3b) 164

2.3.4 Mất mát do co ngót (điều 5.9.5.4.2) 165

2.3.5 Mất mát do từ biến (điều 5.9.5.4.3) 165

2.3.7 Mất mát do dão lúc truyền lực : 165

2.3.8 Mất mát sau khi truyền: 166

2.3.9 Tổng hợp mất mát ứng suất : 166

IV Kiểm toán tiết diện: 168

2.4.1 Kiểm toán theo trạng thái giới hạn sử dụng: 168

2.4.1.1 Kiểm tra ứng suất trong bêtông (điều 5.9.4): 168

2.4.1.2 Kiểm toán nứt trong bêtông (điều 5.7.3.4) 171

2.4.2 Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cờng độ 1 (điều 5.5.4 QT 22TCN 272-05) 188

2.4.2.1 Kiểm toán sức kháng uốn tính toán (điều 5.7.3.2) 188

2.4.2.2 Kiểm tra lợng cốt thép: 193

Chơng 3: T ính toán trụ cầu 199

3.1 Các kích thớc cơ bản của trụ: 199

3.2 Xác định các tải trọng tác dụng lên trụ: 200

3.2.2 Hoạt tải xe thiết kế LL 200

3.2.3 Tải trọng h m xe (BR) ã hội, mạng l 202

3.2.5.(1)Tải trọng gió ngang cầu tác động lên công trình (WS) 205

3.2.5.(2)Tải trọng gió tác dụng lên xe cộ (WL): 205

3.2.5.(3)Tải trọng gió dọc cầu 205

3.2.6 áp lực nớc (WA) (điều 3.7) 205

3.2.8 Hiệu ứng động đất (EQ) 206

3.3 Lập các tổ hợp tải trọng tác dụng lên trụ: 206

3.4 Kiểm tra độ mảnh của trụ: 207

3.5 Chọn mặt cắt tính toán 207

Tiêu đề	Nghiên Cứu Khả Thi
Tác giả	Nguyễn Đình Dũng
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Bình Hà
Trường học	Khoa cầu đường
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp
Thành phố	Thành phố A

Định dạng
Số trang	217
Dung lượng	3,6 MB