Đồ án tốt nghiệp: Thiết kế cầu BTCT DƯL dầm super T căng trước

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆPTHIẾT KẾ CẦU BTCT DƯL DẦM SUPER T CĂNG TRƯỚC

GIẢNG VIÊN HƯỚNG DẪN : TS ĐỖ TIẾN THỌ

THUYẾT MINH

3

-MỤC LỤC

PHẦN I THIẾT KẾ KĨ THUẬT 4

CHƯƠNG I 4

SỐ LIỆU ĐỒ ÁN THIẾT KẾ 4

I ĐẶC ĐIỂM ĐIỀU KIỆN TỰ NHIÊN 4

II KHÍ TƯỢNG – THỦY VĂN 4

1 Các yếu tố khí tượng đặc trưng 4

2 Các yếu tố thủy văn 5

III CÁC ĐỊNH HƯỚNG ĐỐI VỚI GIẢI PHÁP KỸ THUẬT 5

IV GIẢI PHÁP KỸ THUẬT CƠ BẢN 5

CHƯƠNG II 6

THIẾT KẾ LAN CAN – LỀ BỘ HÀNH 6

I.THIẾT KẾ LAN CAN TAY VỊN 6

II THIẾT KẾ LỀ BỘ HÀNH 9

CHƯƠNG III 14

THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU 14

I CẤU TẠO VÀ SƠ ĐỒ TÍNH BẢN MẶT CẦU 14

II TÍNH TOÁN NỘI LỰC BẢN KIỂU DẦM 14

III KIỂM TOÁN BẢN MẶT CẦU 16

THIẾT KẾ DẦM SUPER – T 18

I GIỚI THIỆU CHUNG 18

II SỐ LIỆU THIẾT KẾ 18

III THIẾT KẾ CẤU TẠO 19

IV.TÍNH TOÁN ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC VÀ HỆ SỐ PHÂN BỐ TẢI TRỌNG 20

CHƯƠNG V 26

I.XÁC ĐỊNH NỘI LỰC TẠI CÁC MẶT CẮT ĐẶC TRƯNG 26

CHƯƠNG VI 36

I.TỔ HỢP TẢI TRỌNG THEO CÁC TRẠNG THÁI GIỚI HẠN 36

1 Tổ hợp nội lực theo các TTGH tại các mặt cắt dầm biên 36

2 Tổ hợp nội lực theo các TTGH tại các mặt cắt dầm giữa 38

CHƯƠNGVII 40

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP DUL 40

CHƯƠNG VIII 42

ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA CÁC MẶT CẮT DẦM 42

1 Đặc trưng hình học mặt cắt dầm Super – T giai đoạn I (chưa đổ bản mặt cầu) 42

2 Bề rộng bản cánh hữu hiệu (TCN 4.6.2.6) 43

3 Đặc trưng hình học giai đoạn II (Tính cả bản mặt cầu) 44

CHƯƠNG IX 45

TÍNH TOÁN CÁC MẤT MÁT DỰ ỨNG SUẤT (TCN Điều 5.9.5) 45

1 Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi: 45

4 Mất mát do tự chùng của cốt thép DƯL 48

5 Tổng mất mát dự ứng suất 48

CHƯƠNG X 48

TÍNH DUYỆT THEO MÔMEN 48

1 Tính duyệt theo TTGH sử dụng 48

2 Tính duyệt theo TTGH cường độ 55

CHƯƠNGXI 59

TÍNH DUYỆT THEO LỰC CẮT VÀ XOẮN 59

1 Xác định sức kháng cắt danh định 59

2 Tính duyệt lực cắt theo TTGH cường độ 60

3 Kiểm tra lại bố trí cốt đai 60

THIẾT KẾ MỐ CẦU 61

A THIẾT KẾ MỐ CẦU 61

I SỐ LIỆU CHUNG 61

II SỐ LIỆU KẾT CẤU PHẦN TRÊN 61

III XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN MỐ 62

B.THIẾT KẾ TRỤ CẦU VÀ MÓNG TRỤ T1 86

I SỐ LIỆU CHUNG 86

II SỐ LIỆU THIẾT KẾ TRỤ T1 86

III XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN TRỤ 87

PHẦN II 113

THIẾT KẾ THI CÔNG 113

I/ MỤC ĐÍCH Ý NGHĨA: 113

-II./ THI CÔNG MỐ MA 114

III./ THI CÔNG TRỤ 117

IV./ THI CƠNG KẾT CẤU NHỊP : 120

V./ TÁC ĐỘNG ĐẾN MÔI TRƯỜNG VÀ BIỆN PHÁP KHẮC PHỤC 121

-CHƯƠNG I: SỐ LIỆU ĐỒ ÁN THIẾT KẾ

1.1Qui mô công trình

- Quy phạm thiết kế:

