Đồ án tốt nghiệp: Thiết kế cầu vòm ống thép nhồi bê tông vượt sông cái bé tỉnh Kiên Giang

1 Hình ảnh kết cấu nhịp cầu vòm ống thép nhồi bê tông .... 1 Hình ảnh kết cấu nhịp cầu vòm ống thép nhồi bê tông 3 SƠ LƯỢC VỀ CẦU VÒM NHỒI ỐNG THÉP 3.1 Giới thiệu cầu vòm ống thép nhồi

QUY MÔ VÀ TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT

ĐẶC ĐIỂM TỰ NHIÊN KHU VỰC XÂY DỰNG

Địa chất công trình

- Trên cơ sở tài liệu khảo sát địa chất công trình ngoài thực địa và kết quả thí nghiệm mẫu đất có thể phân địa tầng từ trên xuống dưới như sau :

1 Sét pha màu xám vàng nâu đỏ lẫn dăm sạn trạng thái dẻo mềm 4 17.5 7.1667 17.38

2 Sét pha màu vàng, nâu vàng trạng thái dẻo mềm 13 20.7 4.5 14.07

Sét pha lẫn cuội tảng tàn tích đá phong hóa màu xám ghi, xám xanh trạng thái nửa cứng

3c Sạn sỏi lẫn cuội màu nâu vàng, xám vàng kết cấu rất chặt 11.5 49.3 25.33 18.52

4a Đá sỏi, cuội dăm kết màu nâu tím, xám trắng phong hóa mạnh, nứt nẻ, dập vỡ xen kẹp sét

4b Đá sỏi, cuội dăm kết màu nâu tím,xám trắng phong hóa mạnh,nét nẻ,dập vở xen kẹp sét

5a Đá vôi màu xám đen, xám xanh phong hóa trung bình, nứt nẻ 4 10 26.45 17.5

5b Đá sỏi, cuội dăm kết màu nâu tím,xám trắng phong hóa trung bình nứt nẻ 3.21

+ Lớp 1 : Sét pha màu xám vàng nâu đỏ lẫn dăm sạn trạng thái dẻo mềm, có độ dày trung bình từ

+ Lớp 2 : Sét pha màu vàng, nâu vàng trạng thái dẻo mềm, một số chỉ tiêu cơ lý của lớp 2 như sau :

Chỉ tiêu Đơn vị Giá trị TB Độ ẩm W % 29.6

Cường độ kháng cắt không thoát nước kN/m2 34.1

Giá trị N của SPT(búa/30cm) 16-27

+ Lớp 3a : Sét pha lẫn cuội tảng tàn tích đá phong hóa màu xám ghi, xám xanh trạng thái nửa cứng, một số chỉ tiêu cơ lý của lớp 2 như sau :

+ Lớp 3b : Sét pha lẫn cuội tảng tàn tích đá phong hóa màu xám ghi, xám xanh trạng thái nửa cứng, một số chỉ tiêu cơ lý của lớp 2 như sau :

+ Lớp 4a : Sét pha lẫn cuội tảng tàn tích đá phong hóa màu xám ghi, xám xanh trạng thái nửa cứng, một số chỉ tiêu cơ lý của lớp 2 như sau :

+ Lớp 5 a: Sét pha lẫn cuội tảng tàn tích đá phong hóa màu xám ghi, xám xanh trạng thái nửa cứng, một số chỉ tiêu cơ lý của lớp 2 như sau :

+ Lớp 5b : Sét pha lẫn cuội tảng tàn tích đá phong hóa màu xám ghi, xám xanh trạng thái nửa cứng, một số chỉ tiêu cơ lý của lớp 2 như sau :

Khí hậu

Kiên Giang có đủ các dạng địa hình từ đồng bằng, núi rừng và biển đảo Trong đó, phần đất liền có địa hình tương đối bằng phẳng, thấp dần từ đông bắc xuống tây nam Do nằm ở vĩ độ thấp và giáp biển nên Kiên Giang có khí hậu nhiệt đới gió mùa, nóng ẩm quanh năm nhiệt độ trung bình hàng tháng từ 27 – 27,5 0 C Kiên Giang không chịu ảnh hưởng trực tiếp của bão nhưng lượng nước mưa do bão chiếm một tỷ trọng đáng kể, nhất là vào cuối mùa mưa Mùa mưa bắt đầu từ tháng 4 đến tháng 11, mùa khô từ tháng 12 đến tháng 3 năm sau Lượng mưa trung bình hàng năm khoảng 1.600 – 2.000 mm ở đất liền và 2.400 – 2.800 mm ở vùng đảo Phú Quốc Khí hậu Kiên Giang rất ít thiên tai, không rét, không có bão đổ bộ trực tiếp, ánh sáng và nhiệt lượng dồi dào, nên rất thuận lợi cho nhiều loại cây trồng và vật nuôi sinh trưởng

Nhiệt độ

- 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 (27-27.5) 0 C Chênh lệch giữa nhiệt độ trung bình tháng nóng nhất và lạnh nhất không quá (4-5) 0 C2.3 Độ ẩm

- Khu vực dự án có độ ẩm trung bình năm là 80%, thời kì ẩm ướt nhất là 85%, thời kì khô nhất là 70%;

Các thông số về thủy văn

+ Hmax1% = +28.23m + Hmax4% = +27.75 m + Hmax10% = + 27.26m + H5% tt = +19.34m Tĩnh không đường chui dưới cầu: do các đường chui dưới cầu là đường phố nội bộ nên chiều cao tĩnh không kiến nghị H>4,5m, bề rộng theo bề rộng đường quy hoạch.

PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ

Giới thiệu cầu vòm ống thép nhồi bê tông

Ngày nay, các công trình cầu đường đóng vai trò thiết yếu trong giao thông vận tải và thúc đẩy phát triển kinh tế Đối với những cây cầu có chiều dài nhịp lớn và bắc qua vùng nước sâu, đòi hỏi cấu trúc chịu nén chính có khả năng đáp ứng tải trọng cao Trong bối cảnh đó, kết cấu ống thép nhồi bê tông đã được phát triển và ứng dụng rộng rãi Loại kết cấu này sở hữu ưu điểm về khả năng chịu lực cao, độ cứng lớn, đồng thời giảm trọng lượng bản thân cấu kiện.

Kể từ thập niên 30 tại Liên Xô cho tới nay, kết cấu cầu vòm ống thép nhồi bê tông đã được xây dựng và phát triển nhanh chóng Trung Quốc cũng nghiên cứu ứng dụng kết cấu này vào cuối những năm 50 Các quy trình thiết kế kết cấu ống thép nhồi bê tông liên tục được ban hành và áp dụng, tiêu biểu như "Quy trình thiết kế và thi công kết cấu ống thép nhồi bê tông (CECS-28-09)" Việt Nam cũng không nằm ngoài xu hướng này với nhiều công trình sử dụng kết cấu ống thép nhồi bê tông, được thực hiện bởi các chuyên gia trong nước như cầu Hoàng Văn Thụ, cầu Đông Trù.

Các dạng kết cấu chính ống thép nhồi bê tông :

Cầu vòm xe chạy trên

Half-through true arch bridge

Cầu vòm đường xe chạy dưới

Fly-bird-type arch bridge (Half-through tied rigid-frame arch bridge)

Cầu vòm đường xe chạy giữa

Through rigid-frame tied arch bridge

Cầu vòm xe chạy dưới

Through deck-stiffened arch bridge

Cầu vòm xe chạy dưới

Hình 3 2 Hình ảnh các dạng kết cấu vòm

1 bridge deck ( Bản mặt cầu )

6 main arch rib ( Vành vòm chính )

7 side arch rib ( Vành vòm biên )

CÁC LOẠI KẾT CẤU ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG

Cột thép bê tông liên hợp được định nghĩa như là kết cấu chịu nén hoặc có thể thép được bao bọc trong bê tông hoặc bê tông nhồi trong ống thép Tùy thuộc các chủng loại và hình dạng có thể chia ra làm 3 loại cột liên hợp thường dung trong xây dựng như sau :

Loại 1 : thép kết cấu ( cốt cứng ) được bọc bằng bê tông ( hình a,b,c) Loại 2 : bê tông nhồi trong hộp, ống thép ( hình f, g, i)

Loại 3 : Hỗn hợp 2 loại trên ( hình d, e)

Loại 1 : đáp ứng nhu cầu đầy đủ các yêu cầu kỹ thuật về phòng cháy, đơn giản khi cần tang cường độ bằng cách thêm cốt thép ở lớp bê tông ngoài Tuy nhiên việc kiểm tra và xử lý kết cấu thép bên trong không thể thực hiện Chủng loại kết cấu này phù hợp cho các công trình chịu động đất lớn với các tải trọng ngang lặp

Loại 2 : ống thép nhồi bê tông được sử dụng nhiều trong các trụ cầu mà ở đó phải chịu tải trọng xe va, các vành cầu vòm,cột nhà cao tầng… không nhất thiết có cốt thép bên trong

Loại 3 : có tính năng chống cháy cao và được các ưu điểm của hai chủng loại kết cấu trên

5 CÁC HÌNH DẠNG ĐẶC TRỰNG CỦA ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG :

+ Bên trong được nhồi bê tông

Steel tube Concrete core Concrete core

Tiết diện quả tạ ( vòng số 8 )

Three – tube truss Three – tube truss Four – tube full truss Four – tube full truss

Lacing bar Lacing bar Lacing bar Lacing bar

Steel tube Steel tube Concrete core Concrete core

Tiết diện 3 ống thép ( Hình tam giác ), 4 ống thép

Gusset plate Gusset plate Web bar

Transverse dumbell-shaped truss Transverse dumbell-shaped truss Hybrid truss Hybrid truss

Tiết diện 4 ống thép, tiết diện 4 thép hình thang

Hình 3 3 Hình ảnh các loại tiết diện vòm chủ

ĐẶC ĐIỂM CỦA KẾT CẤU ỔNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG CHỊU NÉN

Trong các bộ phận của kết cấu ống thép nhồi bêtông khi chịu lực dọc trục có các thành phần ứng suất

Trong bê tông : ứng suất nén dọc trọc  c BC , ứng lực ngang  r

Trong ống thép : ứng suất dọc trục  c BC và ứng suất tiếp   s

Nguyên nhân gây xuất hiện áp lực ngang lên bêtông và ứng suất tiếp trong ống thép là do hệ số nở ngang của hai loại vật liệu này khác nhau, trong đó hệ số nở ngang của bêtông luôn lớn hơn của thép ở mọi giai đoạn làm việc Áp lực ngang lên bêtông không cho phép bê tông tự do phát triển biến dạng theo phương ngang và tạo ra trạng thái ứng suất ba chiều trong bê tông Ở trạng thái chịu lực 3 chiều, khả năng chịu lực dọc trục của bê tông tăng lên đáng kể Đây chính là đặc điểm chịu lực quan trọng nhất của kết cấu ống thép nhồi bê tông.

ƯU ĐIỂM CỦA ỔNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG

Cầu vòm ống thép nhồi bê tông (CFT) vượt trội so với kết cấu thép và bê tông cốt thép Vỏ thép chịu kéo và uốn tốt, tăng độ cứng nhờ mô đun đàn hồi lớn Bê tông chịu nén tốt hơn nhờ ống thép bó chống nở hông Bê tông cũng làm giảm mất ổn định cục bộ của vỏ thép Hiệu ứng bó của tiết diện tròn lớn hơn dạng hộp chữ nhật nên thường được sử dụng Ống thép và bê tông nhồi làm việc cùng nhau như một tiết diện liên hợp, cùng chịu ứng suất.

- Khi so sánh với kết cấu bê tông có tiếp xúc với môi trường bên ngoài bê tông trong ống thép có đặc điểm:

+ Độ bền của lõi bê tông tăng khoảng 2 lần

+ Bê tông không bị co ngót mà bị trương nở vì không có sự trao đổi độ ẩm giữa bê tông và môi trường bên ngoài

+ Sau 2-3 ngày tuổi thì không xuất hiện thêm vết nứt

+ Tính phi tuyến của công

* Khi so sánh với kết cấu biến dạng từ biến sẽ mất đi sau 2-7 ngày tuổi:

- Khối lượng của các cấu kiện ống nhồi bê tông nhỏ hơn so với cấu kiện bê tông cốt thép,

- Không cần copfa trong thi thép dạng ống

- Tăng khả năng chống biến dạng của ống thép

- Độ bền ăn mòn và chống gỉ của mặt trong ống thép cao hơn

- Giảm độ mảnh của cấu kiện

* Khi so sánh với kết cấu sử dụng thép hình có mặt cắt hở:

- Mặt ngoài của kết cấu ống thép nhồi bê tông nhỏ hơn do đó chi phí sơn phủ và bảo dưỡng thấp hơn

- Độ bền chống gỉ cao hơn

- Khả năng ổn định đều hơn

- Giảm được ảnh hưởng của tải trọng gió

- Tăng độ cứng chống xoắn

Chính vì vậy, nhiều công trình cầu trên thế giới đã được thiết kế với kết cấu ống thép nhồi bê tông cho những cấu kiện chịu nén Ống thép được nhồi bê tông có phụ gia trương nở Phụ gia được ninh kết được trộn vào bê tông để tăng khả năng làm việc của bê tông.

THIẾT KẾ KẾT CẤU NHỊP

Bố trí chung cầu

Cầu được thiết kế theo phương án cầu vòm xe chạy dưới

Sơ đồ bố trí chung toàn cầu : 4x30m + 50 (m) + 75 (m)+ 50 (m) +4x30m

- Trắc dọc cầu cầu : cầu dẫn nằm trên đường có độ dốc 0 % , đoạn nhịp vòm 75m có độ dốc 0%,

2 nhịp vòm 50m có độ dốc 0%

- Cầu gồm 3 nhịp, với nhịp giữa có chiều dài 175 (m), 2 nhịp biên chiều dài 120 (m) cầu dẫn

Trình tự tính toán và thiết kế kết cấu nhịp

- Thiết kế kết cấu nhịp

- Thiết kế bản mặt cầu

Mặt cắt ngang cầu

Bảng 4 1 Các thông số về mặt cắt ngang cầu chinh

Các thông số Giá trị Đơn vị blx 4x3.5 m ble 2x1.75 m blc 2x0.25 m bgờlc 2x0.5 m bvành 2x1.3 m

Hình 4 1 Hình cảnh mặt cắt ngang, cắt dạng tiết diện cầu vòm

Mặt cách ngang cầu nhịp dẫn dầm bản rỗng dự ứng lực

Hình 4 2 Hình ảnh mặt cắt ngang nhịp dẫn ( Dầm bản rỗng dự ứng lực )

Sơ đồ bố trí tim vòm

Ứng với tải trọng phân bố đều trên toàn chiều dài nhịp thì đường cong áp lực của vòm là đường parabol bậc 2 l f y x

Hình 4 3 Hình ảnh sơ đồ bố trí tim vòm

Tỷ số giữa đường cong vòm f và chiều dài nhịp l là thông số quan trọng nhất của vòm Tỷ số này ảnh hưởng đến lực đẩy ngang tác dụng lên vòm Tỷ số càng nhỏ, tức là vòm càng thoải, thì lực đẩy ngang càng lớn Ngược lại, tỷ số càng lớn, tức là vòm càng dốc, thì lực đẩy ngang càng nhỏ Trong thiết kế vòm, thường sử dụng tỷ lệ f/l bằng 1/1.

Mặt cắt ngang cấu kiện

Có nhiều loại tiết diện mặt cánh vành vòm như hình chủ nhật, hình tròn, Mỗi vành vòm có thể tổ hợp từ 2, 3 hay nhiều hơn các ổng thép nhồi bê tông để đơn giản trong quá trình thi công và chế tạo, mặt cắt ngang vành vòm được lựa chọn có hình dạng số 8, gồm 2 có đường kính D0mm liên kết với nhau qua bản thép

Ta lần lượt tính các đặc trưng hình học của các cấu kiện, từ đó lấy các số liệu đặc trưng hình học để tính toán.

Vành vòm

Do khẩu độ cầu trong đồ án không quá lớn (75 m), để đơn giản trong quá trình thi công và chế tạo, mặt cắt ngang vành vòm có dạng số 8 (chiều cao h=2,2m với nhịp Lum, h=2,4m với nhịp

L= 100m và h=1,8m với nhịp L= 50m ) bằng ống thép nhồi bê tông, hai ống thép được liên kết với nhau thông qua bản thép, khoảng cách hai tim vòm là 16.3 m.

Chiều dày ống thép

Thép kết cấu dùng cho vành vòm phù hợp với tiêu chuẩn ASSHTO M270M Grade 345W hoặc

ASTMA709M Grade 345W có giới hạn chảy tối thiểu fy = 345 MPa

Độ dày của ống thép thường lấy t = 816 mm Đối với cấu kiện ống thép nhồi bê tông, để đảm bảo sự làm việc liên hợp, cần thỏa mãn các điều kiện sau:

+ Diện tích ống thép không được nhỏ hơn 4% tổng diện tích mặt cắt cấu kiện

+ Cường độ nằm trong khoảng 20-55 Mpa

+ Chiều dày tối thiểu ống thép yêu cầu là: y t t³ > D f

Hình 4 4 Mặt cắt ngang vòm chính

Quy đổi mặt cắt về cùng một loại vật liệu là bê tông theo công thức sau:

+ Diện tích quy đổi: td cr s s c

+Mô men quán tính: td c s s c

E Quy đổi thép sang bê tông bằng hệ số : s c n = E E

Ac,Ic : Diện tích và mô men quán tính của bê tông vòm As,Is : Diện tích và mô men quán tính của phần thép vòm Es,Ec: Mô đun đàn hồi của thép và bê tông vòm

A,I : Diện tích và mô men quán tính của mặt cắt vòm quy đổi

Diện tích ống thép D900×16 mm :

4 Diện tích tiết diện vành thép : 400x16mm

Quy đổi thép sang bê tông bằng hệ số : s c

E 34269.4 Diện tích thép sau khi quy đổi sang bê tông :

Diện tích phần bê tông :

Diện tích mặt cắt vành vòm : A = Ac + Asc = 1.448 + 0.598 = 2.046 mm 2

Liên kết ngang vòm chính loại 1

Mặt cắt ngang giằng gió 3D bố trí hệ giằng gió

Mômen quán tính đối với trục x :

Mômen quán tính đối với trục y:

Liên kết ngang vòm chính loại 2

Mặt cắt ngang giằng gió 3D bố trí hệ giằng gió

Mômen quán tính đối với trục x :

Cáp treo nhịp vòm

Cáp DUL gồm 61 sợi song song đường kính 7mm có độ chùng thấp phù hợp tiêu chuẩn ASTM

A421/A421M-98a loại BA Môđun đàn hồi: E   2 10 11 Pa Diện tích mặt cắt: A  0.235 10   2 m 2 Độ cứng :

 Khoảng cách giữa 2 bó cáp treo liền nhau 5.2m

Dầm ngang dự ứng lực loại 1 (HL1)

Mặt cắt dầm ngang giữa nhịp Diện tích mặt cắt: A= 1.139 m2

Mômen quán tính đối với trục x:

Ix= 0.1425 m 4 Mômen quán tính đối với trục y:

Dầm ngang dự ứng lực loại 2 (HL2)

Mặt cắt dầm ngang giữa nhịp

Diện tích mặt cắt: A= 1.139 m2 Mômen quán tính đối với trục x: Ix0.1425 m 4 Mômen quán tính đối với trục y:

Dầm dọc biên

( Vì sơ đồ tính trong mô hình không cho dầm dọc biên chịu lực nên kham khảo các kích thước cầu khác) điều chỉnh cho phù hợp với cầu)

Mặt cắt ngang dầm dọc biên

Mômen quán tính đối với trục x: Ix= 0.1137 m4 Mômen quán tính đối với trục y: Iy= 0.12 m4 Diện tích mặt cắt:A= 0.8525 m2

Dầm bản mặt cầu TL1

3D Dầm TL1 Mặt cắt ngang đầu dầm Dầm TL1

Diện tích mặt cắt:A= 0.1612 m 2 Mômen quán tính đối với trục x:

Ix= 0.0015m 4 Mômen quán tính đối với trục y:

Dầm bản mặt cầu TL2

Mặt cắt ngang Dầm TL2

Dầm dọc bản mặt cầu TL3

Mặt cắt ngang Dầm TL3

Dầm bản mặt cầu dọc biên DL1

Mặt cắt ngang dầm DL1 3D Dầm DL1

Mặt cắt ngang Dầm DL1

Diện tích mặt cắt:A= 0.2301m2 Mômen quán tính đối với trục x:

Ix= 0.001209m4 Mômen quán tính đối với trục y:

Mặt cắt ngang dầm DL3 3D Dầm DL3

Dầm lề bộ hành PL1

Mặt cắt ngang dầm PL1

Mặt cắt ngang dầm PL3 3D Dầm PL3

Mặt cắt ngang dầm PL4

Mặt cắt ngang Dầm PL4

Hộp che cáp

Mặt cắt hộp che cáp : 3D hộp che cáp

Mặt cắt ngang hộp che cáp

Giằng chân

Cáp giằng chân 75m bao gồm 16 bó, mỗi bên gồm 8 bó thượng/hạ lưu cầu Mỗi bó gồm 22 tao thép 15,2mm dạng xoắn 7 sợi phủ Epoxy, bọc 2 lớp vỏ HDPE bên ngoài.

+ Đối với nhịp 50m, cáp giằng chân vòm gồm 8 bó Mỗi bó rồi gồm 15 tao 15.2 mm loại bó xoắn 7 sợi phủ Epoxy

Các bó cáp được đặt trong ống HDPE

Sau khi căn chỉnh lần cuối các bó cáp này được đặt trong hộp bằng BTCT bảo vệ

Chi tiết phụ hàn sau

Mặt cắt vành vòm Ống thép dày 16mm

Mặt mặt cắt vành vòm : + Đối với ống thép sử dụng ống thép dày 16mm , với đường kính 375mm

+ Sử dụng cẩu để tiến hành lắp dựng hàn trực tiếp vào vành vòm

MÔ HÌNH HÓA KẾT CẤU

Tiêu chuẩn thiết kế

-Tiêu chuẩn quốc gia: TCVN 11823-2017 Thiết kế cầu đường bộ mới

-Tiêu chuẩn quốc gia: TCVN 4054-2005 Đường ô tô- Yêu cầu thiết kế

-Tiêu chuẩn quốc gia: TCXDVN 104-2007

- Tham khảo Quy trình Thiết kế và thi công kết cấu bê tông ống thép CECS 28-90

- Quy phạm thiết kế cầu dây văng trên đường ôtô JTJ 027-86 của Trung Quốc

Quy mô xây dựng

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

Cấp đường thiết kế

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

Vật liệu thiết kế

Thép kết cấu phù hợp với tiêu chuẩn ASTM A709M Grade 345W, hoặc tương đương có các đặc trưng như sau :

+ Hệ số giãn nở nhiệt 11.7x10 -6 mm / o C

+ Giới hạn bền fu = 485 MPa

+ Giới hạn chảy fy = 345 MPa

Cường độ chịu nén trụ tròn 28 ngày tuổi đối với :

Bêtông nhồi vành vòm f’ c = 50 Mpa

+ Trọng lượng riêng: c 2240 2.29 f c ' 2240 2.29 50 2354.5(kg / m ) 3

Cường độ chịu nén (35 f c ' 105 Mpa)

Bêtông dầm ngang dầm dọc f’ c = 40 Mpa

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

+ Trọng lượng riêng: c 2240 2.29 f c ' 2240 2.29 40 2331 6 (kg / m 3 )

Do cường độ chịu nén (35 f c ' 105 Mpa)

Bêtông bản mặt cầu f’ c = 35 Mpa

+ Hệ số poisson: 0.2 + Hệ số giãn nở nhiệt: 1.08 e 5 1/ o C

+ Trọng lượng riêng : c 2320 (kg / m ) 3 do cường độ chịu nén (f c ' 35 Mpa) + Modun đàn hồi : E = 0.0017K W f c 1 c 2 c '0.33 = 0.0017 × 1 2 × 3 2 0 2 × 0 3 0.33 = 28 1 1 0 9 1 Mp a

Bêtông bản mặt cầu f’ c = 30 Mpa

+ Hệ số poisson: 0.2 + Hệ số giãn nở nhiệt: 1.08 e 5 1/ o C

+ Trọng lượng riêng : c 2320 (kg / m ) 3 do cường độ chịu nén (f c ' 35 Mpa) + Modun đàn hồi : E = 0.0017K W f c 1 c 2 c '0.33 = 0.0017 × 1 2 × 3 2 0 2 × 0 3 0.33 = 28 1 1 0 9 1 Mp a

Bảng 5 1 Bảng cấp bê tông sử dụng cầu vòm ống thép Loại

Loại kết cấu sử dụng

C50 50 Dầm bản lỗ rỗng,vòm ( Bê tông trong vành vòm )

C40 40 Dầm dọc kết cấu vòm, thân trụ chính

C30 30 Mố trụ, Cọc bê tông, cọc khoan nhồi,Gờ lan can,…

C25 25 Bệ cột đèn, bản quá độ, sàn giảm tải

C10 10 Bê tông lót c Cáp treo và cáp giằng chân vòm

Cáp treo phù hợp tiêu chuẩn ASTM A421 / ASTM A421M, có các đặc trưng sau:

+ Giới hạn bền fs = 1655 MPa

+ Giới hạn chảy fy = 0.9fs (cáp có độ tự chùng thấp) Cáp giằng chân vòm phù hợp tiêu chuẩn ASTM A822 / ASTM A822M, có các đặc trưng sau:

+ Sử dụng hệ thống bó cáp chế tạo sẵn gồm các tao đường kính 15.2mm + Môđun đàn hồi E = 197 000 MPa  5%

+ Giới hạn bền fs = 1860 MPa

+ Giới hạn chảy fy = 0.9fs (cáp có độ tự chùng thấp) + Số lượng tao cáp và lực căng kéo bó cáp như sau :

+ Bó cáp giằng chân vòm nhịp Lum : Gồm 22 tao 15.2mm + Bó cáp giằng chân vòm nhịp LPm : Gồm 15 tao 15.2mm

+ Lực căng kéo các bó cáp tuân thủ theo từng giai đoạn thi công

Hệ thống chống gỉ

Do khí hậu nhiệt đới gió mùa với đặc trưng nóng ẩm khắc nghiệt, việc chống gỉ cho kết cấu thép là vấn đề quan trọng cần được chú trọng Tệ hại hơn, nếu không thực hiện tốt khâu bảo vệ này, kết cấu thép dễ bị ăn mòn, ảnh hưởng nghiêm trọng đến tuổi thọ và tính toàn vẹn của công trình.

