Đồ án tốt nghiệp: Thiết kế cầu Extradosed một mặt phẳng dây

Tải trọng thiết kế - Sử dụng cấp tải trọng theo quy trình thiết kế cầu: TCVN 11823:2017 + Hoạt tải thiết kế: HL93 + Cáp văng + Do khối lượng đồ án về cả thuyết minh lẫn bản vẽ thiết k

QUY MÔ VÀ TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT

TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ

- Tiêu chuẩn thiết kế đường ô tô: TCVN 4054 - 05

- Tiêu chuẩn thiết kế cầu – đường bộ: TCVN 11823 – 2017

- Công trình được thiết kế với tuổi thọ 100 năm, có kết cấu thanh thoát phù hợp với quy mô tuyến đường;

- Đáp ứng được yêu cầu quy hoạch, phân tích tương lai của tuyến đường;

- Thời gian thi công ngắn; - Thuận tiện cho công tác duy tu bảo dưỡng;

- Giá thành xây lắp thấp;

- Cầu được thiết kế vĩnh cửu với tuổi thọ >100 năm

- Cấp đường thiết kế: Đường cấp II đồng bằng với vận tốc v`km/h

- Sử dụng cấp tải trọng theo quy trình thiết kế cầu: TCVN 11823:2017

+ Hoạt tải thiết kế: HL93

- Hệ số xung kích + IM = 1 + 33% = 1.33

1.1.7 Nhiệm vụ đồ án tốt nghiệp

- 100% kết cấu nhịp + Kết cấu nhịp chính (dầm chủ) + Cáp dự ứng lực

+ Cáp văng + Do khối lượng đồ án về cả thuyết minh lẫn bản vẽ thiết kế khá nhiều, nên việc thiết kế mố và nhịp dẫn dựa trên các dự án có thông số kỹ thuật và địa chất tương tự khu vực xây dựng và sẽ được chiếc giảm trong phần thuyết minh đồ án

ĐẶC ĐIỂM TỰ NHIÊN KHU VỰC XÂY DỰNG

ĐIỀU KIỆN ĐỊA HÌNH, ĐỊA MẠO

- Địa hình khu vực xây dựng cầu tương đối bằng phẳng, độ chênh cao không lớn, tạo điều kiện thuận lợi cho quá trình khảo sát và xây dựng

Trên cơ sở tài liệu khảo sát địa chất công trình ngoài thực địa kết hợp với kết quả thí nghiệm mẫu đất, chúng ta có thể phân chia địa tầng theo thứ tự từ trên xuống dưới như sau:

+ Lớp 1: lớp bùn, xà bần ở đáy song, có độ dày trung bình từ 0.5 đến 2m

+ Lớp 2: Lớp đất có thành phần là Sét màu nâu đỏ, nâu vàng, xám xanh, trạng thái nửa cứng Lớp này có bề dày trung bình 2 đến 8m, một số chỉ tiêu cơ lý của lớp 2 như sau:

Chỉ tiêu Đơn vị Giá trị TB Độ ẩm W % 31.6

Cường độ kháng cắt không thoát nước kN/m2 39.1

Giá trị N của SPT(búa/30cm) 16-27

+ Lớp 3: Lớp đất có thành phần là Sét pha màu xám, trạng thái dẻo mềm Lớp này có bề dày trung bình 3 đến 10m, một số chỉ tiêu cơ lý của lớp 3 như sau:

+ Lớp 4: Lớp đất có thành phần là Cát hạt nhỏ, màu xám, kết cấu chặt Lớp này có bề dày trung bình từ 5 đến 12m, một số chỉ tiêu cơ lý của lớp 4 như sau:

+ Lớp 5: Lớp đất có thành phần là cát hạt nhỏ lẫn sỏi sạn, màu đỏ, trạng thái cứng Lớp này có bề dày vô hạn, có các chỉ tiêu cơ lí như sau:

ĐIỀU KIỆN KHÍ TƯỢNG THỦY VĂN

- Vùng đồng bằng Nam Bộ nói chung và thành phố Hồ Chí Minh nói riêng nằm trong miền khí hậu nhiệt đới nóng ẩm quanh năm, có sự phân hóa theo mùa sâu sắc.Hàng năm có hai mùa rõ rệt: mùa mưa và mùa khô;

Mùa khô trùng khớp với gió mùa Đông, một luồng gió thổi đều đặn và ổn định Ngược lại, mùa mưa trùng hợp với gió mùa mùa Hè, khi không khí nóng ẩm từ vùng nhiệt đới và xích đạo tràn về, thường kèm theo các nhiễu động khí quyển.

- Đặc trưng cơ bản của khí hậu vùng này là có một nền nhiệt độ cao và hầu như không có những thay đổi đáng kể trong năm;

- Nhiệt độ trung bình năm vùng này đạt tới (25,7 − 26,7) 0 C Chênh lệch giữa nhiệt độ trung bình tháng nóng nhất và lạnh nhất không quá (4 − 5) 0 C

- Khu vực dự án có độ ẩm trung bình năm là 64,8%, thời kì ẩm ướt nhất là 86%, thời kì khô nhất là 40%;

PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ

NHIỆM VỤ THIẾT KẾ

- Thiết kế một cầu vượt qua cao tốc các số liệu như sau:

+ Mặt cắt ngang và số liệu địa chất như trên hình vẽ, bề rộng đường cao tốc Long Thành – Dầu giây khoảng 27.5m (chưa mở rộng)

- Quy trình thiết kế: TCVN 11823-2017

- Tải trọng thiết kế: HL93

- Vận tốc thiết kế: V = 60 km/h

SƠ LƯỢC VỀ CẦU EXTRADOSED

- Cầu extradosed là kết cấu kết hợp giữa kết cấu cầu dầm bê tông cốt thép ứng suất trước và kết cấu cầu dây văng Để làm tăng khả năng chịu lực và độ cứng của các cầu bê tông, một trong những biện pháp phổ biến là sử dụng dự ứng lực ngoài Nếu cáp dự ứng lực càng được đưa ra khỏi chiều cao dầm thì ảnh hưởng của chúng càng được phát huy do độ lệch tâm của chúng tăng lên Cầu extradosed là một dạng dự ứng lực ngoài với cáp dự ứng lực ở vùng moment âm trên gối được đưa ra khỏi chiều cao dầm nhờ các tháp tại vị trí đó

Về hình thức, cầu extradosed có kết cấu tương tự cầu dây văng, gồm dầm cứng, tháp và cáp Tuy nhiên, điều khác biệt là cầu extradosed có chiều cao cầu cao hơn đáng kể nhưng chiều cao tháp chỉ bằng một nửa so với cầu dây văng.

- Cầu extradosed có chiều dài nhịp kinh tế khoảng 50 đến 300m Tỉ lệ hợp lý của chiều cao dầm và chiều dài nhịp chính là h/L = 1/30 – 1/35 Tỉ lệ giữa chiều cao tháp (H) và chiều dài nhịp chính nằm trong khoảng H/L = 1/12 – 1/15 So với cầu bê tông dự ứng lực thông thường, chiều cao của dầm extradosed lại nhỏ hơn khoảng 2 lần, như vậy có thể được coi là một giải pháp kết cấu trung gian giữa cầu dây văng và cầu dầm hộp bê tông thông thường

- Khác với cầu dây văng, nơi cáp chịu gần như 100% tải trọng hoạt tải, cáp của cầu extradosed được thiết kế chỉ chịu một phần hoạt tải nên các vấn đề liên quan đến tính mỏi không phải là yếu tố khống chế, vì vậy lực căng trong cáp văng sau khi kết thúc căng kéo có thể nằm trong khoảng (0.4 – 0.75)fu

- Dầm cầu extradosed có thể có dạng bất kì, như dầm hộp (1 hay nhiều ngăn), dầm bản hay dầm T Chiều cao cũng có thể thay đổi hoặc không đổi tùy vào độ lớn của nhịp

Tháp cầu extradosed có đặc trưng là làm bằng bê tông cốt thép, gồm hai nhánh đối xứng cho cầu hai mặt phẳng dây và một nhánh đối xứng cho cầu một mặt phẳng dây Do chiều cao tháp tương đối thấp nên không có hình dạng chữ A hoặc chữ Y ngược phổ biến như cầu dây văng Tuy nhiên, nếu chiều cao tháp lớn, có thể có dầm ngang nối hai đỉnh tháp để tăng độ cứng ngang Kết nối giữa tháp và trụ cầu có thể là khớp hoặc cứng.

- Cáp trong cầu extradosed thường được bố trí theo dạng quạt để giảm thiểu chiều dài cửa khu vực nối cáp Cáp có thể được neo trực tiếp vào tháp hoặc thông qua yên tháp Trên dầm, khoảng cách giữa các neo cáp phổ biến trong khoảng 4m đến 8m, tương ứng với 1 đến 2 đốt dầm Cáp được dùng trong cầu extradosed có dạng tương tự cáp cho cầu dây văng nhưng có diện tích nhỏ hơn Neo cáp trong cầu extradosed không đòi hỏi yêu cầu kĩ thuật khắt khe như đối với cầu dây văng do biên độ ứng suất tương đối nhỏ.

Giải pháp thiết kế

- Khả năng vượt nhịp lớn có thể từ 50-300m

+ Việc đúc hẫng trên đà giáo di động sẽ giảm được chi phí đà giáo, ván khuôn được dùng lại nhiều lần với cùng một thao tác lặp lại nên sẽ giảm được chi phí nhân lực và nâng cao năng suất lao động

+ Đối với dầm có chiều cao thay đổi thì chỉ việc điều chỉnh cao độ ván khuôn Việc thay đổi chiều cao tiết diện cho phép sử dụng vật liệu kết cấu một cách hợp lý giảm được trọng lượng bản thân kết cấu và cho phép vượt các nhịp lớn

+ Không phụ thuộc vào không gian dưới cầu do đó có thể thi công trong điều kiện sông sâu, thông thuyền hay xây dựng cầu vượt qua thành phố

- Sơ đồ bố trí chung toàn cầu : 2x33 + 52 + 78 + 52 + 2x33 m

+ 3 nhịp chính theo sơ đồ (52 + 78 + 52)m, kết cầu dầm hộp liên tục, thi công theo công nghệ đúc hẫng cân bằng

Cầu dẫn bao gồm hai bên, mỗi bên có một nhịp với kích thước (2x33)m Kết cấu cầu được làm bằng bê tông cốt thép dự ứng lực căng sau, sử dụng phương pháp đổ tại bãi đúc ngay tại công trường Sau đó, các nhịp cầu sẽ được cẩu đến vị trí lắp đặt trên cầu.

Hình 3.1 Sơ đồ nhịp cầu

THIẾT KẾ KẾT CẤU NHỊP

CĂN CỨ LỰA CHỌN

4.1.1 Căn cứ lựa chọn kết cấu nhịp

- Đối với kết cấu nhịp dầm liên tục thì ở khu vực đỉnh trụ đồng thời với trị số mômen nội lực lớn còn phát sinh lực cắt có trị số lớn Vì vậy theo tiêu chuẩn, chiều cao mặt cắt dầm tại đỉnh trụ thường chọn H = 1/30Lg; và ở mặt cắt giữa nhịp thường chọn h = 1/50Lg để phù hợp với yêu cầu chịu lực Và chiều cao nhỏ nhất của mặt không nên chọn nhỏ hơn 2m để tạo điều kiện cho các thao tác thi công trong lòng hộp

- Nếu chiều rộng cầu B > 18m, nên bố trí một hộp có 3 hoặc 4 sườn

- Chiều dày sườn dầm phải thỏa mãn yêu cầu chịu lực cắt, đồng thời có cấu tạo giúp cho việc đúc bê tông dễ dàng cũng như đủ kích thước để chứa cáp dự ứng lực uốn cong trong sườn dầm Kích thước hợp lý vào khoảng 35 ÷ 45cm

- Chiều dày bản đáy thay đổi theo yêu cầu chịu lực Theo yêu cầu cấu tạo nên bố trí chiều dày bản đáy ít nhất 20cm để dễ bố trí các lưới cốt thép thường Và bản đáy phải có chiều dày ≥ 1/2 chiều dày sườn dầm

- Chiều dày bản mặt cầu theo TCVN 11823-9:2017 không được nhỏ hơn 175mm

- Tỉ lệ nhịp biên/ nhịp giữa nên nằm trong khoảng: Lb /Lg = 0.45 – 0.69

4.1.2 Căn cứ lựa chọn chiều dài tháp

- Đảm bảo liên kết giữa dây văng và tháp

- Đảm bảo khả năng chịu lực

- Chiều cao tháp thấp hơn cầu dây văng, theo tiêu chuẩn chiêu cao tháp H = (1/10 –

LỰA CHỌN KẾT CẤU NHỊP

4.2.1 Kích thước kết cấu nhịp

- Dầm chủ của KCN cầu chính có dạng mặt cắt ngang 3 hộp kín 4 sườn

- Dầm chủ được chế tạo bằng BTCT DƯL có:

+ f’c= 45Mpa + Hệ số poison: 0.2 + Hệ số giãn nở nhiệt: 1.08e -5 1/ 0 C + Trọng lượng riêng: γ c = 2240 + 2.29 × f′ c = 2344 kN/m 3 + Modul đàn hồi: E c = 0.0017K 1 W c 2 f c 0.33 = 32803 MPa

- Chiều dài kết cấu nhịp:

+ Chiều dài nhịp biên L b = 52 m + Chiều dài nhịp chính L c = 78 m

- Chiều cao kết cấu nhịp: Dựa vào công thức kinh nghiệm mối quan hệ giữa chiều cao hộp và chiều dài nhịp giữa ta có:

+ Chiều cao hộp tại mặt cắt đỉnh trụ H =1/30Lg= 78/30 = 2.6 m Chọn H = 3.5 (m) + Chiều cao hộp tại mặt cắt giữa nhịp H =1/50Lg= 78/50 = 1.56 m Chọn h= 2 (m)

- Chọn chiều dày bản mặt cầu t s = 200 mm

Độ dày thành hộp và đáy hộp được lựa chọn dựa trên kinh nghiệm, với thành hộp có độ dày twE0 (mm), còn đáy hộp có độ dày thay đổi Tại mặt cắt đỉnh trụ, độ dày là 850 (mm), trong khi tại giữa nhịp, độ dày giảm xuống còn 300 (mm).

Hình 4.1 Mặt cắt ngang dầm tại đỉnh trụ

Hình 4.2 Mặt cắt ngang dầm tại giữa nhịp

Hình 4.3 Mặt cắt ngang dầm tại đầu dầm 4.2.2 Phường trình đường cong đáy dầm

- Đường cong đáy dầm có dạng đường tròn có phương trình y = ax 2 + bx + c

Hình 4.4 Hệ tọa độ đường cong đáy dầm

- Gốc tọa độ tại điểm nằm cách tim trụ 3(m) thuộc đốt K0 và đi lên theo phương y với độ dốc tương ứng đường cong tròn

- Ở đây ta chỉ uốn 5 đốt đầu dầm gồm 1 đốt thuộc dốt K0 dài 3m và 4 đốt đúc trên đà giáo dài 2x3(m) và 2x4(m) là K1,K2,K3,K4 các đốt còn lại tiết diện không thay đổi

- Ta có 6 cặp tọa độ điểm như sau: O (0,0); A (3000,506); B (6000,907); C (9000,1204);

- Thay số và giải hệ phương trình ta có: a = −0.00000567; b = 0.18433; c = 4

 Vậy phương trình đường cong đáy dầm có dạng: y = −0.00000567x 2 + 0.18433x + 4

4.2.3 Phương trình đường cong thay đổi chiều dày bản

- Là phương trình đường cong parapol bậc 2 có dạng: y = ax 2 + bx + c

- Gốc tọa độ được dịch lên phương y 1 đoạn 0.85(m)

- Ta có 6 cặp tọa độ điểm như sau: O (0,0); A (3000,300); B (6000,542); C (9000,729); D

- Thay số giải hệ phương trình ta có: a = −0.0000031; b = 0.10911; c = 0.88393

 Vậy phương trình đường cong đáy dầm có dạng: y = −0.0000031x 2 + 0.10911x + 0.88393

Hình 4.5 Hệ tọa độ thay đổi chiều dày bản đáy

 Công tác phân chia đốt dầm tùy thuộc vào năng lực của xe đúc Ta chia như sau:

+ Đốt K0 có chiều dài 12m + Đốt K1,K2 có chiều dài 3m + Đốt K3,K4 có chiều dàu 4m + Đốt hợp long nhịp biên và nhịp giữa có chiều dài 2m

+ Đốt đúc trên đà giáo có chiều dài 12m

 Sơ đồ phân chia đốt đúc:

Hình 4.6 Phân chia đốt dầm

4.2.5 Tính toán đặc trưng hình học các mặt cắt a) Kích thước mặt cắt

Bảng 4.1 Bảng tổng hợp kích thước mặt cắt

Mặt cắt H (mm) Hd (mm) Ht (mm) B’ (mm) B (mm) Tw (mm)

+ H: chiều cao dầm + Hd: chiều dày đáy dầm + B: chiều rộng đáy dầm + B’: chiều rộng phần vát

+ Tw: chiều dày sườn dầm b) Tính toán đặc trưng hình học

 Nguyên tắc tính toán: Chia mặt cắt ngang dầm thành các hình đơn giản, tính toán các giá trị theo công thức:

+ A i : Diện tích mặt căt + y i : Khoảng cách trọng tâm mặt cắt đến đáy dầm + I 0i = b i h i

12 : moment quán tính đối với trục nằm ngang của bản thân mặt cắt + y b = ∑ A i y i