Qua công tác khảo sát hiện trường và thí nghiệm trong phòng cấu trúc địa tầng của khu vực xây dựng

Độ sệt: B < 0

Dung trọng tự nhiên:  = 1.977g/cm3 Giá trị SPT = 22

Độ sệt: B < 0

Dung trọng tự nhiên:  = 1.971g/cm3 Giá trị SPT = 16

Độ sệt: B < 0

Dung trọng tự nhiên:  = 1.936g/cm3 Giá trị SPT = 15

Độ sệt: B < 0

Dung trọng tự nhiên:  = 1.969g/cm3 Giá trị SPT = 17

1.4Khí Tượng – Thủy Văn

1.4.1Các yếu tố khí tượng đặc trưng

1.4.1.1Nắng

200 giờ/tháng Các tháng ít nắng là tháng VI và tháng IX ứng với 2 cực đại

Số giờ 244 246 272 239 195 171 180 172 162 182 200 223

1.4.1.2Chế độ ẩm

Độ ẩm tương đối (%) tháng và năm trên khu vực:

1.4.1.3Chế độ nhiệt

Đặc điểm nổi bật trong chế độ nhiệt của khu vực là nền nhiệt độ khá cao, nhiệt độ trung bình năm

T.bình 25.2 26.9 28.4 29.0 28.6 27.2 26.9 26.8 26.8 26.7 26.4 25.2 27.0 Max 35.0 36.8 37.4 38.3 37.5 36.4 34.7 33.9 33.8 33.7 34.0 33.5 38.3 Min 13.6 14.5 16.5 20.9 21.5 21.5 20.0 21.7 21.9 21.2 18.0 13.2 13.2

1.4.1.4Chế độ mưa

năm

chính và một cực tiểu chính Cực đại chính thường xuất hiện vào tháng IX, X với lượng mưa tháng trên

tháng có nhiều ngày mưa nhất là tháng IX và tháng có ít ngày mưa nhất là tháng II

gió thịnh hành là Tây Nam với tần suất từ 30 đến 55%, tốc độ gió trung bình thay đổi từ 1.4 đến 1.8m/s

1.4.2Các yếu tố thủy văn

Theo hồ sơ Báo cáo thủy văn, số liệu mực nước tại khu vực cầu như sau:

1.4.2.1Số liệu điều tra:

đã làm cho khu vực này bị ngập rất nghiêm trọng, với chiều cao ngập khoảng 2m đến 3m, thời gian

- Chiều dài cầu 133.7 m (tính từ hai đuơi mố)

Thép cĩ gờ CII, giới hạn chảy 300 MPa

2 0 0 %

870

MẶT CẮT NGANG GIỮA NHỊPMẶT CẮT NGANG TẠI GỐI

Lớp bêtông asphalt dày 75 mmLớp phòng nước dày 5 mmBản mặt cầu dầy 200 mm

DẦM NGANG

Xét 1 đơn vị chiều dài theo phương dọc cầu để tính toán, lấy bề rộng là 1000 mm

PL = 310-3 1000= 3 N/mm

DL = betong A Trong đó A là diện tích mặt cắt ngang theo phương dọc cầu

'c

0.85 f b



2 247324275

0.9 0.85 28 1000



D10@ 200

15025

3D12@ 2005D8

4D10@ 200

5

6D107

6D10@ 20025

2 D10@ 200 12550 25

25100

'cf = 28 MPa = 28 N/mm2 nên1= 0.85 (Theo 5.7.2.2 )

1

c = a/1 = 1.6/0.85 = 1.83 mm Tính giá trị c/ds = 1.83/75 = 0.0244 < 0.42

As =

yc

fba

85.0

  =

136

Hàm lượng thép tối thiểu:

'cmin

y0.03 f

s

A = 6102/4 = 471.24 mm2

Ta tính lại

sy'

A fa

1.1.3 Kiểm tra ở trạng thái giới hạn sử dụng

Momen tác dụng ở trạng thái giới hạn sử dụng là: Ms = 1532812 N.mm

A =

nAe

= (252 )1000/5 = 10000 mm2 Ae – diện tích bêtông bọc quanh nhóm thép chịu kéo

n – số lượng cốt thép nằm trong vùng kéo Ứng suất cho phép trong cốt thép :

1/3

f = Z/(d × A) = 1/ 3

30000 /(25 10000 ) =476.2 MPa > 0.6 fy=0.6280 =168 MPa Lấy fsa= 0.6 fy= 168 MPa

0.043   f vớic = 2400 kg/m3 = 1.5

Đặt e =

bAn s

1000

x = - e + e2  2eds

3.523  2 3.523 75 = 19.733 mm Momen quán tính của tiết diện đối với trục 0 - 0:

=> Thỏa điều kiện ở trạng thái giới hạn sử dụng

Khi tính lực va vào bó vỉa là xét vào trạng thái giới hạn đặt biệt

Trong các cầu thông thường thì lực Fv, FL không gây nguy hiểm cho bó vỉa nên việc tính toán ở đây

FT

LT

L c

Tính sức kháng của bó vỉa

Đối với các va xô trong một phần đoạn tường

2cc

ct

M L2

ct

M L2

Trong đó : Rw - là sức kháng của bó vỉa (N)

Lc - là chiều dài xuất hiện cơ cấu chảy (mm)

Lt - là chiều dài phân bố của lực theo phương dọc (mm)

Mb - là sức kháng của dầm tại đỉnh tường (N.mm)

Mw - là sức kháng uốn của thép ngang trên 1 đơn vị chiều dài

(N.mm/mm) Mc - là sức kháng uốn của thép đứng trên 1 đơn vị chiều dài

(N.mm/mm) H - là chiều cao của bó vỉa (mm)

Trong trường hợp tính cho bó vỉa thì Mb = 0

Tính sức kháng uốn của thép ngang trên toàn chiều cao của bó vỉa

b = 250 mm h = 200 mm

Thép dọc theo chiều cao của bó vỉa 12

y0.03 f

fA

cys





'

85

3.3929 2800.85 28 30



'cf = 28 MPa nên 1= 0.85 (Theo 5.7.2.2 )

Tính giá trị c/ds = 1.565/15.7 = 0.0997 < 0.42 Ta tính được khả năng chịu lực của tiết diện :

M   Af(da / 2) = 1339.29280(157 - 13.306/2) = 14283145 N.mm => MwH = Mn = 14283145 N.mm

Tính sức kháng uốn của thép đứng trên một đơn vị chiều dài (ở đây lấy 1 m để tính toán)

b = 100 cm h = 20 cm

'cmin

y0.03 f

A fa

0.85 f b



6.786 2800.85 28 100



'cf = 28 MPa nên 1 = 0.85 (Theo 5.7.2.2 )

Tính giá trị c/ds = 0.9392 /16.9 = 0.0556 < 0.42 Ta tính được khả năng chịu lực của tiết diện :

M   Af(da / 2)= 16.78628(16.9 – 0.7983 /2) = 3135.21 KN.cm

Đối với các va xô trong một phần đoạn tường :

   

2cc

ct

M L2

=> Đảm bảo khả năng chịu lực đối với va xô trong một phần đoạn tường Đối với các va xô tại đầu tường hoặc mối nối

Ta tính chiều dài đường chảy theo công thức

    =1185.3 mm

2cc

ct

M L2

1.3Tính toán thanh lan can 1.3.1Sơ đồ tính toán

Thanh lan can được xem như dầm liên tục, để đơn giản trong tính toán ta đưa về sơ đồ dầm giản đơn để tính rồi sau đó điều chỉnh bằng các hệ số

 =1.75 với hoạt tải người)

+ Mi : là mômen lớn nhất do tỉnh và hoạt tải

2500

+ S : sức kháng của thanh lan can

2500 /8) = 1632893 N.mm

M = M12M22 = 1632894215532622 2253656 N.mm

Momen tại giữa nhịp ở trạng thái giới hạn cường độ:

Tính sức kháng của thanh lan can

M = fyS= 1240  26749= 6419813 N.mm

1.4Tính toán trụ lan can

1.4.1Sơ đồ tính toán

Để dễ dàng cho việc tính tốn ta qui lan can lại tiết diện chữ I sau đó tính toán cột chịu nén lệch tâm

thanh lan can qui về tải tập trung qui về cột bằng P = 890N

132Taám theùpT1

Chọn fy = 210 Mpa

lan can qh thay đổi dần từ trên xuống

1.4.2Nội lực tại chân cột

Bán kính quán tính đối với trục X-X

22608523153A

I

sxx



Bán kính quán tính đối với trục Y-Y

22603414708A

Isyy



1.4.2.3Sức kháng nén





Efr

2sTrong đó :

K = hệ số chiều dài kí hiệu K = 2 vì có 2 dầu tự do

I = chiều di không liên kết l = 700mm

r s = bán kính quán tính đối với trục mất ổn định ( trục mất ổn đinh là trục X-X)

rs = 61,4 mm

20000021014

,3.4,61

700







P tác dụng với <2.25 thì

Pn = 0,66FyAs=0,660,055.210.2260 = 463878 N = 463,878 KN =>thỏa

1.4.2.1Tỉ số độ mảnh

bt ≤ k

yf

E = 200000MPa fy = 210MPa

bt = 5

80=16 < 0,56

210200000

E= 132

200000

=1,49.20,86 = 45,98

Đảm bảo khoảng cách mép như hình vẽ

Vì các đường ren bao gồm trong mặt phẳng cắt nên theo (6.13.2.7-1,)

P1 =  2

41

m li



1.5TÍNH LỰC TRUYỀN XUỐNG BẢN MẶT CẦU:

Tính trên một đơn vị chiều dài cầu

Thanh lan can (2 thanh): M1 = 2qth = 20.07766 = 0.15532 N/mm = 155.32 N/m

M2 =122

dâm

nL

h

DLn =

41

Lớp bê tông liên kết: 20cm

- Chiều dày bản mặt cầu: 200 mm, c = 2.5 T/m3

Ta chọn bề rộng tính toán của bản theo phương dọc cầu là 1m

xong phải nhân với hệ số kể đến tính liên tục của bản mặt cầu

2.1.3TÍNH NỘI LC TRONG BẢN HẪNG (CONSOL)

2.1.3.1 Tính nội lực do tĩnh tải tác dụng lên bản hẫng

Để đơn giản trong tính toán và thiên về an toàn ta xem tĩnh tải và hoạt tải truyền xuống bản hẫng

ngay tại vị trí đầu mút thừa

DC2ban = ts l c= 0.2 12500 = 500 kg/m = 4905 N/m

c- khối lượng riêng của bản mặt cầu,c= 2500 kg/m3

DCn = DLn1 = 6085.81 = 6085.8 N Momen tại mặt cắt ngàm do tĩnh tải gây ra:

PLn = 22501 = 2250 N (tính cho 1m dài của bản)

Momen tại mặt cắt ngàm do hoạt tải (người bộ hành) gây ra:

400

1180550

1100

2.1.4.1 Tính nội lực do tĩnh tải tác dụng lên bản kề bản hẫng:

DCt = DLt 1 = 2938.5 1 = 2938.5 N

tbDW

400

1180550

1100

D W = 1 7 2 9 N / m mD C 2 = 4 9 0 5 N / m mD C t = 2 9 3 8 5 N

Gọi SDW là diện tích đường ảnh hưởng ứng với tĩnh tải DW

SDC2bản là diện tích đường ảnh hưởng ứng với tĩnh tải DC2bản YDCt là tung độ đường ảnh hưởng ứng với tĩnh tải DCt

Ta tính được : SDW = 77885 mm2

SDC2bản = 1.182/8 = 102378 mm2

YDCt = 107 mm Momen tại giữa nhịp do tĩnh tải gây ra :

MDC = DCtYDCt + DCbảnSDC2bản

MDW = DW  SDW = 1.729 77885 = 134663 N.mm Momen ở giữa nhịp do tĩnh tải ở trạng thái giới hạn cường độ:

= 0.9975(1.25816583.59 +1.5134663) = 1219667.2 N.mm ( DC

P

P

γ1.5) Momen ở giữa nhịp do tĩnh tải ở trạng thái giới hạn sử dụng

= 1(1816583.59 +1134663) = 951246.6 N.mm

2.1.4.2 Tính nội lực do hoạt tải tác dụng lên bản kề bản hẫng:

p = 1 0 8 2 N /m mP L t

SLL là diện tích đường ảnh hưởng ứng với tải trọng bánh xe, SLL= 26732.25 mm2

YPLt là tung độ đường ảnh hưởng ứng với hoạt tải do người bộ hành, YPLt = 107 mm Momen tại giữa nhịp do hoạt tải người bộ hành gây ra:

MPL = PLt YPLt = 225010.107 = 240.750 N.m = 240750 N.mm Momen tại giữa nhịp do hoạt tải bánh xe gây ra:

MTR = SLLp = 26732.25 108.2 = 2892429.45 N.mm Momen ở giữa nhịp do hoạt tải ở trạng thái giới hạn cường độ:

▪ Trạng thái giới hạn cường độ

Momen âm tại gối:

TR( )DLPL u

M 1000M 0.7 (M M )

thông qua các hệ số điều chỉnh

2.1.5.1Tính nội lực do tĩnh tải tác dụng lên bản dầm giữa:

DW

 = 2.203125 T/m3 = 2.161210-5 N/mm3

b là chiều dài theo phương dọc cầu của bản b = 1m =1000 mm

P

P

γ1.5) Momen ở giữa nhịp do tĩnh tải ở trạng thái giới hạn sử dụng :

= 1(1502164.7+1177011.8) = 679176.5 N.mm

2.1.5.2Tính nội lực do hoạt tải tác dụng lên bản dầm giữa

Ở đây ta không xét tải trọng làn vì nhịp bản S =1180 < 4600

Đưa về sơ đồ dầm liên tục nhờ các hệ số điều chỉnh:

Momen âm tại gối:

Chọn giá trị thiết kế và kiểm tra nứt (N.mm)

0.85 fb



2 2 12127418160

0.9 0.85 30 1000



2.1.7.2Thiết kế cốt thép cho momen âm

u

0.85 f b



2 2 13715928160

0.9 0.85 30 1000



Vì 28 MPa < '

cf = 40 Mpa < 56MPa nên 1

 = 0.85 – 0.05( '

cf - 28)/7

= 0.85 – 0.05(30 - 28)/7 = 0.836

c = a/1 = 3.78 / 0.836 = 4.52 mm Tính giá trị c/ds = 4.52 /160 = 0.028 < 0.42

2.1.8KIỂM TRA Ở TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

2.1.8.1Kiểm tra nứt với momen âm

= 100046.573 3/3 + 6.7931407.4(160 – 46.573)2 = 156686156 mm4

Ứng suất trong bêtông tại trọng tâm cốt thép :

f  n M (d x) / I = 6.7937975451 (160 – 46.573)/ 156686156 = 39.22 MPa

2.1.8.2Kiểm tra nứt với momen dương

Làm tương tự:

f  n M (d x) / I = 6.7937031703(160 – 46.573)/ 156686156 = 34.58 MPa

=> Thỏa điều kiện ở trạng thái giới hạn sử dụng

2.2TÍNH TOÁN DẦM NGANG

MDC = (DCbản+DCdn)L2/8 = (3.924 + 14.715)13602/8 = 4309337 N.mm MDW = DW L2/8 = 1.3832 13602/8 = 319795.84 N.mm

Momen ở giữa nhịp do tĩnh tải ở trạng thái giới hạn cường độ:

P

γ1.5) Momen ở giữa nhịp do tĩnh tải ở trạng thái giới hạn sử dụng:

LL

L

 = 13603/(13603+380003) = 4.6810-5

Giá trị các tung độ độ ảnh hưởng

y1 = 1.000 y2 =  (/21,2)

2/

)1(

mL

=(1-4.6810-5)*(38000/2-1200)/(38000/2)+ 4.6810-5= 0.933 y3 =  (/24,3)

2/

)1(

mL

=(1-4.6810-5)*(38000/2-4300)/(38000/2)+ 4.6810-5= 0.761 y4 =  (/28,6)