Kết cấu chịu lực chính của cầu là kết cấu thep, cáp cường độ cao Biện pháp chống gỉ cho thép kết cấu được đề xuất như sau [13] :

Các bề mặt của thép vành vòm sau khi xử lý được bảo vệ bằng hệ thống sơn 3 lớp có tổng chiều dày 200 m

+ Lớp sơn trong dùng loại sơn Epoxy tổng hợp giàu kẽm (Epoxy Organic Zinc Rich – EZP) dày 100 m

+ Lớp sơn giữa dùng loại sơn Acrylic Waterborne dày 50 m

+ Lớp sơn trang trí dùng loại sơn Acrylic Waterborne dày 50 m

Yêu cầu về sơn lớp ngoài cùng có tuổi thọ tối thiểu 25 đến 30 năm và sau đó phải sơn lại với chu kỳ 8 năm một lần b Chống gỉ cho cáp treo và cáp giằng

Hệ thống chống gỉ cho các bó cáp treo được thực hiện tại công xưởng khi chế tạo cáp và neo bao gồm mạ kẽm các sợi thép cường độ cao 7 mm sau đó các sợi cáp này được quấn chặt và tạo thành bó cáp được bọc trong hai lớp nhựa HDPE bảo vệ, ngoài ra từ mặt cầu lên cao 2.5m được bảo vệ các tác động cơ học khác có thể làm hỏng bó cáp treo [*]

Hệ thống bảo vệ chống gỉ cáp giằng chân vòm : các tao cáp gồm 7 sợi đường kính danh định 15.2 nn được duỗi ra và phun bọc một lớp keo Epoxy sau đó đựơc bọc một lớp nhựa HDPE chế tạo theo phương pháp ép đùn Các tao cáp này sẽ tạo thành các bó cáp và tất cả được đặt trong ống

HDPE bảo vệ Về nguyên tắc có cấu tạo như cáp dự ứng lực ngoài [*]

1.6 TỔ HỢP TẢI TRỌNG a Sử dụng cấp tải trọng theo quy trình thiết kế cầu: TCVN11823 - 2017

- Hoạt tải thiết kế: Xe tải thiết kế HL93, gồm xe 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

- Tải trọng người: 3 KN/m 2 b Hệ số tải trọng

- Hoạt tải LL:  LL1.75; d Hệ số xung kích

- IM = 1+33/100 = 1.33 e Tổ hợp tải trọng

Thiết kế và kiểm toán dầm theo 2 TTGH

Tổ hợp tải trọng theo TTGHCD1 : U 1.25DC 1.5DW 1.75(LL IM)

Tổ hợp tải trọng theo TTGHSD: U 1DC 1DW 1(LL IM)

Khai báo vật liệu

Hình 5 1 Khai báo vật liệu bê tông vành vòm

Hình 5 2 Hình ảnh khai báo vật liệu bê tông dầm ngang

Khai báo mặt cắt

- Có 2 cách khai báo mặt cắt trong midas :

+ Tạo mặt cắt trực tiếp từ các mặt cắt có sẵn trong midas + Khai báo mặt cắt bằng SPC

 ở đây do cấu tạo mặt cắt phức tạp nên ta sử dụng SPC Những mặt cắt cầu khai báo :

+ Mặt cắt dầm TL1 + Mặt cắt dầm TL2 + Mặt cắt dầm TL3 + Mặt cắt dầm DL1 + Mặt cắt dầm DL2 + Mặt cắt dầm DL3 + Mặt cắt dầm PL1 + Mặt cắt dầm PL2 + Mặt cắt dầm PL3 + Mặt cắt dầm PL4 + Các mặt cắt khác của trụ cầu,

Tạo sơ đồ kết cấu

- Tạo các node và các element theo kết cấu đã định trước

- Dựa vào vị trí các đốt dầm, các trụ tháp và dây văng ta xác định được tọa độ các điểm (node) cần thiết để mô hình hóa 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:

Mô hình hóa kết cấu

- Sau khi tạo sơ đồ kết cấu, gán các mặt cắt tương ứng với các phần tử, cần chú ý khi gán mặt cắt phải chọn đúng dạng kết cấu và loại vật liệu của phần tử

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

+ Các phần tử dây cáp giằng chân vòm, cáp treo thuộc nhóm Tension

Hình 5 3 Hình ảnh mô hình hóa kết cấu trong phần mền midas civil 2019

Chi tiết Chương 10 thiết kế sườn vòm chủ trang

KẾT QUẢ SƠ BỘ NỘI LỰC CỦA KẾT CẤU

Lực dọc vòm chính

Hình 6 3 Biểu đồ lực dọc của vòm chính ở trạng thái giới hạn cường I nhịp vòm 75m

Moment vòm chính

Hình 6 4 Biểu đồ Moment của vòm chính ở trạng thái giới hạn cường độ 1 nhịp vòm 75m

Moment dầm ngang

Hình 6 5 Biểu đồ moment của dầm ngang ở trạng thái giới hạn cường độ 1

Lực căng trong thanh cáp treo

Hình 6 6 Biểu đồ lực căng trong cáp thanh cáp treo ở trạng thái giới hạn cường độ 1

Chuyển vị thep phương thẳng đứng

Hình 6 7 Hình chuyển vị thẳng đứng

1.6 Lực căng cáp giằng trên :

Hình 6 8 Hình ảnh lực căng cáp giằng chân

Mô hình dầm dọc TL1

Hình 6 9 Mô hình 3D Dầm dọc TL1 L=4.2 m trong Midas Civil

Biểu đồ Moment do TTGHCD1 gây ra

Biểu đồ Lực cắt do TTGHCD1 gây ra

Biểu đồ Moment do TTGHSD gây ra

Biểu đồ Lực cắt do TTGHSD gây ra

Hình 2.8 Chuyển vị Dầm TL1.

Hình 6 10 Hình ảnh mô hình hóa kết cấu dầm TL2

Biểu đồ Lực cắt do TTGHSD gây ra.

Hình 6 11 Hình ảnh mô hình hóa kết cấu TL3

Biểu đồ Lực cắt do TTGHSD gây ra

Hình 2.8 Chuyển vị Dầm TL1

Mô hình dầm dọc DL1

Hình 6 12 Mô hình hóa kết cấu dầm DL1

Hình 6 13 Mô hình hóa dầm DL2

Hình 6 14 Mô hình hóa dầm DL3

Mô hình dầm ngang HL1

Hình 6 15 Mô hình hóa dầm HL1

Mô hình dầm ngang HL2

Hình 6 16 Mô hình hóa dầm HL2

Biểu đồ Lực cắt do TTGHSD gây ra Độ võng nhỏ nhất L/200 = (87mm) , có thể đáp ứng yêu cầu quy định Tiêu chuẩn của Trung Quốc là JTJ 023-85 ( dầm TL,PL,DL, HL1,HL2 )

Giá trị đáp ứng yêu cầu của L / 800 (93.75mm), được quy định trong Tiêu chuẩn của Trung Quốc là JTJ 023-85 ( biến dạng toàn cầu )

TÍNH TOÁN DẦM T BẢN MẶT CẦU

Tĩnh tải

Tải phân bố đều do TLBT dầm :

Dầm dọc bản giữa nhịp ( Dầm TL1, Chiều dài LB00 mm):

Dầm dọc bản đầu nhịp (Dầm TL2, Chiều dài Lx00 mm ) :

Dầm dọc bản đầu nhịp (Dầm TL3, Chiều dài LY00 mm ) :

Dầm dọc biên dầm DL1 ( Dầm DL1 chiều dài LB00mm)

Dàm dọc biên dầm DL2 nhịp vòm 75m ( Dầm DL2 chiều dài L= 7800 mm)

Dầm dọc bản đầu cầu nhịp vòm 50m ( Dầm PL3 chiều dài L`00mm)

Dầm dọc biên ( XL1,XL2,XL3) biên 6 8 2

TLBT lớp BTCT tăng cường :

Lan can, gờ chắn bánh, lớp phủ :

Trọng lượng lan can :

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

Trọng lượng dải đều của chân lan can được tính như sau: q clc  7.79 N / mm

Tải trong lan can dùng cho làn đi bộ : q clc  1.324 N / mm

Trọng lượng lớp phủ :

Vậy tỉnh tải phân bố theo phương ngang cầu là :

Dầm trong : DC = A 3 tr c 0 100 2320 10 8 0.47 N / mm

Dầm ngoài : DC = A 3 ng c 0 100 2320 10 8 0.26 N / mm 2

Hoạt tải

Hoạt tải thiết kế là xe HL93 Tổ hợp 1 : Xe 2 trục + tải trọng làn Tổ hợp 2 : Xe 3 trục + tải trọng làn Xét 3 mặt cắt :

Mặt cắt tại gối, mặt cắt cách gối 1/4 nhịp, mặt cắt giữa nhịp

Áp dụng phương pháp đòn bẩy để xác định hệ số phân bố ngang bất lợi nhất tại vị trí gối tựa đối với dầm biên có 1 làn xe nhằm đảm bảo an toàn kết cấu về lâu dài.

Hình 7 1 Tính toán hệ số phân bố ngang đối với dầm biên 1 làn xe Đối với trong 1 làn xe : Đối dầm trong 1 làn xe:

Hình 7 2 Tính toán hệ số phân bố ngang đối với dầm trong 1 làn xe

3 XÁC ĐỊNH LỰC CẮT VÀ MÔMEN DO HOẠT TẢI :

Mặt cắt tại gối

Dầm giữa nhịp (TL1) ( Chiều dài 4200 mm)

4200 Đah Moment tại gối Đah lực cắt tại gối

Hình 7 3 Đường ảnh hưởng mặt cắt tại gối dầm TL1

Xe tải 3 trục ( Truck) Xe 2 trục ( Xe Tandem) Làn

Dầm đầu nhịp ( TL2 ) Chiều dài 7800mm vòm nhip 75m

Dầm đầu nhịp ( TL3 ) Chiều dài 5900 mm vòm nhip 50m :

Mặt cắt tại ẳ nhịp

4200 Đah Moment tại L/450 Đah lực cắt tại L/450

Hình 7 6 Đường ảnh hưởng mặt cắt tại L/4 dầm TL1

Dầm đầu nhịp : Số hiệu TL2 ( Chiều dài 7800 mm )

7800 7800 Đah Moment tại L/450 Đah lực cắt tại L/450

145KN 145KN145KN 35KN35KN

Dầm nhịp biên: Số hiệu TL3 ( Chiều dài 5900 mm )

5900 5900 Đah Moment tại L/475 Đah lực cắt tại L/475

Mặt cắt tại ẵ nhịp

Dầm giữa nhịp: Số hiệu TL1 ( Chiều dài 4200 mm ) :

4200 Đah Moment tại L/2!00mm Đah lực cắt tại L/2!00mm

Dầm đầu nhịp : Số hiệu TL2 ( Chiều dài 7800 mm )

7800 Đah Moment tại L/2900mm Đah lực cắt tại L/2900mm

Dầm nhịp biên: Số hiệu TL3 ( Chiều dài 5900 mm )

5900 5900 Đah Moment tại L/2)50mm Đah lực cắt tại L/2)50mm

Tính toán hoạt tải người đi bộ : ( Dầm PL1,PL2,PL3)

- Thiết kế chỉ dành cho người đi bộ với hoạt tải là 3 KN/m 2 Xét 1 m chiều dài :

Tính toán hoạt tải người đi bộ : P ng  1.75 3 1    5.25 KN / m 

Bảng 7 1 Tổng hợp lực cắt và momen do hoạt tải HL93 gây ra cho dầm bản

Dầm giữa nhịp vòm 75m : TL2

Dầm giữa nhịp vòm 50 m : TL3

XÁC ĐỊNH LỰC CẮT VÀ MÔMEN DO TĨNH TẢI

Mômen và lực cắt do tải trọng rải đều tại các mặt cắt dọc dầm được xác định như sau :

Hình 3.11 Sơ đồ tính toán môment do tĩnh tải gây ra

DC lan can cho người đi bộ (PL1,PL2,PL3) : q clc  1.324 N / mm

Bảng 3.2 Tổng hợp tĩnh tải cho các dầm

DC : tĩnh tải phân bố theo phương dọc cầu (TLBT dầm + TLBT mối nối)

DW: lớp phủ mặt cầu

Từ sơ đồ tính trên ta xác định được mômen và lực cắt do tĩnh tải gây ra cho các dầm theo bảng sau :

TL1 TL2 TL3 DL1 DL2 DL3

Dầm TL1 ( chiều dài 4200mm)

Dầm DL1 ( chiều dài 4200mm)

4.1 Tổ hợp nội lực theo TTGH cường độ và sử dụng :

Bảng hệ số tải trọng

HỆ SỐ TẢI TRỌNG Loại tải trọng Trạng thái giới hạn cường độ I

Trạng thái giới hạn sử dụng

HỆ SỐ XUNG KÍCH (1+IM)

Tổ hợp nội lực theo trạng thái giới hạn cường độ:

DC DW PL M lan M xeta u i

Tổ hợp nội lực theo trạng thái giới hạn sử dụng: s [ DC DW PL M lan M ( ) xetai]

+ η : hệ số điều chỉnh tải trọng

+ IM = 33% : hệ số xung kích

+ γ3truc : Hệ số tải trọng hoạt tải xe 3 trục

+ γLL : Hệ số tải trọng hoạt tải người

+ mg : Hệ số phân bố ngang

Hệ số γ , η , IM của các trạng thái giới hạn

Tổng hợp nội lực dầm TL1 :

Bảng tổng hợp moment của dầm TL1 ở trạng thái giới hạn: Đơn vị: kN.m

Bảng tổng hợp lực cắt của dầm TL1 ở trạng thái giới hạn: Đơn vị: kN

Tổng hợp nội lực Dầm TL2

Tổng hợp nội lực Dầm TL3

Tổng hợp nội lực Dầm DL1

Bảng tổng hợp moment của dầm DL1 ở trạng thái giới hạn: Đơn vị: kN.m

Bảng tổng hợp lực cắt của dầm DL1 ở trạng thái giới hạn: Đơn vị: kN

5 THIẾT KẾ CỐT THÉP CHO DẦM T BẢN MẶT CẦU 5.1 Dầm T bản mặt cầu giữa nhịp :

5.1.1 Thiết kế cốt thép theo TTGH cường độ cho tiết diện giữa dầm

Dầm TL1, LB00 mm Kiểm tra thiết kế bản mặt cầu

Mômen tính toán lớn nhất theo trạng thái giới hạn cường độ là ở giữa dầm

Mu0.5= 289.5 KNm Chọn sơ bộ khoảng cách từ mép bêtông đến cốt thép chịu lực là 50 mm, lúc đó ta tính được ds30-50(0 mm

Kiểm tra vị trí trục trung hòa : 0.85 , 0.85 40 800 100 280 100

625600000N.mm Mu0.5 = 289.50 KNm < 625.5 KNm trục trung hòa qua cánh, tính với tiết diện chữ nhật bxh 800x330 mm

Tính chiều cao vùng nén :

0.22 0.45 d  280   => Phá hoại trong vùng dẻo Trong đó : 1: Hệ số tính bằng công thức sau

Diện tích cốt thép được tính :

Diện tích cốt thép tối thiểu :

Chọn 8 thanh d25có diện tích A s  392 7 mm  2 

5.5.2 Kiểm toán lại mặt cắt

Sức kháng danh định của dầm TL1

Mômen tính toán lớn nhất theo trạng thái giới hạn cường độ là ở giữa dầm :

Chọn sơ bộ khoảng cách từ mép bêtông đến cốt thép chịu lực là 50 mm, lúc đó ta tính được ds30-50(0 mm

Kiểm tra vị trí trục trung hòa:

1.03 0.45 d  280   => Phá hoại ngoài vùng dẻo Trong đó :  1 : Hệ số tính bằng công thức sau

Ta thấy A s  A smin Chọn 5 thanh 8 25  có diện tích A s  392 7 mm  2 

Mômen tính toán lớn nhất theo trạng thái giới hạn cường độ là ở giữa dầm : Mu0.5= 452.27 KNm

Chọn sơ bộ khoảng cách từ mép bêtông đến cốt thép chịu lực là 50 mm, lúc đó ta tính được ds30-50(0 mm

Kiểm tra vị trí trục trung hòa:

Mu0.5 = 452.27 KNm < 625.5 KNm trục trung hòa qua cánh, tính với tiết diện chữ nhật bxh 800x330 mm

0.35 0.45 d  280   => Phá hoại trong vùng dẻo

Trong đó : 1: Hệ số tính bằng công thức sau

Chọn 8 thanh 8 25  có diện tích A s  392 7 mm  2 

5.2 Kiểm tra nứt ở TTGH sử dụng cho mặt cắt giữa nhịp Điều kiện kiểm tra nứt là: s sa

Mặt cắt kiểm toán nứt của dầm dọc T

Xác định vị trí trục trung hòa của thiết diện nứt từ phương trình sau:

      n : tỷ số môđun đàn hồi của thép và bêtông s c

=>xx.37 < hfmm => TTH đi qua cánh

Vậy trục trung hòa của tiết diện nứt qua phần cánh, tính như thiết diện chữ nhật có bxh 800x330 mm

Mômen quán tính của tiết diện:

Mômen tổ hợp theo TTGH sử dụng giữa dầm Ms0.51.37 kN.m s0.5 s0.5 s cr

Dựa trên công thức tính bề rộng vết nứt của Gergely-Lutz, ACI 318-95 đưa ra các công thức tính toán bề rộng vết nứt như sau: w =0.011c f d A 10s 3 e   3  mm  w

Trong đó ứng suất kéo trong cốt thép thường do tổ hợp tải trọng TTGH sử dụng gây ra , l tỷ số điển hình giữa khoảng cách từ trục trung hòa đến vị trí vết nứt và khoảng cách từ trục trung hòa đến trọng tâm cốt thép kéo, AASHTO lấy trung bình =1.2 , l thông số nứt liên quan đến bề rộng nứt cần khống chế để hạn chế gỉ Trong điều kiện bình thường bề rộng nứt khống chế nên Z

0000 N/mm; trong điều kiện khắc nghiệt ( ví dụ xâm thực mạnh ), nn Z #000 N/mm; trong điều kiện kết cấu vùi dưới đất nn Z 500 N/mm Ứng suất cho phép trong thanh cốt thép : sa 3 c f z d A

Z = 300000 Vùng khí hậu bình thường

A:Diện tích trung bình của bêtông bọc quanh một cây thép

 Điều kiện kiểm tra nứt :

Vậy thỏa điều kiện nứt

2.3 Tính toán cốt thép chịu cắt

Tiết diện tớnh toỏn cốt đai chịu cắt là tiết diện cỏch đầu dầm ẳ L

Mu4.06kN.m4060000N.mm Vu1.09kN1090 N Chiều cao vùng chịu cắt lấy như sau:

330 256 99 Lập tỷ số kiểm tra tính hợp lí của tiết diện :

Vậy tiết diện dầm TL1 đã chọn là hợp lí Giả sử 40 tính x u u v 3 x s s

E s : Mođun đàn hồi của thép E s 200000MPa

Tra bảng 5.8.3.4.2-1 ta có góc nứt 40.18 , 2.05

Lực cắt yêu cầu cho thép đai u s c v

Vậy bê tông đã đủ khả năng chịu cắt, cốt thép đai ta chỉ cần đặt theo cấu tạo

Chọn cốt đai 2 nhánh 10 có A s2 mm2

Tính khoảng cách cốt thép đai, khoảng cách cốt thép đai theo cấu tạo, theo trị số cốt thép đai giới hạn tối thiểu

S min(0.8 d ; 600mm) min(0.8 256.99; 600mm) 205.59mm

Vậy ta chọn khoảng cách giữa các cốt thép đai là 150 mm

Kiểm tra lại khả năng chịu kéo của cốt thép dọc

Vậy cốt thộp đai cho dầm tớnh được là ỉ10@150mm

Tính tương tự cho các dầm còn lại ta tổng hợp được bảng sau: u u s y s u v v

Vậy cốt thộp đai cho dầm tớnh được là ỉ10@150mm

Tính tương tự cho các dầm còn lại ta tổng hợp được bảng sau:

- Kiểm tra bằng phần mền không sai lệch quá nhiều so với tính toán ở trên

Tổng hợp nội lực Dầm Dọc biên : Kiểm tra cốt thép dầm TL1 bẳng phần mền Midas/set

Kiểm tra cốt thép dầm TL2,TL3 bẳng phần mền Midas/set

Qua quá trình kiểm tra tính toán và sử dụng phần mền có giá trị gần nhau

Kiểm tra DL1,DL2,DL3 theo phần mền Midas/Set :

TÍNH TOÁN DẦM NGANG GIỮA HL1

Nội lực do tĩnh tải gây ra

Trọng lượng bản thân dầm :

DC A 1.141 10 2354.5 10 26.47 N / mm Dầm T và bản mặt cầu tác dụng lên dầm ngang :

DC 2  6.16  40.97  47.13 N / mm Trọng lượng lớp phủ GĐ II tác dụng lên dầm ngang DW= 20.01 N/mm

Ta lần lượt chất tải lên đường ảnh hưởng của dầm ngang để tính được moomen và lực cắt do tĩnh tải gây ra

Sơ đồ tính dầm ngang giữa như sau :

2.1.1 Mặt cắt 1-1 ( Tại gối ) Đường ảnh hưởng

1 Đah Moment Tại Gối Đah lực cắt Tại Gối Đah lực cắt Tại Gối Đường ảnh hưởng mặt cắt 1-1 (Gối) của dầm ngang HL1

Moment do tĩnh tải gây ra :

Lực cắt do tĩnh tải gây ra

17400mm 17400mm Đah moment tại L/4C50mm Đah lực cắt tại L/4C50mm

3.26 Đường ảnh hưởng mặt cắt ẳ nhịp dầm ngang HL1

Mômen do tĩnh tải gây ra

17400mm 17400mm Đah Moment tại L/2 00mm Đah lực cắt tại L/2 00mm

0.5 0.5 Đường ảnh hưởng mặt cắt ẵ nhịp dầm HL1 Đường ảnh hưởng mặt cắt ẳ nhịp dầm ngang HL1

Mômen do tĩnh tải gây ra

Bảng 8 1 Bảng tổng hợp nội lực do tĩnh tải gây ra

3 NỘI LỰC DO HOẠT TẢI GÂY RA:

Hoạt tải thiết kế là hoạt tải HL 93

145KN 145KN 145KN 145KN 35KN 35KN

Hình 4.5 Đường ảnh hưởng áp lực xe Truck Áp lực của xe tác dụng lên dầm ngang:R truck 145 0.517 145 1 35 0.173 226.02 kN

Hệ số phân bố dọc : xe

Hình 4.6 Đường ảnh hưởng áp lực xe Tandem Áp lực của xe tác dụng lên dầm ngang: R td 110 1 110 0.8 198     kN

Hệ số phân bố dọc : xe

0.87 0.87 9.3KN/m Đường ảnh hưởng áp lực tải trọng làn

Nội lực HL-93 tác dụng theo phương ngang cầu lên dầm ngang

Xét hai tổ hợp tải trọng sau:

Tổ hợp 1: Truck + Tải trọng làn và người Tổ hợp 2: Tandem + Tải trọng làn và người

Ta thấy áp lực của xe Truck tác dụng lên dầm ngang lớn hơn xe Tandem vậy ta chọn áp lực tính toán là xe Truck và tải trọng làn

Lần lượt xếp xe và tải trọng làn lên đường ảnh hưởng của dầm ngang tại các mặt cắt ta sẽ xác định nội lực tại từng mặt cắt

17400 17400 Đah moment L=0 mm Đah lực cắt L=0 mm

113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN Đường ảnh hưởng mômen và lực cắt tại gối của dầm ngang HL1

Mômen do hoạt tải xe và tải trọng làn, người gây ra:

Lực cắt do hoạt tải xe và tải trọng làn, người gây ra:

(hệ số phân bố dọc   0.7)

3.1.2 Mặt cắt 2-2: Tại vị trí L/4

21.86 N/mm 21.86 N/mm 21.86 N/mm 21.86 N/mm 21.86 N/mm 21.86 N/mm 113.01 kN

113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN Đah moment tại L/4C50mm

Hình 4.9 Đường ảnh hưởng môment tại L/4 của dầm Mômen do hoạt tải xe và tải trọng làn, người gây ra:

MTruck 113.01 2.59 3.04 2.61 2.16 0.7 822.71 kN.m Mlàn 21.86 4.05 3.77 7.16 327.46 kN.m Đah lực cắt tại L/4C50mm