∑ A i : vị trí TTH dầm đến biên dưới dầm

 y t = h − y d : vị trí TTH dầm đến biên trên dầm

+ I x = ∑ A i (y i − y d ) 2 + ∑ I 0i : moment quán tính dầm đối với TTH dầm

+ S b = I x y b : moment tĩnh thớ dưới dầm + S t = I x y t : moment tĩnh thớ trên dầm

Bảng 4.2 Bảng tổng hợp ĐTHH các mặt cắt Mặt cắt H (m) 𝐀 𝐬 (𝐦 𝟐 ) 𝐈 𝐱 (𝐦 𝟒 ) 𝐘 𝐭 (𝐦) 𝐘 𝐛 (𝐦) 𝐒 𝐭 (𝐦 𝟑 ) 𝐒 𝐛 (𝐦 𝟑 )

- Tháp dạng chữ I, mặt cắt hộp Vật liệu là bê tông có:

+ f c ′ = 40 MPa + Hệ số poisson: 0.2 + Hệ số giãn nở nhiệt: 1.08e −5 1/ 0 C

+ Trọng lượng riêng: γ c = 2240 + 2.29 × f c ′ = 2332 kN/m 3 + Modul đàn hồi: E c = 0.001K 1 W c 2 f c ′0.33 = 31230 MPa = 31230000 kN/m 2

- Chiều cao tháp H m: chấn tháp cao 6 m, phần neo cáp cao 3.5 m, đỉnh tháp cao 0.5m

- Cáp dự ứng lực có: + E = 197000 MPa = 197000000 kN/m 2 + f y = 1860 MPa

+ Bố trí mỗi bên 4 dây văng đôi

MÔ HÌNH HÓA KẾT CẤU

TẢI TRỌNG – TỔ HỢP TẢI TRỌNG

- Quy trình thiết kế đường ô tô: TCVN 4054-05

- Quy trình thiết kế cầu: TCVN 11823 – 2017 (ASSHTO LRFD 12 )

- Cầu được thiết kế vĩnh cửu với tuổi thọ >100 năm

- Cấp đường thiết kế: Đường cấp IV đồng bằng với vận tốc v = 60km/h

5.1.4 Vật liệu thiết kế (Theo phần 5 – TCVN11823 – 2017) a) Bê tông dầm

+ Hệ số giãn nở nhiệt: 1.08e -5 1/ 0 C

+ Modul đàn hồi: E c = 0.0017K 1 W c 2 f c 0.33 = 32803 MPa = 32803000 kN/m 3

+ Cường độ chịu phá hoại: f r = 0.63√f’c = 0.63 × √45 = 4.23 MPa b) Cáp dự ứng lực

- Sử dụng cáp cường độ cao loại bó xoắn 7 sợi của hãng VSL có các chỉ tiêu như sau:

+ Đường kính danh định: 15.2mm có A s = 140 mm 2

+ Modul đàn hồi: E = 197000MPa = 197000000 kN/m 2

+ Cường độ kéo đứt: f u = 1860 MPa

+ Giới hạn chảy: f y = 0.9f u = 1674 MPa b) Thép

- Các chỉ tiêu vật lý chủ yếu:

5.1.5 Tổ hợp tải trọng a) Sử dụng cấp tải trọn theo quy trình thiết kế cầu: TCVN11823 – 2017

- Hoạt tải thiết kế: Xe tải thiết kế HL93, gồm 3 trục (HL93K) và xe 2 trục (HL93M)

Xe tải HL93S (2 xe tải cách nhau 15m) trong trường hợp cầu liên tục nhịp Ở trường hợp này chỉ lấy 90% giá trị hoạt tải b) Hệ số tải trọng

- Hoạt tải LL: γ LL = 1.75 c) Hệ số xung kích

- IM = 1+ 33% = 1.33 d) Tổ hợp tải trọng

 Thiết kế và kiểm toán dầm theo 2 TTGH và 6 tổ hợp tải trọng

- Trạng thái giới hạn cường độ:

93K − CD1 = 1.25DC + 1.5DW + 1.75(HL 93K + IM) 93M − CD1 = 1.25DC + 1.5DW + 1.75(HL 93M + IM) 93S − CD1 = 1.25DC + 1.5DW + 0.9 × 1.75(HL 93S + IM)

- Trạng thái giới hạn sử dụng:

93K − SD1 = DC + DW + (HL 93K + IM) 93M − SD1 = DC + DW + (HL 93M + IM) 93S − SD1 = DC + DW + 0.9(HL 93S + IM)

NỘI LỰC TĨNH TẢI

- Tĩnh tải giai đoạn 1 chỉ có tải trọng bản thân dầm

- Nguyên tắc tính toán: để đơn giản cho tính toán ta coi trọng lượng mỗi đốt dầm thay đổi tuyến tính theo chiều dài đốt

- Công thức xác định: DC tt = γ c A d ; DC tc = γ DC DC tt

5.2.2 Tĩnh tải giai đoạn 2 a) Trọng lượng lan can

- Trọng lượng dải đều của lan can, tay vịn có thể lấy sơ bộ, : q lc = 0.1kN/m

- Trọng lượng dải đều của chân lan can, bó vỉa, tấm đan được tính như sau: q clc = 2 × 0.75 × (b clc × h clc + b bv × h bv ) × γ c + Trong đó: + 0.75: Hệ số tính toán gần đúng xét đến tạo thực chân lan can

Vậy: q clc = 2 × 0.75 × (0.37 × 0.915 + 0.25 × 0.375 + 0.875 × 0.1) × 23.44 = 18.28(kN/m) b) Trọng lượng lớp phủ mặt cầu

- Cấu tạo lớp phủ mặt cầu:

STT Cấu tạo Chiều dày

 Bề rộng lớp phủ mặt cầu phần xe chạy: 14.5 m

 Vậy trọng lượng lớp phủ mặt cầu là: DW = 1.67 x 14.5 = 24.215 kN/m c) Tải trọng dải phân cách

- Cấu tạo dải phân cách: gồm 2 dải phân cách 2 bên để ngăn cách với trụ cầu

- Trọng lượng dải đều của dải phân cách: q pc = A pc × γ c = 0.07 × 2 × 25 = 3.5 (kN/m) d) Tổ hợp tải trọng tĩnh tải giai đoạn II:

DC 2 tc = q clc + q lc + q pc + DW = 0.1 + 3.5 + 18.28 + 24.215 = 46.15 (kN/m)

DC 2 tt = γ DC (q clc + q lc + q pc ) + γ DW DW = 1.25 × (0.1 + 3.5 + 18.28) + 1.5 × 24.215

NỘI LỰC GIAI ĐOẠN THI CÔNG

Trong giai đoạn đàn hồi của một kết cấu đúc hẫng, phương pháp đúc hẫng coi kết cấu hoạt động trong phạm vi đàn hồi và tuân theo nguyên lý cộng tác dụng Tuy nhiên, khi sử dụng phần mềm để tính toán nội lực của kết cấu, nguyên lý cộng tác dụng không được áp dụng Thay vào đó, kết quả nội lực sẽ được lấy trực tiếp từ các tổ hợp tải trọng do chương trình tính toán đưa ra.

- Độ cứng của tiết diện tính theo kích thước bê tông chưa xét đến bố trí thép

- Quá trình tính toán nội lực ta xét tổ hợp theo từng giai đoạn thi công và khai thác để thiết kế và kiểm tra tiết diện ở từng giai đoạn

- Kết cấu thi công bằng phương pháp đúc hẫng phải tính theo các giai đoạn sau:

Giai đoạn I: Thi công khối K0 trên đỉnh trụ

+ Sau khi hoàn tất các công tác thi công mố, trụ và tháp cầu Ta tiến hành lắp đặt đà giáo đúc hẫng neo vào thân trụ T3, T4 để tiến hành thi công khối dầm K0 trên đỉnh trụ T3, T4

+ Khi bê tông đủ cường độ sẽ tiến hành căng các bó cáp dự ứng lực cho đốt K0 và tiến hành lắp đặt xe treo chuẩn bị cho công tác đúc hẫng cân bằng ở giai đoạn tiếp theo

Giai đoạn II: Thi công đúc hẫng đối xứng các đốt qua trụ ( từ đốt K1-K8):

 Kết cấu chịu lực theo sơ đồ console Khi đó moment âm ở đỉnh trụ là lớn nhất

 Tải trọng tác dụng bao gồm:

Trọng lượng bản thân các đốt bê tông bao gồm: trọng lượng bản thân bê tông ướt, tức là khối lượng bê tông khi mới đổ vào khuôn; và trọng lượng bản thân sau khi đã thành kết cấu, tức là khối lượng bê tông sau khi đã được định hình và cứng chắc hoàn toàn.

+ Trọng lượng 2 xe đúc đối xứng (bao gồm cả ván khuôn)

+ Các tải trọng thứ cấp như từ biến, co ngót

+ Lực căng cáp dự ứng lực

+ Dự ứng lực xuất hiện dần dần sau khi thi công từng đốt hẫng Các trị số sẽ thay đổi trong quá trình đúc hẫng, cần xét ảnh hưởng của độ cong của các cáp cụ thể

+ Nội dung tính toán của giai đoạn này là phải xác định nội lực theo từng bước đúc hẫng để kiểm tra và bố trí lượng cốt thép cần thiết khi thi công Tính toán kiểm tra độ võng cho từng bước thi công để điều chỉnh đảm bảo đúng cao độ của mút dầm khi hợp long

+ Thi công đồng thời các đoạn dầm đúc trên đà giáo theo trình tự thiết kế

Giai đoạn III: Đổ bê tông xong đốt hợp long ở nhịp biên nhưng bê tông chưa đông cứng

 Khi đó bê tông dẻo còn chưa hoá cứng, trọng lượng của ván khuôn hợp long, của hỗn hợp bê tông dẻo, của cốt thép hợp long được coi như chia đôi để tác dụng lên hai sơ đồ hệ thống kết cấu tách biệt nhau, một là sơ đồ đúc trên đà giáo phần nhịp biên, hai là sơ đồ khung cứng T của phần đúc hẫng từ trụ ra nhịp biên Tuy nhiên các đốt hợp long biên thường không sử dụng xe đúc mà sẽ đúc trên hệ đà giáo hoặc sử dụng hệ đà giáo treo do bị cấn hệ đà giáo của đốt đúc trên đà giáo

 Các tải trọng tác dụng bao gồm:

+ Trọng lượng bản thân của các đốt hợp long biên

+ Trọng lượng ván khuôn và hệ đà giáo treo để hợp long biên

+ Tải trọng thi công rải đều

+ Đối với xe đúc: có thể dỡ xe đúc hợp long biên hoặc dời xe đúc lại 1 đốt để thuận tiện trong quá trình thi công, tùy vào chiều dài kết cấu nhịp và chuyển vị của đầu hẫng do tải trọng xe đúc ở phía giữa nhịp gây ra

Giai đoạn IV : Hợp long xong nhịp biên và bê tông đã hoá cứng

 Trong giai đoạn này ván khuôn ở thành bên của đốt hợp long đã tháo ra và tiến hành căng cáp dự ứng lực nhóm 2 ở bản đáy của nhịp biên, sau đó tháo nốt ván khuôn đáy của đốt hợp long Tiến hành dỡ bỏ xe đúc nếu trước đó chưa dỡ bỏ Như vậy tương ứng với

2 lực tập trung hướng lên trên đặt tại 2 đầu của đốt hợp long Dự ứng lực của cáp nhóm biên sẽ làm cong vồng lên cả nhịp biên khiến cho tĩnh tải bản thân của phần đúc trên đà giáo và phần tải trọng thi công rải đều mà trước đây đè lên đà giáo thì nay tác dụng lên kết cấu nhịp vừa được nối thành sơ đồ khung siêu tĩnh

Giai đoạn V : Thi công đốt hợp long giữa nhịp giữa (bê tông đốt hợp long chưa khô) :

Khi tiến hành hợp long nhịp giữa, các ván khuôn sẽ được lắp đặt và đổ bê tông cho nhịp này Cấu trúc tổng thể vẫn duy trì hai hệ thống riêng biệt, với mỗi nhịp chịu một nửa tải trọng.

+ Trọng lượng ván khuôn và thiết bị hợp long giữa (xe đúc hoặc hệ đà giáo treo)

+ Trọng lượng bản thân đốt hợp long

Giai đoạn VI : Hợp long giữa và bê tông đã hoá cứng

Giai đoạn này đã tiến hành tháo dỡ ván khuôn thành bên, đặt và căng xong các cáp dự ứng lực nhịp giữa, xe đúc đã được rút đi Đồng thời, ván khuôn đáy hợp long cũng được tháo dỡ, đánh dấu sự hoàn thiện đáng kể của phần kết cấu chính cầu.

 Lúc này sơ đồ cầu đã được nối cứng ở đốt hợp long trở thành một kết cấu dầm liên tục 3 nhịp

Giai đoạn VII : Giai đoạn khai thác

 Sơ đồ kết cấu: Dầm liên tục 3 nhịp

+ Tải trọng bản thân + Tĩnh tải giai đoạn 2 ( lan can, lớp phủ, ) + Hoạt tải xe + tải trọng làn

5.3.2 Xác định tải trọng giai đoạn thi công a) Tải trọng xe đúc: dựa vào khối lượng từng đốt, ta chọn loại xe đúc 80 tấn, độ lệch tâm của trọng tâm xe đúc và điểm đặt lực là e = 2m Vậy tải trọng do xe đúc gây ra là:

+ Fz = -800 kN + My = - 800x2 = - 1600 kN.m + Đối với các đốt hợp long biên trái, hợp long biên phải và hợp long giữa ta chọn sử dụng hệ đà giáo treo để thi công (không dùng xe đúc do bị vướng của hệ đà giáo của đoạn dầm đúc trên đà giáo), vì vậy lúc này, toàn bộ các xe đúc sẽ được giỡ bỏ Vậy ta có các loại tải trọng xe đúc như sau

TỔNG HỢP TẢI TRỌNG XE ĐÚC

STT TC ĐỐT NHÓM VỊ TRÍ ĐẶT Fz (kN) My (kNm)

8 K8 XD8 K7 -800 -1600 b) Tải trọng bê tông ướt:

MÔ HÌNH HÓA KẾT CẤU

Hình 5.1 Thông số vật liệu bê tông dầm

Hình 5.2 Thông số vật liệu bê tông tháp và trụ cầu

Hình 5.3 Thông số cáp dự ứng lực 5.4.2 Khai báo tính co ngót – từ biến và cường độ bê tông thep CEB-FIP 2010 a) Tính co ngót – từ biến của bê tông dầm fc 45

Hình 5.4 Khai báo thuộc tính

Hình 5.5 Kết quả tính toán b) Tính co ngót – từ biến của bê tông dầm fc 40

Hình 5.6 Khai báo thuộc tính

Hình 5.7 Kết quả tính toán c) Sự thay đổi cường độ bê tông dầm fc 45

Hình 5.8 Kết quả tính toán d) Sự thay đổi cường độ bê tông trụ tháp fc 40

Hình 5.9 Kết quả tính toán 5.4.3 Khai báo mặt cắt

- Có 2 cách khai báo mặt cắt: tạo mặt cắt trục tiếp từ các mặt cắt có sẵn trong midas hoặc khi báo mặt cắt bằng SPC

- Ở đây do cấu tạo mặt cắt phức tạp nên ta sử dụng SPC Những mặt cắt cần phải khai báo: + Mặt cắt đỉnh trụ (1 – 1)

+ Mặt cắt sát trụ (2 – 2) + Mặt cắt thay đổi (2 – 2) đến (8 – 8) và (15 – 15) đến (16 – 16) + Mặt cắt hợp long (8 - 8 đến 15 – 15)

+ Mặt cắt trên mố ( 17 – 17 ) + Các mặt cắt khác của trụ cầu, tháp cầu và dây văng

5.4.4 Tạo sơ đồ kết cấu bằng node và element

Dựa vào vị trí các đốt dầm, các trụ tháp và dây văng, ta có thể xác định được tọa độ các điểm (node) cần thiết để mô hình hóa kết cấu Tọa độ các node này sẽ là cơ sở để xây dựng mô hình phần tử hữu hạn của kết cấu, phục vụ cho quá trình phân tích và thiết kế kết cấu.

- Khi tạo điểm và phần tử, cần chú ý đánh số nhóm và phần tử theo những nhóm nhất định để thuận tiện cho việc quản lí

- Ở đây ta chia các nhóm điểm như sau:

BẢNG PHÂN CHIA NHÓM CÁC ĐIỂM VÀ PHẦN TỬ

Nhóm Node Element Mô tả

1 100to127 100to126 Tọa độ từ đầu dầm bên trái đến giữa đốt hợp long giũa

2 200to226 200to226 Tọa độ từ đầu dầm bên phải đến giữa đốt hợp long giũa

3 300to312 300to311 Tọa độ thân tháp 1

4 400to412 400to411 Tọa độ thân tháp 2

5 500to512 500to511 Tọa độ thân trụ 1

6 600to612 600to611 Tọa độ thân trụ 2

7 700to723 700to716 Tọa độ cáp văng tháp 1

8 800to823 800to816 Tọa độ cáp văng tháp 2

Hình 5.10 Tạo sơ đồ kết cấu 5.4.5 Mô hình hóa kết cấu

Sau khi hoàn thành sơ đồ kết cấu, bước tiếp theo là gán các mặt cắt tương ứng với từng phần tử kết cấu Khi thực hiện bước này, cần lưu ý lựa chọn đúng loại mặt cắt phù hợp với dạng kết cấu và vật liệu của phần tử Quá trình gán mặt cắt chính xác đảm bảo tính chính xác và hợp lý của mô hình kết cấu, tạo tiền đề cho các bước tính toán và phân tích tiếp theo.