2/

)1(

mL

Để thuận tiện cho việc tính toán và thiên về an toàn ta xem tải trọng bánh xe truyền xuống dầm ngang

Ở đây ta không xét tải trọng làn vì nhịp L =1360 < 4600

(theo 3.6.1.3.3 ) Ta có sơ đồ tính:

Momen tại giữa nhịp do hoạt tải bánh xe gây ra:

Đưa về sơ đồ dầm liên tục nhờ các hệ số điều chỉnh:

Momen âm tại gối:

01, 25.1.1, 25.1.136700170875

LLs

s

BfMd

d

.85.0

.2

')(2



sdfE

E



.003.0

.003.0.75.0 1

420200000*

003.0

200000*

003.0*8.0*75.0

amax = 227.65 ( mm )

amax > a(+) : Thỏa

As =

ync

fBa

85.

= 0.85*35*9.87*800/420 As = 559.275 ( mm2 )

Diện tích cốt thép tối thiểu

As(min) = (0.03.f'c/fy).Bn.ds

= (0.03*35/420)*800*645 As(min) = 1290.000 (mm2)

As = 1570.796 (mm2)

D =As/(Bn.ds)=1570.8/(800*645) D = 0.00304

dc = as(+) dc = 105( mm )

A = 2.dc.Bn/n A = 3231( mm2 )

= 30000/(105*3230.77)(1/3) fsa = 430.15 (MPa)

fsa > 0.6fy = 252 (MPa) : Thỏa ĐK

Các thông số cần tính toán

N = Ec/Es = 31798.93/200000 = 0.159 D = As/(Bn.ds) = 570.8/(800*645) = 0.00304 k = .n(.n)22..n

= 0.003*0.16(0.003*0.16)2 2*0.003*0.16 =0.031 j = 1-k/3 = 1-0.03/3 = 0.990

Ứng suất kéo của thép

fs = Ms(+)/(As.j.ds) = 23088506/(1570.8*0.99*645) =23.02(MPa) fs < 0.6fy = 252 (MPa) :Thỏa ĐK

Ứng suất nén trong BT

fc = Ms(+)/(As.j.k.Bn.ds2) =23088506/(1570.8*0.99*0.03*800*6452)

ns

s

BfMd

d

.85.0

.2

')(2





a(-) = 14.55(mm)

amax = 0.75.ab

amax = s

ys

sdfE

E



.003.0

.003.0.75.0 1

420200000*

003.0

200000*

003.0*8.0*75.0

amax = 217.06 (mm)

amax > a(+) : Thỏa ĐK

As =

ync

fBa

85.

dc = as(-) dc = 135 ( mm )

A = 2.dc.Bn/n A = 4154 ( mm2 )

fsa = Z/(dc.A)1/3=30000/(135*4153.85)(1/3)

fsa = 363.80( MPa ) fsa > 0.6fy = 252 ( MPa ) : Thỏa ĐK

Ứng suất kéo của thép

fs = Ms(-)/(As.j.ds) = 32323908/(1570.8*0.99*615) = 33.8 ( MPa ) fs < 0.6fy = 252 ( MPa ): Thỏa ĐK

Ứng suất nén trong BT

fc = Ms(-)/(As.j.k.Bn.ds2) = 32323908/(1570.8*0.99*0.03*800*6152) fc = 0.0023( MPa )

fc < 0.4f'c = 14 (MPa) : Thỏa ĐK

2.2.3.5THIẾT KẾ CỐT ĐAI CHO DẦM NGANG

Tính toán cho mặt cắt tại gối ( chịu lực cắt lớn nhất )

Vu = 284079.7(N)

Chiều cao chịu cắt hữu hiệu là giá trị lớn nhất của 3 giá trị sau :

ds - a/2 = 615-14.55/2 = 608 (mm) dv= 0.90 *ds = 0.9*615 = 554 (mm) 0.72 *Hn = 0.72*750 = 540 (mm) dv(max) =Max(607.72,553.5,540) = 608(mm)

ƯS cắt trong BT (TCN 5.8.2.9-1)

v =

vnv

udBV

vu

vf

u

AE

Vd

M

.

)cot(.5.0

 



F =

sscc

ss

AEAE

AE

8.1570*10*2

55

vuv

fu

AE

Vd

M

.