21.86 N/mm 21.86 N/mm 21.86 N/mm 21.86 N/mm 21.86 N/mm

113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN

Hình 4.10 Đường ảnh hưởng lực cắt tại L/4 của dầm ngang HL1

Lực cắt do hoạt tải xe và tải trọng làn, người gây ra:

3.1.3 Mặt cắt 3-3: Tại vị trí L/2

21.86 N/mm 21.86 N/mm 21.86 N/mm 21.86 N/mm 21.86 N/mm

113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN 113.01 kN Đah moment tại L/200

Hình 4.11 Đường ảnh hưởng môment tại L/2 của dầm ngang HL1

Mômen do hoạt tải xe và tải trọng làn, người gây ra:

113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN

Hình 4.12 Đường ảnh hưởng lực cắt tại L/2 của dầm ngang HL1

Lực cắt do hoạt tải xe và tải trọng làn, người gây ra:

3.1.4 Xét trường hợp xếp 4 làn xe lên tại mặt cắt L/2:

1800 1800 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN 113.01kN

1.65 1.65 Đah moment tại L/200mm 21.86N/mm

Hình 4.13 Đường ảnh hưởng môment tại L/2 của dầm ngang HL1

Mômen do hoạt tải xe và tải trọng làn, người gây ra:

(Giá trị so sánh với cách xếp 2 làn xe vì chênh lệch không nhiều nên ta chọn 1 trong 2 giá trị để tính toán: Ở đây ta sử dụng M truck của 4 làn xe )

Tổ hợp tải trọng theo trạng thái cường độ I DC1: hệ số vượt tải: 1.25

DC2: hệ số vượt tải: 1.25 DW: hệ số vượt tải: 1.5 MVL: hệ số vượt tải: 1.75 Tổ hợp tải trọng theo trạng thái sử dụng I DC1: hệ số vượt tải: 1

DC2: hệ số vượt tải: 1 DW: hệ số vượt tải: 1 MVL: hệ số vượt tải: 1

Bảng 8 2 Tổng hợp nội lực do hoạt tải HL93 gây ra dầm ngang HL1

Bảng 4.2 Tổng hợp nội lực theo trạng thái giới hạn cường độ

Bảng 4.3 Tổng hợp nội lực theo trạng thái giới hạn sử dụng

4 CHỌN VÀ BỐ TRÍ CÁP DỰ ỨNG LỰC

Mu : momen lớn nhất trên dầm ở trạng thái giới hạn cường độ

Mu 09.95 10 6 Nmm fpu : cường độ chịu kéo của bó cáp DƯL fpu = 1860 MPa h : chiều cao dầm, h = 1340 mm

Chọn 6 bó mỗi bó 7 tao 15.2 mm, Aps = 42x140X80 mm2

Bố trí cáp DƯL dầm ngang đầu dầm Bố trí cáp DƯL dầm ngang giữa dầm

Hình 4.14 Bố trí cáp dự ứng lực dầm ngang HL1

5 TÍNH ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC TẠI CÁC MẶT CẮT TÍNH TOÁN MẤT MÁT ỨNG SUẤT :

5.1 Tính toán đặc trừng hình học

Tổng tiết diện ống gen : có 6 ống gen trên mặt cắt ngang, mỗi ống gồm 7 tao cáp có đường kính 15.2mm tra theo tiêu chuẩn HVM ta được đường kính của ống gen là dpmm :

4 Diện tích cáp : diện tích 1 tao cáp 15.2 mm là 140 mm 2 , 1 bó cáp có 7 tao, dầm có 6 bó Vậy diện tích tổng cộng của diện tích cáp DƯL là : A 0x42 PS 5880mm 2

Mô đun đàn hồi của cáp DƯL là :E ps 197000 MPa

Hệ số qui đổi từ cáp DƯL sang bê tông : Eps 197000 n = = 5.795

Ec 33994.48 Tiết diện làm việc trong hai giai đoạn

Giai đoạn I : Tiết diện trừ lỗ, chịu trọng lực bản thân và lực căng cáp

Giai đoạn II: Tiết diện đã được bịt lỗ, lúc này tiết diện hoàn toàn đặc và toàn bộ tiết diện tham gia chịu lực

Ta sẽ tính đặc trưng hình học cho tiết diện tại mặt cắt gối ( đầu dầm ), các tiết diện còn lại tính tương tự

Aps Aps bb h h h b h b h a h a b e b e y ot y ot yob y ob d ps dps

Các số liệu tính toán : h70 mm haD0 mm hb0 mm b00 mm bep0 mm

Giai đoạn 1 tiết diện bị khét lỗ:

Trọng tâm của 6 bó cáp : ps 2 200 2 450 2 700 d 1270 820 mm

6 Diện tích tiết diện bị khoét lỗ

Mômen tĩnh của tiết diện b x e e b p0 ps

Mômen quán tính của tiết diện: b 0 t 0

Giai đoạn II là tiết diện đã bịt lỗ:

Diện tích tiết diện đã được bịt lỗ:

Ag=A0+nAps=1.3610 6 +5.7955880=1.39x10 6 mm2 =1.11210 6 mm 2 Mômen quán tính đối với trục O-O

Suy ra: tg t 0 y  y   C 710.6+2.68q3.28 mm bg tg 1270 713.28 556.72 mm y   h y   

Mômen quán tính của tiết diện đã bịt lỗ:

Bảng 8 3 Đặc trưng hình học các mặt cắt của dầm ngang giữa HL1

Mặt cắt tại gối Mặt cắt L/4 Mặt cắt L/2

Io mm 4 1.6310 11 1.3710 11 1.8610 11 yto mm 710.6 692.85 767.17 ybo mm 559.4 517.14 572.83 dps mm 820 916 1073.33 e0= ( dps-yot) mm 109.4 223.14 306.16

Ig mm 4 1.6410 11 1.4210 11 1.8910 11 ytg mm 713.28 699.52 775.14 ybg mm 556.72 510.47 564.85 dps mm 820 1073.33 1073.33 eg mm 106.72 373.80 298.19

Các ký hiệu trong bảng :

Ao, Io : diện tích và mômen quán tính tiết diện chưa bít lỗ của dầm yto, ybo : khoảng cách từ trọng tâm tiết diện (giai đoạn chưa bít lỗ) đến mép trên và mép dưới của dầm

Ag, Ig : diện tích và mômen quán tính tiết diện nguyên khối của dầm ytg, ybg : khoảng cách từ trọng tâm tiết diện nguyên khối đến mép trên và mép dưới của dầm eg : Khoảng cách từ tâm cáp dự ứng lực đến yt0’’

5.2 Tính toán mất mát ứng suất :

Sự thay đổi ứng suất trong thép dự ứng lực do mất mát theo thời gian, ∆fpLT , sẽ được xác định như sau : Đối với dầm căng sau mất mát ứng suất gồm các mất mát sau đây : fPES:Mất mát ứng suất do nén đàn hồi fPCR : Mất mát ứng suất do hiện tường từ biến fPSR: Mất mát do hiện tượng co ngót fPR 2:Mất mát do chùng nhão trong giai đoạn khai thác fPF: Mát mát do ma sát fPA:Mất mát do ép sít neo ỨS trong cáp khi căng kích tối đa bằng 0.74 lần giá trị US phá hoại cốt thép DƯL :

Lực căng cáp : N PS f pi A pi 1376.4 140 N

Khi tao ra DƯL trong dầm nhờ căng cáp, trong quá trình căng cũng như quá trình sử dụng ứng suất tạo trước này sẽ mất mát đi một phần

Theo 5.9.5.1-2 22 TCVN 11823:2017 tổng mất mát ứng suất trong dầm

PES PCR PSR PR 2 PF PA pLT f f f f f f f

Trong đó : fPES:Mất mát ứng suất do nén đàn hồi fPCR :Mất mát ứng suất do hiện tường từ biến fPSR : Mất mát do hiện tượng co ngót fPR 2:Mất mát do chùng nhão trong giai đoạn khai thác fPF: Mát mát do ma sát fPA :Mất mát do ép sít neo

Ta tính lần lượt lần lượt các mất mát ứng suất này

5.2.1 Mất mát ứng suất do ma sát f PF :

Khi sử dụng cáp kéo 2 đầu đối xứng, sự mất mát trên dầm sẽ phân bổ đối xứng, đạt giá trị cực đại tại điểm giữa dầm Để tính toán chính xác, ta sẽ tính toán mất mát trung bình trên 6 bó cáp ở mỗi mặt cắt dọc theo dầm.

Ta dùng công thức sau :

Chỉ số đọc trên kích : f pj 0.74f pu 0.74 1860 1376.4N / mm 2

K : Hệ số ma sát cho bó căng sau,K 6.67 10 7 1 / mm(sử dụng tao có ống thép mạ cứng )

Chọn 0.2 x : tổng chiều dài của các đoạn rãnh thẳng và cong từ kích đến tiết diện đang xét (chính là đoạn

CE trong bảng tọa độ cáp DƯL)

Ta chỉ tính tại một mặt cắt các mặt cắt còn lại ta lập bảng Bảng tra K và

Loại thép Các ống bọc K 

Sợi hay tao Ống thép mạ cứng, nữa cứng

Các ống chuyển hướng bằng thép cứng cho bó théo ngoài 6.67x10 -7 0.25 Thanh cường độ cao Ống thép mạ 6.67x10 -7 0.3

 : Tổng giá trị tuyệt đối của thay đổi góc nghiêng bó cốt thép tính từ đầu kích, hoặc từ gần nhất nếu kích 2 đầu, đến điểm đang xét ( rad)

Góc chắn cung được tính dựa trên độ dài cung EF và bán kính R, EF

R x: Tổng chiều dài của các đoạn rãnh thẳng và cong từ kích đến tiết diện đang xét Thay số vào ta tính được mất mát do ma sát tại từng mặt cắt như sau :

Bảng tính góc và x cho mỗi bó cáp trên từng tiết diện:

Bó  (rad) x (mm)  (rad) x (mm)  (rad) x (mm)

Bảng 4.5 Bảng mất mát ứng suất do ma sát cho từng mặt cắt

Số hiệu bó Mặt cắt  (rad) x (mm)  fPF

5.2.2 Mất mát ứng suất do thiết bị neo

Ta dùng công thức gần đúng sau

:Độ ép sít neo thường năm trong khoảng, độ ép sít neo thường nằm trong khoảng 3 đến 10 mm.Thông thường khi tinh toán chọn

Ep:Môdul đàn hồi của thép DƯL

Gọi L là chiều dài một bó cáp L412 mm

5.2.3 Mất mát ứng suất do nén đàn hồi

Mất mát do nén đàn hồi trên dầm được xem như bằng nhau và bằng mất mát tại giữa nhịp, được tính theo công thức: p

Trong đó: fcpg : Ứng suất trong bê tông tại trọng tâm cốt thép do lực căng cáp + trọng lượng bản thân dầm

Ep:môđul đàn hồi của thép dự ứng lực 7000 MPa Eci: môđul đàn hồi của bêtông theo thời gian

E 0.0017 f ( xem lại ) Với bảo dưỡng hơi nước := 1 ; = 0.95 trong thời gian t = 7 ngày Cường độ chịu nén tính theo thời gian:

E 0.0017 f ở đây ta sử dụng phương pháp đầu tiên giả sử f pj 0.7 f pu 0.7 1860 1302Mpa Ứng suất trên bê tông tại trọng tâm cáp DƯL : pi pj PA PF f f f f i pi ps

Trong đó : Mg = M L / 2 DC1 = 970560000 Nmm lấy ở TTGH SD Độ lệch tâm : e = dps - yto = 1175 – 622.782 = 552.218 mm cpg 6 11 11

M M Độ lệch tâm : e d ps y to 306.16 mm

Giả sử Δf 5.482 N/mm pES 2 fpi=fpj -fPA-fPF - fPES88.7-67.54-27.01-35.482= 1158.665 N i pi ps

Tính toán tương tự cho đến giá trị hội tụ, ta đựơc fpES 34.185 N / mm 2

A = 1.27x10 mm 0 Tính lặp tìm giá trị hội tụ: ( dùng bản tính Excel)

Giá trị hội tụ ta được: fpES 

5.2.4 Mất mát ứng suất do co ngót của bêtông(không đổi trên toàn tiết diện)

Theo TCVN 11823:2017 Ta có công thức:

5.2.5 Mất mát ứng suất do từ biến pCR CR.TR cpg CR.LT cdp f n f n f

Xét tại mặt cắt cách gối 1 đoạn L/2

Với thời gian là sau 5 ngày ta bắt đầu căng cáp , và 30 ngày sau bắt đầu thi công phần lan can lớp phủ, và lề bộ hành , thì các hệ số qui đổi có xét đến từ biến của BT được xác định: n CR.TR 12; n CR.LT 7 fcpg : ƯS trong BT tại trọng tâm bó cáp do TLBT + lực căng cáp gây ra (được tính như trên)

Tính f cpg fpi=fpj -fPES - fPA -fPF62.34-34.185 -67.54 -27.01 33.61 N/mm 2

 : thay đổi trong US của BT tại trọng tâm bó cáp do tĩnh tải giai đoạn 2

I  eg : độ lệch tâm của cáp DUL so với trọng tâm dầm trong giai đoạn 2 eg =d - y = 1175 – 635.852 = 539.148 mm ps tg

1.529x10  Vậy : pCR CR.TR cpg CR.LT cdp f n f n f 12 13.95 7 6.88

5.2.6 Mất mát ứng suất do chùng nhão trong giai đoạn khai thác

2 0.3 [138 - 0.4 f pES - 0.3 f - 0.2 ( f PF pSR + f pCR ) f pR

Mất mát ứng suất do chùng nhão tại các mặt cắt đặc trưng dùng bản tính excel lặp các công thức như trên cho ra được kết quả như sau:

MC fPES fPf fPSR fPCR fPR2

Bảng 4.6 Tổng hợp mất mát ứng suất tổng cộng tại các mặt cắt

MC fPES fPf fPSR fPR

Ghi chú theo kinh nghiệm

6 KIỂM TOÁN DẦM THEO TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

Cáp dự ứng lực được chia làm 2 lần để căng, lần thứ nhất căng 4 bó : N3, N4, tải trọng tác dụng lúc này là trọng lượng bản thân dầm Lần thứ 2 căng 4 bó N1, N2, tải trọng tác dụng lúc này là tĩnh tải giai đoạn 2 và hoạt tải HL93

4.1 Kiểm toán trong giai đoạn truyền lực căng

Giới hạn về ứng suất của bêtông Ứng suất nén cho phép: 0.6xf’ci=0.6x36.601!.96 N/mm 2 Ứng suất kéo cho phép : 0.25x f ci '  36 601x0.25 =1.51N/mm 2

Tính toán mất mát ứng suất

Sự thay đổi ứng suất trong thép dự ứng lực do mất mát theo thời gian, ∆fpLT, được xác định dựa trên các loại mất mát sau khi căng sau: mất mát ứng suất do nén đàn hồi fPES, mất mát do hiện tượng từ biến fPCR, mất mát do hiện tượng co ngót fPSR, mất mát do chùng nhão trong giai đoạn khai thác fPR2, mất mát do ma sát fPF và mất mát do ép sít neo fPA Cần lưu ý rằng ứng suất trong cáp khi căng kích tối đa là 0,74 lần giá trị ứng suất phá hoại của cốt thép DƯL.

Lực căng cáp : N PS f pi A pi 1376.4 140 N

Khi tao ra DƯL trong dầm nhờ căng cáp, trong quá trình căng cũng như quá trình sử dụng ứng suất tạo trước này sẽ mất mát đi một phần

Trong đó : fPES:Mất mát ứng suất do nén đàn hồi fPCR :Mất mát ứng suất do hiện tường từ biến fPSR : Mất mát do hiện tượng co ngót fPR 2:Mất mát do chùng nhão trong giai đoạn khai thác fPF: Mát mát do ma sát fPA :Mất mát do ép sít neo

5.2.1 Mất mát ứng suất do ma sát f PF :

Sử dụng cáp kéo 2 đầu, khi đó mất mát đối xứng giữa dầm, đạt giá trị max tại giữa dầm Ta tính mất mát trung bình cho 6 bó cáp trên mỗi mặt cắt

Bảng 4.5 Bảng mất mát ứng suất do ma sát cho từng mặt cắt

Số hiệu bó Mặt cắt  (rad) x (mm)  fPF

5.2.2 Mất mát ứng suất do thiết bị neo

5.2.3 Mất mát ứng suất do nén đàn hồi

Ep:môđul đàn hồi của thép dự ứng lực 7000 MPa Eci: môđul đàn hồi của bêtông theo thời gian

E 0.0017 f ( xem lại ) Với bảo dưỡng hơi nước := 1 ; = 0.95 trong thời gian t = 7 ngày Cường độ chịu nén tính theo thời gian:

E 0.0017 f ở đây ta sử dụng phương pháp đầu tiên giả sử f pj 0.7 f pu 0.7 1860 1302Mpa Ứng suất trên bê tông tại trọng tâm cáp DƯL : pi pj PA PF f f f f i pi ps

Trong đó : Mg = M L / 2 DC1 = 970560000 Nmm lấy ở TTGH SD Độ lệch tâm : e = dps - yto = 1175 – 622.782 = 552.218 mm cpg 6 11 11

Tính toán tương tự cho đến giá trị hội tụ, ta đựơc fpES 34.185 N / mm 2

Giá trị hội tụ ta được: fpES 

Mất mát ứng suất do chùng nhão tại các mặt cắt đặc trưng dùng bản tính excel lặp các công thức như trên cho ra được kết quả như sau:

Bảng 4.6 Tổng hợp mất mát ứng suất tổng cộng tại các mặt cắt

KIỂM TOÁN DẦM THEO TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

Cáp dự ứng lực được chia làm 2 lần để căng, lần thứ nhất căng 4 bó : N3, N4, tải trọng tác dụng lúc này là trọng lượng bản thân dầm Lần thứ 2 căng 4 bó N1, N2, tải trọng tác dụng lúc này là tĩnh tải giai đoạn 2 và hoạt tải HL93

4.1 Kiểm toán trong giai đoạn truyền lực căng

Ta thấy trong giai đoạn truyền lực căng, ứng suất trong cáp làm dầm bị võng lên, tuy nhiên tại giữa nhịp nhờ có trọng lượng bản thân nên sẽ triệt tiêu một phần ứng suất Còn tại mặt cắt gối không có mômen nên tại đây sẽ nguy hiểm nhất

4.1.1 Xét tại mặt cắt gối

Momen tại mặt cắt gối có giá trị = 0 Ứng suất thớ trên :

Trọng tâm cốt thép đến trục trung hoà : e = dps – yt0 = 838.25–526.071 = 312.2 mm Ứng suất trong cáp sau mất mát tức thời : fpi=fpj –fpT162.34 – 102.26= 1260.07 N/mm 2 Lực căng cáp :

P =f A cos(α )60.07 2394.972725017833.435N Ứng suất thớ trên : i i t t 0 6 11

Ta thấy thớ trên chịu kéo ft = 0.256 < 1.51 N/mm 2

Vậy thớ trên thoả đk sử dụng giai đoạn truyền lực Ứng suất thớ dưới:

Ta thấy thớ dưới chịu nén fb = 5.23 < 21.96 MPa Vậy thớ dưới thoả đk sử dụng trong giai đoạn truyền lực Ứng suất thớ trên

Pi A0 e0 MDC1 I0 yt0 ft Kiểm

MC (N) (mm2) (mm) (Nmm) (mm4) (mm) (Mpa)

Gối 6782932 1.36E+06 109.4 0 1.63E+11 710.6 -1.19 OK L/4 6840145 1.10E+06 223.14 942.02 1.37E+11 692.8 1.02 OK L/2 7034596 1.27E+06 306.16 1257.8 1.86E+11 767.1 1.27 OK Ứng suất thớ dưới

Pi A0 e0 MDC1 I0 yb0 fb Kiểm

Thay vào điều kiện sử dụng ta thấy đều thoả điều kiện sử dụng Vậy trong giai đoạn truyền lực căng dầm khơng bị phá hoại

7 KIỂM TOÁN Ở TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG (GIAI ĐOẠN 2)

Giai đoạn này BT dầm đã đủ cường độ : f’c = 40 MPa Ứng suất nén cho phép trong giai đoạn sử dụng:

0.45f’c = 0.45x40 N/mm 2 Ứng suất kéo cho phép trong giai đoạn sử dụng:

5.1 Mặt cắt giữa nhịp Ứng suất trong cáp sau mất mát dài hạn: pf pj pT f   f f 1362.34 367.146 866.463 

Lực căng cáp sau khi mất mát dài hạn :

DC1 DC2 LL f f t to to tg

Ta thấy thớ trên chịu nén ft = 8.92 < 18 MPa

Vậy thớ trên thoả đk nứt trong giai đoạn sử dụng Ứng suất thớ dưới :

DC1 DC2 LL f f b bo bo bg

Ta thấy thớ dưới chịu kéo fb = 1.91 < 3.162 MPa

Vậy thớ dưới thoả đk nứt trong giai đoạn sử dụng

Kết luận : Vậy dầm đảm bảo không nứt trong giai đoạn sử dụng

6 KIỂM TOÁN DẦM Ở THGH CƯỜNG ĐỘ Ưng suất thớ trên

P f e0 I0 yt0 MDC2+MLL Ig ytg ft

MC (N) (mm) (mm 4 ) (mm) (Nmm) (mm 4 ) (mm) (N/mm 2 )

MC (N) (mm) (mm 4 ) (mm) (Nmm) (mm 4 ) (mm) (N/mm 2 ) Gối 4365775 312.2 2.23E+11 773.929 0.00E+00 2.28E+11 831.3 -7.57 1.5H 4350993 305.9 1.05E+11 626.174 1.18E+09 1.06E+11 618.3 -2.72 L/4 4319795 464.9 1.17E+11 655.673 2.14E+09 1.23E+11 644.1 0.06 L/2 4163184 552.2 1.45E+11 707.218 2.65E+09 1.53E+11 694.1 1.91

Kết luận : Vậy dầm đảm bảo không nứt trong giai đoạn sử dụng.

KIỂM TOÁN DẦM Ở THGH CƯỜNG ĐỘ

Cốt thép DƯL có diện tích : Aps = 4804.8 mm 2 Cường độ chảy dẻo của thép DƯL bằng 75% cường độ kéo đứt của thép DUL: fpy = 0.9xfpu = 0.9x1841 = 1656.9 Mpa

       Dầm chủ làm bằng cấp BT 40 => 28 MPa < fc’= 40 MPa< 56MPa Nên b1 = 0.85 – 0.05x (fc’- 28)/7

Xét tại mặt cắt giữa nhịp : tiết diện tính toán quy đổi như sau :

Vì chưa xác định được chiều cao vùng nén C nên ta chưa xác định được hf, nên ta sẽ quy đổi tiết diện để tìm hf

Ta sẽ quy đổi tiết diện theo mômen quán tính của hai tiết diện b w b w b t b t

Hình 4.16 Tiết diện kiểm toán trạng thái giới hạn cường độ

Ta chưa biết chính xác chiều cao vùng nén nên chưa xác định được hf nên ta giả sử hf để tính C, và tiếp tục thử dần cho đến khi tìm được C và hf

Tại giữa nhịp có giá trị momen ở trạng thái giới hạn cường độ M u i09922000Nmm

Cân bằng lực theo phương ngang ta được khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến mép trên của bản cánh được tính bởi công thức sau :

  ps pu 1 c w f ps c 1 w pu ps

Lấy momen tại trọng tâm vùng nén

Thay vào điều kiện cường độ : n u

  Với  là hệ số sức kháng, dầm BT DUL thì  =1

Vậy tiết diện giữa nhịp thoả điều kiện cường độ Kiểm tra hàm lượng cốt thép

Hàm lượng cốt thép tối đa:

0.328 d 1175 < 0.42 : Phá hoại dẻo Hàm lượng thép tối thiểu :

M 0.9M 0.9 8.87 10 =7.983 10 Nmm   Tính momen phụ thêm (M):

+ Tĩnh tải giai đọan 1 : MDC1 = 9.71 x 10 8 Nmm + Tĩnh tải giai đọan 2 : MDC2 = 9.81 x 10 8 Nmm + Cường độ chịu kéo khi uốn: fr = 0.63 f c '0.63 403.984 MPa

DC1 DC2 f f r bo bo bg o o o g g bg

Mômen tác dụng để thớ dưới dầm đạt ứng suất lớn nhất bằng fr: cr DC1 DC2

 cr u  9 min 1.2M ;1.33M 2.597 10 Nmm Thay vào điều kiện :

Vậy thoả điều kiện cốt thép tối thiểu

Tính tương tự cho các mặt cắt còn lại ta được kết quả

Tham số Đơn vị fc (Mpa) 40 40 40 40 b1 0.764 0.764 0.764 0.764 bw mm 700 700 700 700 fpu (MPa) 1841 1841 1841 1841 k 0.28 0.28 0.28 0.28

Aps mm 2 4804.8 4804.8 4804.8 4804.8 dps mm 838.25 878.75 1053.25 1175 b-bw mm 2 680 680 680 680 hf mm 37 50 54 57 c mm 387 379 384.3142 386 a (mm) 295.668 289.556 293.616 294.904 jMn (N.mm) 5.96E+09 6.3E+09 7.81E+09 8.87E+09

Kết luận dầm thõa mãn điều kiện về cường độ

8.1.1.1 Xét mặt cắt tại gối

Lực cắt, và mômen tính toán :

Vu 10997 N ; Mu = 0 Tiết diện đầu dầm được mở rộng, quy đổi thành hình chữ nhật 1184x1330 mm

Chiều cao vùng nén : c = 387 mm ( tính ở phần kiểm toán cường độ)

 a=   1 c 0.764 387 295mm ƯS trong cáp khi BT bị nứt : ps pu ps c 387 f f 1 k 1841 1 0.28 1603MPa d 838.25

Khi uốn có cáp DƯL, cánh tay đòn giữa tổng hợp lực kéo và tổng hợp lực nén được tính theo công thức: ps*v/(ps*a) = 838,25/295 = 690,75.