+ Các phần tử dầm, trụ và tháp thuộc nhóm Beam

+ Các phần tử dây văng thuộc nhóm Truss hoặc Tension

Hình 5.11 3D toàn cầu 5.4.6 Khai báo nhóm điều kiện biên cho kết cấu

- Điều kiện biên (hay liên kết biên) là các gối hoặc liên kết trong tạo trong midas để mô phỏng lại sự làm việc thực tế của kết cấu

- Dựa vào sự làm việc thực tế của dầm, ta có các nhóm điều kiện biên như sau

BẢNG TỔNG HỢP CÁC NHÓM ĐIỀU KIỆN BIÊN

BG1 Liên kết ngàm tại chân trụ T1 và T2

BG2 Liên kết cứng từ dầm xuống trụ và tháp vào dầm ( ngàm từ dầm xuống trụ) BG3 Liên kết gối di động tại 2 đầu dầm

BG4 Liên liết gối di động tại đoạn đúc trên đà giáo (thay cho đà giáo) khi chưa hợp long nhịp biên BG5 Liên kết cứng hoàn thiện kết cấu trụ và tháp T1LKCV

Liên kết cứng của các dây văng tháp 1 vào dầm

Liên kết cứng của các dây văng tháp 2 vào dầm

T1CV (1TO4) Liên kết cứng các dây văng tháp 1 vào tháp

T2CV (1TO4) Liên kết cứng các dây văng tháp 2 vào tháp

5.4.7 Định nghĩa nhóm kết cấu

- Định nghĩa nhóm kết cấu là chúng ta sẽ tạo ra các nhóm kết cấu ứng với các phần tử dầm tương ứng ở các giai đoạn thi công khác nhau

- Ta có các nhóm kết cấu như sau:

+ Tru1: phần tử dầm thuộc trụ 1 + Tru2: Phần tử dầm thuộc trụ 2 + T1: các phần tử thuộc tháp T1 + T2: các phần tử thuộc tháp T2 + Ki: đốt dầm thứ i

+ DGTrai: phần tử dầm thuộc nhóm đà giáo trái + DGPhai: Phần tử dàm thuộc nhóm đà giáo phải + T1DV (1to4): các dây văng thuộc tháp T1 + T2DV (1to4): các dây văng thuộc tháp T2

5.4.8 Khai báo tải trọng tác dụng lên kết cấu

- Tải trọng do tĩnh tải: tải trọng bản thân và tĩnh tải giai đoạn 2

- Tải trọng giai đoạn thi công: nguyên tắc: tải trọng khi đúc đốt dầm thứ Ki sẽ được đặt ở nút cuối đốt đã đúc trước đó Ki-1 đối với tải trọng tập trung (bê tông ướt) và rải đều trên đốt dầm đã đúc trước đó đối với tải phân bố (tải thi công) Vị trí đặt của tải trọng xe đúc sẽ tùy thuộc vào người thiết kế Các nhóm tải trọng thi công gồm:

+ Tải trọng xe đúc + Tải trọng bê tông ướt + Tải trọng dự ứng lực của đốt Ki-1 khi thi công đốt Ki + Lực căng cáp văng của đốt Ki-1 khi thi công đốt Ki

+ Tải trọng bản thân là tải trọng của các đốt dầm hiện hữu

5.4.9 Khai báo giai đoạn thi công

Quá trình thi công cầu Extradosed theo công nghệ đúc hẫng cân bằng mang tính chất lặp đi lặp lại theo chu kì các bước thi công, tuy nhiên quá trình này còn chịu ảnh hưởng của điều kiện thời tiết và điều kiện thi công thực tế ngoài công trường Ở đây ta lựa chọn quá trình thi công như sau:

- Thi công thân trụ tháp: Thường kéo dài 30 ngày

- Thi công đốt K0 trên trụ tháp thường kéo dài 12 ngày

- Thi công đúc hẫng cân bằng các đốt K1 đến K8 kéo dài 7 ngày theo trình tự:

+ Ngày 1: Căng cáp dự ứng lực và cáp văng đốt trước (với đốt trước có cáp văng) và di chuyển lắp dựng xe đúc

+ Ngày 2 và 3: Lắp đặt cốt thép, ống ghen, ván khuôn

+ Ngày 4: đổ bê tông đốt dầm

+ Ngày 5,6 và 7: Bảo dưỡng bê tông

- Thi công đốt hợp long nhịp biên: kéo dài 7 ngày như đối với thi công các đốt đúc hẫng

- Sau khi thi công đốt hợp long nhịp biên, tiến hành căng cáp dự ứng lực nhịp biên, sau đó sẽ tháo các liên kết neo, gối tạm ở đỉnh trụ để bố trí các gối chính theo sơ đồ gối thiết kế

- Thi công đốt hợp long nhịp giữa: kéo dài 7 ngày như đối với hợp long nhịp biên

- Sau khi thi công đốt hợp long nhịp giữa, tiến hành căng cáp dự ứng lực giữa

- Giai đoạn hoàn thiện: dỡ toàn bộ tải thi công và các công trình phụ trợ, thi công tĩnh tải giai đoạn II

- Kiểm toán dầm và đưa vào sử dụng

 Chi tiết các bước thi công và tải trọng giai đoạn thi công sau:

 Bước 1: Thi công đốt K1 (Chu kì: 7 ngày)

STT Phần tử Điều kiện biên Tải trọng-active Tải trọng-Deactive Phần tử Tuổi (ngày) Tên Thời gian Tên Thời gian

1 Tru1 42 BG1 BAN THAN First

1 T1K1 4 KHÔNG THAY ĐỔI DUK1 First XD1 First

Phần tử Điều kiện biên

Tải trọng-active Tải trọng-

(ngày) Tên Thời gian Tên Thời gian

1 T1K5 4 T1LKCV1 DULK5 First XD5 First

2 T2K5 4 T2LKCV1 XD6 First BT5 First

1 T1K6 4 T1LKCV2 DUK6 First XD6 First

 Bước 9: Hợp long biên (Chu kì: 7 ngày)

2 T2K8 4 T2LKCV4 XDHLTRAI First BT8 First

TCHLTRAI First TCHLPHAI First T1LCCV4 First T2LCCV4 First

 Bước 10: Hợp long giữa (Chu kì: 7 ngày)

Tải trọng-active Tải trọng-Deactive Phần tử

THÊM BG5 BỎ BG4,BG2

 Bước 11: Nối liền kết cấu nhịp (Chu kì: 0 ngày)

Tải trọng-active Tải trọng-Deactive

 Bước 12: Dỡ bỏ tải trọng thi công (Chu kì: 1 ngày)

 Bước 13: Khai thác (Chu kì: 30000 ngày)

Tải trọng-active Tải trọng-Deactive

5.4.10 Khai báo tổ hợp tải trọng

Theo tiêu chuẩn thiết kế, dầm được tính toán và kiểm tra theo 2 trạng thái giới hạn, vì vậy ta có các tổ hợp tải trọng như sau:

TH1 = 1.25DC + 1.5DW + 1.75(HL 93K + IM) + 1.75NGUOI TH2 = 1.25DC + 1.5DW + 1.75(HL 93M + IM) + 1.75NGUOI TH3 = 1.25DC + 1.5DW + 0.9 × 1.75(HL 93S + IM) + 1.75NGUOI

TH4 = DC + DW + (HL 93K + IM) + 1.75NGUOI TH5 = DC + DW + (HL 93M + IM) + 1.75NGUOI TH6 = DC + DW + 0.9(HL 93S + IM) + 1.75NGUOI

5.4.11 Chạy chương trình và kiểm toán dầm

Sau khi khai báo toàn bộ tải trọng, tiến hành chạy chương trình và xuất kết quả nội lực dầm để kiểm toán

KIỂM TOÁN DẦM GIAI ĐOẠN THI CÔNG

XÁC ĐỊNH NỘI LỰC DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN THI CÔNG

- Vì dầm được thi công theo phương pháp đúc hẫng, nên moment tại đỉnh trụ sẽ là lớn nhất và sẽ phát triển theo nguyên lý cộng nội lưc Ta có sự phát triển moment của dầm tại các giai đoạn thi công như sau

6.1.1 Sự phát triển nội lực dầm chủ giai đoạn thi công

 Bước 11: Nối liền kết cấu nhịp

 Bước 12: Dỡ bỏ tải trọng thi công

6.1.2 Tổ hợp nội lực dầm chủ giai đoạn thi công

- Sau khi chạy chương trình, ta có bảng tổng hợp nội lực giai đoạn thi công như sau:

TỔNG HỢP NỘI LỰC DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN THI CÔNG

Mặt cắt 1-1 -> 5-5- Đơn vị: kNm

MẶT CẮT MC1 GỐI MC2 MC3 MC4 MC5

BUOC 1: TC DOT K1 0 -70.1 -302.8 -224.7 -291.5 0 BUOC 2: TC DOT K2 0 -69.7 -291 -235.8 -299.6 0 BUOC 3: TC DOT K3 0 -69.6 -281.7 -243.6 -304.6 0 BUOC 4: TC DOT K4 0 -69.5 -274.2 -249.6 -308 0 BUOC 5: TC DOT K5 0 -69.5 -267.9 -254.4 -310.4 0 BUOC 6: TC DOT K6 0 -69.6 -262.6 -258.4 -312.1 0 BUOC 7: TC DOT K7 0 -69.7 -258 -261.8 -313.5 0 BUOC 8: TC DOT K8 0 -69.8 -253.9 -264.8 -314.6 0 BUOC 9: HOP LONG BIEN 0 -69.9 -250.2 -267.5 -315.6 0

BUOC 12: DO BO TAI TRONG THI CONG -17.9

Mặt cắt GIỮA HỢP LONG –> 10-10- Đơn vị: kNm

HL MC6 MC7 MC8 MC9 MC10

BUOC 8: TC DOT K8 0 0 -582.4 -4117.1 -10003.1 -16225.5 BUOC 9: HOP LONG

KET CAU -20981.4 -17881.5 -9209.8 -3615.5 -1013.7 1520.2 BUOC 12: DO BO TAI

TRONG THI CONG -20656.1 -17519.8 -8706.6 -2900.8 -14.8 2874.1 BUOC 13: KHAI

Mặt cắt 11-11 –> ĐỈNH TRỤ- Đơn vị: kNm

MẶT CẮT MC11 MC12 MC13 MC14 MC15 ĐỈNH TRỤ

BUOC 3: TC DOT K3 0 1839.6 -1115.8 2363 -11484.7 -33721.6 BUOC 4: TC DOT K4 2124.5 -24.3 -5260.7 -3813.4 -21493.3 -48208.4 BUOC 5: TC DOT K5 -2738.8 -9012.7 -17101.6 -18357.3 -40250.9 -71755.4 BUOC 6: TC DOT K6 -6612.4 -12498.9 -19786.2 -19868.4 -42367.1 -75286.9 BUOC 7: TC DOT K7 -13298.6 -19037.3 -25728.3 -24865.8 -48109.5 -82532.6 BUOC 8: TC DOT K8 -22211.6 -27841.3 -33960.2 -32171.7 -56195.1 -92167.2

LONG GIUA -30271.3 -36176.1 -42033.5 -39640 -64663.6 -103037 BUOC 11: NOI LIEN

KET CAU -3186.1 -6583.3 -10615.5 -6420.4 -29149.8 -63475.5 BUOC 12: DO BO

Mặt cắt 16-16 –> 21-21- Đơn vị: kNm

MẶT CẮT MC16 MC17 MC18 MC19 MC20 MC21

LONG GIUA -65174.3 -40325.6 -42883.8 -38527.4 -31499.5 -24534.2 BUOC 11: NOI LIEN

KET CAU -29818 -9436 -16011.5 -15701.5 -14141.1 -21081.7 BUOC 12: DO BO

Mặt cắt 22-22 –> 26-26- Đơn vị: kNm

MẶT CẮT MC22 MC23 MC24 MC25 MC26

BUOC 8: TC DOT K8 -10041.5 -4152.7 -602.5 0 0 BUOC 9: HOP LONG BIEN 15273.8 14355.9 10888.6 4379.1 0 BUOC 10: HOP LONG GIUA -15936.8 -7640.6 -1514.2 1955 0 BUOC 11: NOI LIEN KET

CAU -27296.1 -32881.5 -41198.4 -51646.2 -54936.1 BUOC 12: DO BO TAI TRONG

THI CONG -25574 -31290.3 -39607.3 -49906.6 -52652.5 BUOC 13: KHAI THAC -7499.2 -9826 -15781.1 -24806.1 -27356.3

KIỂM TOÁN DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN THI CÔNG

Khác với cầu đổ tại chỗ hoặc lắp ghép chỉ chịu tải khi khai thác, cầu đúc hẫng, cầu dây văng, cầu extradosed phải chịu cả tải trọng thi công trong giai đoạn thi công Do đó, cần kiểm toán cầu ở cả hai giai đoạn sử dụng và thi công để đảm bảo an toàn Kiểm toán giai đoạn thi công sẽ xét đến toàn bộ tải trọng tác dụng lên cầu trong quá trình thi công.

+ Ứng suất kéo: 0.5√f′ c = 0.25 × √45 = 1.68 MPa + Ứng suất nén: 0.45f′ c = 0.45 × 45 = 20.25 MPa

6.2.2 Kiểm toán bằng biểu đồ ứng suất Ở đây ta chỉ kiểm toán tại bước thi công có ứng suất lớn nhất, các bước thi công còn lại sẽ được kiểm toán ở phần phụ lục kiểm toán Dựa vào sự phát triển của biểu đồ moment giai đoạn thi công, ta xác định được bước có ứng suất là Bước 11: Nối liền kết cấu nhịp

Hình 6.1 Ứng suất thớ trên dầm bước nối liền kết cấu nhịp

Hình 6.2 Ứng suất thớ dưới dầm bước dỡ tải thi công

KIỂM TOÁN DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN KHAI THÁC

XÁC ĐỊNH NỘI LỰC DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN KHAI THÁC

DC 2 tc = q clc + q lc + q pc + DW = 0.1 + 3.5 + 18.28 + 24.215 = 46.15 (kN/m)

DC 2 tt = γ DC (q clc + q lc + q pc ) + γ DW DW

Hình 7.1 Biểu đồ moment tĩnh tải giai đoạn 2 MOMENT TĨNH TẢI GIAI ĐOẠN 2

Mặt cắt Mtc (kNm) Mtt (kNm) Mặt cắt Mtc (kNm) Mtt (kNm)

Hình 7.2 Biểu đồ lực cắt tĩnh tải giai đoạn 2 LỰC CẮT TĨNH TẢI GIAI ĐOẠN 2

Mặt cắt Qtc (kN) Qtt (kN) Mặt cắt Qtc (kN) Qtt (kN)

7.1.2 Hoạt tải xe 3 trục HL93K a) Moment: 𝐌 𝐭𝐭 = 𝟏 𝟕𝟓 × 𝐌 𝐭𝐜 (𝐤𝐍𝐦)

Hình 7.3 Biểu đồ moment hoạt tải xe 3 trục HL93K

Hình 7.3.1 Đường ảnh hưởng moment mặt cắt đỉnh trụ

Hình 7.3.2 Đường ảnh hửong moment mặt cắt giữa nhịp MOMENT HOẠT TẢI XE 3 TRỤC HL93K

Hình 7.4 Biểu đồ lực cắt hoạt tải xe 3 trục HL93K

Hình 7.4.1 Đường ảnh hưởng lực cắt mặt cắt đỉnh trụ

Hình 7.4.2 Đường ảnh hưởng lực cắt mặt cắt giữa nhịp

LỰC CẮT HOẠT TẢI XE 3 TRỤC HL93K

7.1.3 Hoạt tải xe 2 trục (HL93M) a) Moment: 𝐌 𝐭𝐭 = 𝟏 𝟕𝟓 × 𝐌 𝐭𝐜 (𝐤𝐍𝐦)

Hình 7.5 Biểu đồ moment hoạt tải xe 2 trục HL93M MOMENT HOẠT TẢI XE 2 TRỤC HL93M

Hình 7.6 Biểu đồ lực cắt hoạt tải xe 2 trục HL93M LỰC CẮT HOẠT TẢI XE 2 TRỤC HL93M

7.1.4 Hoạt tải 2 xe tải cách nhau 15m (HL93S) a) Moment: 𝐌 𝐭𝐭 = 𝟎 𝟗 × 𝟏 𝟕𝟓 × 𝐌 𝐭𝐜 (𝐤𝐍𝐦)

Hình 7.7 Biểu đồ moment hoạt tải 2 xe tải cách nhau 15m HL93S MOMENT HOẠT TẢI 2 XE CÁCH NHAU 15M HL93S

Hình 7.8 Biểu đồ lực cắt hoạt tải 2 xe tải cách nhau 15m HL93S LỰC CẮT HOẠT TẢI 2 XE CÁCH NHAU 15M HL93S

Hình 7.9 Biểu đồ moment tải trọng làn MOMENT TẢI TRỌNG LÀN

Hình 7.10 Biểu đồ lực cắt tải trọng làn LỰC CẮT TẢI TRỌNG LÀN

TỔ HỢP NỘI LỰC

 Thiết kế và kiểm toán dầm theo 2 TTGH và 6 tổ hợp tải trọng

93K − CD1 = 1.25DC + 1.5DW + 1.75(HL 93K + IM) + 1.75NGUOI + 1.75LAN 93M − CD1 = 1.25DC + 1.5DW + 1.75(HL 93M + IM) + 1.75NGUOI + 1.75LAN 93S − CD1 = 1.25DC + 1.5DW + 0.9 × 1.75(HL 93S + IM) + 1.75NGUOI + 0.9 × 1.75LAN + Hệ số co ngót – từ biến: 0.5 (Phần 3 TCVN11823)