)cot(.5.0

 



= 0.00312 Do x > 0 nên không cần tính lại X =0.00312 Tra từ v/f'c và x

( Khi Vs < 0: BT đủ KN chịu cắt cho Vs=0, Cốt đai BT theo cấu tạo)

VdfA .cot()





mmd

BffA

ncvyv

600;8.0;.083.0

'1

'1



vnc

u

dBf

V





mmd

BffA

ncvyv

300;4.0;.083.0

'1

'1



vnc

u

dBf

V

Với

vnc

u

dBf

V

'1

=622849.82/(35*800*607.72) = 0.037 < 0.1

ncyv

BffA

.083.0

.'1

=

800*35*083.0

420*75.615

= 658 mm 0.8*dv = 486 mm







0.5cot()

vu

vf

us

dMf

A

As.fy =1570.8*420 = 659734 N KN chịu cắt của cốt đai bố trí

Vs=

sdfAv y v.cot()

=

250

)27cot(*72.607*420*75

= 1233830N







 0.5 cot()



vuvf

u

VVd





0.*1233830.44cot(27)

9.0

82.62284972

.607*

2.

= 459190 N

Trong đó :

Ag : Diện tích nguyên tiết diên BT dầm tại MC kiểm tra

As : Diện tích cốt thép bố trí cho dầm tại MC kiểm tra

Thép thường G60 fu=620MPa fy=420MPa

3.2.1Lựa chọn kích thước mặt cắt ngang cầu

nbN = (N -1) × 2 = 14

Lớp bêtông asphalt dày 75 mmLớp phòng nước dày 5 mmBản mặt cầu dầy 200 mm

DẦM NGANG

3.2.2Cấu tạo dầm chủ:

3.2.2.1Mặt cắt ngang dầm gối:

3.2.2.2Mặt cắt ngang dầm tại đoạn cắt khấc:

3.2.2.3Mặt căt ngang dầm tại giữa nhịp:

3.2.3Cấu tạo dầm ngang:

Hn =H' - 50 mm = 800 – 50 = 750 mm

bn =800 mm

3.3Tính tốn đặc trưng hình học dầm Super-T

Xét các mặt cắt đặc trưng gồm:

3.3.1Đặt trưng hình học tại mặt cắt giữa nhịp:

Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến thớ dưới

Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến thớ trên

Đặc trưng hình học tại gối:

Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến thớ dưới

Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến thớ trên

Tương tự ta cĩ các đặc trung hình học:

Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến thớ dưới

3.4.2Phân bố hoạt tải theo làn đối với mơmen và lực cắt

E

3.4.3 Hệ số phân bố hoạt tải đối với mơmen trong các dầm giữa:

3.4.4 Hệ số phân bố hoạt tải đối với lực cắt trong các dầm giữa:

SIV

3.5.1.4 Ván khuôn lắp ghép:

d = 2.5 cm; b = 3 cm

DCvkg=(b7+2.d) vk= (85+2*2.5)*3*1500/(104)=40.5KG/m

3.5.1.5Lan can:

Ta giả thiết tải trọng lan can, lề bộ hành được qui về bó vỉa và truyền xuống dầm biên và dầm giữa

DWti = 5 kg/m DW = DWlp + DWti = 401.85 + 5 = 406.85 kg/m

3.5.2Hoạt tải HL93:

3.5.2.1Xe tải thiết kế:

3.5.2.2 Xe hai trục thiết kế:

Xe hai trục: gồm có hai trục, mỗi trục nặng 110KN, khoảng cách giữa hai trục không đổi là 1200mm,

3.5.2.3Tải trọng làn:

3.5.2.4Tải trọng người đi bộ:

3.5.2.5Tải trọng xung kích:

3.5.3Đường ảnh hưởng mômen và lực cắt tại các mặt cắt đặc trưng:

3.5.3.2Phương trình đường ảnh hưởng

Đối với mômen

y(x) = (Ltt-xk).x/Ltt : Nếu 0 ≤ x ≤ xk

y(x) = xk.(Ltt-x)/Ltt : Nếu xk < x ≤ Ltt

1-x/Ltt : Nếu xk ≤ x ≤ Ltt

kp = ykp*(Ltt-xk)/2