Lực cắt do cáp DUL trong giai đoạn sử dụng tức sau mất mát dài hạn:

V = f A sin(α )1.445 340.772 310594.93N Lực cắt đơn vị : u p v

Kiểm tra sự hợp lý của tiết diện : c v 1.27

 tiết diện dầm đã chọn là hợp lý

Tính  x Độ lệch tâm của trọng tâm các bó cáp DUL so với trọng tâm dầm trong giai đoạn hoàn thiện : e = dps – ytg = 838.25 – 468.695 = 369 mm Ứng suất trong BT do cáp DƯL gây ra tại trọng tâm cáp :

  Ứng suất trong cáp sau mất mát mà US BT bọc quanh nó bằng 0 : p po pf pc c

Giả sử  40 0 : tính x: u u p ps po v x s s p ps

Ta thấy x < 0 , do đó ta hiệu chỉnh x

Ta phải bổ sung độ cứng của BT Phần BT tham gia chịu nén có chiều cao lấy gần đúng bằng 1/2h

Diện tích BT chịu nén Ac = 665x1184 x7360 mm 2 s s p ps x x s s p ps c c

      tra biểu đồ (A5.8.3.4.2-1) ta được góc nứt :  = 27 0

Tính lập lại lần hai với  = 27 0 u u p ps po v x s s p ps

Do  x < o nên ta hiệu chỉnh  x suy  x sau khi hiệu chỉnh  x = -1.15x10 -4

-4 x c v 0.031; 1.074 10 f '      tra biểu đồ (A5.8.3.4.2-1) ta được góc nứt : = 27 0 , tra tiếp giá trị  =6.78

Vs < 0  BT của dầm đủ khả năng chịu cắt, ta đặt cốt đai theo cấu tạo

Do đầu dầm có đọan mở rộng, để giữ ổn định cho thép dọc ta phải đặt thép đai 8 nhánh 12 => diện tích cốt đai là : Av = 904 mm 2

Khoảng cách cốt đai yêu cầu : v vy v s

Ta thấy khoảng cách cốt đai tính được là âm => Bêtông tại đầu dầm còn đủ khả năng chịu cắt Ta đặt cốt đai theo cấu tạo

Kiểm tra lại theo điều kiện cấu tạo :

Theo trị số giới hạn cốt đai tối thiểu : s < v vy c

Khoảng cách tối thiểu theo qui định của 22TCN272-05 : Với : Vu = 1610997 < 0.1f ' bd c v 0.1 40 1128 957.6   4320691 thì : s  0.8d v  0.8 957.6   766.1  600  s < 600

Kiểm tra lại khả năng chịu kéo của cốt thép dọc : u1 u ps ps s p v

Ta thấy : VT > VP  Đạt yêu cầu

Do tại gối có lực tập trung, nên để an toàn ta chọn bước cốt đai tại đầu dầm như sau : 12a100

8.1.2 Xét các mặt cắt còn lại

Tính tóan tương tự ta tính được các bước cốt đai các mặt cắt còn lại như sau

Kiểm tra lại khả năng chịu kéo của cốt thép dọc tại các mặt cắt

Kết luận ĐẠT ĐẠT ĐẠT ĐẠT

KIỂM TRA LẠI KHẢ NĂNG CHỊU KÉO CỦA CỐT THÉP DỌC :

Kiểm Tra OK OK OK

TÍNH TOÁN DẦM NGANG NGÀM HL2

NỘI LỰC HOẠT TẢI GÂY RA

Bảng 5.2 Tổ hợp nội lực theo trạng thái giới hạn cường độ 1

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC THEO TRẠNG THÁI GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC THEO TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

3 CHỌN VÀ BỐ TRÍ CÁP DỰ ỨNG LỰC

TÍNH TOÁN SƠ BỘ

Mu : momen lớn nhất trên dầm ở trạng thái giới hạn cường độ

Mu =5519.7 10  6 Nmm fpu : cường độ chịu kéo của bó cáp DƯL fpu = 1860 MPa h : chiều cao dầm, h = 1340 mm

Chọn 8 bó mỗi bó 5 tao 12.7 mm, Aps = 40x100X80 mm2

Bố trí cáp DƯL dầm ngang đầu dầm Bố trí cáp DƯL dầm ngang giữa dầm

Hình 9 2 Bố trí cáp dự ứng lực dầm ngang HL2

TÍNH ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC TẠI CÁC MẶT CẮT TÍNH TOÁN

Tổng tiết diện ống gen : có 8 ống gen trên mặt cắt ngang, mỗi ống gồm 5 tao cáp có đường kính 12.7 mm tra theo tiêu chuẩn HVM ta được đường kính của ống gen là dP mm :

4 Diện tích cáp : diện tích 1 tao cáp 12.7 mm là 100 mm 2 , 1 bó cáp có 7 tao, dầm có 6 bó Vậy diện tích tổng cộng của diện tích cáp DƯL là : A 0x40 PS 4000 mm 2

Mô đun đàn hồi của cáp DƯL là :E ps 197000 MPa

Hệ số qui đổi từ cáp DƯL sang bê tông : Eps 197000 n = = 5.795

Ec 33994.48 Tiết diện làm việc trong hai giai đoạn

Giai đoạn I : Tiết diện trừ lỗ, chịu trọng lực bản thân và lực căng cáp

Giai đoạn II: Tiết diện đã được bịt lỗ, lúc này tiết diện hoàn toàn đặc và toàn bộ tiết diện tham gia chịu lực

Ta sẽ tính đặc trưng hình học cho tiết diện tại mặt cắt gối ( đầu dầm ), các tiết diện còn lại tính tương tự

Aps Aps b b hh h b h b h a h a b e b e y ot yot y ob yob dps d ps

Các số liệu tính toán : h70 mm ha40 mm hb0 mm b00 mm be0 mm

Giai đoạn 1 tiết diện bị khét lỗ:

Trọng tâm của 8 bó cáp : ps 2 315 2 515 2 1070 d 1270 607.5 mm

8 Diện tích tiết diện bị khoét lỗ

Mômen tĩnh của tiết diện b x e e b p0 ps

Mômen quán tính của tiết diện: b 0 t 0

Giai đoạn II là tiết diện đã bịt lỗ:

Diện tích tiết diện đã được bịt lỗ:

A A nA 1.69 10 5.795 1.39x10 mm Mômen quán tính đối với trục O-O

Suy ra: tg t 0 y y  C 691.54-0.12i1.42 mm bg tg m y  h y 1270 69 2 577.8m 2  Mômen quán tính của tiết diện đã bịt lỗ:

Bảng 5.4 Đặc trưng hình học các mặt cắt của dầm ngang HL2

Mặt cắt tại gối Mặt cắt L/4 Mặt cắt L/2

I o mm 4 2.04x10 11 2.52x10 11 3.08x10 11 y to mm 691.54 750.95 812.90 y bo mm 578.45 620.04 659.09 d ps mm 607.5 1117.5 1222 e 0= ( dps-yot) mm 84.04 366.54 409.09

I g mm 4 2.05x10 11 2.53x10 11 3.09x10 11 y tg mm 691.42 751.43 813.41 y bg mm 578.57 619.56 658.58 d ps mm 607.5 1117.5 1222 e g mm 83.92 366.06 408.58

Các ký hiệu trong bảng :

Ao, Io là diện tích và mômen quán tính tiết diện chưa bị khoét lỗ của dầm yto, ybo là khoảng cách từ trọng tâm tiết diện (ở giai đoạn chưa bị khoét lỗ) đến mép trên và mép dưới của dầm.

Ag, Ig : diện tích và mômen quán tính tiết diện nguyên khối của dầm ytg, ybg : khoảng cách từ trọng tâm tiết diện nguyên khối đến mép trên và mép dưới của dầm eg : Khoảng cách từ tâm cáp dự ứng lực đến yt0’’

TÍNH TOÁN MẤT MÁT ỨNG SUẤT

Sự thay đổi ứng suất trong thép dự ứng lực do mất mát theo thời gian, ∆fpLT , sẽ được xác định như sau : Đối với dầm căng sau mất mát ứng suất gồm các mất mát sau đây : fPES:Mất mát ứng suất do nén đàn hồi fPCR : Mất mát ứng suất do hiện tường từ biến fPSR: Mất mát do hiện tượng co ngót fPR 2:Mất mát do chùng nhão trong giai đoạn khai thác fPF: Mát mát do ma sát fPA:Mất mát do ép sít neo ỨS trong cáp khi căng kích tối đa bằng 0.74 lần giá trị US phá hoại cốt thép DƯL :

Lực căng cáp : N PS f pi A pi 1376.4 100 13764N

Trong quá trình tạo ứng suất dư (DÜL) trong dầm bằng phương pháp căng cáp, một phần ứng suất tạo ra ban đầu sẽ bị mất đi do quá trình căng và quá trình sử dụng.

Trong đó : fPES:Mất mát ứng suất do nén đàn hồi fPCR :Mất mát ứng suất do hiện tường từ biến fPSR : Mất mát do hiện tượng co ngót fPR 2:Mất mát do chùng nhão trong giai đoạn khai thác fPF: Mát mát do ma sát fPA:Mất mát do ép sít neo

Mất mát ứng suất do ma sát f PF :

Sử dụng cáp kéo 2 đầu, khi đó mất mát đối xứng giữa dầm, đạt giá trị max tại giữa dầm Ta tính mất mát trung bình cho 6 bó cáp trên mỗi mặt cắt

Bảng 9 2 Bảng mất mát ứng suất do ma sát cho từng mặt cắt

Số hiệu bó Mặt cắt  (rad) x (mm)  f pf

Mất mát ứng suất do thiết bị neo

Mất mát ứng suất do nén đàn hồi

Ep:môđul đàn hồi của thép dự ứng lực 7000 MPa

Eci: môđul đàn hồi của bêtông theo thời gian

Với bảo dưỡng hơi nước := 1 ; = 0.95 trong thời gian t = 7 ngày Cường độ chịu nén tính theo thời gian:

' ' ci c t 7 f f 40 36.601Mpa t 1 0.95 7 ở đây ta sử dụng phương pháp đầu tiên giả sử f pj 0.7 f pu 0.7 1860 1302Mpa Ứng suất trên bê tông tại trọng tâm cáp DƯL : pi pj PA PF f f f f 1302 73.8 47.1 1181.1 MPa i pi ps

Mg = M L / 2 DC1 = 678430000 Nmm lấy ở TTGH SD Độ lệch tâm : e = dps - yto = 84.04 mm cpg 6 11 11

Tính toán tương tự cho đến giá trị hội tụ, ta đựơc f pES 34.185 N / mm 2

Giá trị hội tụ ta được: fpES  19.01MPa

Mất mát ứng suất do chùng nhão tại các mặt cắt đặc trưng

Dùng bản tính excel lặp các công thức như trên cho ra được kết quả như sau:

Bảng 9 3 Tổng hợp mất mát ứng suất tổng cộng tại các mặt cắt

KIỂM TOÁN DẦM THEO TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

Cáp dự ứng lực thường được chia làm 2 lần để căng Lần căng đầu tiên gồm 4 bó cáp: N3, N4, chịu tải trọng là trọng lượng bản thân dầm Lần căng thứ 2 gồm 4 bó cáp: N1, N2, chịu tải trọng tĩnh giai đoạn 2 và hoạt tải HL93.

3.3.1 KIỂM TOÁN TRONG GIAI ĐOẠN TRUYỀN LỰC CĂNG

Ta thấy trong giai đoạn truyền lực căng, ứng suất trong cáp làm dầm bị võng lên, tuy nhiên tại giữa nhịp nhờ có trọng lượng bản thân nên sẽ triệt tiêu một phần ứng suất Còn tại mặt cắt gối không có mômen nên tại đây sẽ nguy hiểm nhất a Xét tại mặt cắt gối

Momen tại mặt cắt gối có giá trị = 0 Ứng suất thớ trên :

Trọng tâm cốt thép đến trục trung hoà : e = dps – yt0 = 838.25–526.071 = 312.2 mm Ứng suất trong cáp sau mất mát tức thời : fpi=fpj –f pT1 62.34 – 102.26= 1260.07 N/mm 2 Lực căng cáp :

P =f A cos(α )60.07 2394.972725017833.435N Ứng suất thớ trên : i i t t 0 6 11

Ta thấy thớ trên chịu kéo ft = 0.256 < 1.51 N/mm 2 Vậy thớ trên thoả đk sử dụng giai đoạn truyền lực Ứng suất thớ dưới:

Ta thấy thớ dưới chịu nén fb = 5.23 < 21.96 MPa

Vậy thớ dưới thoả đk sử dụng trong giai đoạn truyền lực Ứng suất thớ trên

Pi A0 e0 MDC1 I0 yt0 ft Kiểm

Gối 6782932 1.36E+06 109.4 0 1.63E+11 710.6 -1.19 OK L/4 6840145 1.10E+06 223.14 942.02 1.37E+11 692.8 1.02 OK L/2 7034596 1.27E+06 306.16 1257.8 1.86E+11 767.1 1.27 OK Ứng suất thớ dưới

Pi A0 e0 MDC1 I0 yb0 fb Kiểm

Thay vào điều kiện sử dụng ta thấy đều thoả điều kiện sử dụng Vậy trong giai đoạn truyền lực căng dầm khơng bị ph hoại

3.4 KIỂM TOÁN Ở TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG (GIAI ĐOẠN 2)

Giai đoạn này BT dầm đã đủ cường độ : f’ c = 40 MPa Ứng suất nén cho phép trong giai đoạn sử dụng:

0.45f’c = 0.45x40 N/mm 2 Ứng suất kéo cho phép trong giai đoạn sử dụng:

Mặt cắt giữa nhịp Ứng suất trong cáp sau mất mát dài hạn: pf pj pT f   f f 1362.34 367.146 866.463 

Lực căng cáp sau khi mất mát dài hạn :

DC1 DC2 LL f f t to to tg

Ta thấy thớ trên chịu nén ft = 8.92 < 18 MPa

Vậy thớ trên thoả đk nứt trong giai đoạn sử dụng Ứng suất thớ dưới :

DC1 DC2 LL f f b bo bo bg

Ta thấy thớ dưới chịu kéo fb = 1.91 < 3.162 MPa

Vậy thớ dưới thoả điều kiện nứt trong giai đoạn sử dụng

KIỂM TOÁN DẦM Ở THGH CƯỜNG ĐỘ

MC (N) (mm) (mm 4 ) (mm) (Nmm) (mm 4 ) (mm) (N/mm 2 )

MC (N) (mm) (mm 4 ) (mm) (Nmm) (mm 4 ) (mm) (N/mm 2 ) Gối 4365775 312.2 2.23E+11 773.929 0.00E+00 2.28E+11 831.3 -7.57 1.5H 4350993 305.9 1.05E+11 626.174 1.18E+09 1.06E+11 618.3 -2.72 L/4 4319795 464.9 1.17E+11 655.673 2.14E+09 1.23E+11 644.1 0.06 L/2 4163184 552.2 1.45E+11 707.218 2.65E+09 1.53E+11 694.1 1.91

KIỂM TOÁN DẦM Ở THGH CƯỜNG ĐỘ

Cốt thép DƯL có diện tích : Aps = 4000 mm 2 Cường độ chảy dẻo của thép DƯL bằng 74% cường độ kéo đứt của thép DUL: fpy = 0.9xfpu = 0.9x1841 = 1656.9 Mpa

       Dầm chủ làm bằng cấp BT 40 => 28 MPa < fc’= 40 MPa< 56MPa Nên b1 = 0.85 – 0.05x (fc’- 28)/7

Xét tại mặt cắt giữa nhịp : tiết diện tính toán quy đổi như sau :

Vì chưa xác định được chiều cao vùng nén C nên ta chưa xác định được hf, nên ta sẽ quy đổi tiết diện để tìm hf

Ta sẽ quy đổi tiết diện theo mômen quán tính của hai tiết diện b w b w b t b t

Hình 9 3 Tiết diện kiểm toán trạng thái giới hạn cường độ

Ta chưa biết chính xác chiều cao vùng nén nên chưa xác định được hf nên ta giả sử hf để tính C, và tiếp tục thử dần cho đến khi tìm được C và hf

Tại giữa nhịp có giá trị momen ở trạng thái giới hạn cường độ M u i09922000Nmm

Cân bằng lực theo phương ngang ta được khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến mép trên của bản cánh được tính bởi công thức sau :

  ps pu 1 c w f ps c 1 w pu ps

Lấy momen tại trọng tâm vùng nén

Thay vào điều kiện cường độ : n u

  Với  là hệ số sức kháng, dầm BT DUL thì  =1

Vậy tiết diện giữa nhịp thoả điều kiện cường độ Kiểm tra hàm lượng cốt thép

Hàm lượng cốt thép tối đa:

0.328 d 1175 < 0.42 : Phá hoại dẻo Hàm lượng thép tối thiểu :

M 0.9M 0.9 8.87 10 =7.983 10 Nmm   Tính momen phụ thêm (M):

+ Tĩnh tải giai đọan 1 : MDC1 = 9.71 x 10 8 Nmm + Tĩnh tải giai đọan 2 : MDC2 = 9.81 x 10 8 Nmm + Cường độ chịu kéo khi uốn: fr = 0.63 f c '0.63 403.984 MPa

DC1 DC2 f f r bo bo bg o o o g g bg

Mômen tác dụng để thớ dưới dầm đạt ứng suất lớn nhất bằng fr: cr DC1 DC2

 cr u  9 min 1.2M ;1.33M 2.597 10 Nmm Thay vào điều kiện :

Vậy thoả điều kiện cốt thép tối thiểu

Tính tương tự cho các mặt cắt còn lại ta được kết quả

Tham số Đơn vị fc (Mpa) 40 40 40 40 b1 0.764 0.764 0.764 0.764 bw mm 700 700 700 700 fpu (MPa) 1841 1841 1841 1841 k 0.28 0.28 0.28 0.28

Aps mm 2 4804.8 4804.8 4804.8 4804.8 dps mm 838.25 878.75 1053.25 1175 b-bw mm 2 680 680 680 680 hf mm 37 50 54 57 c mm 387 379 384.3142 386 a (mm) 295.668 289.556 293.616 294.904 jMn (N.mm) 5.96E+09 6.3E+09 7.81E+09 8.87E+09

Kết luận dầm thõa mãn điều kiện về cường độ

4.2.1 Xét mặt cắt tại gối

Lực cắt, và mômen tính toán :

Vu 10997 N ; Mu = 0 Tiết diện đầu dầm được mở rộng, quy đổi thành hình chữ nhật 1184x1330 mm

Chiều cao vùng nén : c = 387 mm ( tính ở phần kiểm toán cường độ)

 a=   1 c 0.764 387 295mm ƯS trong cáp khi BT bị nứt : ps pu ps c 387 f f 1 k 1841 1 0.28 1603MPa d 838.25

Trong quá trình uốn, cánh tay đòn giữa tổng hợp lực kéo và tổng hợp lực nén có thể được tính toán bằng công thức: ps v / ps a = 295 d ⁄ (838,25 - 690,75), với ps v là tổng hợp lực kéo, ps a là tổng hợp lực nén và d là cánh tay đòn.

Lực cắt do cáp DUL trong giai đoạn sử dụng tức sau mất mát dài hạn:

V = f A sin(α )1.445 340.772 310594.93N Lực cắt đơn vị : u p v

Kiểm tra sự hợp lý của tiết diện : c v 1.27

 tiết diện dầm đã chọn là hợp lý

Tính  x Độ lệch tâm của trọng tâm các bó cáp DUL so với trọng tâm dầm trong giai đoạn hoàn thiện : e = dps – ytg = 838.25 – 468.695 = 369 mm Ứng suất trong BT do cáp DƯL gây ra tại trọng tâm cáp :

  Ứng suất trong cáp sau mất mát mà US BT bọc quanh nó bằng 0 : p po pf pc c

Giả sử  40 0 : tính x: u u p ps po v x s s p ps

Ta thấy x < 0 , do đó ta hiệu chỉnh x

Ta phải bổ sung độ cứng của BT Phần BT tham gia chịu nén có chiều cao lấy gần đúng bằng 1/2h

Diện tích BT chịu nén Ac = 665x1184 x7360 mm 2 s s p ps x x s s p ps c c

      tra biểu đồ (A5.8.3.4.2-1) ta được góc nứt :  = 27 0

Tính lập lại lần hai với  = 27 0 u u p ps po v x s s p ps

Do  x < o nên ta hiệu chỉnh  x suy  x sau khi hiệu chỉnh  x = -1.15x10 -4

-4 x c v 0.031; 1.074 10 f '      tra biểu đồ (A5.8.3.4.2-1) ta được góc nứt : = 27 0 , tra tiếp giá trị  =6.78

Vs < 0  BT của dầm đủ khả năng chịu cắt, ta đặt cốt đai theo cấu tạo

Do đầu dầm có đọan mở rộng, để giữ ổn định cho thép dọc ta phải đặt thép đai 8 nhánh 12 => diện tích cốt đai là : Av = 904 mm 2

Khoảng cách cốt đai yêu cầu : v vy v s

Ta thấy khoảng cách cốt đai tính được là âm => Bêtông tại đầu dầm còn đủ khả năng chịu cắt Ta đặt cốt đai theo cấu tạo

Kiểm tra lại theo điều kiện cấu tạo :

Theo trị số giới hạn cốt đai tối thiểu : s < v vy c

Khoảng cách tối thiểu theo qui định của 22TCN272-05 : Với : Vu = 1610997 < 0.1f ' bd c v 0.1 40 1128 957.6   4320691 thì : s  0.8d v  0.8 957.6   766.1  600  s < 600

Kiểm tra lại khả năng chịu kéo của cốt thép dọc : u1 u ps ps s p v

Ta thấy : VT > VP  Đạt yêu cầu

Do tại gối có lực tập trung, nên để an toàn ta chọn bước cốt đai tại đầu dầm như sau : 12a100

4.2.2 Xét các mặt cắt còn lại

Tính tóan tương tự ta tính được các bước cốt đai các mặt cắt còn lại như sau

Kiểm tra lại khả năng chịu kéo của cốt thép dọc tại các mặt cắt

Kết luận ĐẠT ĐẠT ĐẠT ĐẠT

KIỂM TRA LẠI KHẢ NĂNG CHỊU KÉO CỦA CỐT THÉP DỌC :

Kiểm Tra OK OK OK

TÍNH TOÁN CONSOLE ( NGÀM VÀO DẦM NGANG HL1,HL2 )

Mặt cắt trong ngàm dành cho người đi bộ

Mặt cắt ngoài ngàm dành cho người đi bọ

Hình 9 4 Hình ảnh 3D view ngàm lề bộ hành a Tĩnh tải :

Tải trọng bản thân : Khai báo trong midas

Tải trọng lan can : qlcnguoidibo 1.424 N / mm Tải trọng dầm PL2,PL3 : DC 1 PL1 = A c =0.0838 10 6 2331.6 10 8 1.96 N / mm

Tải trọng tấm đan : DC 1 PL1 = A c =1.45 0.1 10 6 2331.6 10 8 3.38 N / mm

Tải trọng lớp phủ : DW  50 2300 10    8  1.735  1.995 N / mm b Hoạt tải :

Ta có tải phân bố đều : P LL 3 10 Mpa 3 3N / mm 2 Xét rộng 1 m theo phương ngang cầu :

Hoạt tải người : P LL 3 10 3 1.735 5.205N / mm

Nội lực được tính bằng chương trình MIDAS, sau khi tổng hợp nội lực ta có bảng tổng hợp như sau :

2000Nội lực xuât ra từ chương trình midas :

Hình 9 5 Sơ đồ tính toán ngàm dành cho người đi bộ

Biểu đồ moment tổ hợp sử dụng

Biểu đồ lực cắt tổ hợp sử dụng

Biểu đồ moment tổ hợp cường độ I :

Biểu đồ lực cắt tổ hợp cường độ I :

5.3 Thiết kết cốt thép theo TTGH cường độ cho ngàm dành cho người đi bộ tiết diện tại ngàm :

Mômen tính toán lớn nhất theo trạng thái giới hạn cường độ là ở vị trí đầu ngàm

Mu= 83.8 KNm Chọn sơ bộ khoảng cách từ mép bêtông đến cốt thép chịu lực là 50 mm

Ta qui đổi về tiết diện hình chữ nhật để tiện tính toán Có bề rộng b = 1300 mm, và h =F/b

Khoảng cách từ mép ngoài vùng nén đến trọng tâm cốt thép chịu kéo là : ds h 50 871.54 50 821.54 mm

Diện tích cốt thép chịu kéo : s u 6  2  b s

Ta chọn 4 thanh 22 có diện tích A s  1520.53 mm  2 

Vậy ta bố trí 1 lớp 4 22 ở thớ dưới

5.4 Thiết kế cốt thép theo TTGH cường độ cho ngàm dành cho người đi bộ cho tiết diện đầu nhịp :

Mômen tính toán lớn nhất theo trạng thái giới hạn cường độ là ở vị trí đầu ngàm

Chọn sơ bộ khoảng cách từ mép bêtông đến cốt thép chịu lực là 50 mm

Ta qui đổi về tiết diện hình chữ nhật để tiện tính toán Có bề rộng b = 1300 mm, và h =F/b