93K − SD1 = DC + DW + (HL 93K + IM) + NGUOI+LAN 93M − SD1 = DC + DW + (HL 93M + IM) + NGUOI + LAN

93S − SD1 = DC + DW + 0.9(HL 93S + IM) + NGUOI + LAN + Hệ số co ngót – từ biến: 1 (Phần 3 TCVN11823)

 Chú ý: Tedon Primary không sử dụng trong tổ hợp TTGHCD

7.2.1 Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn cường độ

7.2.1.1 Hoạt tải xe 3 trục (HL93K)

93K − CD1 = 1.25DC + 1.5DW + 1.75(HL 93K + IM) + 1.75NGUOI + 1.75LAN

Hình 7.11 Tổ hợp tải trọng xe 3 trục TTGHCD1

Hình 7.12 Biểu đồ bao moment hoạt tải xe 3 trục TTGH cường độ 1

Hình 7.13 Biểu đồ bao lực cắt hoạt tải xe 3 trục TTGH cường độ 1

TỔ HỢP NỘI LỰC XE 3 TRỤC TTGHCD1

Mặt cắt M (kNm) Q (kNm) Mặt cắt M (kNm) Q (kNm)

7.2.1.2 Hoạt tả xe 2 trục (HL93M)

93M − CD1 = 1.25DC + 1.5DW + 1.75(HL 93M + IM) + 1.75NGUOI + 1.75LAN

Hình 7.14 Tổ hợp tải trọng xe 2 trục TTGHCD1

Hình 7.15 Biểu đồ bao moment hoạt tải xe 2 trục TTGH cường độ 1

Hình 7.16 Biểu đồ bao lực cắt hoạt tải xe 2 trục TTGH cường độ 1

TỔ HỢP NỘI LỰC XE 2 TRỤC TTGHCD1

7.2.1.3 Hoạt tải 2 xe tải cách nhau 15m (HL93S)

93S − CD1 = 1.25DC + 1.5DW + 0.9 × 1.75(HL 93S + IM) + 0.9 × 1.75LAN

Hình 7.17 Tổ hợp tải trọng 2 xe tải cách nhau 15m TTGHCD1

Hình 7.18 Biểu đồ bao moment 2 xe tải 15m TTGHCD1

Hình 7.19 Biểu đồ bao lực cắt 2 xe tải 15m TTGHCD1

TỔ HỢP NỘI LỰC 2 XE TẢI CÁCH NHAU 15M TTGHCD1

7.2.2 Tổ hợp nội lực theo trạng thái giới hạn sử dụng

93K − SD1 = DC + DW + (HL 93K + IM) + NGUOI+LAN

7.2.2.1 Hoạt tải xe 3 trục (HL93K)

Hình 7.20 Tổ hợp tải trọng xe 3 trục TTGHSD1

Hình 7.21 Biểu đồ bao moment xe 3 trục TTGHSD1

Hình 7.22 Biểu đồ bao lực cắt xe 3 trục TTGHSD1

TỔ HỢP NỘI LỰC XE 3 TRỤC TTGHSD1

7.2.2.2 Hoạt tải xe 2 trục (HL93M)

93M − SD1 = DC + DW + (HL 93M + IM) + NGUOI + LAN

Hình 7.23 Tổ hợp tải trọng xe 2 trục TTGHSD1

Hình 7.24 Biểu đồ bao moment xe 2 trục TTGHSD1

Hình 7.25 Biểu đồ bao lực cắt xe 2 trục TTGHSD1

TỔ HỢP NỘI LỰC XE 2 TRỤC TTGHSD1

7.2.2.3 Hoạt tải 2 xe tải cách nhau 15m (HL93S)

93S − SD1 = DC + DW + 0.9(HL 93S + IM) + NGUOI + LAN

Hình 7.26 Tổ hợp tải trọng xe 2 xe tải cách nhau 15m TTGHSD1

Hình 7.27 Biểu đồ bao moment 2 xe tải 15m TTGHSD1

Hình 7.28 Biểu đồ bao lực cắt 2 xe tải 15m TTGHSD1

TỔ HỢP NỘI LỰC 2 XE TẢI CÁCH NHAU 15M TTGHSD1

TÍNH TOÁN MẤT MÁT ỨNG SUẤT CÁP DỰ ỨNG LỰC

Do nhiều nguyên nhân, ứng suất cáp dự ứng lực sau khi căng kéo không còn giữ nguyên được ứng suất ban đầu khi tính toán, vì vậy ta phải tính toán được ứng suất của cáp khi làm việc

(sau khi mất toàn bộ mất mát ứng suất) để sử dụng kiểm toán dầm giai đoạn khai thác Các mất mát ứng suất trong cầu bê tông cốt thép dự ứng lực căng sau gồm:

+ Mất mát do ma sát (∆f pF )

+ Mất mát do thiết bị neo (tụt neo) (∆f pA )

+ Mất mát do co ngắn đàn hồi (∆f pES )

 Mất máy theo thời gian:

+ Mất mát do co ngót của bê tông (∆f pSR )

+ Mất mát do từ biến của bê tông (∆f pCR )

+ Mất mát do chùng nhão của cáp dự ứng lực (∆f pR2 )

 Mất mát ứng suất của cáp dự ứng lực căng sau bằng tổng các mất mát ứng suất

∆f pT = ∆f pF + ∆f pA + ∆f pES + ∆f pSR + ∆f pCR + ∆f pR2

7.3.1 Tính toán mất mát ứng suất do ma sát

 Nguyên nhân: do ma sát giữa cáp và thành ống ở vùng uốn cáp gây ra mất mát

 Tính toán: mất mát ứng suất do ma sát được tính theo điều (5.9.5.2.2b-1 22TCN272 –

Trong đó: + f pj (MPa): ứng suất bó cáp dự ứng lực khi kích + x: Chiều dài bó thép ứng suất trước từ đầu kích đến điểm đang xét (mm)

𝟐− 𝐋 𝟏 + 𝐋 𝟐 L: Chiều dài 2 đầu kích L1: Chiều dài đoạn cáp thẳng L2: Chiều dài đoạn cáp uốn cong + K: Hệ số ma sát lắc của bó cáp

+ α: Tổng giá trị tuyệt đối thay đổi góc của đường cáp ứng suất trước từ đầu kích gần nhất đến điểm đang xét

+ Ống gen là loại ống được lấy theo quy định của nhà sản xuất : K = 6.6 × 10 −7 ; μ = 0.25

7.3.2 Mất mát ứng suất do tụt đầu neo

 Nguyên nhân: đầu neo bị tụt lại do lực căng cáp dẫn đến giảm lực căng trong cáp

 Tính toán: mất mát ứng suất do tụt đầu neo được tính như sau

Sơ đồ tính toán mất mát ứng suất do thiết bị neo

- Với x là điểm mà tại đó sợi cáp không còn di chuyển nữa khi tuột neo

- Độ ép xít neo thường nằm trong khoảng 3 – 10 mm, thường ∆ = 5 mm

- Căng một đầu tính với 1∆ (kể cả căng 2 đầu nhưng không luân phiên)

- Căng 2 đầu luân phiên tính với 2∆

- Chỉ tính khi trên toàn sợi cáp không có ma sát với thành ống, do đó ∆fpA chỉ kể vào khu vực đầu dầm

- Hầu hết các bó cáp được kéo cả hai đầu chỉ có 2 bó ở đốt K0 là kéo 1 đầu nên mất mát do ứng suất này tại các mặt cắt trong cáp cũng tương đối đều nhau, do đó ta có thể dùng công thức trung bình:

Trong đó: +∆ A : Độ tụt neo ∆ A = 5 mm

+E p : Môđun đàn hồi của cáp, E p = 197000 MPa +L tt : chiều dài thực tế bó cáp: L tt = 2 × (L 2 + L 3 )

L 2 : Chiều dài đoạn cáp uốn

2− L 1 : Chiều dài đoạn cáp thẳng trước neo

7.3.3 Tính toán ứng suất do co ngắn đàn hồi

 Nguyên nhân: do sự co ngắn lại của cáp ngay sau khi căng kích làm giảm ứng suất trong cáp

 Tính toán: đối với cầu kiện dự ứng lực kéo sau, mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi được tính theo điều 5.9.5.2.3b-1 22TCN272-05

Trong đó : + N: Số lần căng cáp có đặc trưng hoàn toàn giống nhau căng tại các thời điểm khác nhau làm cho dầm biến dạng, N = ( 12;19)

+ fcgp : Tổng ứng suất bê tông ở trọng tâm các bó thép ứng suất trước do lực ứng suất trước sau kích và tại trọng tâm của cấu kiện ở các mặt cắt có moment Max (MPa)

+ P i : Lực nén trong bê tông do ứng suất trước gây ra tại thời điểm sau khi kích, tức là đã sảy ra mất mát do ma sát và tụt neo :

+M DC + M CLL + M CE : Momen do trọng lượng bản thân dầm ở trạng thái giới hạn sử dụng

+ e : Độ lệch tâm của bó thép so với trục trung hoà của tiết diện

+ A PS : Tổng diện tích của bó thép ứng suất trước

+ E ci : Cường độ của bê tông theo thời gian: E ci = 0.043 × γ 1.5 × √f′ ci

7.3.4 Tính toán mất mát ứng suất do co ngót của bê tông

 Nguyên nhân: do sự co ngót của bê tông theo thời làm làm cáp dự ứng lực bị chùng lại dẫn đến giảm ứng suất cáp

 Tính toán: đối với cấu kiện kéo sau, mất mát ứng suất được tính theo điều 5.9.5.4.2-2

Trong đó: + H - độ ẩm tương đối của môi trường.Với độ ẩm nước ta khá cao, chọn H = 70 (%)

7.3.5 Tính toán mất mát ứng suất do từ biến của bê tông

 Nguyên nhân: do sự biến dạng từ từ của bê tông theo thời gian dẫn đến giảm lực căng trong cáp dự ứnglực

 Tính toán: mất mát ứng suất do từ biến được tính theo điều 5.9.5.4.3 22TCN272-05

Giá trị từ biến đến khi thi công xong đốt cuối cùng được tính theo công thức

Trong đó: + n CR,TR : Tỷ số mô đun từ biến khi căng

E ci × ψ(t, t i ) +t i,TR : Tuổi của bê tông khi căng +n CR,LT : Tỷ số mô đun từ biến do tải trọng tĩnh dài hạn: n CR,LT (t, t i,LT ) = E p

E ci × ψ(t, t i ) +t i,LT : Tuổi của bê tông khi tác dụng tải trọng tĩnh +f cgp : Ứng suất bêtông tại trọng tâm thép DƯL lúc truyền lực (Đã tính ở phần mất mát ứng suất do nén đàn hồi)

+∆f cdp : Độ chênh ứng suất bê tông tại trọng tâm thép DƯL khi chịu thêm tải trọng bê tông ướt của khối đúc sau: +∆f cdp = M BTU

Trong đó: +k f : Hệ số cường độ bê tông,xét đến ảnh hưởng của cường độ bê tông: k f = 62

42 + f′ c +t: Tuổi của bê tông (ngày)

+t i : Tuổi của bê tông khi bắt đầu chịu lực (ngày) + H : Độ ẩm tương đối cao, H= 75%

+k c : Hệ số từ biến xét đến ảnh hưởng của tỷ lệ thể tích/ bề mặt của bộ phận kết cấu

+V/S: Được xác định như tính toán trong phần mất mát ứng suất do co ngót

7.3.6 Tính toán mất mát ứng suất do chùng nhão của cáp dự ứng lực

 Nguyễn nhân: do sự chùng nhão của cáp dự ứng lực làm giảm lực căng trong cáp

 Tính toán: tính toán theo điều 5.9.5.4.4 22TCN272-05

Trong đó: +∆f pR1 : Mất mát do dão trong giai đoạn truyền lực, do cáp được căng sau nên

+∆f pR2 : Mất mát sau khi truyền lực

∆f pR2 = 0.3 × [138 − 0.3∆f pF − 0.4∆f pES − 0.2(∆f pSH + ∆f pCR )]

7.3.7 Tính toán mất mát ứng suất

TÍNH TOÁN MẤT MÁT ỨNG SUẤT BÓ CÁP T1_1_P

7.3.8 Tính toán phần trăm mất mát ứng suất

→ Nhận xét: như vậy ta thấy, mất mát ứng suất bó cáp T1_1_ P là 13.88% là khá hợp lí.

KIỂM TOÁN DẦM TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

 Khi kiểm toán dầm theo tổ hợp sử dụng, ta phải kiểm toán theo 2 tổ hợp chính sau:

- Tổ hợp 1: Do DUL + Tĩnh tải

- Tổ hợp 2: Do ẵ(DUL + Tĩnh Tải) + Hoạt Tải (Ở đõy bỏ qua tổ hợp này)

- Tổ hợp 3: Do DUL + Tĩnh Tải + Hoạt tải

 Theo điều 4.1 Phần 3 TCVN11823 – 2017, ta có 3 tổ hợp sử dụng như sau:

93S – SD1 = 0.9x(HL93S+IM)+0.9xLANE+DC1+DW 93K – SD1= (HL93K+IM)+LANE+DC1+DW

93M – SD1= (HL93M+IM)+LANE+DC1+DW

 Giới hạn ứng suất: Theo điều 9.4.2 Phần 5 TCVN11823-2017, ta có giới hạn ứng suất ở tổ hợp sử dụng như sau:

+ Giới hạn ứng suất kéo: 0.25√f′ c = 0.25 × √45 = 1.68 MPa + Giới hạn ứng suất nén: 0.45f′ c = 0.45 × 45 = 20.25 MPa

7.4.2 Kiểm toán bằng biểu đồ ứng suất Ở đây ta chỉ kiểm toán tổ hợp có moment TTGHSD lớn nhất là hoạt tải do xe 3 trục Các tổ hợp còn lại kiểm tra ở phụ lục kiểm toán

Hình 7.29 Ứng suất thớ trên dầm

Ma sát + Biến dạng neo (%)

KIỂM TOÁN DẦM TRẠNG THÁI GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ

Theo TCVN11823-2017, ta có các tổ hợp tải trọng của các hoạt ở trạng thái giới hạn cường độ như sau:

+ Tổ hợp cường độ hoạt tải xe 3 trục:

93K − CD1 = 1.25DC + 1.5DW + 1.75(HL 93K + IM) + 1.75LAN

+ Tổ hợp cường độ hoạt tải xe 2 trục:

93M − CD1 = 1.25DC + 1.5DW + 1.75(HL 93M + IM) + 1.75LAN

+ Tổ hợp cường độ 2 xe tải cách nhau 15m:

93S − CD1 = 1.25DC + 1.5DW + 0.9 × 1.75(HL 93S + IM) + 0.9 × 1.75LAN

7.5.2 Kiểm toán sức kháng uốn

7.5.2.1 Lý thuyết kiểm toán Điều kiện kiểm toán: M u ≤ ∅M n (Điều 7.3.2 Phần 5 TCVN11823 – 2017) Trong Midas sẽ được kiểm toán dưới dạng điều kiện: M u / ∅M n ≤ 1

Trong đó: + M u : moment do ngoại lực tác dụng ở TTGH cường độ

+∅ = 1: hệ số sức kháng uốn (Điều 5.4.2)

+M n : sức kháng uốn danh định của bản thân tiết diện Được xác định theo các điều khoản tương ứng trong Điều 7.3.2 Phần 5 TCVN11823 – 2017

 Phương trình cân bằng tĩnh học:

A ps f pu + A s f y − A ′ s f ′ y = 0.85f ′ c β 1 (c − h f )b w + 0.85f ′ c β 1 h f b +kA ps f pu c d ps

→ Vị trí trục trung hòa đến thớ chịu nén ngoài cùng:

+ Đối với mặt cắt chữ T: c = A ps f pu + A s f y − A ′ s f ′ y − 0.85f ′ c β 1 h f (b − b w )

0.85f ′ c β 1 b w +kA ps f pu d ps + Đối với mặt cắt chữ nhật: c =A ps f pu + A s f y − A ′ s f ′ y 0.85f ′ c β 1 b +kA ps f pu d ps Trong đó: + c: khoảng cách từ trục trung hòa đến mặt chịu nén (mm)

+A ps : diện tích mặt cắt cốt thép DƯL (mm 2 ) + Giới hạn chảy cáp DUL: f py = 0.9f pu = 1674 MPa + Cường độ kéo đứt của cáp DUL: f pu = 1860 MPa + A s : diện tích cốt thép thường chịu kéo (mm 2 ) + A ′ s : diện tích cốt thép thường chịu nén (mm 2 ) + f y , f y ′ : giới hạn chảy của cốt thép thường chịu kéo và nén + f ′ c : cường độ chịu nén của bê tông ở 28 ngày tuổi, f ′ c = 45 MPa + β 1 : hệ số quy đổi vùng nén, β 1 = 0.85 − 0.05

7 × (f ′ c − 28) + b: chiều rộng bản cánh (mm)

+ h f : chiều cao bản cánh (mm) + b w : chiều rộng bản bụng (mm)

+ k: hệ số được tính theo công thức k = 2 (1.04 − f py f pu ) + d ps :khoảng cách thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm nhóm cáp DUL (mm)

 Sức kháng uốn danh định của dầm:

2) Trong đó: + A ps : diện tích mặt cắt cốt thép DƯL (mm 2 )