Khoảng cách từ mép ngoài vùng nén đến trọng tâm cốt thép chịu kéo là : ds h 50 682.31 50 632.31 mm

Diện tích cốt thép chịu kéo : 83.8 10 6 525.91  2 

Ta chọn 4 thanh 25 có diện tích As 1520.53 mm 2 

THIẾT KẾ SƯỜN VÒM CHỦ

Đường cong trục vòm

Ứng với tải trọng phân bố đều trên toàn chiều dài nhịp thì đường cong áp lực của vòm là đường parabol bậc 2 l f y x

Trong đó : f : đường tên vòm L: chiều dài nhịp,

Đường tên vòm

Tham số quan trọng nhất là tỷ số giữa đường tên vòm f với nhịp vòm là l Tỷ số này càng nhỏ tức là vòm cảng thoải thì lực đẩy ngang càng lớn và ngược lại thường dùng tỷ lệ f 1 1

5 f l  chọn f = 15 (m) với lum ( có tham khảo 1 số công trình thực tế )

5 f l  chọn f = 10 (m) với lPm ( có tham khảo 1 số công trình thực tế )

Tọa độ cáp thanh treo vòm 50m

Tọa độ cáp thanh treo vòm 75m

Mặt cắt ngang vòm

Kích thước mặt cắt ngang vòm chủ ống thép nhồi bê tông :

Sử dụng Midas civil 2019 để tính đặc trưng hình học Đặc trưng hình học Vành ngoài Vành trong Vành thép bê tông Liên hợp

1.4 Mô hình hóa kết cấu :

Kết cấu được đề cập trong luận văn là vòm cứng – dầm mềm Vòm và dầm không làm việc đồngthời nghĩa là: dầm dọc không tham gia chịu tải trọng cùng với vòm mà chỉ có tác dụng định vị các dầm ngang Tất cả tải trọng tác dụng lên vòm Dựa vào sơ đồ làm việc kết cấu ta có mô hình sau:

- Vòm ống thép nhồi bê tông được mô tả bằng các phần tử thanh Hệ kết cấu vòm – dầm gối lên

2 gối di động và 1 gối cố định

- Thanh treo được mô tả bằng các phần tử thanh có liên kết khớp tại các đầu, nội lực trong thanh chỉ có thành phần kéo

- Dầm dọc được mô tả bằng phần tử thanh dầm liên tục gối trên các gối đàn hồi (lò xo) và liên kết khớp với vòm tại 2 đầu vòm

- Dầm ngang được mô tả bằng phần tử thanh dầm liên kết khớp với thanh treo tại các đầu dầm

Thanh giằng ngang được mô tả bằng phần tử thanh liên kết khớp với sườn vòm tại các đầu thanh

Hình 10 3 Mô hình cầu vòm bằng chương trình Midas Civil 2019

Sự làm việc của ống thép nhồi bê tông chịu nén

1.5.1 Kết cấu ống thép nhồi bê tông chịu tải dọc trục

Các thông số về kết cấu nhịp được nêu ra trong bảng sau:

TT Hạng mục dữ liệu Đơn vị Giá trị

1 Chiều dài nhịp tính toán m 150

3 Chiều rộng mỗi làn xe cơ giới m 3.75

5 Khoảng cách giữa 2 sườn vòm m 17.4

Bêtông cấp C50 (Vòm) E 4269.4 Mpa;c = 2.3545x10 -5 N/mm 3 Bêtông cấp C40 (Dầm) E = 33994 Mpa;c = 2.331x10 -5 N/mm 3 Bêtông cấp C30 (bản mặt cầu) E = 28110.91 Mpa;c = 2.32x10 -5 N/mm 3

1.5.3 Tải trọng Xét nhịp vòm 75 m : Tĩnh tải :

- Tĩnh tải bản thân -Tĩnh tải giai đoạn 2 -Tĩnh tải lớp phủ

: DC1 (khai báo trong midas) : DC2 = 47.13 N/mm

Sử dụng Midas civil để xác định lực căng cáp trong vòm

Các lực căng cáp có giá trị cho trước là 1 KN, sau khi dùng chức năng Unknow load factor của Midas ta sẽ tính toán được lực căng trong từng bó cáp Sau khi tính được lực căng trong từng bó cáp ta sẽ lấy giá trị lực căng này để tính nội lực của cầu từ đó ta sẽ tính được nội lực trong sườn vòm ống thép nhồi bêtông và tiến hành kiểm tóan vòm

-HL93 : gồm xe tải 3 trục hoặc xe 2 trục và tải trọng làn theo phương dọc cầu w = 9.3 N/mm

Các tải trọng gió dọc và gió ngang phải cho tác dụng trong từng trường hợp riêng lẽ

Tải trọng gió được tính toán ứng với 2 loại tốc độ gió, tốc độ gió thiết kế V Tốc độ gió thiết kế V, phải được xác định theo công thức:

VB = 45 m/s : tốc độ gió giật cơ bản trong 3s với chu kỳ xuất hiện 100 năm thích hợp với vùng tính gió tại vị trí cầu đang nghiên cứu; nội thành Huyện Giồng Riềng Tỉnh Kiên Giang ứng với vùng tính gió là vùng II-A), tra giá trị tốc độ gió thiết kế trong ( TCVN 11823 – 2017, 3.8.1.1 - Bảng 3)

S: Hệ số điều chỉnh đối với khu đất chịu gió và độ cao mặt cầu theo quy định trong (TCVN

11823 – 2017, 3.8.1.1-Bảng 4); đối với khu vực mặt nước thoáng và độ cao của mặt cầu trên mặt nước thông thuyền được xác định là 13.5m, ta có: S = 1.1075

Cd: Hệ số cản được quy định trong

Tải trọng gió ngang PD phải được lấy theo chiều tác dụng nằm ngang và đặt tại trọng tâm của phần diện tích chắn gió, được tính như sau:

Tải trọng gió tác dụng lên vành vòm :

Vị trí Tải trọng gió (kN/m) Vị trí Tải trọng gió

Tải trong gió tác dụng lên kết cấu nhịp :

Diện tích mặt đứng 1 bên của 1/2 kết cấu nhịp At 330.6 m 2

Chiều cao trung bình cấu kiện d 3.1 m

Hệ số cản Cd 1.0 N/A ngang tác dụng lên kết cấu nhịp

Tải trọng gió ngang tác dụng lên gờ chắn :

Chiều cao cấu kiện chắn gió d 1.2 m

Tải trọng gió ngang tác dụng lên gờ chắn

Trong phạm vi đồ án, ta chỉ xét các tổ hợp tải trọng sau Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn sử dụng I:

DC1 : hệ số vượt tải : 1

DC2 : hệ số vượt tải : 1

DW : hệ số vượt tải : 1

MVL : hệ số vượt tải : 1 Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn cường độ I : DC1 : hệ số vượt tải : 1.25

DC2 : hệ số vượt tải : 1.25

DW : hệ số vượt tải : 1.5

MVL : hệ số vượt tải : 1.75

Hình 8.6 Biểu đồ moment của vòm chủ 75 m giai đoạn 1

Khống chế chuyển vị để tìm ra lực căng : Xem chuyển vị là 1mm

Khống chế chuyển vị theo các phương

Tính lực chịu tải của kết cấu ống thép nhồi bê tông

Nội lực trong vòm tại các giai đoạn làm việc của sườn vòm được lấy với giá trị lớn nhất trong giai đoạn ứng với sơ đồ chịu lực tương ứng, cụ thể:* Sơ đồ vòm 3 khớp: Giai đoạn nội lực lớn nhất là khi vòm chịu tải trọng gối đầu.* Sơ đồ vòm 2 khớp: Giai đoạn nội lực lớn nhất là khi vòm chịu tải trọng tại chân vòm.* Sơ đồ vòm 1 khớp: Giai đoạn nội lực lớn nhất là khi vòm chịu tải trọng phân bố đều dọc theo chiều dài vòm.

Các giai đoạn thi công :

+Hệ kết cấu gồm ống vòm thép (chưa nhồi BT) , các thanh giằng , dầm ngang đầu nhịp và thanh căng Thanh vịm làm việc theo tiết diện thép ống

* Tải tác dụng giai đoan này bao gồm :

- Tự trọng bản thân cấu kiện

* Thanh vòm làm việc theo tiết diện ống thép nhồi BT đặc điểm giai đoạn này tận dụng dây treo để làm dàn giáo thi công hệ mặt cầu các khoang nằm giữa các dây treo theo hướng từ đầu nhịp vào giữa nhịp Và thi công dầm ngang HL1

* Tải trọng tác dụng chỉ gồm :

- Tự trọng bản thân khối BT thi công Trong giai đoạn này các dầm thi công chỉ làm việc theo sơ đồ kết cấu dầm giản đơn khớp 2 đầu

Tiết diện vòm là tiết diện liên hợp vỏ thép và bê tông, thi công lắp hệ dầm lên các dầm ngang HL1

* Tải trọng tác dụng lên hệ kết cấu :

- Tải trọng bản thân hệ dầm

- Tiết diện vòm là tiết diện liên hợp vỏ thép và bê tông,thi công lắp dựng dầm dọc

* Hệ kết cấu làm việc theo mô hình khai thác Tiết diện vòm là tiết diện liên hợp vỏ thép và bê tông

-Tải trọng gió , nhiệt độ

TÍNH TOÁN LỰC CĂNG TRONG GIAI ĐOẠN THI CÔNG

- Trục vòm theo đường cong Parabol, độ cứng vòm EJ; (* ghi nguồn)

- Vòm thoải, biến dạng nhỏ, chịu lực phân bố đều q;

- Thanh căng giữa 2 chân vòm có độ cứng Etc.Ftc = kEJ Điều kiện vòm thoải:

 R/h > 10 (R- bán kính cong của vòm, h – chiều cao của tiết diện)

Phương trình Parabol của trục vòm y = l z z l f ( )

Hệ cơ bản là vòm giản đơn có 2 đầu khớp, nội lực trong hệ cơ bản: a) Lực tập trung 0≤ z ≤ a (a - vị trí lực tập trung)

Q P = (l-a)/l* cos*P a≤ z ≤ l (a - vị trí lực tập trung)

Q P = (l-2z)*cos*q/2 Phương trình chính tắc:

11 Ftc Etc GF dz EF dz EJ y dz l l l

  ( sin ) cos cos cos ) cos

     Đối với vòm thoải có thể xem cos=1, sin=0, đặt

  Đối với lực phân bố:M P 0 2 2 qz 2 qlz

Nguyên tắc tính toán nội lực vòm trong giai đoạn thi công

- Nội lực trong vòm giai đoạn thi công được tính với giai đoạn thi công, tương ứng với từng sơ đồ kết cấu , từng tải trọng

- Trong đó lực căng trong các bó cáp tính sơ bộ theo mô hình vòm không chốt chịu tải trọng rải đều Khi đó lực căng trong các bó cáp (Fc) bằng lực đẩy ngang chân vòm khi chưa căng cáp ở bước đó

+Hệ kết cấu gồm ống vòm thép (chưa nhồi BT) , các thanh giằng , dầm ngang đầu nhịp và thanh căng Thanh vịm làm việc theo tiết diện thép ống

* Tải tác dụng giai đoan này bao gồm :

- Tự trọng bản thân cấu kiện

Bó cáp Ống thép Ống thép

Căng bó cáp DƯL Căng bó cáp DƯL Trụ tạm

Hệ kết cấu gồm vòm ống thép, các thanh giằng, dầm ngang đầu nhịp và thăng căng

Thanh vòm làm việc theo tiết diện thép ống, gồm các bước sau :

- Tạo lực căng trong thanh kéo lần 1

- Tiến hành bơm bê tông ống dưới vòm

- Tạo lực căng trong thanh kéo thứ 2

- Tiến hành bơm bê tông trên vòm và hệ giằng Chú ý : Sau khi căng thanh kéo tạo chuyển vị để cân bằng với chuyển vị do bơm bê tông vào vòm ( chuyển vị chân vòm ứng với mỗi đợt gia tải ) thỏa mãn điều kiện sau :

l : Chuyển vị ngang của gối di động lo : Chuyển vị ngang cho phép của gối cầu Kiểm tra tiết diện vòm ống thép biến dịch chuyển 1 khai thi công :

 Sau khi lắp đặt vòm thép dịch chuyện 1 đoạn 2.8 cm nên ta cần căng giằng chân

Với chuyển vị ngang cho phép của gối cầu

Chuyển vị tại gối cho phép là 3 cm

Hình 10 4 Hình ảnh khai báo gia đoạn thi công vành vòm nhịp 75m

Các lực căng cáp có giá trị cho trước là 1 KN, sau khi dùng chức năng Unknow load factor của

Midas ta sẽ tính toán được lực căng trong từng bó cáp

Hình 10 5 Khai báo chuyển vị tại nút trong civil midas 2019

* Thanh vòm làm việc theo tiết diện ống thép nhồi BT đặc điểm giai đoạn này tận dụng dây treo để làm dàn giáo thi công hệ mặt cầu các khoang nằm giữa các dây treo theo hướng từ đầu nhịp vào giữa nhịp

Tải trọng tác dụng gồm :

- Tĩnh tải dầm ngang dầu nhịp -Tải trọng liên kết ngang phía trên

- Tính lực căng trong các bó cáp lần 1

Bó cáp Ống thép Ống thép ống vòm liên hợp ống vòm liên hợp

Mô hình kết cấu giai đoạn 2 :

Tiết diện vòm là tiết diện liên hợp vỏ thép và bê tông, thi công lắp hệ dầm lên các dầm ngang

Mô hình kết cấu giai đoạn 3 :

- Tiết diện vòm là tiết diện liên hợp vỏ thép và bê tông,thi công lắp dựng dầm dọc

* Hệ kết cấu làm việc theo mô hình khai thác Tiết diện vòm là tiết diện liên hợp vỏ thép và bê tông

-Tải trọng gió , nhiệt độ

Căng bó cáp DƯL Căng bó cáp DƯL

Lực căng trong giai đoạn sơ đồ khai thác

1 MÔ HÌNH VÀ KIỂM TRA NỘI LỰC GIAI ĐÔẠN KHAI THÁC :

Hình Mô hình làm việc của cầu vòm

Hình 10 6 Hình Mô hình làm việc của cầu vòm nhịp 75m

Hình 10 7 Hình Biểu đồ lực dọc của vòm chính ở trạng thái giới hạn cường I nhịp vòm 75m

Hình 10 8 Hình biểu đồ Moment của vòm chính ở trạng thái giới hạn cường độ 1 nhịp vòm 75m

Hình biểu đồ moment của dầm ngang ở trạng thái giới hạn cường độ 1

1.4 Lực căng trong thanh cáp treo

Hình 10 9 Biểu đồ lực căng trong cáp thanh cáp treo ở trạng thái giới hạn cường độ 1

1.5 Chuyển vị thep phương thẳng đứng

Hình 10 10 Hình chuyển vị thẳng đứng

1.6 Lực căng cáp giằng trên :

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC VÒM CHỦ ( ỐNG THÉP – NHỒI BÊ TÔNG )

TRẠNG THÁI GIỚI HẠN TRONG MIDAS ( PHẦN TỬ 1 ĐẾN 28 )

TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG TRONG MIDAS ( PHẦN TỪ 1 ĐẾN 28)

Ele Load Part Axial (kN)

SỰ LÀM VIỆC CỦA KẾT CẤU ỐNG THÉP NHỒI BT KHI CHỊU NÉN

2.1 Độ cứng của ống thép nhồi bê tông khi chịu tải trọng dọc : Độ cứng của ống thép nhồi bê tông rất phức tạp bởi lõi bê tông và những ảnh hưởng qua lại giữa 2 lớp vật liệu Môđun đàn hồi, momen quán tính là quen thuộc đối với thép, nhưng những tính chất này khó dự đoán đối với ống thép nhồi bê tông vì tính không đồng nhất của nó

Chúng thay đổi tùy thuộc vào cường độ bê tông , sự mở rộng của các vết nứt, ảnh hưởng của tải trọng dài hạn, và một số vấn đề khác

Theo tiêu chuẩn của Trung Quốc CECS 28 – 90 [8] : Độ cứng nén ép và kéo dãn : EA = EaAa + EcAc Độ cứng chống uốn: EI = EaIa + EcIc

Aa, Ia : diện tích mặt cắt ngang và mômen quán tính của ống thép đối với trọng tâm tiết diện

Ac, Ic : diện tích mặt cắt ngang và mômen quán tính của bê tông trong ống thép đối với trọng tâm tiết diện

Ea, Ec : môđun đàn hồi của thép và bê tông

3 TÍNH LỰC CHỊU TẢI CỦA KẾT CẤU ỐNG THÉP NHỒI BÊTÔNG

3.1 Tính toán sử chịu của cột nhánh đơn Điều 4.1.1 Lực chịu tải về chị nén dọc trục của cột nhánh đơn bằng bêtông thép ống phái đảm bảo các yêu cầu sau:

N: lực nén dọc trục tính toán

Nu: khả năng chịu nén của cột đơn ống thép nhồi bê tông Điều 4.1.2 Lực chịu tải cột nhánh đơn bằng bêtông thép ống tính theo công thức sau:

+  > 3 là mác bê tông quá thấp làm cho kết cấu biến dạng dẻo

+  < 0.3 là tiết diện chưa hợp lý sẽ gây ra lực kéo trong thanh kết cấu

No: khả năng chịu lực của cột ngắn ống thép nhồi bê tông chịu nén dọc trục

 : chỉ tiêu đai bọc của tiết diện ống thép nhồi bê tông

Ac : diện tích mặt cắt ngang của bêtông trong ống thép

Aa : diện tích mặt cắt ngang của ống thép fc : cường độ chịu nén tính toán của bêtông fa : cường độ chịu nén, chịu kéo tính toán của ống thép

l : hệ số giảm khả năng chịu lực để kể đến ảnh hưởng của độ mảnh, xác định theo điều 4.1.4

 e: hệ số giảm khả năng chịu lực để kể đến ảnh hưởng của độ lệch tâm, xác định theo điều 4.1.3

Trong bất kỳ điều kiện nào đều phải thõa mãn điều kiện:

1  e  o Với  o : là trị  1 tính theo cột nén dọc trục Điều 4-1-3 : Hệ số chiết giảm khả năng chịu lực có kể đến ảnh hưởng độ lệch tâm được xác định theo công thức sau đây:

- Khi eo/rc  1,55 thì = 1/(1+1.85 eo/rc) với eo = M2/N

- Khi eo/rc > 1,55 thì = 0.4/(eo/rc) Trong đó : eo : cự ly lệch tâm của lực nén dọc trục ở đầu có mômen uốn lớn hơn của cột đối với trọng tâm mặt cắt cấu kiện rc : bán kính trong của ống thép

M2 : số lớn hơn trong trị thiết kế mômen uốn 2 đầu ống thép nhồi bê tông

N : trị thiết kế lực nén dọc trục Điều 4-1-4: Hệ số chiết giảm l của lực xét ảnh hưởng độ mảnh của cột bêtông thép ống tính theo công thức sau:

Khi le/d > 4 thì  1 = 1- 0.115x l o /d4 Khi le/d  4 thì  1 = 1,0

Trong đó : d : đường kính ngoài của ống thép le : độ dài tính toán tương đương của ống thép nhồi bê tông, xác định theo điều 4.1.5 và điều 4.1.6 Điều 4.1.5 Đối với cột khung và các thanh mà giữa hai điểm tựa không có tải trọng ngang tác dụng thì chiều dài tương đương xác định theo công thức: le = kxlo lo = xl Trong đó : lo : độ dài tính toán của khung hoặc thanh l : độ dài của khung hoặc thanh k : hệ số độ dài tương đương

 : hệ số độ dài tính toán; đối với khung không có chuyển vị ngang xác định theo bảng 1-

1 trong phụ lục 1, CECS 28 – 90, đối với khung có chuyển vị ngang xác định theo bảng 1-2 trong phụ lục 1, CECS 28 – 90

Hệ số độ dài tương đương phải tính theo quy định sau đây:

+ Cột và thanh chịu nén dọc trục k = 1

+ Cột khung không chuyển vị ngang k = 0,5 + 0,3 +0,2 2

+ Cột khung có chuyển vị ngang

-Khi eo/rc < 0,8 ; lấy k =1-0,625 eo/rc

: trị của tỉ số giữa số nhỏ hơn với số lớn hơn của giá trị mômen lớn của một trong hai đầu cột

Hình 10 11 Sơ độ ứng xử của cột khi chịu tải dọc trục và moment

3.2 Tính toán sức chịu tải của cột tổ hợp Điều 4.2.1 Trị thiết kế cột tổ hợp phải tính theo côn thức sau đây:

Noi : khả năng chịu lực của cột ngắn chịu nén trục của các nhánh đơn của cột tổ hợp, xác định như phần trên

 * 1 : hệ số giảm khả năng chịu lực để kể đến ảnh hưởng của độ mảnh

 * e : hệ số giảm khả năng chịu lực để kể đến ảnh hưởng của độ lệch tâm Trong mọi trường hợp đều phải thoả mãn điều kiện sau đây:

Với  * o là trị  * 1 tính theo cột nén dọc trục

Hệ số giảm khả năng chịu lực  * e

Hệ số giảm khả năng chịu lực  * e của ống thép nhồi bê tông để kể đến ảnh hưởng của độ lệch tâm tính theo công thức sau đây : Đối với cột hai nhánh hoặc cột 4 nhánh có tiết diện đối xứng : + Khi eo/h  b thì

Cột chịu nén đúng tâm Cột chịu nén, uốn 1 chiều Cột chịu nén, uốn 2 chiều

Trong đó : eo : khoảng cách lệch tâm đối với trọng tâm chịu nén cột tổ hợp của lực nén tại đầu cột có mômen lớn hơn eo = M2/N

M2 : mômen lớn hơn trong trị thiết kế mômen uốn 2 đầu ống thép nhồi bê tông

b : độ lệch tâm giới hạn

M2 : số lớn hơn trong trị thiết kế mômen uốn 2 đầu ống thép nhồi bê tông h : khoảng cách giữa trọng tâm 2 nhánh cột trong mặt phẳng có mômen tác dụng Độ lệch tâm giới hạn  b Đối với cột hai nhánh hoặc cột 4 nhánh có tiết diện đối xứng : t b t

Hệ số giảm khả năng chịu lực  * 1

Hệ số giảm khả năng chịu lực  * 1 để kể đến độ mảnh của cột ống thép nhồi bê tông phải tính theo công thức sau:

 * : độ mảnh của cột tính theo công thức sau:

Khi cột tổ hợp 2 nhánh và hệ giằng là bản thì :

        Trong đó : d : đường kính ngoài của ống thép l * e : độ dài tính toán tương đương của cột tổ hợp

Iy : mômen quán tính của diện tích qui đổi tiết diện ngang cột hình ô đối với trục y l : chiều dài khoảng cách mắt cột hình ô

A0 : tổng diện tích tiết diện qui đổi của các nhánh mà tiết diện ngang của cột hình ô cắt ra c o oi ci a

Aoi, Aci : diện tích mặt cắt ngang của ống thép phân nhánh i và diện tích mặt cắt ngang của lõi bêtông Độ dài tính toán tương đương của cột tổ hợp l * e l * e = kl * o l * o = l * Trong đó : l * o : độ dài tính toán của cấu kiện tổ hợp l * : độ dài của cột tổ hợp k : hệ số độ dài tương đương

 : hệ số độ dài tính toán

TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH TỔNG THỂ KẾT CẤU VÀNH VÒM

Tổ hợp Nmax và Mtư : N max = 19115.09 kN , Mtư= 1236.67 Kn.m

4.1 Tính sức chịu tải của cột đơn Xác định N o :

Thép kết cấu tiêu chuẩn theo AASHTO 709M Cấp 250 W có điểm chảy nhỏ nhất hoặc cường độ chảy nhỏ nhất fa%0Mpa

Bêtông sườn vòm là bêtông cấp C50 có cường độ chịu nén theo mẫu bêtông hình trụ:

' f cPMpa Qui đổi ra cường độ chịu nén theo mẫu hình trụ là : fc’ Px1.24= 62 Mpa l

Mất ổn định Sườn vòm a-Mất ổn định trong mặt phẳng

B b-Mất ổn định ngoài mặt phẳngMất ổn định

Cường độ chịu nén thiết kế fcP MPa tương đương với cấp cường độ bêtông C50: a a c c f A 250 88300 f A 62 146000 0.22

Bảng 1 - Hệ số chuyển đổi (TCVN 8218-2009)

Kích thước của mẫu mm

Kích thước cho phép lớn nhất của hạt cốt liệu trong bê tông mm

Mẫu lập phương (cạnh x cạnh x cạnh)

450 x450 x450 Mẫu hình trụ (đường kính x chiều cao )

Xác định giá trị lực nén cho phép [N] :

Hình 10 12 Sơ đồ tính toán cột tổ hợp

Lấy mômen đối với điểm O1 ta được kết quả như sau:

Cột và thanh chịu nén trục thì hệ số k=1 Hệ số chiều dài tương đương,

Hệ số m được tra bảng theo phụ lục 1-1 của CECS 28-90 m = 1 Chiều dài tính tóan tương đương của cột ống thép nhồi bêtông xác định như sau: le      k l 1 1 16  16 m l = 16 m : chiều dài của cột (từ dầm ngang đến giằng ngang đầu tiên) l e 16 d  1  16 > 4 lo   l 1x16 16m