+ A s : diện tích cốt thép thường chịu kéo (mm 2 ) + A ′ s : diện tích cốt thép thường chịu nén (mm 2 ) + f s , f′ s : giới hạn chảy của cốt thép thường chịu kéo và nén + f′ c : cường độ chịu nén của bê tông ở 28 ngày tuổi, f′ c = 45 MPa + β 1 : hệ số quy đổi vùng nén, β 1 = 0.85 − 0.05

7 × (f ′ c − 28) + b: chiều rộng bản cánh (mm)

+ h f : chiều cao bản cánh (mm) + b w : chiều rộng bản bụng (mm)

+ k: hệ số được tính theo công thức k = 2 (1.04 − f py f pu ) + d ps :khoảng cách thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm nhóm cáp DUL (mm)

+ f ps : ứng suất trung bình trong cốt thép dự ứng lực ở mức sức kháng uốn danh định, được tính theo công thức: f ps = f pu (1 − k c d ps) + d s : khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo (mm) + d′ s : khoảng cách từ thớ kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu nén (mm) + a = cβ 1 : chiều dày khối ứng suất tương đương (mm)

7.5.2.2 Kiểm toán dầm bằng biểu đồ sức kháng

- Biểu đồ bao sức kháng uốn: Midas sẽ tính toán sức kháng uốn của dầm tại các mặt cắt dựa trên những thông số ta đã khai báo sau đó sẽ vẽ ra được đường bao moment kháng uốn của dầm (Hình 7.31)

- Sư phát triển của nội lực: Midas sẽ lựa chọn tổ hợp nội lực gây ra nội lực bất lợi nhất trong các tổ hợp mà ta đã khai báo tại các mặt cắt và sẽ đường bao của moment Nếu đường bao moment nằm trong đường bao sức kháng nghĩa là dầm đủ khả năng chịu lực

Hình 7.31 Biểu đồ bao sức kháng uốn của dầm ở trạng thái giới hạn cường độ 7.5.2.3 Kiểm toán bằng giá trị tính toán

 Phần mềm kiểm toán: Midas

 Nguyên lý kiểm toán: lựa chọn tổ hợp nội lực gây ra nội lực bất lợi nhất tại mặt cắt

 Tiêu chuẩn kiểm toán: ASSHTO LRFD 12

 Các giá trị trong bảng: + Element: phần tử kiểm toán

+ LOAD: Tổ hợp tải trọng gây ra moment nhất tại mặt cắt + Part (I/J): mặt cắt kiểm toán

+ CHECK: Kiểm toán đạt (OK) hay không đạt (NG) + M u (kNm): Moment của tổ hợp nội lực bất lợi nhất ở TTGH cường độ + M cr (kNm): moment gây nứt

+ M n (kNm): sức kháng uốn danh định của dầm + ∅: Hệ số sức kháng

+ ∅M n min (1.33M u ;1.2M n ): kiểm toán hàm lượng thép tối thiểu

KIỂM TOÁN SỨC KHÁNG UỐN DẦM TRẠNG THÁI GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ

Mặt cắt Gối Gối Đỉnh trụ Đỉnh trụ Giữa nhịp Giữa nhịp

93K- THCD1 Ne/Po Negative Positive Negative Positive Negative Positive

CHECK OK OK OK OK OK OK

7.5.3 Kiểm toán sức kháng cắt của dầm

7.5.3.1 Nguyên lý kiểm toán Điều kiện kiểm toán: 𝐕 𝐫 = ∅𝐕 𝐧 ≥ 𝐕 𝐮 (Điều 8.2 Phần 5 TCVN11823- 2017)

Trong đó: + ∅ = 1: hệ số sức kháng cắt (Điều 5.4.2)

+ V u (kN): lực cắt lên dầm ở THCĐ

+ V n : sức kháng cắt danh định của dầm (A5.8.3.3)

 Xác định sức kháng cắt danh định của dầm:

Sức kháng cắt danh định của dầm phải lấy giá trị nhỏ hơn của:

Trong đó: V c = 0.083β√f′ c b v d v : sức kháng cắt của bê tông dầm

V s = A v f v d v (cotgθ+cotg∝)sinα s : sức kháng cắt của cốt thép đai

V p : sức kháng cắt của thành phần dự ứng lực hữu hiệu trên hướng lực cắt tác dụng, là dương nếu ngược chiều lực cắt

Trong đó: + bv : chiều rộng bản bụng hữu hiệu được lấy bằng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao dv được xác định theo điều 5.8.2.7

+ d v : chiều cao chịu cắt hữu hiệu được xác định theo điều 5.8.2.7 + S: cự ly cốt thép đai

+ β: hệ số khả năng của bê tông bị nứt chéo truyền lực được quy định theo điều 5.8.3.4

+ θ: góc nghiêng của ứng suất nén chéo được xác định trong điều 5.8.3.4 (độ)

+ α: góc nghiêng của cốt thép ngang đối với trục dọc

+ A v : diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s

 Đối với sức kháng cắt của cốt thép đai, để thuận tiện cho việc kiểm toán, ta chọn bố trí cốt đai theo cấu tạo ∅16a150

7.5.3.2 Kiểm toán bằng giá trị tính toán

 Các giá trị trong bảng:

- Element: phần tử kiểm toán

- LOAD: Tổ hợp tải trọng gây ra moment nhất tại mặt cắt

- Part (I/J): mặt cắt kiểm toán

- CHECK: Kiểm toán đạt (OK) hay không đạt (NG)

- Vu (kN): lực cắt của tổ hợp nội lực bất lợi nhất ở TTGH cường độ

- ∅ : hệ số sức kháng cắt

- Vn (kN): sức kháng cắt danh định của dầm

- Vs (kN): sức kháng cắt của cốt thép đai

- Vc (kN): sức kháng cắt của bê tông dầm

- Vp (kN): sức kháng cắt của cáp DUL hữu hiệu

KIỂM TOÁN SỨC KHÁNG CẮT DẦM TRẠNG THÁI GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ

Mặt cắt Gối Gối Đỉnh trụ Đỉnh trụ Giữa nhịp Giữa nhịp

Min/Max Max Min Max Min Max Min

CHECK OK OK OK OK OK OK

7.5.3.3 Kiểm toán bằng biểu đồ sức kháng

- Biểu đồ bao sức kháng uốn: Midas sẽ tính toán sức kháng cắt của dầm tại các mặt cắt dựa trên những thông số ta đã khai báo sau đó sẽ vẽ ra được đường bao moment kháng cắt của dầm

Sư phát triển của nội lực: Midas sẽ lựa chọn tổ hợp nội lực gây ra nội lực bất lợi nhất trong các tổ hợp mà ta đã khai báo tại các mặt cắt và sẽ đường bao của lực cắt Nếu đường ảnh hưởng lực cắt nằm trong đường bao lực cắt nghĩa là dầm đủ khả năng chịu lực.

KIỂM TOÁN ĐỘ VỒNG - ĐỘ VÕNG DẦM

Điều kiện độ võng khi có hoạt tải sử dụng:

Trong đó: ∆ h :Độ võng hoạt tải, lấy trị số lớn hơn của:

+ Độ võng của xe tải thiết kế

+ 25% độ võng xe tải thiết kế cộng với độ võng tải trọng làn

+ Số làn xe thiết kế: n = 4

 Xác định độ võng dầm do tải trọng xe 3 trục:

Hình 7.33 Độ võng dầm do tải trọng xe 3 trục

- Giá trị độ võng lớn nhất do tải trọng xe 3 trục là: ∆ 3K = 21.92 mm

 Xác định độ võng dầm do tải trọng làn + 25% tải trọng xe 3 trục:

Hình 7.34 Độ võng dầm do tải trọng làn+ 25% tải trọng xe 3 trục

- Giá trị độ võng lớn nhất do tải trọng xe 3 trục là: ∆làn+0.25x3K= 16.211 mm

 Giá trị độ võng lớn nhất là: ∆= 21.92 mm < |∆| = 227 mm → Đạt

THIẾT KẾ NEO LIÊN KẾT

NGUYÊN TẮC TÍNH TOÁN

Trong quá trình thiết kế neo liên kết, tính toán neo chịu tải trọng nguy hiểm nhất là rất quan trọng Bằng cách này, các rủi ro do neo liên kết mất ổn định có thể được giảm thiểu tối đa.

- Do dầm được thực hiện bằng phương pháp đúc hẫng cân bằng, neo liên kết có tác dụng khống chế moment gây lật đối với tim trụ trong quá trình thi công Như vậy, trường hợp nguy hiểm nhất là trường hợp moment gây lật lớn nhất

- Các lực gây lật lớn nhất sẽ nằm ở khi thi công đốt K8, là đốt trước khi hợp long nhịp biên do cánh tay đòn lúc này là lớn nhất Trường hợp bất lợi nhất gồm :

+ Đúc lệch một đốt dầm

+ Lệch xe đúc một đốt dầm + Gió thổi ngược chiều đối với 2 bên cánh hẫng

+ Tải trọng chênh lệch 2% tĩnh tải bản thân dầm.

XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TÍNH NEO

8.2.1 Tải trọng gió ngược 2 bên cánh hẫng:

- Theo TCVN11823, tải trọng gió tác dụng lên kết cấu là q = 0.24 kN/m2, vậy ta có tải trọng gió ngược tác dụng lên kết cấu là tải phân bố đều w = 0.24 x19 = 4.56 kN/m

Hình 8.1 Tải trọng gió ngược tác dụng lên kết cấu

8.2.2 Tải trọng xe đúc lệch tâm

Tải trọng xe đúc lệch tâm gây ra do xe đúc này đã di chuyển đến vị trí để đúc đốt dầm mới (di chuyển đến đầu đốt k8) những xe đúc kia vẫn giữ nguyên vị trí (ở đầu đốt K7)

Hình 8.2 Tải trọng xe đúc lệch tâm

8.2.3 Tải trọng bê tông lệch tâm

Tải trọng bê tông lệch tâm là tải trọng tác động lên dầm do sự chênh lệch khối lượng giữa hai nhịp dầm khi một bên đã được đúc hoàn thiện (như tại K8) còn bên kia vẫn chưa thi công Tải trọng này xuất hiện do sự mất cân bằng giữa lực đẩy của bê tông mới đổ và khả năng chịu tải của dầm chưa hoàn thiện, gây ra ứng suất cục bộ tại vị trí tiếp giáp giữa hai nhịp dầm.

Hình 8.3 Tải trọng bê tông lệch tâm

8.2.4 Tải trọng chênh lệch do tĩnh tải

Theo TCVN11823, tải trọng chênh lệch tĩnh tải lấy bằng 2% tải trọng tĩnh tải Ở đây ta khai báo 2 loại bê tông dầm có tải trọn chênh lệch nhau 2% sau đó gán cho từng đoạn dầm tương ứng

Sau khi xác định các tải trọng bất lợi cho dầm, ta được biểu đồ moment bất lợi nhất cho dầm giai đoạn thi công như sau:

Hình 8.4 Biểu đồ moment bất lợi dầm chủ

Hình 8.5 Biểu đồ moment trụ T1

Dựa vào biểu đồ, có thể xác định được các lực tác động lên cột trụ Bên trái cột trụ là lực gây lật, còn bên phải là lực chống lật Xét moment tại đỉnh cột trụ, moment gây lật sẽ nằm bên trái, trong khi moment chống lật nằm bên phải Từ đó, chúng ta có thể tính toán được moment gây lật tại đỉnh cột trụ dựa trên biểu đồ.

 Tính toán neo liên kết:

Số lượng neo liên kết được tính toán theo công thức sau: n = M l

Trong đó: + M l = 46373.2 (kNm): moment gây lật

+ P: cường độ kéo đứt của 1 thanh neo liên kết

+ z = 1.825 (m): độ lệch tâm của nhóm neo liên kết (ở đây ta xác định trước vị trí nhóm neo)

 Neo liên kết sử dụng thép thanh cường độ cao (PC Bar), số hiệu PSB930, đường kính 36

(mm) có các tiêu chuẩn kĩ thuật như sau:

+ Giới hạn bền: f y = 1030 MPa + Giới hạn chảy: f u = 930 MPa + Diện tích mặt cắt ngang danh định: A s = 1018 mm 2

 Cường độ chịu kéo mỗi thanh neo là:P = A s f u = 1018 × 930 = 946740 = 946.74 kN

 Số neo liên kết cần dùng là: n = 46373.2946.74 × 1.825 = 26.8 (thanh) Vậy ta chọn bố trí 30 thanh, gồm 3 hàng, mỗi hàng 10 thanh mỗi bên tim trụ

KIỂM TOÁN CÁP VĂNG

TÍNH CHẤT CÁP VĂNG CẦU EXTRADOSED

Để làm tăng khả năng chịu lực và độ cứng của các cầu bê tông, một trong những biện pháp phổ biến là sử dụng dự ứng lực ngoài Nếu cáp dự ứng lực càng được đưa ra khỏi chiều cao dầm thì ảnh hưởng của chúng càng được phát huy do độ lệch tâm của chúng tăng lên Cầu extradosed là một dạng dự ứng lực ngoài với cáp dự ứng lực ở vùng moment âm trên gối được đưa ra khỏi chiều cao dầm nhờ các tháp tại vị trí đó

Về hình thức tổng thể, kết cấu nhịp cầu extradosed có cấu tạo tương tự cầu dây văng: bao gồm dầm cứng, tháp và cáp Tuy nhiên so với cầu dây văng, chiều cao cầu extradosed cao hơn đáng kể trong khi chiều cao tháp nhỏ hơn 2 lần

Cầu extradosed có chiều dài nhịp kinh tế khoảng 50 đến 300m Tỉ lệ hợp lý của chiều cao dầm và chiều dài nhịp chính là h/L = 1/30 – 1/35 Tỉ lệ giữa chiều cao tháp (H) và chiều dài nhịp chính nằm trong khoảng H/L = 1/12 – 1/15 So với cầu bê tông dự ứng lực thông thường, chiều cao của dầm extradosed lại nhỏ hơn khoảng 2 lần, như vậy có thể được coi là một giải pháp kết cấu trung gian giữa cầu dây văng và cầu dầm hộp bê tông thông thường

Khác với cầu dây văng, cầu extradosed thiết kế cáp chỉ chịu một phần tải trọng hoạt động Do đó, vấn đề liên quan đến tính mỏi không ảnh hưởng đến cầu, và lực căng trong cáp sau khi kéo có thể nằm trong khoảng từ 0,4 đến 0,75fu.

Dầm cầu extradosed có thể có dạng bất kì, như dầm hộp (1 hay nhiều ngăn), dầm bản hay dầm

T Chiều cao cũng có thể thay đổi hoặc không đổi tùy vào độ lớn của nhịp

Tháp cầu extradosed được làm từ bê tông cốt thép, có dạng hai nhánh đối với cầu hai mặt phẳng dây và một nhánh đối với cầu một mặt phẳng dây Do chiều cao tháp tương đối thấp nên không có dạng chữ A hay chữ Y ngược như các dạng tháp phổ biến trong cầu dây văng Nếu chiều cao tháp cầu extradosed lớn tương đối, có thể có dầm ngang nối hai đỉnh tháp để tăng độ cứng ngang Tháp và trụ cầu có thể liên kết khớp hoặc liên kết cứng với nhau.

Cáp trong cầu extradosed được bố trí theo dạng quạt giúp giảm chiều dài cửa khu vực nối cáp Cáp có thể neo trực tiếp vào tháp hoặc qua yên tháp Khoảng cách neo cáp phổ biến trong khoảng 4-8m, tương ứng 1-2 đốt dầm Cáp của cầu extradosed nhỏ hơn cầu dây văng Neo cáp không đòi hỏi yêu cầu kỹ thuật khắt khe như cầu dây văng vì biên độ ứng suất tương đối nhỏ.