4.2 Tính toán ổn định kết cấu vành vòm Ổn định của kết cấu được kiểm tra theo tiêu chuẩn DL 5099 – 97 Tiêu chuẩn DL 5099 – 97 dựa theo giả thiết đồng nhất về bêtông và cốt thép, không phân biệt ống thép hay là bêtông ở giữa, sử dụng chỉ tiêu tính năng tổng hợp và vài đặc tính của toàn mặt cắt cấu kiện để xác định sức chịu lực của cấu kiện, vì thế tính toán các cấu kiến phải phụ thuộc vào phương pháp tính và giả thiết cường độ đồng nhất Đối với kết cấu chịu nén uốn : Khi : N/Asc  0.21fsc thì

1 : hệ số ổn định fsc : giá trị cường độ thiết kế của ống thép nhồi bêtông liên hợp f sc   1.212 B     C 2  f c

B : hệ số tính toán, B = 0.1759fy/235+ 0.974

C : hệ số tính toán, C = -0.1038fc/20 + 0.0309

M : mômen uốn lớn nhất trong phạm vi cấu kiện tính toán

Wsc : mômen chống uốn của mặt cắt cấu kiện

Asc : diện tích mặt cắt cấu kiện (Asc = 2x3.14x1 2 /4 = 1.5708 m 2 )

m : hệ số phát triển tính dẻo, kháng uốn của tiết diện cấu kiện, khi 0  0.85 thì m = 1.4 ; khi 0 < 0.85 thì m = 1.2 ;

0  0.85: hệ số bó của mặt cắt cấu kiện s y c a f

  f as : hàm lượng thép fy : cường độ giới hạn chảy của thép ống fc : cường độ chịu nén của bêtông

m : hệ số quy tắc cong đẳng hiện, lấy theo quy tắc sau :

- Trong các điều kiện làm việc, sản xuất cấu kiện trong nhà xưởng m = 1.0

- Trong các điều kiện khác m = 0.65 +0.35M1/M2, nhưng không nhỏ hơn 0.4 M1, M2 : mômen uốn ở hai đầu cấu kiện, khi gây ra cùng biến dạng uốn thì lấy cùng dấu và ngược lại thì lấy khác dấu (M2 > M1 )

 : độ mảnh của cấu kiện

Xác định  1 Độ mảnh của cột chống đơn

L1 : khoảng cách giữa các cột đơn (L1 = 1.3 m) r1qd : bán kính quán tính quy đổi của cột đơn Tiết diện quy đổi của cột đơn :

    Mômen quán tính quy đổi của cột đơn :

Bán kính quán tính quy đổi của cột đơn :

   Độ mảnh của cột đơn :

Bán kính quán tính của vành vòm :

   Độ mảnh của cấu kiện :

Lo : chiều dài tính toán vành vòm, đối với vòm 2 khớp thì Lo = 0.54s với s là chiều dài trục vòm Độ mảnh quy đổi của cấu kiện :

         Tra bảng theo quy trình ta được hệ số  =0.687

Xác định giá trị lực tới hạn N E :

Tính môđun chống uốn của mặt cắt vành vòm :

Xác định công thức kiểm toán

Vậy kiểm tra theo công thức :

4.3 Tính tóan ổn định tổng thể ngoài mặt phằng vành vòm Đối với cấu kiện chịu nén, tính toán ổn định hướng ngang theo công thức sau :

NL : lực dọc tới hạn, tính theo công thức sau:

Iy : mômen quán tính trung bình của 2 vành vòm đối với trục Y-Y

S : chiều dài đường trục vòm (s = 75 m)

 : hệ số phụ thuộc vào điều kiện liên kết, vòm 2 khớp lấy bằng 1

 : hệ số ảnh hưởng thanh giằng ngang

Ea, Ia : môđun đàn hồi và mômen quán tính của một vành vòm

Eb, Ib : môđun đàn hồi và mômen quán tính của liên kết ngang

G : môđun đàn hồi trượt của liên kết ngang

Ab : tiết diện liên kết ngang a : khoảng cách giữa 2 liên kết ngang (a = 10.4 m) b : khoảng cách giữa 2 vành vòm (b = 17.4 m)

Hệ số β ảnh hưởng đến độ ổn định của cấu kiện giữa các nút, phụ thuộc vào lực tới hạn Khi kết nối ngang với khoảng cách các nút đảm bảo độ ổn định thì có thể bỏ qua hệ số β Hệ số n phản ánh hình dạng của kết nối ngang, với mặt cắt hình chữ nhật là 1,2 và mặt cắt hình tròn là 1,11.

Ni : lực dọc trung bình của vành vòm

Ix : mômen quán tính của vành vòm lấy đối với trục đi qua trọng tâm của vành vòm

Vậy: l o  9.96 1 98.7   983.05 m Suy ra lực dọc tới hạn NL:

Lực dọc trung bình Ni

Vậy kết cấu thỏa mãn điều kiện ổn định ngoài mặt phẳng vành vòm

4.1 Tính sức chịu tải của cột đơn Xác định N o :

Thép kết cấu tiêu chuẩn theo AASHTO 709M Cấp 250 W có điểm chảy nhỏ nhất hoặc cường độ chảy nhỏ nhất fa%0Mpa

Bêtông sườn vòm là bêtông cấp C50 có cường độ chịu nén theo mẫu bêtông hình trụ:

' f cPMpa Qui đổi ra cường độ chịu nén theo mẫu hình trụ là : fc’ Px1.24= 62 Mpa

Cường độ chịu nén thiết kế fcP MPa tương đương với cấp cường độ bêtông C50: a a c c f A 250 88300 f A 62 146000 0.22

Bảng 1 - Hệ số chuyển đổi (TCVN 8218-2009)

Kích thước của mẫu mm

Kích thước cho phép lớn nhất của hạt cốt liệu trong bê tông mm

Mẫu lập phương (cạnh x cạnh x cạnh)

450 x450 x450 Mẫu hình trụ (đường kính x chiều cao )

Xác định giá trị lực nén cho phép [N] :

Sơ đồ tính tóan cột tổ hợp

Lấy mômen đối với điểm O1 ta được kết quả như sau:

Cột và thanh chịu nén trục thì hệ số k=1 Hệ số chiều dài tương đương,

Hệ số m được tra bảng theo phụ lục 1-1 của CECS 28-90 m = 1

Chiều dài tính tóan tương đương của cột ống thép nhồi bêtông xác định như sau: le      k l 1 1 16  16 m l = 16 m : chiều dài của cột (từ dầm ngang đến giằng ngang đầu tiên) l e 16 d  1  16 > 4 lo   l 1x16 16m

4.2 Tính toán ổn định kết cấu vành vòm Ổn định của kết cấu được kiểm tra theo tiêu chuẩn DL 5099 – 97 Tiêu chuẩn DL 5099 – 97 dựa theo giả thiết đồng nhất về bêtông và cốt thép, không phân biệt ống thép hay là bêtông ở giữa, sử dụng chỉ tiêu tính năng tổng hợp và vài đặc tính của toàn mặt cắt cấu kiện để xác định sức chịu lực của cấu kiện, vì thế tính toán các cấu kiến phải phụ thuộc vào phương pháp tính và giả thiết cường độ đồng nhất Đối với kết cấu chịu nén uốn : Khi : N/Asc  0.21fsc thì

1 : hệ số ổn định fsc : giá trị cường độ thiết kế của ống thép nhồi bêtông liên hợp fsc 1.212 B   C 2 fc

B : hệ số tính toán, B = 0.1759fy/235+ 0.974

C : hệ số tính toán, C = -0.1038fc/20 + 0.0309

M : mômen uốn lớn nhất trong phạm vi cấu kiện tính toán

Wsc : mômen chống uốn của mặt cắt cấu kiện

Asc : diện tích mặt cắt cấu kiện (Asc = 2x3.14x1 2 /4 = 1.5708 m 2 )

m : hệ số phát triển tính dẻo, kháng uốn của tiết diện cấu kiện, khi 0  0.85 thì m = 1.4 ; khi 0 < 0.85 thì m = 1.2 ;

0  0.85: hệ số bó của mặt cắt cấu kiện s y c a f

  f as : hàm lượng thép fy : cường độ giới hạn chảy của thép ống fc : cường độ chịu nén của bêtông

m : hệ số quy tắc cong đẳng hiện, lấy theo quy tắc sau :

- Trong các điều kiện làm việc, sản xuất cấu kiện trong nhà xưởng m = 1.0

- Trong các điều kiện khác m = 0.65 +0.35M1/M2, nhưng không nhỏ hơn 0.4 M1, M2 : mômen uốn ở hai đầu cấu kiện, khi gây ra cùng biến dạng uốn thì lấy cùng dấu và ngược lại thì lấy khác dấu (M2 > M1 )

 : độ mảnh của cấu kiện

Xác định  1 Độ mảnh của cột chống đơn

L1 : khoảng cách giữa các cột đơn (L1 = 1.3 m) r1qd : bán kính quán tính quy đổi của cột đơn Tiết diện quy đổi của cột đơn :

    Mômen quán tính quy đổi của cột đơn :

Bán kính quán tính quy đổi của cột đơn :

   Độ mảnh của cột đơn :

Bán kính quán tính của vành vòm :

   Độ mảnh của cấu kiện :

Lo : chiều dài tính toán vành vòm, đối với vòm 2 khớp thì Lo = 0.54s với s là chiều dài trục vòm Độ mảnh quy đổi của cấu kiện :

        Tra bảng theo quy trình ta được hệ số  =0.687

Xác định giá trị lực tới hạn N E :

Tính môđun chống uốn của mặt cắt vành vòm :

Xác định công thức kiểm toán

Vậy kiểm tra theo công thức :

4.3 Tính tóan ổn định tổng thể ngoài mặt phằng vành vòm Đối với cấu kiện chịu nén, tính toán ổn định hướng ngang theo công thức sau :

NL : lực dọc tới hạn, tính theo công thức sau:

Iy : mômen quán tính trung bình của 2 vành vòm đối với trục Y-Y

S : chiều dài đường trục vòm (s = 75 m)

 : hệ số phụ thuộc vào điều kiện liên kết, vòm 2 khớp lấy bằng 1

 : hệ số ảnh hưởng thanh giằng ngang

Ea, Ia : môđun đàn hồi và mômen quán tính của một vành vòm

Eb, Ib : môđun đàn hồi và mômen quán tính của liên kết ngang

G : môđun đàn hồi trượt của liên kết ngang

Ab : tiết diện liên kết ngang a : khoảng cách giữa 2 liên kết ngang (a = 10.4 m) b : khoảng cách giữa 2 vành vòm (b = 17.4 m)

 : hệ số xét đến sự ổn định của cấu kiện giữa các nút, phụ thuộc vào lực tới hạn Khi liên kết ngang với khoảng cách nút đảm bảo ổn định có thể bỏ qua  n : hệ số xét đến hình dạng của liên kết ngang, đối với mặt cắt hình chữ nhật lấy 1.2, mặt cắt hình tròn lấy 1.11

Ni : lực dọc trung bình của vành vòm

Ix : mômen quán tính của vành vòm lấy đối với trục đi qua trọng tâm của vành vòm

Suy ra lực dọc tới hạn NL:

Lực dọc trung bình Ni

Vậy kết cấu thỏa mãn điều kiện ổn định ngoài mặt phẳng vành vòm.

SỬ DỤNG PHẦN MỀN SP COUMLUMN KIỂM TRA TỔ HỢP NỘI LỰC

Ta quy đổi tiết diện thép thành bê tông : n=5.795 Tiết diện vành vòm :

Tiết diện quy đổi về bê tông

Quy đổi bề dày của thép thành bê tông:

Ta có : t5.795.72mm ( để dễ dàng tính toán)

Quy đổi tiết diện : EA=EaAa+EcAc

Ta có : Ec= 34269.4Mpa Ea= 200000 Mpa

File Name C:\Users\DELL\OneDrive - IT softw \untitled.col

Slenderness Not Considered Column Type Architectural

Points X Y Points X Y Points X Y mm mm mm mm mm mm

Biểu đồ kiểm tra nén uốn bằng biểu đồ SP Column

12000 -12000 fs=0.5fy fs=0 fs=0.5fy fs=0

PHÂN TÍCH ĐẶC TRƯNG DAO ĐỘNG CỦA CẦU VÒM ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG NHỊP VÒM 75M

Các đặc trưng dao động tự nhiên của cầu thể hiện vai trò cực kỳ quan trọng trong thiết kế động đất, phát hiện khuyết tật của cầu và bảo dưỡng cầu Bao gồm các tần số dao động tự nhiên và các dao động tự nhiên và các dạng dao động của cầu,nó không chỉ là các thông số quan trọng để phân tích động kết cấu và thiết kế động đất mà còn đánh giá các hư hỏng nếu có trong cầu Các điều khoản giới hạn cả tần số theo phương đứng và phương ngang Trong phần tử này các đặc trưng động học cầu vòm thép nhồi bê tông ( cầu vòm CFST – Concrete filled steel tube ) được phân tích bằng mô hình 3 chiều theo phương pháp phần tử hữu hạn Các chu kỳ tự nhiên và dao động tự nhiên của cầu vòm CFST được tính toán bằng cách phân tíchh lặp Các dạng hình học của dao động cũng sẽ được phân tích

Mô hình không gian bỏ qua ảnh hưởng của bản mặt cầu và dầm dọc phụ, quy đổi các thành phần này lên dầm ngang Mô hình không gian có xét ảnh hưởng của bản mặt cầu và dầm dọc phụ, mô tả dầm dọc phụ bằng phần tử dầm (beam) và sử dụng tính năng liên kết các nút phần tử (link) để kết nối các nút trên phần tử tấm, dầm dọc và dầm ngang.

Các dạng dao động trong kết cấu vòm :

Tổng hợp dao động trong nhịp vòm 75m

(rad/sec) (cycle/sec) (sec)

Kết luận : Để tránh xảy ra cộng hưởng, chu kỳ dao động thẳng đứng không được nằm trong khoảng 0.3- 0.7 s

Theo Tạp chí phát triển KH&CN, tập 10, số 05-2007

 Thỏa điều kiện dao động

TÍNH TOÁN KIỂM TRA CÁP THANH TREO VÀ KIỂM TOÁN

KIỂM TOÁN CÁP GIẰNG

Nội lực trong cáp thanh giằng ngang được lấy từ kết quả của chương trình MIDAS/ Civil Lực căng lớn nhất trong thanh giằng ở trạng thái giới hạn sủ dụng l :

Nmax = 12436.7 KN Thanh giằng gồm 8 bó cáp, mỗi bó 22 sợi 15.2 mm, cấp 270 có :

As = 24190 mm 2 fpu = 1860 MPa Giới hạn ứng suất ở trạng thái giới hạn sử dụng là

 = 0.4x1860 = 744 MPa Ứng suất trong sợi cáp là:

Ta thấy :  = 628 MPa <  = 744 MPa  Đạt

MÔ PHỎNG TÍNH TOÁN ỨNG SUẤT CHÂN VÒM BẰNG PHẦN MỀM

1 MÔ HÌNH PHÂN TÍCH FEA

Chân vòm có cấu tạo hình thất diện phẳng với trục dầm ngang trùng với trục z và trục dầm dọc trùng với trục x Do đặc điểm phân bố ứng suất phức tạp, việc phân tích chân vòm được thực hiện bằng phần mềm Ansys Các thông số mặt cắt chính và đặc trưng hình học của vật liệu được sử dụng cho vòm nhịp 75m và 50m được trình bày trong chương sau.

Sự phân bố ứng suất và biến dạng của chân vòm được phân tích dựa trên các mô hình nêu trên trong các phần tử

Hình 12 1 Hình ảnh bố trí chung tiết diện chân vòm

3 D chân vòm ( phần thép ) 3 D chân vòm ( phần bê tông )

Sử dụng mô hình 3D trong revit xuất ra file định dạng *SAT import vào phần mền ANSYS 2022

Hình 12 2 Giao diện mô phỏng chân vòm

Hình 12 3 Hình ảnh khai báo vật liệu trong phần mền ansys 2022

Import File 3D revit vào phần mền ansys 2022 ( File sat )

Lực nén tại chân vòm N= 19152.11 KN

Kiểm tra chân vòm thép khi không có bê tông :

Hình 12 4 Hình ảnh tiết diện chần vòm thép

TIẾT DIỆN LÀM VIỆC LIÊN HỢP : Trường hợp phân tích tiết diện vòm thép :

Với lực tương ứng phân tích bên trên Định dạng gối cố định cho chân vòm

2 PHÂN BỐ ỨNG SUẤT VÀ BIẾN DẠNG CỦA CHÂN VÒM

Tương tự như chân vòm có bê tông :

3 PHÂN BỐ ỨNG SUẤT VÀ BIẾN DẠNG CỦA CHÂN VÒM THÉP

Dựa trên phân tích FEA cho chân vòm cầu vòm vượt sông Cái Bé :

- Biến dạng của chân vòm nhìn chung là nhỏ Phân bố điều đặn và hợp lí

- Ứng suất tập trung được tìm thấy tại các vị trí có độ cứng thay đổi mạnh, chẳng hạn như các chốt thanh giằng, khớp Gía trị lớn nhất của ứng suất Von Mises gần bằng cường độ bê tông đối với chân vòm được xét đến ở trên Điều này chứng tỏ sư phân bố ứng và thiết kế các chi tiết cấu tạo là hợp lý

- Phân tích giữa thép và không có bê tông chân vòm 2 kết cấu có sự biến dạng khác nhau, biến dạng của kết cấu có tiết diện thép và tiết diện làm việc liên hợp giữa thép và bê tông thì tiết diện làm việc liên hợp đảm bảo về yêu cầu thiết kế

 Đảm bảo điều kiện về biến dạng, yêu cầu về thiết kế.

PHÂN TÍCH TÍNH TOÁN KIẾM TRA THÂN TRỤ

TẢI TRỌNG TÁC DỤNG

Kiểm tra trụ giai đoạn thi công :

Tiết diện vòm là tiết diện liên hợp vỏ thép và bê tông, thi công lắp hệ dầm lên các dầm ngang

Xuất nội lực thân trụ giai đoạn thi công dịch chuyển 3cm

Ele m Load Part Axial (kN)

- Giai đoạn căng cáp giằng chân vòm

- Biến dạng tại vị trí đỉnh vòm cho phép theo Được tính trong chương trình Midas ( Phần tử trong Midas ) giai đoạn khai thác

3 THIẾT KẾ CỐT THÉP CHO CỘT CHỊU NÉN LỆCH TÂM

Giai đoạn thi công : TH1 Xét mặt cắt đỉnh trụ TH2 Xét mặt cắt đáy trụ

Giai đoạn khai thác : TH1 Xét mặt cắt đỉnh trụ TH2 Xét mặt cắt đáy trụ

3.1 TỔNG QUAN VỀ PHẦN MỀM SP COLUMN

SP Column là một phần mềm chuyên về kiểm toán cột bê tông cốt thép

SP Column là một phần trong hệ thống sản phẩm SP Column, liên tục được cải tiến để đáp ứng nhu cầu của người dùng Phần mềm này cung cấp nhiều tính năng mới hỗ trợ việc tính toán kết cấu được dễ dàng hơn.

Các Mô đun của phần mềm:

Mô hình hóa vật liệu: Người dùng có thể nhập các thông số đặc trưng của vật liệu ( bê tông và thép), chương trình sẽ tự động tính toán các thông số còn lại

Mô hình hóa mặt cắt: Phần mềm cung cấp đa dạng các loại mặt cắt hình tròn, hình chữ nhật hoặc bất kỳ mặt cắt nào do người dùng tự định nghĩa Mô hình hóa cốt thép: Người dùng có thể chọn loại thép theo các tiêu chuẩn sẵn có trong thư viện hoặc người dùng có thể tự định nghĩa

Mô hình hóa tải trọng: Các hiệu ứng tải trọng, tải trọng tĩnh, tải trọng động, gió, động đất

3.2 THIẾT KẾ CỐT THÉP VÀ KIỂM TOÁN KẾT CẤU CỘT BẰNG PHẦN MỀM

3.2.1 Khai báo vật liệu và mặt cắt trong phần mềm

-Khai báo thông số vật liệu trụ

Hình 10.3 Khai báo vật liệu

-Khai báo kích thước mặt cắt trụ : Dùng import mặt cắt trong SP coumlumn vẽ lại mặt cắt tiết diện :

Tiết diện trên thân trụ : Trường hợp 1 giai đoạn thi công

Tiết diện đáy chân trụ : Trường hợp 2 giai đoạn thi công

 Trường hợp 1 : giai đoạn thi công bước 3 ( Thi công dầm dọc ) Với N= 9048.59 ( kN) , My= -15.73 ( kN.m)

(Pmin) (Pmin) fs=0.5fy fs=0 fs=0.5fy fs=0

 Trường hợp 2 : giai đonạ thi công bu9ocws 3 ( thi công dầm dọc )

Kết quả tính toán thiết kế cốt thép và kiểm toán kết cấu cột bằng phần mền SP Coumlumn giai đoạn khai thác :

 Tiết diện trên chân trụ : Trường hợp 1 giai đoạn làm việc ở giai đoạn khai thác Với N= 11640.84( kN) , My= -70.33 ( kN.m)

 Tiết diện dưới chân trụ : Trường hợp 2 giai đoạn làm việc ở giai đoạn khai thác Với N= -15045.53 (kN) , My= 251.60 ( kN.m)

(Pmin) (Pmin) fs=0.5fy fs=0 fs=0.5fy fs=0

Hình ảnh bố trí cốt thép thân trụ hai mặt cắt tiết diện tính toán :

Hình ảnh bố trí cố thép thân trụ

Nhận xét: Nội lực nằm trong biểu đồ đường bao vật liệu và kiểm toán theo sức kháng đạt (Mn/Mu >1) vậy tiết diện trụ đảm bảo khả năng chịu lực

KIỂM TOÁN ỔN ĐỊNH TRỤ KIỂM TOÁN ỔN ĐỊNH TOÀN TRỤ TIẾT DIỆN LỚN :

Tải trọng giới hạn theo Euler:

Trong đó : E : Modul đàn hồi : E= 25743 MPa

I là Moment quán tính nhỏ nhất : Ix=5.08976 10  12   mm 4

L: là chiều dài tính toán : L tt  K 0   L 0.5 11 5.5     m

THIẾT KẾ CHIẾU SÁNG

Chiếu sáng

- Do đây là công trình trong khu vực đô thị nên sẽ bố trí hệ thống chiếu sáng trên toàn bộ cầu chiều dài toàn bộ cầu và đường hai đầu cầu Ngoài ra, do đây là công trình có quy mô lớn và mang tính biểu tượng của tỉnh nên hệ thống chiếu sáng cần có tính thẩm mỹ cao.

Chiếu sáng trang trí cầu

- Để tạo nét đặc đáo và đảm bảo về thẩm mỹ , hệ thống chiếu sáng trang trí sẽ được thiết kế hai hệ thống đèn tương ứng với 2 phương án chiếu sáng khác nhau nhằm tạo vẻ đẹp cho

Cầu Cái Bé về đêm

- Chiếu sáng trang trí cố định ( vận hành từ thứ 2 đến thứ 6 ) : để ánh sáng trắng toàn bộ cầu

- Chiếu sáng trang trí cầu vòm cầu : Chiều hắt từ dưới lên và các thanh giằng ngang

+ Sử dụng các bộ đèn pha Led IP 66, có hiệu suất cao công suất 281 W cho vòm nhỏ và

576 W cho vòm lớn với ánh sáng đổi màu neon Các bộ đèn này lắp vào bộ gá bắt trực tiếp vào bulông chờ sẵn được hàn ở mặt ngoài trên vòm cong của cầu Mỗi vị trí có 01 gá lắp 01 đèn pha Led

+ Bố trí 04 đèn led 104 W / 01 giằng ngang, các đèn được bắt lên tay bắt hàn sẵn lên vòm và chiếu dọc giằng ngang

- Chiếu sáng trang trí lan can : Lắp các đèn Led 3.6 W chiếu hắt tạo ra ngoài tạo điểm sáng

+ Tại phía ngoài lan can, gắn vào thành cầu lắp các đèn ED 3.6W với khoảng cách 5m/1 đèn Đèn được gắn trực tiếp lên thành cầu và tạo điểm sáng dọc cầu tới cuối cầu

- Chiếu sáng trang trí trụ cầu : Chiều từ đỉnh trụ hắt xuống dưới mặt nước

+ Trên trụ chính từ trụ T3, T4,T5 ,T6,T7,T8,T9 bố trí đèn pha Led IP66, ánh sáng đổi màu chiều từ trên hắt theo trụ xuống

- Chiếu sáng trang trí dây văng :

Trên mỗi sợi cáp văng dài 235 mét, hai hàng đèn LED công suất 1.075 W sẽ được bố trí dọc theo sợi dây với khoảng cách trung bình 150mm/đèn Các đèn LED sẽ được lắp đặt ở hai bên đối diện của mỗi sợi cáp văng, trải dài suốt chiều dài cầu, tạo nên hiệu ứng ánh sáng ấn tượng.

- Chiếu sáng trang trí lan can :

+ Dọc theo lan can cầu phần bê tông bên ngoài từ phạm vi trụ T1 đến T10 bố trí các đèn bố trí các đèn Led đa sắc 3,6W Các đèn Led được điều khiển bằng bộ lập trình có thể chạy theo chương trình được cài đặt sẵn

+ Các bộ đèn này được bắt trực tiếp vào thành lan can cầu Khoảng cách mỗi đèn 5m

Trên các dây văng kéo dài từ đỉnh vòm đến chân vòm được lắp đặt các module đèn LED công suất 1,075W Hệ thống đèn LED này được điều khiển bằng bộ lập trình, cho phép chạy theo chương trình được cài đặt sẵn để tạo ra các màn trình diễn ánh sáng ngoạn mục.