THIẾT KẾ CÁP VĂNG

- Loại cáp: sử dụng cáp cường độ cao loại bó xoắn 7 sợi của hãng VSL có các chỉ tiêu như sau:

+ Đường kính danh định: 15.2 mm + Giới hạn bền: f u = 1860 MPa + Giới hạn chảy: f y = 1670 MPa + Modul đàn hồi: E p = 197000 MPa

- Loại tháp cầu: tháp cầu bê tông cốt thép 1 nhánh, chiều cao 10 m

- Dây văng: 1 mặt phẳng dây đôi, bó 15T15.2mm, mỗi trụ gồm 8 bó cáp mỗi bên (chi tiết bố trí cáo như hình 9.1) Lực căng các dây văng ban dầu như sau:

LỰC CĂNG BAN ĐẦU CỦA CÁP VĂNG Tên dây Số tao Phi Lực căng (kN) Tên dây Số tao Phi Lực căng (kN)

Hình 9.1 Bố trí chung cáp văng

Hình 9.3 Chi tiết cáp văng theo phương ngang cầu

KIỂM TOÁN CÁP VĂNG

9.3.1 Kiểm toán cáp văng giai đoạn thi công

- Giới hạn lực căng cáp văng: trong cầu extradosed, lực căng cáp văng có thể nằm trong khoảng (0.6 – 0.65)fu, nghĩa là lực căng mỗi bó cáp 15T15.2mm có thể đạt tới 2538.9 kN

- Nội lực cáp văng trong giai đoạn thi công được gây ra bởi các tải trọng sau:

+ Lực căng dây ban đầu

+ Lực căng tăng thêm do trọng lượng bê tông đốt dầm

+ Lực căng tăng thêm do đặt và dỡ tải thi công (đà giáo, xe đúc)

+ Sự ảnh hưởng của lực căng dây sau đến các dây đã căng trước

+ Sự co ngót, từ biến của bê tông

Sau khi xác định được tải trọng tác dụng lên các dây văng, sử dụng phần mềm

Midas/Civil để tính toán, ta xác định được nội lực các dây văng giai đoạn thi công như sau:

NỘI LỰC DÂY VĂNG GIAI ĐOẠN THI CÔNG

Bước kN kN kN kN kN kN kN kN

TỈ LỆ ỨNG SUẤT CÁP VĂNG GIAI ĐOẠN THI CÔNG f/fu

Bước f/fu f/fu f/fu f/fu f/fu f/fu f/fu f/fu

 Nhận xét: Dựa vào bảng thống kê cho thấy, nội lực lớn nhất trong dây văng giai đoạn thi công là 1938.7 kN ở dây văng số 2, bước thi công đốt HLBIEN, có tỉ lệ ứng suất là 0.5 Nội lực nhỏ nhất là 1707 kN ở dây văng số 4 bước thi công lớp phủ mặt cầu, không có dây văng bị âm, nghĩa là tất cả các dây văng đều chịu kéo và nằm trong giới hạn lực căng →Vậy lực căng dây giai đoạn thi công đủ khả năng chịu lực

Hình 9.4 Nội lực dây văng bước thi công đốt HLBIEN

9.3.2 Kiểm toán cáp văng giai đoạn khai thác

 Nguyên tắc kiểm toán: Ở giai đoạn khai thác, ta phải kiểm tra cáp văng cả ở tổ hợp nội lực lớn nhất và tổ hợp nội lực nhỏ nhất:

+ Nội lực cáp văng lớn nhất không được vướt quá giới hạn ứng suất cho phép (0.6-0.65)fu + Nội lực cáp văng nhỏ nhất không được nhỏ hơn 0 ( cáp văng chịu nén)

 Nội lực cáp văng giai đoạn khai thác được gây ra bởi các tải trọng:

+ Ảnh hưởng do co ngót, từ biến của bê tông

+ Hoạt tải thiết kế: HL93 o Tổ hợp sử dụng: Xe tải 3 trục (93K) + Lane

2 xe tải cách nhau 15m (93S) + Lane o Tổ hợp cường dộ: Xe tải 3 trục (93K) + Lane

2 xe tải cách nhau 15m (93S) + Lane

 Xác định nội lực dây văng trạng thái giới hạn sử dụng:

NỘI LỰC DÂY VĂNG TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

Tổ hợp 93K - SD1 93M-SD1 93S-SD1

Max/Min Max Min Max Min Max Min

Dây văng kN kN kN kN kN kN

TỈ LỆ ỨNG SUẤT CÁP VĂNG TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

Tổ hợp 93K - SD1 93M-SD1 93S-SD1

 Xác định nội lực dây văng trạng thái giới hạn cường độ:

NỘI LỰC DÂY VĂNG TRẠNG THÁI GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ

Tổ hợp 93K - CD1 93M-CD1 93S-CD1

TỈ LỆ ỨNG SUẤT CÁP VĂNG TRẠNG THÁI GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ

Tổ hợp 93K - CD1 93M-CD1 93S-CD1

Hình 9.5 Lực căng lớn nhất do xe 2 trục ở TTGHCD gây ra

Hình 9.6 Lực căng nhỏ nhất do 2 xe cách 15m ở TTGHSD gây ra

Dựa vào 2 bảng giá trị nội lực ta thấy, cáp văng phải chịu lực căng lớn nhất ở tổ hợp cường độ

1 do xe 3 trục gây ra (93K – CD1) và nhỏ nhất ở tổ hợp sử dụng do 2 xe cách 15m (93S –

SD1) Vậy ta có bảng tổng hợp lực căng cáp văng lớn nhất và nhỏ nhất ở cả 2 giai đoạn thi công và khai thác như sau:

Lớn nhất Nhỏ nhất Lớn nhất Nhỏ nhất Dây văng kN kN f/fu f/fu

• Kiểm toán lực căng dây lớn nhất: Ta thấy lực căng dây lớn nhất là 2405.6 kN có tỉ lệ ứng suất là 0.58 nhỏ hơn tỉ lệ ứng suất cho phép là 0.65, vậy dây văng đủ khả năng chịu lực.

• Kiểm toán lực căng dây nhỏ nhất:

Ta thấy lực căng nhỏ nhất là 1667.6 kN, lớn hơn 0 nghĩa là dây văng không bị nén, vậy đảm bảo lực căng trong dây.

THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU

Nguyên tắc tính toán bản mặt cầu

- Sử dụng phương pháp phân tích gần đúng để thiết kế bản mặt cầu BTCT liền khối đúc tại chỗ

- Tiết diện tính toán bản mặt cầu: khi tính toán thiết kế ta tính cho mặt cắt bản có bề rộng 1m

- Mô hình tính toán bản : tính toán mặt cắt ngang cầu gồm 3 hộp tiết diện thay đổi

Tải trọng, tổ hợp tải trọng, công thức tính toán bản mặt cầu

10.2.1 Tải trọng tính toán bản mặt cầu

- Trọng lượng bản thân bản : DC

- Trọng lượng phần lan can : DC1

- Trọng lượng phần gờ chắn bánh : DC2

- Trọng lượng lớp phủ mặt cầu : DW

- Hoạt tải : LL, với lực xung kích : IM = 25%

10.2.2 Các tổ hợp tải trọng thiết kế bản

- Tổ hợp theo trạng thái giới hạn cường độ I : để tính toán cường độ bản.

- Tổ hợp theo trạng thái giới hạn sử dụng : để tính toán chống nứt bản.

10.2.3 Các công thức tính toán nội lực bản mặt cầu

Công thức tính nội lực do tĩnh tải: S i q i  i P i Y i

+ Si :Nội lực tại tiết diện i + q :Tĩnh tải phân bố ngang cầu trên dải rộng 1m +Pi :Tĩnh tải tập trung

+  i :Diện tích ĐAH nội lực + Yi :Tung độ ĐAH tại vị trí đặt lực tập trung Công thức tính nội lực do hoạt tải :

- Bản mặt cầu được phân tích theo phương pháp dải gần đúng được quy định trong điều

A4.6.2.1 Với dải phân tích là ngang và có chiều dài nhịp tính toán L = 5.787mm > 4600 mm.

Do đó bản được thiết kế với tải trọng xe tải và tải trọng làn thiết kế ( Điều A3.6.1.3.3).

+ Tải trọng 1 bánh xe là P = 72.5 kN

+ Tải trọng làn : Wlàn = 9.3 kN phân bố đều trên chiều rộng 3m Do đó theo phương ngang cầu thì tải trọng làn tương ứng với tải trọng rải đều Wlàn = 3.1 kN/m Hiệu ứng của tải trọng làn không xét đến lực xung kích.

- Khi thiết kế thì theo phương ngang cầu hoạt tải được xếp sao cho tạo được hiệu ứng bất lợi nhất Vị trí tâm bánh xe được quy định theo điều A3.6.1.3.1 như sau :

+ Khi tính toán bản mút thừa: a 00mm tính từ mép đá vỉa hay lan can.

+ Khi tính toán các bộ phận khác: a`0mm tính từ mép làn xe thiết kế.

+ Cự ly giữa 2 xe theo phương ngang cầu:1200 mm.

Theo điều A3.6.1.2.5 diện tích tiếp xúc của lốp xe của một bánh xe có một hay hai lốp được giả thiết là hình chữ nhật có chiều rộng là 510 mm và chiều dài tính bằng mm lấy như sau:

+Pr500 N cho xe tải thiết kế và 55000 N cho xe hai trục thiết kế. Áp lực lốp xe được giả thiết là phân bố đều trên diện tiếp xúc Như vậy với xe tải thiết kế thì : L=2.2810 -3 1.75(1+25/100)72500= 361.6 mm = 0.361m Đối với hoạt tải, bề rộng làm việc của bản mặt cầu được quy định theo điều A4.6.2.1.3 như sau:

+ Khi tính toán phần cánh hẫng: SW = 1140 + 0.833X (mm) + Khi tính mômen âm: SW= 660 + 0.55S

+ Khi tính mômen dương: SW = 1220 + 0.25S Trong đó :

+ S : Khoảng cách tim các gối đỡ , S = 7568 (mm)

+ X : Khoảng cách từ tim gối đến điểm đặt tải thay đổi tuỳ theo từng trường hợp đặt tải cụ thể

- Kết quả tính toán bề rộng vệt bánh xe tương đương như sau:

+ Khi tính toán mômen âm: SWf0+0.556250@97mm = 4.097m + Khi tính toán mômen dương: SW = 1220+0.256250 = 2782.5 mm = 2.7825 m

Khi tính nội lực có thể tính tải trọng bánh xe như tải trọng tập trung hoặc tải trọng phân bố ngang trên chiều dài với bề rộng 0.51m Nếu nhịp ngắn tính mômen uốn trong bản theo dải tải trọng có thể nhỏ hơn nhiều so với lực tập trung nên ta tính theo tải trọng tập trung

Nội lực trong bản mặt do hoạt tải được tính theo công thức sau :

+ Si : Nội lực cần tính toán tại mặt cắt i + m : Hệ số làn

+ Yi : Tung độ ĐAH tại vị trí đặt bánh xe

+ W: Tải trọng làn thiết kế

+  i i : Diện tích ĐAH nội lực.

Tính toán nội lực bản mặt cầu

- Chiều dài nhịp tính toán bản mặt cầu : Lb = 6.25 m

- Chiều dài phần cánh hẫng : Lh = 3.25 m

- Chiều dày bản tại giữa nhịp : hb = 0.3 m

- Chiều dày bản tại cánh hẫng : hc = 0.825 m

- Bề rộng tính toán bản :1m

Tải trọng tác dụng bao gồm:

Tải trọng bản thân DC

Tải trọng lan can: diện tích tiết diện lan can: DC1 = 18.28 kN

Tải trọng gờ chắn giữa: DC2= 3.5 kN

Tải trọng lớp phủ mặt cầu: DW= 1.67 kN/m

Tải trọng bánh xe : P= 72.5 kN

Vậy khi tính momen âm:

(0.51 + 0.3)(4.097 + 1.2) = 16.9 kN Vậy khi tính momen dương:

(0.51 + 0.3)(2.7825 + 1.2) = 22.47 kN Tải trọng làn : Wlàn = 3.1 kN/m

10.3.2.Tính toán giá trị mômen

Đường ảnh hưởng nội lực cong được xây dựng bằng cách vẽ trên mặt cắt cần tính ảnh hưởng, sau đó người dùng xếp tải trực tiếp lên đường ảnh hưởng và chạy chương trình phân tích để xác định kết quả mong muốn.

Sử dụng chương trình Midas/Civil 6.3.0 để thiết kế:

Mô hình bản mặt cầu có mặt cắt thay đổi

Mô hình trong không gian

Sau khi chạy chương trình ta có các kết quả sau:

TẢI TRỌNG BẢN THÂN BIỂU ĐỒ MOMENT

TẢI TRỌNG LAN CAN BIỂU ĐỒ MOMENT

TẢI TRỌNG GỜ CHẮN BIỂU ĐỒ MOMENT

TẢI TRỌNG LỚP PHỦ BIỂU ĐỒ MOMENT

Biểu đồ bao nội lực

Ta chọn moment âm lớn nhất và moment dương lớn nhất của các mặt cắt 1- ; 1+ và 2 để thiết kế cốt thép cho bản mặt cầu

Thiết kế cốt thép bản mặt cầu

Ta sẽ thiết kế cốt thép tương ứng với các giá trị nội lực vừa chọn ở trên

10.4.1 Thiết kế cốt thép chịu moment âm tại mặt cắt 1-1

Thiết kế cốt thép cho 1000mm chiều dài bản mặt cầu, khi đó giá trị nội lực trong 1000mm bản mặt cầu như sau :

-Moment âm : Mu- = -1430.7 (kNm) -Chiều rộng tiết diện tính toán b = 1000mm -Chiều cao tiết diện tính toán h= 825mm -Cường độ chảy cốt thép fy = 420 MPa -Cấp bê tông f’c = 45 MPa

-Lớp bê tông bảo vệ 25mm -Giả thiết dùng 𝜃 = 25 𝑚𝑚 Ab= 490.625 mm 2

-Khoảng cách từ thớ dưới chịu kéo ngoài cùng của tiết diện đến trọng tâm vùng cốt thép chịu kéo gần nhất là : 𝑑 𝑐 = 25 + 25

2 = 37.5 -Chiều cao làm việc của tiết diện : ds = h – dc = 825-37.5x7.5 -Chiều cao vùng bê tông chịu nén : a = d s − √d s 2 − 2 × M u

-Xác định  1 (do f’c = 45MPa) nên : 𝛽 1 = 0.85 − 0.05 × 45−28

-Chiều cao vùng bê tông chịu nén trong trường hợp cần bằng : 𝑐 = 𝑎

-Diện tích cốt thép được cho bởi công thức sau :

420 = 6834.79 mm 2 -Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu

420 = 2651.79mm 2 Chọn As để bố trí cốt thép

-Chọn thép 𝜃 = 25 𝑚𝑚 a150 để bố trí : trong 1000mm có 14 𝜃 = 25 𝑚𝑚

10.4.2 Thiết kế cốt thép chịu moment dương

Thiết kế cốt thép cho 1000mm chiều dài bản mặt cầu, khi đó giá trị nội lực trong 1000mm bản mặt cầu như sau :

-Chiều rộng tiết diện tính toán b = 1000mm

-Chiều cao tiết diện tính toán h= 625mm

-Cường độ chảy cốt thép fy = 420 MPa

-Lớp bê tông bảo vệ 25mm

-Giả thiết dùng   22mm Ab= 380 mm 2

-Khoảng cách từ thớ dưới chịu kéo ngoài cùng của tiết diện đến trọng tâm vùng cốt thép chịu kéo gần nhất là : 25 22 36 c 2 d    mm

-Chiều cao làm việc của tiết diện : ds = h – dc = 625-36X9

-Chiều cao vùng bê tông chịu nén : a = d s − √d s 2 − 2 × M u

-Xác định  1 (do f’c = 45MPa) nên : 𝛽 1 = 0.85 − 0.05 × 45−28

-Chiều cao vùng bê tông chịu nén trong trường hợp cần bằng : 𝑐 = 𝑎

-Diện tích cốt thép được cho bởi công thức sau :

420 = 2129.3 mm 2 -Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu

420 = 2008.93 mm 2 Chọn Asmin để bố trí cốt thép

-Chọn thép   22mm a150 để bố trí : trong 1000mm có 6  22mm

Cốt thép phụ theo chiều dọc được đặt dưới đáy bản để phân bố tải trọng bánh xe dọc cầu đến cốt thép chịu lực theo phương ngang, trong đó diện tích cốt thép chính đặt vuông góc với hướng xe chạy :

 S  Với Sc là chiều dài có hiệu của nhịp, đối với dầm đúc toàn khối Sc là khoảng các giữa 2 mặt vách

Bố trí As = 35.05% x (As dương) = 35.05% x 6868.75= 2407.5 mm 2 Dùng 𝜃 18𝑚𝑚 𝑎100, trong 1000m có 11 thanh thép => As = 2799.16 mm 2

DANH MỤC TÀI LIỆU THAM KHẢO

1 TCVN11823-2017 https://drive.google.com/open?idetJ82PIgYEKvNe0WGERu786x8uL5sdz

2 22TCN272 – 05 https://drive.google.com/open?idLVzRPf0MLwgJpqX_raOscY5MIMwFkgd

3 Tiêu chuẩn xây dựng cầu AASHTO LRFD 12

TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT TPHCM

HCMC UNIVERSITY OF TECHNOLOGY AND EDUCATION

FALCULTY OF CIVIL ENGINEERING - KHOA XÂY DỰNG ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP CAPSTONE PROJECT

SINH VIÊN - MSSV STUDENT-ID NGUYỄN ANH TUẤN

TÊN ĐỒ ÁN - PROJECT NAME

THIẾT KẾ CẦU EXTRADOSED 1 MẶT PHẲNG DÂY

KẾT CẤU PHẦN TRÊN - SUPERSTRUCTURE

3 NHỊP CẦU - LAN CAN - GỜ CHẮN 3.1 LỚP BÊ TÔNG NHỰA DÀY:

70MM 4MM 3.3 LAN CAN VÀ GỜ CHẮN BẰNG BTCT

4 THÁP CẦU 4.1 THÁP CẦU CAO: H = 10M 4.2 BÊ TÔNG THÁP: F'c40

5 CÁP VĂNG - CÁP DỰ ỨNG LỰC 5.1 CƯỜNG ĐỘ KÉO ĐỨT:

Fu60 MPA Fy70 MPA 5.3 LOẠI CÁP:

5.4 LỰC CĂNG CÁP VĂNG: F = 1953 kN 5.5 ỨNG SUẤT CÁP DƯL 0.74Fu

3b CÁT MỊN LẪN SÉT BỘT

4 SÉT DẺO LẪN CÁT MỊN

4b CÁT MỊN LẪN SÉT BỘT,ĐỘ CHẶT VỪA

5 CÁT MỊN LẪN SÉT BỘT, MẬT ĐỘ CHẶT

THUYẾT MINH: 1.TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT

MUD AND SOIL MUD STREAM SEMI - RIGID CLAY SEMI - RIGID LOAM PLASTIC CLAY CLAYEY FINE SAND CÁT MỊN LẪN SÉT BỘT FINE SANDY CLAY CLAYEY FINE SAND, RELATIVE DENSITY CLAYEY FINE SAND, HIGHT - GRAVITY

2.3 DẦM HỘP: BÊ TÔNG F'c 45MPA

TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

GVHD: ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP TÊN ĐỒ ÁN - PROJECT NAME

Ngày xuất bản Lần hiệu chỉnh 00 KẾT CẤU PHẦN TRÊN - SUPERSTRUCTUTE

HCMC UNIVERSITY OF TECHNOLOGY AND EDUCATION FALCULTY OF CIVIL ENGINEERING - KHOA XÂY DỰNG

BỐ TRÍ CHUNG CẦU - GENERAL VIEW OF BRIDGE

1/2 MẶT ĐỨNG CẦU TRỤ T3 - 1/2 VERTICAL VIEW BRIDGE OF PIER T3

KHỐI HỢP LONG (CLOSSURE SEAGMENT) CỬA 3 (HOLE 3)

CỬA 4 (HOLE 4) KHỐI HỢP LONG (CLOSSURE SEAGMENT)

1/2 CHI TIẾT KÍCH THƯỚC DẦM - 1/2 DETAIL DIMENSION OF BRIDGE

KHỐI HỢP LONG (CLOSSURE SEAGMENT) CỬA 4 (HOLE 4) CỬA 4 (HOLE 4)

KHỐI HỢP LONG (CLOSSURE SEAGMENT)

1/2 MẶT BẰNG DẦM - 1/2 PLAN VIEW OF BEAM

BỐ TRÍ CHUNG DẦM - GENERAL VIEW OF BEAM

FALCULTY OF CIVIL ENGINEERING - KHOA XÂY DỰNG

MẶT CẮT NGANG DẦM - SECTION

BẢNG KHỐI LƯỢNG MỖI ĐỐT - VOLUME TABLE OF SEGMENT

KHỐI LƯỢNG TOÀN CẦU TOTAL VOLUME OF BRIDGE 3176.342 ĐƠN VỊ (UNITS) m3 m3 m3 m3 m3 m3 m3 m3 m3 m3 m3 m3 m3 m3 m3

38 BÓ CÁP DUL 15T15.2MM, THIẾT KẾ THEO VSL 38 BÓ CÁP DUL 15T15.2MM, THIẾT KẾ THEO VSL

4 BÓ CÁP DUL 15T15.2MM, THIẾT KẾ THEO VSL

8 CÁP VĂNG 15T15.2MM THIẾT KẾ THEO VSL

BỐ TRÍ CHUNG CÁP - GENERAL VIEW OF TENDON

1/2 BỐ TRÍ CÁP MẶT ĐỨNG BẢN NẮP - 1/2 VERTICAL TENDON ARRANGEMENT OF TOP SLAB

1/2 MẶT BẰNG BỐ TRÍ CÁP BẢN NẮP - 1/2 PLAN TENDON ARRANGEMENT OF TOP SLAB

CÁP BẢN NẮP - TENDON OF TOP SLAB

1/2 BỐ TRÍ CÁP MẶT ĐỨNG BẢN ĐÁY - 1/2 VERTICAL TENDON ARRANGEMENT OF BOTTOM SLAB

1/2 MẶT BẰNG BỐ TRÍ CÁP BẢN ĐÁY - 1/2 PLAN TENDON ARRANGEMENT OF BOTTOM SLAB

CÁP BẢN ĐÁY - TENDON OF BOT SLAB

VỊ TRÍ Ụ NEO DỌC CẦU - LOGNGITUDINAL POSITION OF CALE ANCHOR

NEO YÊN NGỰA - ANCHOR SADDLE

LỚP PHÒNG NƯỚC DÀY 4MM LỚP BÊ TÔNG NHỰA DÀY 70MM

VỊ TRÍ Ụ NEO CÁP VĂNG NGANG CẦU - TRANSVERSE POSITION OF CABLE ANCHOR

WATERPROOF, THICK 4MM ALPHAL CONCRETE, THICK 70MM

3D NEO YÊN NGỰA - 3D ANCHOR SADDLE

3D CHI TIẾT Ụ NEO CÁP VĂNG - 3D DETAIL CABLE ANCHOR

BỐ TRÍ CHUNG CÁP -TENDON ARRANGEMENT

CÁP BẢN NẮP - TENDON OF TOP SLAB

TÊN CÁP (TENDON NAME) CHIỀU DÀI (LENGTH)

CÁP BẢN ĐÁY 1 - TENDON OF TOP SLAB 1

TÊN CÁP (TENDON NAME) CHIỀU DÀI (LENGTH)

CÁP BẢN ĐÁY 2 - TENDON OF TOP SLAB 2 ĐƠN VỊ (UNITS) MM MM MM MM MM MM MM MM MM MM ĐƠN VỊ (UNITS) MM MM MM MM MM MM MM MM ĐƠN VỊ (UNITS) MM MM MM MM MM

MẶT CẮT B - B SECTION B - B MẶT CẮT C - C SECTION C - C

CAPSTONE PROJECT BỐ TRÍ CỐT THÉP ĐỐT K7

MẶT NGANG THÁP - HORIZONTAL TOWER

MẶT ĐỨNG THÁP - VERTICAL TOWER

CHI TIẾT THÁP - DETAIL OF PYLON

MẶT NGANG TRỤ - HORIZONTAL PIER MẶT ĐỨNG TRỤ - VERTICAL PIER 3D TRỤ - 3D PIER

CHI TIẾT TRỤ - DETAIL OF PIER

PHỤ LỤC 1 KIỂM TOÁN ỨNG SUẤT DÂM GIAI ĐOẠN THI CÔNG BẰNG BIỂU ĐỒ ỨNG SUẤT

1.1 ỨNG SUẤT THỚ TRÊN DẦM GIAI ĐOẠN THI CÔNG

+ Giới hạn ứng suất kéo:

0.25√f′ c = 0.25 × √45 = 1.68 (MPa) +Giới hạn ứng suát nén:

Hình 1.1-1 Thi công đốt K1 - Ứng suất thớ trên

Hình 1.1-9 Hợp long nhịp biên - Ứng suất thớ trên

Hình 1.1-10 Hợp long nhịp giữa - Ứng suất thớ trên

Hình 1.1-11 Nối liền kết cấu nhịp - Ứng suất thớ trên

Hình 1.1-12 Dỡ bỏ tải trọng thi công - Ứng suất thớ trên

Hình 1.1-12 Khai thác - Ứng suất thớ trên

1.2 ỨNG SUẤT THỚ DƯỚI DẦM GIAI ĐOẠN THI CÔNG

Hình 1.2-1 Thi công đốt K1 - Ứng suất thớ dưới

Hình 1.2-9 Hợp long nhịp biên - Ứng suất thớ dưới

Hình 1.2-10 Hợp long nhịp giữa - Ứng suất thớ dưới

Hình 1.2-11 Nối liền kết cấu nhịp - Ứng suất thớ dưới

Hình 1.2-12 Dỡ bỏ tải trọng thi công - Ứng suất thớ dưới

Hình 1.2-13 Khai thác - Ứng suất thớ dưới

PHỤ LỤC 2 KIỂM TOÁN ỨNG SUẤT DẦM GIAI ĐOẠN THI CÔNG BẰNG GIÁ TRỊ TÍNH TOÁN

 Nguyên tắc kiểm toán: Midas sẽ lựa chọn ứng suất lớn nhất của từng mặt cắt trong từng giai đoạn thi công để kiểm toán

- Stage: Bước thi công mà ứng suất gây ra tại mặt cắt đó lớn nhất

- Compression/Tension: mắt cắt chịu ứng suất nén hay ứng suất kéo

- FT – Top Fiber (kN/m 2 ): ứng suất thớ trên tại giữa dầm

- FB – Bot Fiber (kN/m 2 ): ứng suất thớ dưới tại giữa dầm

- FTL – Top Left Fiber (kN/m 2 ): ứng suất thớ trên tại biên trái dầm

- FTR – Top Right Fiber (kN/m 2 ): ứng suất thớ trên tại biên phải dầm

- FBT – Bottom Left Fiber (kN/m 2 ): ứng suất thớ dưới tại biên trái dầm

- FBR – Bottom Right Fiber (kN/m 2 ): ứng suất thớ dưới tại biên phải dầm

- FMAX (kN/m 2 ): Ứng suất lớn nhất gây ra tại mặt cắt

- ALW (kN/m 2 ): Giới hạn ứng suất được Midas tính toán theo tiêu chuẩn AASHTO – LRFD 12

BẢNG 2.1 KIỂM TOÁN DẦM GIAI ĐOẠN THI CÔNG

102 I[102] Girder(PSC) Compression BUOC 10: HOP LONG GIUA OK -1082.0756 6495.8758 -362.1705 6495.8758 -362.1705 6495.8758 6495.8758 20250

102 I[102] Girder(PSC) Tension BUOC 10: HOP LONG GIUA OK -1082.0756 6495.8758 -362.1705 6495.8758 -362.1705 6495.8758 -1082.0756 -1680

102 J[103] Girder(PSC) Compression BUOC 10: HOP LONG GIUA OK -498.3567 6210.6017 138.9940 6210.6017 138.9940 6210.6017 6210.6017 20250

102 J[103] Girder(PSC) Tension BUOC 10: HOP LONG GIUA OK -498.3567 6210.6017 138.9940 6210.6017 138.9940 6210.6017 -498.3567 -1680

103 I[103] Girder(PSC) Compression BUOC 10: HOP LONG GIUA OK -498.3567 6210.6017 138.9940 6210.6017 138.9940 6210.6017 6210.6017 20250

103 I[103] Girder(PSC) Tension BUOC 10: HOP LONG GIUA OK -498.3567 6210.6017 138.9940 6210.6017 138.9940 6210.6017 -498.3567 -1680

105 I[105] Girder(PSC) Compression BUOC 11: NOI LIEN KET CAU

106 I[106] Girder(PSC) Compression BUOC 10: HOP LONG GIUA OK 1017.2546 6015.6612 1492.1030 6015.6612 1492.1030 6015.6612 6015.6612 20250

106 I[106] Girder(PSC) Tension BUOC 13: KHAI THAC OK 2765.1975 3484.0481 2833.4683 3484.0352 2833.5082 3484.0610 2765.1975 -1680

106 J[107] Girder(PSC) Compression BUOC 10: HOP LONG GIUA OK 1008.8586 4798.2784 1368.8533 4798.2784 1368.8533 4798.2784 4798.2784 20250

106 J[107] Girder(PSC) Tension BUOC 13: KHAI THAC OK 3004.5992 2044.6254 2913.3677 2044.6034 2913.4359 2044.6475 2044.6034 -1680

107 I[107] Girder(PSC) Tension BUOC 11: NOI LIEN KET CAU

107 J[108] Girder(PSC) Tension BUOC 8: THI CONG K8 OK -213.7400 2280.6647 23.2283 2280.6647 23.2283 2280.6647 -213.7400 -1680

108 I[108] Girder(PSC) Compression BUOC 13: KHAI THAC OK 5134.1477 1450.7392 4784.1762 1450.7082 4784.2719 1450.7701 5134.1477 20250

108 I[108] Girder(PSC) Tension BUOC 10: HOP LONG GIUA OK 3237.5449 4287.0732 3337.2500 4287.0732 3337.2500 4287.0732 3237.5449 -1680

108 J[109] Girder(PSC) Compression BUOC 8: THI CONG K8 OK -195.4044 4147.7756 217.1975 4147.7756 217.1975 4147.7756 4147.7756 20250

108 J[109] Girder(PSC) Tension BUOC 7: THI CONG K7 OK -273.2476 2278.4839 -30.8333 2278.4839 -30.8333 2278.4839 -273.2476 -1680

110 I[110] Girder(PSC) Compression BUOC 9: HOP LONG BIEN OK 2259.1920 6077.8772 2621.9669 6077.8772 2621.9669 6077.8772 6077.8772 20250

110 I[110] Girder(PSC) Tension BUOC 5: THI CONG K5 OK 1125.9757 -66.8417 1012.6581 -66.8417 1012.6581 -66.8417 -66.8417 -1680

110 J[111] Girder(PSC) Compression BUOC 8: THI CONG K8 OK -832.1729 7885.0644 -37.0512 7885.0644 -37.0512 7885.0644 7885.0644 20250

111 I[111] Girder(PSC) Compression BUOC 8: THI CONG K8 OK 480.0746 7575.3010 1127.2485 7575.3010 1127.2485 7575.3010 7575.3010 20250

114 J[115] Girder(PSC) Compression BUOC 8: THI CONG K8 OK 818.8700 5421.0094 1068.7004 5421.0094 1068.7004 5421.0094 5421.0094 20250

114 J[115] Girder(PSC) Tension BUOC 1: THI CONG K1 OK 911.5690 -7.1535 861.6955 -7.1535 861.6955 -7.1535 -7.1535 -1680

115 I[115] Girder(PSC) Compression BUOC 8: THI CONG K8 OK -338.6630 4347.5953 -84.2661 4347.5953 -84.2661 4347.5953 4347.5953 20250

115 I[115] Girder(PSC) Tension BUOC 5: THI CONG K5 OK -495.9018 2648.4403 -325.2089 2648.4403 -325.2089 2648.4403 -495.9018 -1680

118 I[118] Girder(PSC) Compression BUOC 8: THI CONG K8 OK -69.7253 6471.6959 342.1892 6471.6959 342.1892 6471.6959 6471.6959 20250

120 I[120] Girder(PSC) Tension BUOC 8: THI CONG K8 OK -631.0308 7965.3862 69.3091 7965.3862 69.3091 7965.3862 -631.0308 -1680

122 J[123] Girder(PSC) Compression BUOC 11: NOI LIEN KET CAU

124 J[125] Girder(PSC) Tension BUOC 9: HOP LONG BIEN OK 3081.8901 -112.5027 2778.4230 -112.5027 2778.4230 -112.5027 -112.5027 -1680

125 I[125] Girder(PSC) Tension BUOC 9: HOP LONG BIEN OK 1718.5376 -191.6095 1537.0737 -191.6095 1537.0737 -191.6095 -191.6095 -1680

125 J[126] Girder(PSC) Tension BUOC 11: NOI LIEN KET CAU

200 J[201] Girder(PSC) Tension BUOC 9: HOP LONG BIEN OK 1718.6818 -191.6750 1537.1980 -191.6750 1537.1980 -191.6750 -191.6750 -1680

201 I[201] Girder(PSC) Tension BUOC 9: HOP LONG BIEN OK 3082.0590 -112.4995 2778.5761 -112.4995 2778.5761 -112.4995 -112.4995 -1680

202 I[202] Girder(PSC) Tension BUOC 12: DO BO TAI TORNG THI

204 I[204] Girder(PSC) Compression BUOC 12: DO BO TAI TORNG THI

215 J[216] Girder(PSC) Compression BUOC 12: DO BO TAI TORNG THI

215 J[216] Girder(PSC) Tension BUOC 12: DO BO TAI TORNG THI

216 I[216] Girder(PSC) Tension BUOC 12: DO BO TAI TORNG THI

216 J[217] Girder(PSC) Tension BUOC 9: HOP LONG BIEN OK 2482.0492 4434.8776 2667.5678 4434.8776 2667.5678 4434.8776 2482.0492 -1680

217 I[217] Girder(PSC) Compression BUOC 12: DO BO TAI TORNG THI

217 J[218] Girder(PSC) Tension BUOC 9: HOP LONG BIEN OK 2404.8506 2694.7096 2432.3872 2694.7096 2432.3872 2694.7096 2404.8506 -1680

218 J[219] Girder(PSC) Compression BUOC 13: KHAI THAC OK 4932.8431 1237.6150 4581.6266 1237.5051 4581.9666 1237.7249 4932.8431 20250

218 J[219] Girder(PSC) Tension BUOC 10: HOP LONG GIUA OK 3697.5396 3186.8460 3648.7734 3186.6842 3649.2739 3187.0077 3186.6842 -1680

221 I[221] Girder(PSC) Tension BUOC 1: THI CONG K1 OK 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 -1680

221 J[222] Girder(PSC) Tension BUOC 9: HOP LONG BIEN OK -42.9777 53.6160 -33.8013 53.6160 -33.8013 53.6160 -42.9777 -1680

222 I[222] Girder(PSC) Tension BUOC 9: HOP LONG BIEN OK -42.9777 53.6160 -33.8013 53.6160 -33.8013 53.6160 -42.9777 -1680

223 J[224] Girder(PSC) Compression BUOC 10: HOP LONG GIUA OK -955.3791 6319.7483 -263.6708 6320.1178 -264.8138 6319.3789 6320.1178 20250

223 J[224] Girder(PSC) Tension BUOC 10: HOP LONG GIUA OK -955.3791 6319.7483 -263.6708 6320.1178 -264.8138 6319.3789 -955.3791 -1680

PHỤ LỤC 3 KIỂM TOÁN DẦM TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

 Nguyên tắc kiểm toán: Midas sẽ lựa chọn ứng suất lớn nhất tại từng mặt cắt do các tổ hợp tải trọng gây ra để kiểm toán (Check Stress for Cross Section at Service Loads) Các giá trị ứng suất sẽ được kiểm tra dựatrên tiêu chuẩn ASSHTO LRFD 2012

- LOAD: Tổ hợp tải trọng gây ra ứng suất lướn nhất tại mặt cắt

- Compression/Tension: mặt cắt chịu ứng suất nén hay ứng suất kéo

- FT – Top Fiber (kN/m 2 ): ứng suất thớ trên tại giữa dầm

- FB – Bottom Fiber (kN/m 2 ): ứng suất thớ dưới tại giữa dầm

- FTL – Top Left Fiber (kN/m 2 ): ứng suất thớ trên tại biên trái dầm

- FTR – Top Right Fiber (kN/m 2 ): ứng suất thớ trên tại biên phải dầm

- FBT – Bottom Left Fiber (kN/m 2 ): ứng suất thớ dưới tại biên trái dầm

- FBR – Bottom Right Fiber (kN/m 2 ): ứng suất thớ dưới tại biên phải dầm

- FMAX (kN/m 2 ): Ứng suất lớn nhất gây ra tại mặt cắt

- ALW (kN/m 2 ): Giới hạn ứng suất được Midas tính toán theo tiêu chuẩn AASHTO – LRFD 12