+ Các bộ đèn này được giữ chặt vào dây văng bằng các đai thít (Vị trí cụ thể xem bản vẽ bố trí đèn)

- Chiếu sáng trang trí trụ cầu :

 Sử dụng các đèn pha Led 38W đã mô tả trong kịch bản 1

Thời gian sử dụng thiết bị chiếu sáng :

 Ban ngày: Tắt toàn bộ đèn (Từ 06h đến 18h)

 Buổi tối: Đóng điện bật sáng toàn bộ đèn (Từ 18h đến 23h)

 Đêm khuya: Tắt 1/3 hoặc 2/3 số đèn (Từ 23h đến 06h)

Tổng hợp vật tư chiếu sáng :

 Đèn LED BAT đa sắc 6W:

 Công suất đèn: 3,6W, màu sắc: 16,7 triệu màu

 Nhiệt độ làm việc: -20C đến 40C

 Đèn Led 1,075w gắn trên dây văng

 Cấp bảo vệ: IP (ingress protection) 66

 Cường độ sáng thay đổi: 1-100%

 Góc chiếu lựa chọn đa dạng: 6 - 24 - 37 C hoặc 14x32 C

Thiết kế hệ thống bơm nước

- Thiết kế hệ thống dọc nhịp 50m +75m+50m

- Gồm 8 máy bơm nước bố trí dọc nhịp

Hình 14 1 Hình ảnh chiếu sáng phối cảnh và hệ thống phun nước cầu vòm nhịp

Hình 14 2 Hình ảnh phối cảnh hệ thống phun nước chiếu sáng cầu vòm

TỔ CHỨC THI CÔNG

Thi công kết cấu phần dưới

16.1.1 Thi công mố M1, M2 trên cạn

San ủi mặt bằng, xác định vị trí phạm vi thi công mố;

Lắp đặt đưa máy khoan vào vị trí; Định vị tim cọc khoan nhồi và hạ ống vách thép tạm;

Dùng máy khoan tiến hành khoan tạo lỗ, làm sạch lỗ khoan ;

Hạ lồng thép, làm sạch lỗ khoan theo quy định và đổ bê tông cọc theo phương pháp dịch chuyển thẳng đứng ống dẫn, rút ống vách thép tạm;

Lặp lại trình tự thi công các cọc tiếp theo như các bước trên ;

Kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi; Đóng cọc định vị, hạ khung vây và cọc ván thép ; Đào hố móng đến cao độ thiết kế bằng cơ giới kết hợp với thủ công;

Rải lớp đá dăm đệm dày 20cm, đổ lớp bê tông lót dày 10cm; Đập đầu cọc, dựng ván khuôn, lắp đặt cốt thép và đổ bê tông bệ móng;

Quét lớp bitum chống thấm cho phần bệ, lấp đất đến cao độ đỉnh móng;

Tháo dỡ hệ khung vây, cọc ván thép ;

Lắp dựng ván khuôn, cốt thép và đổ bê tông tường thân, tường cánh và tường đỉnh mố, thân trụ;

Quét lớp bitum sau mố, đắp đất trong lòng mố, thi công bản quá độ (thi công cùng với tường chắn đầu cầu);

Chi tiết các bước xem tập bản vẽ Thiết kế

11.1.2 Thi công mố M2 trên cạn

San ủi mặt bằng, xác định vị trí phạm vi thi công mố;

Lắp đặt đưa máy khoan vào vị trí; Định vị tim cọc khoan nhồi và hạ ống vách thép tạm;

Hạ lồng thép, làm sạch lỗ khoan theo quy định và đổ bê tông cọc theo phương pháp dịch chuyển thẳng đứng ống dẫn, rút ống vách thép tạm;

Kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi; Đào hố móng đến cao độ thiết kế bằng cơ giới kết hợp với thủ công;

Lắp dựng ván khuôn, cốt thép và đổ bê tông tường thân, tường cánh và tường đỉnh mố, thân trụ;

Quét lớp bitum sau mố, đắp đất trong lòng mố, thi công bản quá độ (thi công cùng với tường chắn đầu cầu);

11.1.3.Thi công các trụ P1, P7 trên cạn

San ủi mặt bằng, xác định vị trí phạm vi thi công trụ;

Lắp đặt đưa máy khoan vào vị trí; Định vị tim cọc khoan nhồi và hạ ống vách thép ; Dùng máy khoan tiến hành khoan tạo lỗ, làm sạch lỗ khoan ;

Hạ lồng thép, làm sạch lỗ khoan theo quy định và đổ bê tông cọc theo phương pháp dịch chuyển thẳng đứng ống dẫn;

Lặp lại trình tự thi công các cọc tiếp theo như các bước trên ; Kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi; Đóng cọc định vị, hạ khung vây và cọc ván thép ; Đào hố móng đến cao độ thiết kế bằng cơ giới kết hợp với thủ công;

Tháo dỡ hệ khung vây, cọc ván thép ; Lắp dựng ván khuôn, cốt thép và đổ bê tông thân trụ;

11.1.3 Thi công các trụ P2, P5 trên cạn

Lắp đặt đưa máy khoan vào vị trí; Định vị tim cọc khoan nhồi và hạ ống vách thép ; Dùng máy khoan tiến hành khoan tạo lỗ, làm sạch lỗ khoan ;

Lặp lại trình tự thi công các cọc tiếp theo như các bước trên ; Kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi; Đóng cọc định vị, hạ khung vây và cọc ván thép ; Đào hố móng đến cao độ thiết kế bằng cơ giới kết hợp với thủ công;

Tháo dỡ hệ khung vây, cọc ván thép ;

Lắp dựng ván khuôn, cốt thép và đổ bê tông thân trụ;

Lắp dựng ván khuôn, cốt thép và đổ bê tông xà mũ trụ;

11.1.4 Thi công các trụ P6, P8 trên cạn

Lắp đặt đưa máy khoan vào vị trí; Định vị tim cọc khoan nhồi và hạ ống vách thép ;

Kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi; Đào hố móng đến cao độ thiết kế bằng cơ giới kết hợp với thủ công;

Lắp dựng ván khuôn, cốt thép và đổ bê tông thân trụ;

Trình tự thi công như sau:

 Lần lượt thi công cọc khoan nhồi trên hệ nổi ;

 Định vị tim bê móng;

 Đóng cọc định vị, lắp đặt khung chống bằng hệ nổi ;

 Sau khi hoàn thành thi công cọc ván thép, tiến hành xói hút đất trong vòng vây đến cao độ đáy lớp bê tông bịt đáy ;

 Đổ lớp bê tông bịt đáy ;

 Khi bê tông đạt cường độ, tiến hành hút nước ra khỏi vòng vây kết hợp thi công các tầng khung chống còn lại ;

 Đập đầu cọc, làm sạch hố móng và đổ lớp bê tông tạo phẳng dày 10cm ;

 Lắp dựng ván khuôn, cốt thép bê cọc ;

 Đổ bê tông bệ cọc ; Bước 5 :

 Lắp dựng đà giáo, ván khuôn, cốt thép thân trụ ;

 Đổ bê tông thân trụ ;

 Lắp dựng đà giáo, ván khuôn, cốt thép xà mũ ;

 Đổ bê tông xà mũ trụ ;

11.1.5.Thi trụ cầu chính P4 Trình tự thi công như sau:

 Xác định vị trí tim trụ;

 Đóng cọc định vị, lắp đặt khung chống ngoài ;

 Đóng cọc ván thép ; Bước 2 :

 Đắp cát tạo tảo thi công trong vòng vây ;

 Lắp đặt máy khoan để tiến hành thi công cọc khoan nhồi : Định vị tim cọc, hạ ống vách thép, khoan tạo lỗ, làm sạch, hạ lồng thép, làm sạch, đổ bê tông, kiểm tra chất lượng cọc ;

 Sau khi hoàn thành thi công cọc khoan nhồi, tiến hành xói hút đất trong vòng vây đến cao độ đáy lớp bê tông bịt đáy ;

 Lắp đặt hệ khung chống trong ;

 Đổ lớp bê tông bịt đáy ;

 Khi bê tông đạt cường độ yêu cầu, hút nước ra khỏi vòng vây ; Bước 4 :

 Đập đầu cọc, làm sạch hố móng và đổ lớp bê tông tạo phẳng ;

 Lắp dựng ván khuôn, cốt thép bệ cọc và đổ bê tông bệ cọc ; Bước 5 :

 Lắp dựng đà giáo, ván khuôn, cốt thép thân trụ ;

 Đổ bê tông thân trụ ;

 Lắp dựng đà giáo, ván khuôn, cốt thép xà mũ ;

 Đổ bê tông xà mũ trụ ;

Thi công kết cấu phần trên

Trình tự thi công kết cấu phần trên được chia thành nhiều bước tóm tắt như sau:

11.2.1.Thi công vòm giữa nhịp 75m

 Hoàn thiện thi công các trụ P2-P5 ;

 Lắp đặt hệ đà giáo mở rộng trụ P3, P4 ; thử tải khử lún hệ đà giáo ;

 Lắp dựng 2 trụ tạm và hệ giá đỡ để phục vụ thi công nhịp vòm 75m ;

 Neo giằng hệ trụ tạm vào bệ móng trụ P3, P4 ;

Các mô đun vòm đúc sẵn tại xưởng được vận chuyển ra công trường, lắp ráp thành 3 đoạn tại bãi công trường rồi mới đưa vào vị trí xây dựng.

 Lắp đặt phần chân vòm, neo chân vòm vào các trụ P3, P ;

 Đổ bê tông phần chân vòm và dầm ngang nối 2 chân vòm ;

 Vận chuyển và lắp đặt đoạn vòm 1 và đoạn vòm 3 nhịp 75m vào hệ đà giáo tạm ;

 Lắp đặt hệ giằng ngang ở phía 2 đầu nhịp vòm ;

 Điều chỉnh vị trí và cao độ ; hàn liên kết các điểm nối ;

 Lắp đặt đoạn vòm 2 và nối tạm thời với đoạn vòm 1 và 3 ;

 Lắp đặt thanh giằng còn lại ở giữa nhịp vòm ;

 Điều chỉnh vị trí, cao độ và hàn nối toàn bộ các điểm ;

 Lắp đặt bó cáp 1, 2 cáp giằng chân vòm ;

 Căng kéo các bó cáp giằng lần thứ nhất và giải phóng trụ tạm ;

 Đỏ bê tông nhồi vào ống dưới của vòm thép ;

 Lắp đặt toàn bộ các dây cáp treo ;

 Tháo bỏ các trụ tạm và đà giáo mở rộng trụ tại nhịp giữa, vận chuyển và lắp đặt sang cho 2 nhịp 50m ;

 Căng bó 1,2 cáp giằng chân vòm lần thứ 2 ;

 Đổ bê tông nhồi vào ống trên của vòm thép ;

 Đổ bê tông nhồi vào ống giữa của vòm thép ;

 Lắp đặt bó cáp 3,4 cáp giằng chân vòm nhịp 75m và căng cáp giằng lần thứ 3 ; Bước 6 :

 Cẩu lắp dầm ngang số 10, 12, 14,16, 18, 20, 22 ;

 Căng các bó cáp 3, 4 cáp giằng chân vòm lần 4 ; Bước 7 :

 Lắp đặt các dầm ngang 11, 13, 15, 17, 19, 21 ;

 Lắp đặt bó cáp 5, 6 cáp giằng và căng cáp lần 5 ; Bước 8 :

 Lắp dầm bản trong phạm vi đường ô tô ;

 Lắp đặt bó cáp 7, 8 cáp giằng chân vòm và căng lần 6 ; Bước 9 :

 Thi công dầm dọc 2 bên cho nhịp 75m ;

 Lắp dầm bản trong phạm vi lê đi bộ nhịp 75m ;

 Căng các bó cáp còn lại của mỗi dầm ngang ;

 Thi công bản mặt cầu cho nhịp 75m ;

11.1.2.Thi công vòm giữa biên 50 m

Trình tự thi công nhịp biên tương tự nhịp giữa (75m) nhưng chỉ có khác: Để đảm bảo căng kéo thanh căng dọc thì chân vòm biên phải được kê trên gối tạm Sau khi thi công xong vòm thị hạ kích xuống vị trí thiết kế

11.1.3.Thi công dầm bản rỗng BTCT DƯL

Dầm bản rỗng được thi công theo từng phân đoạn với hệ đà giáo cố định, tuân thủ quy định bản vẽ thiết kế Quy trình thi công gồm các bước chính sau:

 San ủi chuẩn bị mặt bằng thi công;

 Lắp dựng hệ đà giáo và thử tải hệ đà giáo;

 Lắp dựng ván khuôn các đốt đúc;

 Lắp dựng cốt thép và đổ bê tông các phân đoạn;

 Căng kéo cáp dự ứng lực dọc và ngang của phân đoạn;

 Tháo dỡ ván khuôn đà giáo và chuyển sang phân đoạn tiếp theo và lặp lại các bước thi công như trên;

Thi công bờ bo lan can cầu;

Thi công khe co giãn;

Thi công lớp phòng nước;

Thi công lớp phủ mặt cầu;

Lắp đặt lan can, hệ thống chiếu sáng;

Thi công tuyến đường hai đầu cầu

Trình tự thi công chủ đạo như sau:

Dọn dẹp mặt bằng, chuẩn bị các bãi tập kết vật liệu, máy móc, thiết bị nhằm đảm bảo không gian thi công thông thoáng và thuận tiện Đồng thời, xây dựng lán trại để phục vụ cho quá trình thi công Bên cạnh đó, việc đo đạc và định vị các vị trí công trình giúp xác định chính xác vị trí thi công, khôi phục cọc trên tuyến là công tác quan trọng để đảm bảo độ chính xác và tiến độ của dự án.

Thi công các công trình phụ trợ phục vụ thi công;

Thi công các công trình tập trung: hệ thống thoát nước, Tuynel kỹ thuật …;

Thi công hệ thống an toàn giao thông và các công trình phụ trợ

Thi công tường chắn đường cầu

Dọn dẹp mặt bằng, đào thay đất móng chân tường chắn lắp ghép và tường chắn BTCT Thay bằng cát hạt thô đầm chặt K95 Đối với đoạn tường chắn trên nền đất cần sử dụng cọc thì tiến hành hạ cọc bằng phương pháp ép tĩnh, sau đó thi công sàn bê tông trên hệ cọc;

Thi công tường chắn có cốt: thi công móng, lắp đặt các tấm tường chắn đầu tiên, lắp đặt cốt thép neo, đắp đất dạng hạt theo các lớp và tiến hành đầm chặt K98 Quá trình được lặp lại đến khi lắp xong các tấm trên đỉnh tường chắn và hoàn thành việc đầm chặt Lưu ý chống đỡ tạm các tấm tường chắn trong quá trình thi công;

Thi công tường chắn BTCT: lắp đặt ván khuôn, cốt thép đổ bê tông móng, tường thân tường chắn

BTCT Đắp đất trong lòng tường chắn, đầm chặt;

Thi công lan can, thoát nước dọc, mặt đường;

Thi công gờ chắn bánh, thoát nước, chiếu sáng, hoàn thiện tường chắn.

Một số lưu ý trong quá trình thi công cầu

Các biện pháp thi công nêu trên chỉ mang tính chất chỉ đạo, tùy theo điều kiện thực tế đơn vị thi công có thể thay đổi cho phù hợp;

Trước khi thi công đơn vị thi công cần lập công nghệ, biện pháp thi công chi tiết trình cấp có thẩm quyền xem xét, phê duyệt;

Các công trình hạ tầng kỹ thuật hiện hữu trong phạm vi thi công (nếu có) như đường ống nước, cáp quang, cáp điện, cột điện… gây cản trờ đến quá trình thi công phải được di dời bởi các cơ quan chủ quản Đơn vị thi công cần phải đảm bảo không được gây thiệt hại đến các hệ thống trên trong quá trình xây dựng công trình;

Công trình nằm trong khu vực tập trung dân cư đông đúc, nằm trong phạm vi lưu thông của trục đường, do vậy trong quá trình thi công đơn vị thi công phải có giải pháp thi công hợp lý nhằm đảm bảo an toàn cho người và thiết bị trong quá trình thi công, đồng thời giảm tới mức thấp nhất các tác động làm ảnh hưởng tới giao thông khu vực Trong quá trình thi công cầu, đường gom phải đảm bảo đủ thông xe cho các hướng Đơn vị thi công bố trí tập trung thi công vào ban đêm và giờ thấp điểm, tránh thi công vào giờ cao điểm

11.5.2.Các quy định về sản xuất vòm thép

Các kích thước ghi trong bản vẽ thiết kế ở nhiệt độ 25 o c

Các tiêu chuẩn kiểm tra hình học trong quá trình chế tạo kết cấu nhịp vòm thép:

 Độ ô van: Kiểm tra bằng dưỡng: Khe hở giữa dưỡng và ống nhỏ hơn 3mm

 Độ lệch vách (môi mè): Không vượt quá 0.2 lần chiều dày và nhỏ hơn 3mm

 Dung sai kích thước chiều dài: ± 4mm

 Dung sai hình dáng hình học (độ thẳng, độ phẳng và độ song song của sản phẩm): 2mm

Công tác lắp ráp và nâng hạ các đoạn vòm phải lưu ý các thời điểm thời tiết bất lợi như gió to, mưa lớn, bão lũ…

Cao độ ghi trên bản vẽ là cao độ sau 30 năm khai thác Nhà thầu phải tính độ vồng xây dựng theo trình tự thi công để đạt được cao độ thiết kế

Trong quá trình thi công, nhà thầu phải có biện pháp đảm bảo an toàn giao thông cho các phương tiện đường thủy và đường bộ hiện đang khai thác./.

Tiến độ thi công

Tổng thời gian thi công cầu Cái Bé dự kiến là 24 tháng

[1]Bản vẽ Ong Lon bridge.

[2]Cầu vòm bằng ống thép nhồi bê tông Phùng Mạnh Tiến – Vũ Trí Thắng Tạp chí Giao Thông Vận

[3]Bài giảng cơ sở công trình cầu Bô Môn Cầu Hầm, Trường ĐH GTVT Cơ sở-II

[4]Giáo trình kết cấu bê tông cốt thép Bô Môn Kết Cấu, Trường ĐH GTVT Cơ sở-II

[5]Kết cấu ống thép nhồi bê tông Nguyễn Viết Trung – Trần Việt Hùng Nhà xuất bản xây dựng,

[6]Thiết kế và thi công cầu vòm ống thép bê tông Trần Bảo Xuân (Trung Quốc), tài liệu dịch của nhóm dịch: Trịnh Trọng Diễn, Nguyễn Thị Cúc; chỉnh biên: Chu Ngọc Sủng, Đinh Quốc Kim, 12/2004

[7]Quy phạm thiết kế và thi công kết cấu cầu ống thép nhồi bê tông CECS 28 – 90, Trung Quốc.

[8]Giáo trình cơ học đất Bô Môn Công Trình, Trường ĐH GTVT Cơ sở-II, 2013.

[9]Giáo trình nền móng Bộ Môn Công Trình, Trường ĐH GTVT Cơ sở-II, 2013.

[10]Thi công cầu tập I và II Chu Viết Bình( chủ biên) Nhà xuất bản giao thong vận tải, 2007và 2009

[11]Tiêu chuẩn thiết kế cầu 22 TCN 272 – 05 Nhà xuất bản Giao thông vận tải, 2005.

[12]Tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ mới TCVN11823-2017.

(BẢN VẼ THIẾT KẾ KỸ THUẬT)

GRADUATION PROJECT : DESIGN OF CFST ARCH BRIDGE

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

TÊN ĐỒ ÁN - PROJECT NAME KẾT CẤU PHẦN TRÊN

PHỐI CẢNH HỆ THỐNG PHUN NƯỚC TRANG TRÍ

THIẾT KẾ CẦU VÒM KẾT CẤU ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG

PHỐI CẢNH KIẾN TRÚC CẦU

CROSS SECTION PERSPECTIVE BRIDGE ( PHỐI CẢNH TRẮC NGANG CẦU) PHỐI CẢNH HỆ THỐNG PHUN NƯỚCTRÍ / FOUNTAIN SYSTEM

TRANSVERSE BRACE TYPE 2 / GIẰNG NGANG LOẠI 2 GIẰNG NGANG LOẠI 1/TRANSVERSE BRACE TYPE 1 DẦM BẢN RỖNG DỰ ỨNG LỰC - L0M

ㅤ 30000 ㅤ ĐÈN CHIẾU SÁNG / LIGHTING

TRANSVERSE BRACE TYPE 2 / GIẰNG NGANG LOẠI 2

GIẰNG NGANG LOẠI 1TRANSVERSE BRACE TYPE 1

TRANSVERSE BRACE TYPE 2 / GIẰNG NGANG LOẠI 2 GIẰNG NGANG LOẠI 1/TRANSVERSE BRACE TYPE 1

DẦM BẢN RỖNG DỰ ỨNG LỰC - L0M

CHIỀU DÀI NHỊP L 0 M- LENGTH L = 30 M ĐỘ DỐC DỌC CẦU i = 0% - SPOLE i =0%

CHIỀU DÀI NHỊP L P M- LENGTH L = 50 M ĐỘ DỐC DỌC CẦU i = 0% - SPOLE i =0%

CHIỀU DÀI NHỊP L u M- LENGTH L = 75 M ĐỘ DỐC DỌC CẦU i = 0% - SPOLE i =0%

CHIỀU DÀI NHỊP L = 50 M- LENGTH L = 50 M ĐỘ DỐC DỌC CẦU i = 0% - SPOLE i =0%

18 CỌC KHOAN NHỒI-BORED PILE D=1.5M L'.5M

18 CỌC KHOAN NHỒI-BORED PILE

3D BỐ TRÍ CHUNG TOÀN CẦU/ 3D GENERAL OF BRIGDE

2 QUY MÔ XÂY DỰNG : VĨNH CỬU

- PHẦN XE Ô TÔ: 15 M, LAN CAN : 2X0.5 = 1M, LỀ BỘ HÀNH 2M

- CHIỀU RỘNG CHÂN VÒM HAI BÊN = 2X1.4M, TỔNG CỘNG 22.8 M

- TẢI TRỌNG Ô TÔ: HOẠT TẢI HL93 THEO TIÊU CHUẨN 22TCN 272-05 VÀ TIÊU CHUẨN MỚI BAN HÀNH 11823-2017

- KỂTỪCAO ĐỘ MỰC NƯỚC THÔNG THUYỀN H5%,B = 40.0 M

- BỐTRÍ CHIẾU SÁNG ĐẢM BẢO GIAO THÔNG THEO QUY ĐỊNH

- BỐTRÍ CHIẾU SÁNG THẨM MỸ

- SƠ ĐỒ CẦU GÒM 7 NHỊP, ĐƯỢC BỐTRÍ NHƯ SAU: ( 4x30M, 2 NHỊP BIÊN VÒM 50M, NHỊP CHÍNH VÒM 75M)

- CHIỀU DÀI KẾT CẤU NHỊP CHÍNH DÀI 188.6 M

- NHỊP VÒM BIÊN KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT THÉP, VÒM GIỮA KẾT CẤU ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG

- DẦM DỌC BẰNG BTCT 40 MPa,DẦM NGANG BẰNG BTCT40 MPa ĐƯỢC TẠO DỐC NGANG 2%

- BẢN MẶT CẦU BTCT DÀY 100 MM 30 MPa.