BẢNG 3.1 ỨNG SUẤT NÉN DẦM TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

Comp./Ten s LCom Name Type

BẢNG 3.1 ỨNG SUẤT KÉO DẦM TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

Comp./Ten s LCom Name Type

7.5.2.2 Kiểm toán dầm bằng biểu đồ sức kháng

- Biểu đồ bao sức kháng uốn: Midas sẽ tính toán sức kháng uốn của dầm tại các mặt cắt dựa trên những thông số ta đã khai báo sau đó sẽ vẽ ra được đường bao moment kháng uốn của dầm (Hình 7.31)

- Sư phát triển của nội lực: Midas sẽ lựa chọn tổ hợp nội lực gây ra nội lực bất lợi nhất trong các tổ hợp mà ta đã khai báo tại các mặt cắt và sẽ đường bao của moment Nếu đường bao moment nằm trong đường bao sức kháng nghĩa là dầm đủ khả năng chịu lực

Hình 7.31 Biểu đồ bao sức kháng uốn của dầm ở trạng thái giới hạn cường độ 7.5.2.3 Kiểm toán bằng giá trị tính toán

 Các giá trị trong bảng: + Element: phần tử kiểm toán

+ LOAD: Tổ hợp tải trọng gây ra moment nhất tại mặt cắt + Part (I/J): mặt cắt kiểm toán

+ CHECK: Kiểm toán đạt (OK) hay không đạt (NG) + M u (kNm): Moment của tổ hợp nội lực bất lợi nhất ở TTGH cường độ + M cr (kNm): moment gây nứt

+ M n (kNm): sức kháng uốn danh định của dầm + ∅: Hệ số sức kháng

+ ∅M n min⁡(1.33M u ;1.2M n ): kiểm toán hàm lượng thép tối thiểu

KIỂM TOÁN SỨC KHÁNG UỐN DẦM TỔ HỢP CƯỜNG ĐỘ

Elem Part Positive/ Negative LCom Name Type CHECK Mu (kNm) Mcr (kNm) Mn (kNm) ∅Mn (kNm) M u

102 I[102] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK 0 19979.92 45519.15 45519.15 0 larger than 100

102 I[102] Positive 93K-THCD1 FX-MAX OK 12410.09 78924.97 127400.1 127400.1 0.0974 7.7187

102 J[103] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK 0 17649.66 44118.55 44118.55 0 larger than 100

102 J[103] Positive 93K-THCD1 FX-MAX OK 32398.94 84606.74 129169.2 129169.2 0.2508 2.9976

107 J[108] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -5455.67 50254.55 95562.42 95562.42 0.0571 13.1701

108 I[108] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -6547.96 60270.7 119791.9 119791.9 0.0547 13.7553

110 J[111] Positive 93K-THCD1 FX-MAX OK 0 15947.19 28933.77 28933.77 0 larger than 100

111 I[111] Positive 93K-THCD1 FX-MAX OK 0 14009.74 29840.6 29840.6 0 larger than 100

111 J[112] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -108084 132794 227424.9 227424.9 0.4753 1.7126

112 I[112] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -108112 145058.6 259912.4 259912.4 0.416 1.8076

112 J[113] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -139642 159221.3 292887.4 292887.4 0.4768 1.8395

115 I[115] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -224323 296187 671682.8 671682.8 0.334 2.2678

122 J[123] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -21215.6 71986.87 144553 144553 0.1468 5.123

123 J[124] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -6657.15 57058.55 119529 119529 0.0557 13.5

125 I[125] Positive 93K-THCD1 FX-MAX OK 48413.44 77246.62 128682 128682 0.3762 1.9985

126 I[126] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK 0 16095.66 44400 44400 0 larger than 100

126 I[126] Positive 93K-THCD1 FX-MAX OK 54453.46 91128.57 153382 153382 0.355 2.1179

200 J[201] Positive 93K-THCD1 FX-MAX OK 51982.55 77031.88 128682 128682 0.404 1.8613

202 I[202] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -339.406 56866.69 119529 119529 0.0028 larger than 100

203 I[203] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -11933.3 71701.37 144553 144553 0.0826 9.1078

204 I[204] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -28170.8 88233.43 169339 169339 0.1664 4.5197

209 J[210] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -260761 295126 671697.2 671697.2 0.3882 2.276

214 J[215] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK -61956.1 111723 206618.8 206618.8 0.2999 2.5075

215 J[216] Positive 93K-THCD1 FX-MAX OK 16601.93 14914 29839.88 29839.88 0.5564 2.0008

7.5.3 Kiểm toán sức kháng cắt của dầm

7.5.3.1 Nguyên lý kiểm toán Điều kiện kiểm toán: 𝐕 𝐫 = ∅𝐕 𝐧 ≥ 𝐕 𝐮 (Điều 8.2 Phần 5 TCVN11823- 2017)

Trong đó: + ∅ = 1: hệ số sức kháng cắt (Điều 5.4.2)

+ V u (kN): lực cắt lên dầm ở THCĐ

+ V n : sức kháng cắt danh định của dầm (A5.8.3.3)

 Xác định sức kháng cắt danh định của dầm:

Sức kháng cắt danh định của dầm phải lấy giá trị nhỏ hơn của:

220 J[221] Positive 93K-THCD1 FX-MAX OK 62114 84654.42 129167.7 129167.7 0.4809 1.5636

622 J[200] Negative 93K-THCD1 FX-MIN OK 0 16088.88 44400 44400 0 larger than 100

622 J[200] Positive 93K-THCD1 FX-MAX OK 55119.87 91152.12 153382 153382 0.3594 2.0923

Trong đó: V c = 0.083β√f′ c b v d v : sức kháng cắt của bê tông dầm

V s = A v f v d v (cotgθ+cotg∝)sinα s : sức kháng cắt của cốt thép đai

V p : sức kháng cắt của thành phần dự ứng lực hữu hiệu trên hướng lực cắt tác dụng, là dương nếu ngược chiều lực cắt

Trong đó: + bv : chiều rộng bản bụng hữu hiệu được lấy bằng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao dv được xác định theo điều 5.8.2.7

+⁡d v : chiều cao chịu cắt hữu hiệu được xác định theo điều 5.8.2.7 + S: cự ly cốt thép đai

+ β: hệ số khả năng của bê tông bị nứt chéo truyền lực được quy định theo điều 5.8.3.4 + θ: góc nghiêng của ứng suất nén chéo được xác định trong điều 5.8.3.4 (độ)

+ α: góc nghiêng của cốt thép ngang đối với trục dọc + A v : diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s

7.5.3.3 Kiểm toán bằng biểu đồ sức kháng

- Biểu đồ bao sức kháng uốn: Midas sẽ tính toán sức kháng cắt của dầm tại các mặt cắt dựa trên những thông số ta đã khai báo sau đó sẽ vẽ ra được đường bao moment kháng cắt của dầm

- Sư phát triển của nội lực: Midas sẽ lựa chọn tổ hợp nội lực gây ra nội lực bất lợi nhất trong các tổ hợp mà ta đã khai báo tại các mặt cắt và sẽ đường bao của lực cắt Nếu đường ảnh hưởng lực cắt nằm trong đường bao lực cắt nghĩa là dầm đủ khả năng chịu lực

Hình 7.32 Biểu đồ bao sức kháng cắt dầm trạng thái giới hạn cường độ 7.5.3.3 Kiểm toán bằng giá trị tính toán

 Các giá trị trong bảng:

- LOAD: Tổ hợp tải trọng gây ra moment nhất tại mặt cắt

- Vu (kN): lực cắt của tổ hợp nội lực bất lợi nhất ở TTGH cường độ

- ∅ : hệ số sức kháng cắt

- Vn (kN): sức kháng cắt danh định của dầm

- Vs (kN): sức kháng cắt của cốt thép đai

- Vc (kN): sức kháng cắt của bê tông dầm

- Vp (kN): sức kháng cắt của cáp DUL hữu hiệu

KIỂM TOÁN SỨC KHÁNG CẮT CỦA DẦM Ở TRẠNG THÁI GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ KIỂM TOÁN SỨC KHÁNG CẮT CỦA DẦM Ở TRẠNG THÁI GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ

Elem Part Max/Min LCom Name Type CHK Vu (kN) Mu (kN*m) Vn (kN) Phi Vc (kN) Vs (kN) Vp (kN) PhiVn (kN) de (m) dv (m) bv (m)

102 I[102] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -3996.83 12410.09 15059.01 0.9 3910.473 9957.039 1191.494 13553.11 1.8423 1.8216 1.62

102 I[102] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -7676.18 6804.996 15256.17 0.9 4107.64 9957.039 1191.494 13730.56 1.8423 1.8216 1.62

102 J[103] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -2474.24 32398.94 14285.94 0.9 4172.132 10113.51 0.2989 12857.35 1.8654 1.8502 1.62

102 J[103] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -5867.11 16545.24 14285.94 0.9 4172.132 10113.51 0.2989 12857.35 1.8654 1.8502 1.62

103 J[104] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -4077 21770.41 14285.87 0.9 4172.132 10113.61 0.1337 12857.29 1.8654 1.8502 1.62

104 I[104] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -4077 21770.41 14285.87 0.9 4172.132 10113.61 0.1335 12857.29 1.8654 1.8502 1.62

104 J[105] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 1183.853 56671.51 14285.91 0.9 4172.132 10113.37 0.4002 12857.31 1.8653 1.8502 1.62

105 I[105] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 1183.853 56671.51 14285.9 0.9 4172.132 10113.37 0.3918 12857.31 1.8653 1.8502 1.62

106 J[107] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 951.9276 8932.1 14293.59 0.9 4171.681 10112.5 9.4073 12864.23 1.8661 1.85 1.62

107 J[108] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 2347.288 -5455.67 14300.36 0.9 4170.779 10110.2 19.385 12870.33 1.8438 1.8496 1.62

108 I[108] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 1131.092 -6547.96 14355.63 0.9 4114.631 9974.291 266.7105 12920.07 1.8285 1.8247 1.62

110 J[111] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 9732.937 -24419.4 16861.73 0.9 5784.884 10566.15 510.6995 15175.56 1.9175 1.933 2.15

111 I[111] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 9263.546 -24442.7 18356.31 0.9 5751.366 10504.97 2099.971 16520.68 1.9213 1.9218 2.15

111 J[112] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 11730.38 -61628.2 21244.22 0.9 7471.953 11928 1844.263 19119.8 2.1477 2.1821 2.46

111 J[112] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 8544.906 -108084 21244.22 0.9 7471.953 11928 1844.263 19119.8 2.1477 2.1821 2.46

112 I[112] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 8128.276 -108112 22861.49 0.9 7441.477 11879.27 3540.737 20575.34 2.1723 2.1732 2.46

112 J[113] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 13277.75 -93226.4 26150 0.9 9588.937 13545.15 3015.912 23535 2.4418 2.478 2.78

112 J[113] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 9921.63 -139642 26150 0.9 9588.937 13545.15 3015.912 23535 2.4418 2.478 2.78

113 I[113] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 12882.7 -93255 28044.34 0.9 9560.689 13505.39 4978.259 25239.91 2.4697 2.4707 2.78

113 J[114] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 15038.87 -127873 32616.46 0.9 12252.39 15672.89 4691.185 29354.81 2.8248 2.8672 3.07

113 J[114] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 11488.17 -177116 32616.46 0.9 12252.39 15672.89 4691.185 29354.81 2.8248 2.8672 3.07

115 I[115] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 18976.17 -168773 157640 0.9 16693.19 140940.2 6.6203 141876 3.0458 3.3499 3.58

115 I[115] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 15111.35 -224323 157640 0.9 16693.19 140940.2 6.6203 141876 3.0458 3.3499 3.58

115 J[116] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 22963.84 -220013 157638.3 0.9 16693.68 140944.6 0 141874.5 3.0458 3.35 3.58

115 J[116] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 18844.33 -283836 157638.3 0.9 16693.68 140944.6 0 141874.5 3.0458 3.35 3.58

116 I[116] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -18271 -217642 157638.3 0.9 16693.68 140944.6 0 141874.5 3.0458 3.35 3.58

116 I[116] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -22984 -285067 157638.3 0.9 16693.68 140944.6 0 141874.5 3.0458 3.35 3.58

116 J[117] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -14538.9 -168234 155261.9 0.9 14315.11 140940.2 6.6187 139735.7 3.0458 3.3499 3.07

116 J[117] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -19005 -223434 155261.9 0.9 14315.11 140940.2 6.6187 139735.7 3.0458 3.3499 3.07

117 I[117] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -12635.5 -164864 39316.75 0.9 14315.11 18311.13 6690.515 35385.07 3.3479 3.3499 3.07

117 I[117] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -17024.7 -219949 39316.75 0.9 14315.11 18311.13 6690.515 35385.07 3.3479 3.3499 3.07

117 J[118] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -14655.9 -174096 33717.17 0.9 11072.16 15640.15 7004.849 30345.45 2.9059 2.8613 2.78

118 I[118] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -10899.9 -129413 31458.42 0.9 11095 15672.89 4690.532 28312.57 2.865 2.8672 2.78

118 I[118] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -15067.1 -174065 31458.42 0.9 11095 15672.89 4690.532 28312.57 2.865 2.8672 2.78

118 J[119] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -8986.68 -97595.2 26945.37 0.9 8460.178 13505.39 4979.802 24250.84 2.5101 2.4707 2.46

119 I[119] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -9366.93 -97566.1 25047.21 0.9 8485.174 13545.15 3016.884 22542.49 2.4755 2.478 2.46

120 I[120] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -8041.47 -68870.7 20304.25 0.9 6530.365 11928 1845.88 18273.83 2.1793 2.1821 2.15

120 I[120] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -11773.3 -102195 20304.25 0.9 6530.365 11928 1845.88 18273.83 2.1793 2.1821 2.15

120 J[121] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -9311.76 -66907.8 17370.49 0.9 4761.596 10504.97 2103.921 15633.44 1.953 1.9218 1.78

122 I[122] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -7667.08 -40197.4 14304.78 0.9 4171.681 10112.19 20.9104 12874.3 1.8461 1.85 1.62

126 J[127] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 1145.415 55087.63 14284.11 0.9 4171.681 10112.43 0 12855.7 1.8631 1.85 1.62

126 J[127] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -1808.39 10148.61 14284.11 0.9 4171.681 10112.43 0 12855.7 1.8631 1.85 1.62

203 I[203] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 4444.368 24238.84 14546.67 0.9 4171.456 10111.78 263.4372 13092 1.8762 1.8499 1.62

205 J[206] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 11167.04 -51958.3 21228.12 0.9 7471.953 11928 1828.159 19105.3 2.1477 2.1821 2.46

205 J[206] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 7440.097 -85246.6 21228.12 0.9 7471.953 11928 1828.159 19105.3 2.1477 2.1821 2.46

209 I[209] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 18394.55 -145986 157640 0.9 16693.19 140940.2 6.5924 141876 3.0458 3.3499 3.58

209 I[209] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 13933.38 -200963 157640 0.9 16693.19 140940.2 6.5924 141876 3.0458 3.3499 3.58

209 J[210] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 22373.72 -193579 157638.3 0.9 16693.68 140944.6 0 141874.5 3.0458 3.35 3.58

209 J[210] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 17665.55 -260761 157638.3 0.9 16693.68 140944.6 0 141874.5 3.0458 3.35 3.58

210 I[210] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -18602.4 -204968 157638.3 0.9 16693.68 140944.6 0 141874.5 3.0458 3.35 3.58

210 I[210] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -22716.7 -268450 157638.3 0.9 16693.68 140944.6 0 141874.5 3.0458 3.35 3.58

211 I[211] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -13049 -151375 39553.85 0.9 14315.11 18311.13 6927.616 35598.47 3.3479 3.3499 3.07

211 I[211] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -16814 -206410 39553.85 0.9 14315.11 18311.13 6927.616 35598.47 3.3479 3.3499 3.07

212 I[212] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -11333.5 -114335 31330.71 0.9 11019.54 15565.96 4745.21 28197.64 2.8455 2.8477 2.78

215 I[215] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK -6600.29 -12223.6 15706.54 0.9 4761.596 10505 439.9416 14135.88 1.9186 1.9218 1.78

215 I[215] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK -9574.21 -61933 15706.54 0.9 4761.596 10505 439.9416 14135.88 1.9186 1.9218 1.78

220 J[221] Max 93K-THCD1 FX-MAX OK 2193.702 62114 14285.9 0.9 4172.132 10113.37 0.3925 12857.31 1.8653 1.8502 1.62

222 I[222] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 1414.275 25371.26 14285.87 0.9 4172.132 10113.61 0.1333 12857.29 1.8654 1.8502 1.62

223 I[223] Min 93K-THCD1 FX-MIN OK 2954.334 18705.84 14285.94 0.9 4172.132 10113.51 0.2983 12857.35 1.8654 1.8502 1.62

Tiêu đề	Thiết kế cầu Extradosed một mặt phẳng dây
Tác giả	Nguyễn Anh Tuấn
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Trọng Tâm
Trường học	Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Thành phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Công nghệ Kỹ thuật Công trình Giao Thông
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp
Năm xuất bản	2022
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	128
Dung lượng	23,68 MB