- NHỊP DẪN DÙNG DẦM BẢN RỖNG DỰ ỨNG LỰC 40 MPa

- LỚP PHỦ MẶT CẦU BẰNG BTN HẠT MỊN DÀY 50MM BÊN DƯỚI LÀ LỚP PHÒNG NƯỚC

- LAN CAN BẰNG THÉP, LỀ BỘ HÀNH, GỜ CHẮN BẰNG BTCT

- GỐI CẦU DÙNG GỐI CHẬU CHO NHỊP DẪN VÀ GỐI CAO SU CHO NHỊP CHÍNH

1 DIMENSION ARE IN CENTIMETERS MILIMET, THE ELEVATION SYSTEM IS ACCORDING TO THE NATIONAL ELEVATION SYSTEM

3 SPECIFICATION OF DESIGN 3.1 THE WIDTH + CARRIAGE -WAY : 4 x 3.750 = 15.0 M, CURB 2x0.5 =1M, SAFETY STRIP = 1.4M ARCH BEAM = 2X1.4M, TOTAL ".8M

3.2 DESIGN LOAD + HL93 ACCORDING TO STANDARDS22TCN 272-05 AND NEW STANDARDS 11823-2017 3.3 CLEARANCE NAVIGATION WATERWAYS :

+ FROM HIGH WATER LEVEL 5%, B = 40.0 m 3.4 LIGHTING OF BRIDGE :

+ ARRANGMENT OF LIGHTING TO ENSURE THE TRAFFIC ASREQUIREMENTS + ARRANGMENT THE BEAUTY LIGHTING

4 CHARACTERISTIC OF STRUCTURE 4.1 MAIN SPAN STRUCTURE : + DIAGRAM BRIDGE INCLUDING 11 SPAN, LAYOUT AS FOLLOWS:

( 4x30 APPROACH SPAN, SPAN CURB ARCH 50M, MAIN SPAN ARCH 75M + LENGTH OF MAIN STRUCTURE 188.6 M

+ SPAN CURB ARCH REINFORCED CONCRETE STRUCTURE,SPAN MIDDLE ARCH STRUCTURAL STEEL -CONCRETE + LONGITUDINAL BEAM 40 MPa, TRANSVERSE BEAM 40MPa-SLOPE2%

+ COVER ASPHALT CONCRETE LAYER IS THICK 5CM + BALCONY STEEL, HARD TRUCK WITH REINFORCEMENTCONCRETE + BEARING USE BEARIN CHẬU WITH MAIN SPAN AND USE PLASTIC BEARIN WITH APPROACH SPAN

1 KÍCH THƯỚC TRONG BẢN VẼ DÙNG ĐƠN VỊMILIMET CAO ĐỘ DÙNG M THEO HỆ CAO ĐỘ QUỐC GIA

( CHAINAGE ) ĐỘ DỐC DỌC THIẾT KẾ(%)

( DESIGN SLOPE ) ĐI GÒ QUAO

GO TO GO QUAO ĐI RẠCH GIÁ

KÝ HIỆU ĐỊA CHẤT/ GEOLOGICAL SYMBOL: ĐẤT ĐẮP THÀNH PHẦN SÉT PHA, MÀU XÁM VÀNG NÂU ĐỎ LẪN DÂM SẠN TRẠNG THÁI DẺO CỨNG

SÉT PHA MÀU VÀNG, NÂU VÀNG TRẠNG THÁI DẺO MỀN

SÉT PHA LẪN CUỘI, TẢNG TÀN TÍCH ĐÁ PHONG HÓA MÀU XÁM GHI, XÁM XANH TRẠNG THÁI

CÁT HẠT MỊN MÀU VÀNG,NÂU VÀNG KẾT HỢP XỐP ĐÁ VÔI MÀU XÁM XANH, XÁM TRẮNG PHONG HÓA MẠNH, NỨT

NẺ DẬP VỠ , XEN KẸP SÉT

CÁP THANH TREO CABLE HAGER SYSTEM

DẦM NGANG TL1 TRANSVERSE BEAM TL1 DẦM NGANG HL1

TRANSVERSE BEAM HL1 HỘP CHỤP CÁP

PRECAST CABLE BOX GL VẠCH KẺ ĐƯỜNG

ROAD MARKING BẢN MẶT CẦU

DECK SLAB LAN CAN - RAILING

GIẰNG NGANG LOẠI 1 TRANSVERSE BRACE TYPE 1 VÒM CHỦ

3D MẶT CẮT NGANG CẦU VỊ TRÍ GIỮA NHỊP 75M / CROSS SECTION AT THE MIDDLE SPAN 75M

HỘP CHỤP CÁP GL PRECAST CABLE BOX GL

CABLE HAGER SYSTEM CÁP THANH TREO

PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU LỚP BÊ TÔNG NHỰA DÀY 50 MM

GIẰNG NGANG LOẠI 1 TRANVERSE BRACE TYPE 1 VÒM CHỦ

BẢN MẶT CẦU DÀY 150 MM LỚP BÊ TÔNG NHỰA DÀY 50MM

MẶT CẮT NGANG CẦU VỊ TRÍ GIỮA NHỊP / CROSS SECTION AT THE MIDDLE SPAN

TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT TPHCM HCMC UNIVERSITY OF TECHNOLOGY AND EDUCATION

CƯỜNG ĐỘ CỦA CẤP BÊ TÔNG LÀ CƯỜNG ĐỘ SAU 28 NGÀY CỦA MẪU NÉN HÌNH TRỤ ĐƯỜNG KÍNH 15 CM CAO 30 CM. CONCRETE GRADES BASED ON SPECIFIED COMPRESSSIVE STRENGTH OF CONCRETE AT 28 DAYS CYLINDET 15CM DIAMETER, 30CM HEIGHT)

CƯỜNG ĐỘ BÊ TÔNG STRENGTH OF CONCRETE ( MPa )

LOẠI KẾT CẤU SỬ DỤNG TYPE STRUCTURAL USE VÒM (BT TRONG VÀNH VÒM, DẦM NGANG), ARCH (CONCRETE OF PIPE ARCH, TRANSVERSE BEAM) 50

40 DẦM DỌC KẾT CẤU VÒM, DẦM BẢN RỖNG, THÂN TRỤ CHÍNH - LONGITUDINAL BEAM, BODY OF MAIN PIERS.

30 BẢN MẶT CẦU, DẦM NGANG SUPER T, MỐ, TRỤ DẪN, BỆ TRỤ CHÍNH.-DECK SLAB, TRANSVERSE BEAM,

APPROACH ABUTMENT AND PIERS, , FOOTING OF MAIN PIERS.

CỌC BTCT ĐÚC SẴN, CỌC KHOAN NHỒI, GỜ LAN CAN- R.C PILES, R.C BORED PILES, CURB PARAPETS 25

BỆ CỘT ĐÈN, BẢN QUÁ ĐỘ, BÓ VỈA DẢI PHÂN CÁCH, SÀN GIẢM TẢI - CAP OF LAMP-POST, APPROACH SLAB, BARRIER. BÊTÔNG LÓT, BÊTÔNG TẠO PHẲNG - LEANING CONCRETE, FLATING CONCRETE

GIẰNG NGANG LOẠI 1/TRANSVERSE BRACE TYPE 1 DẦM BẢN RỖNG DỰ ỨNG LỰC - L0M

GIẰNG NGANG LOẠI 1TRANSVERSE BRACE TYPE 1

TRANSVERSE BRACE TYPE 2 / GIẰNG NGANG LOẠI 2 GIẰNG NGANG LOẠI 1/TRANSVERSE BRACE TYPE 1

CỌC KHOAN NHỒI-BORED PILE D=1.5M L'.5M

D=1.5M L.1M CỌC KHOAN NHỒI-BORED PILE

GIẰNG NGANG LOẠI 1/ TRANSVERSE BRACE TYPE 1 GIẰNG NGANG LOẠI 2/ TRANSVERSE BRACE TYPE 2

GIẰNG NGANG LOẠI 2/ TRANSVERSE BRACE TYPE 2 GIẰNG NGANG LOẠI 2/ TRANSVERSE BRACE TYPE 2

GIẰNG NGANG LOẠI 1/ TRANSVERSE BRACE TYPE 1

PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU LỚP BÊ TÔNG NHỰA DÀY 50 MM

BẢN MẶT CẦU DÀY 150 MM LỚP BÊ TÔNG NHỰA DÀY 50MM

MẶT CẮT NGANG CẦU VỊ TRÍ GIỮA NHỊP / CROSS SECTION AT THE MIDDLE SPAN

BỐ TRÍ CHUNG VÒM CHỦ

LÂM KHẢ KỲ 18127025 MẶT BẰNG NHỊP CHÍNH VÒM / PLAN OF MAIN SPAN ARCH

LỚP BÊ TÔNG NHỰA DÀY 50MM BẢN MẶT CẦU DÀY 100MM

CỌC KHOAN NHỒI D=1.5M BORED PILES D=1.5M ĐÈN CHIẾU SÁNG/ LIGHTING

CỌC KHOAN NHỒI ĐƯỜNG KÍNH D=1.2M BORED PILES D=1.5M ĐÈN CHIẾU SÁNG/ LIGHTING

VẠCH KẺ ĐƯỜNG ROAD MARKING BẢN MẶT CẦU

DECK SLAB LAN CAN - RAILING

MẶT CẮT DẦM BẢN RỖNG CẦU DẪN

3D ĐOẠN VÒM CHỦ /3D PERIOD ARCH HEAD MẶT CẮT V2-V2/SECTION V1-V1

40 0 90 0 ϕ 868 ϕ 868 ỐNG THÉP TMM STEEL TUBE TMM

BÊ TÔNG C40 CONCRETE GRADE C50 N13,DÀY 16MM

BÊ TÔNG C50 CONCRETE GRADE 50 ỐNG THÉP TMM STEEL TUBE TMM MẶT CẮT V2-V2/SECTION V2-V2

SƠ ĐỒ ĐƯỜNG CONG PARABOL SKETCH OF ARCH CENTER LINE

L : KHOẢNG CÁCH GIỮA HAI TIM GỐI VÒM

L : LENGTH BETWEEN THE CENTER LINE OF BEARING ĐƯỜNG TIM VÒM CENTER LINE OF ARCH

MỐI NỐI DETAIL JOINT ĐỘ DỐC 0 %

TRANSVERSE BEAM HL1 DẦM NGANG HL2

BỐ TRÍ CHUNG NHỊP VÒM

LÂM KHẢ KỲ18127025 ỐNG THÉP DÀY 16MM R= 375MM MỐI NỐI ỐNG THÉP DÀY 16MM R= 375MM MỐI NỐI

400 MỐI NỐI MỐI NỐI HÀN

CHI TIẾT VÀNH VÒM TRANG TRÍ

3D VIEW VÀNH VÒM TRANG TRÍ / 3D VIEW RIB ARCH DECORATE

GHI CHÚ : KÍCH THƯỚC TRONG BẢN VẼ GHI LÀ MM NOTES:

SIZE IN DRAWINGS IS MM

MẶT ĐỨNG CHÂN VÒM ELEVATION VIEW OF ARCH FOOT

3D VIEW CHÂN VÒM /3D VIEW ARCH OF FOOT

MẶT BẰNG CHÂN VÒM/PLAN VIEW OF ARCH FOOT

TỶ LỆ 1:100/SCALE 1:100 DẦM DỌC

CHÂN VÒM/ARCH FOOT CHÂN VÒM /ARCH FOOT

KÍCH THƯỚC CHUNG CHÂN VÒM

1 KÍCH THƯỚC BẢN VẼ GHI THEO MM

2 KHI CHẾ TẠO CHÂN VÒM CHÚ Ý ĐỂ LỖ CHỜ ĐỖ BÊ TÔNG VÀ LỖ THOÁT KHÍ

3 CÁC BẢN THÉP CỦA HỘP CHÂN VÒM ĐƯỢC LIÊN KẾT VỚI NHAU BẰNG ĐƯỜNG HÀN

TỰ ĐỘNG HOẶC BÁN TỰ ĐỘNG

4 CÁC BẢN THÉP ĐƯỢC TẠO LỖ TẠI CÁC VỊ TRÍ CỐT THÉP , CÁP GIẰNG VÀ VÁP NGANG ĐI QUA

2 WHEN MANUFACTURING THE SHOCKET FOOT ATTENTION TO WAIT FOR THE CONSTRUCTION AND THE AIR BREAKING

3 STEEL SHEET OF STEEL BOXES WELDED TOGETHER BY WELDING AUTOMATIC OR SELL AUTOMATIC

4 STEEL STEEL SHEETS ARE CREATED AT REINFORCED LOCATIONS , CABLE AND STRAP

TIM GỐI CENTER OF BEARING

CHI TIẾT HỘP THÉP CHÂN VÒM

1 KÍCH THƯỚC TRONG BẢN VẼ GHI THEO MM

2 KHI CHẾ TẠO CHÂN VÒM CHÚ Ý ĐỂ LỖ CHỜ ĐỔ BÊ TÔNG VÀ LỖ THOÁT KHÍ 3.CÁC BẢN THÉP HỘP CHÂN VÒM ĐƯỢC LIÊN KẾT VỚI NHAU BẰNG ĐƯỜNG HÀN TỰ ĐỘNG HOẶC BÁN TỰ ĐỘNG NGẤU HOÀN TOÀN

4 CÁC BẢN THÉP ĐƯỢC TẠO LỖ TẠI CÁC VỊ TRÍ CỐT THÉP, CÁP GIẰNG

2 WHEN MANUFACTURING THE SHOCKET FOOT ATTENTION TO WAIT FOR CONSTRUCTION AND AIR OUT

3 STEEL STEEL SHEET STEEL SHOULD BE LINKED BY AUTOMATIC WELDING.

4 STEEL STEEL SHEET BEEN CREATED AT REINFORCED POSITIONS, VOICE CABLE

TỶ LỆ 1:50/SCALE 1:50 MẶT CẮT E-E /SECTION E-E

MẶT CẮT D-D /SECTION D-D TỶ LỆ 1:50/SCALE 1:50 TỶ LỆ 1:50/SCALE 1:50

1 KÍCH THƯỚC BẢN VẼ GHI BẰNG MM

2 KHI CHẾ TẠO CHÂN VÒM CHÚ Ý ĐỂ LỖ CHỜ ĐỔ BÊ TÔNG VÀ LỖI THOÁT KHI

3 CỐT THÉP VƯỚNG VÀO CÁP DỰ ỨNG LỰC THÌ CÓ THỂ DỊCH CHUYỂN HOẶC CẮT BỎ RỒI KẸP BÙ MỘT CÁCH THÍCH HỢP

1 ALL DIMENSIONS ARE IN MM

VÒM CHỦ ARCH HEAD GIẰNG NGANG LOẠI 1

TRANSEVER BRACE TYPE 1 VÒM CHỦ

ARCH HEAD GIẰNG NGANG LOẠI 1

3D BỐ TRÍ CHUNG HỆ GIẰNG NGANG LOẠI 1 / GENERAL VIEW OF TRANSVERSE BRACE TYPE 1

GIẰNG NGANG LOẠI 1 / BRACING TYPE 1

3D HỆ GIẰNG LOẠI 1 / 3D VIEW OF TRANSEVER BRACING TYPE 1

MẶT ĐỨNG GIẰNG NGANG LOẠI 1 /FONT OF TRANSVERSE TYPE 1

MẶT CẮT A1-A1/SECTION A1-A1 VÒM CHỦ

MẶT BẰNG HỆ GIẰNG NGANG LOẠI 1 / PLAN OF TRANSEVERSE BRACE TYPE 1

MẶT ĐỨNG GIẰNG NGANG LOẠI 2 /FONT OF TRANSVERSE TYPE 2

VÒM CHỦ ARCH HEAD CHI TIẾT E

MẶT BẰNG HỆ GIẰNG NGANG LOẠI 2 / PLAN OF TRANSERSE BRACE TYPE 2

HỘP CHỤP CÁP PRECAST CABLE BOX GL

CHÂN VÒM KNOT- ARCH LAN CAN DÀNH CHO NGƯỜI ĐI BỘ

CÁP THANH TREO CABLE HAGER SYSTEM

3D VIEW NGANG CẦU TẠI VỊ TRÍ GIẰNG NGANG LOẠI 2 / CROSS SECTION BRIDGE AT TRANSVERSE TYPE 2

LÂM KHẢ KỲ18127025CHI TIẾT A/ DETAIL A

XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1 XL1

HL1 HL1 HL1 HL1 HL1 HL1 HL2

1/2 MẶT BẰNG BỐ TRÍ HỆ DẦM MẶT CẦU VÒM 75.0M 1/2 DECK SLAB OF ARCH SPAN L = 75.0M

1/2 MẶT BẰNG BỐ TRÍ HỆ DẦM MẶT CẦU VÒM 50.0M 1/2 DECK SLAB OF ARCH SPAN L = 50.0M

GL2 GL1 GL2 GL2 GL1 GL2 GL2 GL1 GL2 GL2 GL1 SGJ

3D VIEW HỆ DẦM/ 3D VIEW BRIDGE DECK LAYOUT

TỶ LỆ : 1:150- SCALE : 1:150 HỘP CHỤP CÁP GL

LAN CAN-GỜ CHẮN XE RAILING -PARAPET BẢN MẶT CẦU

DẦM NGANG HL1 TRANSVERSE BEAM HL1 DẦM DỌC TL1

VẠCH KẺ ĐƯỜNG ROAD MARKING

GL1, GL2, GL3 : HỘP CHỤP CÁP XL1, XL2, XL3 : DẦM DỌC CHÂN VÒM TL1, TL2, TL3,TL4 : DẦM DỌC PHỤ GIỮA DL1, DL2, DL3,DL4: DẦM DỌC PHỤ BIÊN PL1, PL2, PL3, PL4 : DẦM DỌC PHỤ BIÊN HL1, HL2 : DẦM NGANG

XG: CÁP DỌC CHÂN VÒM SGJ: CHÂN VÒM NOTES:

GL1, GL2, GL3 : PRECAST STRAND BOX XL1, XL2, XL3 : LONGITUDINAL BEAM TL1, TL2, TL3 : LONGITUDINAL BEAM DL1, DL2, DL3 : LONGITUDINAL BEAM PL1, PL2, PL2, PL3, PL4 : LONGITUDINAL BEAM HL1, HL2 : TRANSBEAM

XG: LONGITUDINAL CABLESGJ: KNOT ARCH

3D DẦM DỌC TL1 / 3D VIEW BEAM TL1

MẶT ĐỨNG DẦM DỌC TL1 / FRONT BEAM TL1

MẶT BẰNG DẦM DỌC TL1 / FLOOR PLAN BEAM TL1

BỐ TRÍ CHUNG DẦM DỌC TL1

LÂM KHẢ KỲ 18127025 GHI CHÚ - NOTE: ĐƠN VỊ TRONG BẢN VẼ LÀ MM

THE UNITS IN THE DRAWING ARE MILIMETERS

CƯỜNG ĐỘ CHỊU NÉN CỦA BÊ TÔNG DẦM DỌC TL1 : Fc'@ Mpa

THE COMPRESSIVE STRENGTH OF CONCRETE IS BEAM TL1: Fc'@ Mpa

BẢNG THỐNG KÊ KHỐI LƯỢNG BÊ TÔNG DẦM DỌC TL1

CẤU KIỆN (ITEMS) CHIỀU DÀI (LENGTH) THỂ TÍCH MỘT CẤU KIỆN (VOLUME)

MẶT ĐỨNG BỐ TRÍ CỐT THÉP DẦM TL1 / FRONT REINFORCEMENT TL1 BEAM

3D CỐT THÉP DẦM DỌC TL1/ 3D REINFORCEMENT TL1 BEAM

BỐ TRÍ CỐT THÉP DẦM DỌC TL1

LÂM KHẢ KỲ 18127025 BẢNG THỐNG KÊ CỐT THÉP DẦM DỌC TL1

CẤU KIỆN ITEMS ĐƯỜNG KÍNH BAR

TỔNG CHIỀU DÀI TOTAL BAR LENGTH

THỂ TÍCH REINFORCE MENT VOLUME

TỔNG KHỐI LƯỢNG TOTAL WEIGHT

DẦM DỌC TL1 10 mm 28 2190 mm 61 m 4816.06 37.81

DẦM DỌC TL1 10 mm 28 1080 mm 30 m 2375.04 18.64

DẦM DỌC TL1 8 mm 28 390 mm 11 m 548.90 4.31

DẦM DỌC TL1 25 mm 4 4130 mm 17 m 8109.24 63.66

GHI CHÚ - NOTE: ĐƠN VỊ TRONG BẢN VẼ LÀ MM THE UNITS IN THE DRAWING ARE MILIMETERS

SỬ DỤNG KẾT CẤU THÉP THƯỜNG Fy 0MPA USE NORMAL REINFORCEMENT : Fy 0MPA

KÝ HIỆU MẶT CẮT SURFACE SIGNS

BỐ TRÍ CHUNG DẦM DỌC TL2

THIẾT KẾ CẦU VƯỢT SÔNG CÁI BÉ TỈNH KIÊN GIANG

Designer 18127025 GHI CHÚ - NOTE: ĐƠN VỊ TRONG BẢN VẼ LÀ MM

MẶT ĐỨNG BỐ TRÍ CỐT THÉP DẦM TL2 / FRONT REINFORCEMENT TL2 BEAM

BỐ TRÍ CỐ THÉP DẦM TL2

LÂM KHẢ KỲ 18127025 BẢNG THỐNG KÊ CỐT THÉP DẦM DỌC TL2

CẤU KIỆN ITEMS ĐƯỜNG KÍNH

SỐ LƯỢNG REBAR NUMBER CHIỀU DÀI 1

THỂ TÍCH REINFOR CEMENT VOLUME

SỬ DỤNG CỐT THÉP THƯỜNG : Fy 0MPA USE NORMAL REINFORCEMENT : Fy 0MPA

BỐ TRÍ CHUNG DẦM TL3

BỐ TRÍ CỐ THÉP DẦM TL3

SỬ DỤNG CỐT THÉP THƯỜNG : Fy 0MPA USE NORMAL REINFORCEMENT : Fy 0MPA

BẢNG THỐNG KÊ CỐT THÉP DẦM DỌC TL3

THỂ TÍCH REINFOR CEMENT VOLUME

DẦM DỌC TL3 10 mm 8 5860 mm 47 m 3681.95 28.90

DẦM DỌC TL3 10 mm 40 1080 mm 43 m 3392.92 26.63

DẦM DỌC TL3 10 mm 40 2190 mm 88 m 6880.09 54.01

DẦM DỌC TL3 25 mm 4 5860 mm 23 m 11506.08 90.32

DẦM DỌC TL3 8 mm 40 390 mm 16 m 784.14 6.16

3D DẦM DỌC DL1 / 3D VIEW BEAM DL1

MẶT BẰNG DẦM DỌC DL1 / FLOOR PLAN BEAM DL1

MẶT ĐỨNG DẦM DỌC DL1 / FRONT BEAM DL1

BỐ TRÍ CHUNG DẦM DL1,DL3

BẢNG THỐNG KÊ KHỐI LƯỢNG BÊ TÔNG DẦM DỌC DL1

370 3D DẦM DỌC DL2 / 3D VIEW BEAM DL2

BỐ TRÍ CHUNG DẦM DL2

THIẾT KẾ CẦU VƯỢT SÔNG CÁI BÉ TỈNH KIÊN GIANG

SỬ DỤNG CỐT THÉP THƯỜNG Fy 0MPA USE NORMAL REINFORCEMENT Fy 0MPA

BẢNG THỐNG KÊ CỐT THÉP DẦM DỌC DL1

DẦM DỌC DL1 8 mm 28 390 mm 11 m 548.90 4.31

DẦM DỌC DL1 8 mm 28 1330 mm 37 m 1871.89 14.69

DẦM DỌC DL1 8 mm 28 490 mm 14 m 689.64 5.41

DẦM DỌC DL1 25 mm 5 4100 mm 21 m 10062.91 78.99

DẦM DỌC DL1 12 mm 5 4100 mm 21 m 2318.50 18.20

TÊN CẤU KIỆN CHIỀU DÀI L (mm)

3D DẦM DỌC PL1 / 3D VIEW BEAM PL1

TỶ LỆ 1: 20 / SCALE 1: 20 MẶT ĐỨNG DẦM DỌC PL1 / FRONT BEAM PL1

370 3D DẦM DỌC PL4 / 3D VIEW BEAM PL4

MẶT BẰNG DẦM DỌC PL4 / FLOOR PLAN BEAM PL4

TỶ LỆ 1: 20 / SCALE 1: 20 MẶT ĐỨNG DẦM DỌC PL4 / FRONT BEAM PL4

BỐ TRÍ CHUNG DẦM PL1,PL4

GHI CHÚ - NOTE: ĐƠN VỊ TRONG BẢN VẼ LÀ MM THE UNITS IN THE DRAWING ARE MILIMETERS CƯỜNG ĐỘ CHỊU NÉN CỦA BÊ TÔNG DẦM DỌC TL1 : Fc'@ Mpa THE COMPRESSIVE STRENGTH OF CONCRETE IS BEAM TL1: Fc'@ Mpa

BẢNG THỐNG KÊ KHỐI LƯỢNG BÊ TÔNG DẦM DỌC PL1

BẢNG THỐNG KÊ KHỐI LƯỢNG BÊ TÔNG DẦM DỌC PL4

370 3D DẦM DỌC DL2 / 3D VIEW BEAM DL2

DẦM NGANG HL1 HORIZONTAL BEAM HL1

DẦM NGANG HL1 HORIZONTAL BEAM HL1 CÁP THANH TREO

CABLE ROD DẦM DỌC BIÊN BEAM CURB ALONG

PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU CONCRETE AFTER INSTALL

3D DẦM DỌC BIÊN / 3D VIEW BEAM XL1

TỶ LỆ 1: 60 / SCALE 1: 60 CÁP THANH TREO

PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU CONCRETE AFTER INSTALL

PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU CONCRETE AFTER INSTALL CÁP THANH TREO

CÁP THANH TREO CABLE ROD

MẶT BẰNG DẦM DỌC BIÊN / FLOOR BEAM XL1

PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU CONCRETE AFTER INSTALL PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU

MẶT ĐỨNG DẦM DỌC BIÊN XL1 / FONT OF BEAM XL1

BỐ TRÍ CHUNG DẦM XL1

PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU

MẶT ĐỨNG DẦM NGANG HL1 / FONT OF TRANSVERSE BEAM HL1

PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU AFTER INSTALLING CONCRETE

LỖ CÁP TREO DẦM NGANG $200MM HOLE OF CABLE HANGER $200MM

3D DẦM NGANG HL1/3D VIEW OF TRANSVER BEAM HL1

BỐ TRÍ CHUNG DẦM HL1

1 PHẦN DẦM HẪNG ĐỠ LỀ BỘ HÀNH SẼ ĐƯỢC ĐỔ BÊTÔNG SAU KHI CĂNG CÁP THE CANTILEVER BEAM SUPPORT PARAPET WILL BE CAST AFTER STRETCH TENDONS.

2 CÁC GHI CHÚ KHÁC XEM BẢN VẼ GHI CHÚ CHUNG THE CANTILEVER BEAM SUPPORT PARAPET WILL BE CAST AFTER STRETCH TENDONS.

3 CHI TIẾT LỖ CÁP TREO XEM BẢN VẼ "HỆ THANH TREO".

DETAILED HOLE OF CABLE HANGER SEE "HANGER SYSTEM".

BẢNG THỐNG KÊ KHỐI LƯỢNG BÊ TÔNG DẦM NGANG HL1

4 ĐƠN VỊ TRONG BẢN VẼ LÀ MM THE UNITS IN THE DRAWING ARE MILIMETERS CƯỜNG ĐỘ CHỊU NÉN CỦA BÊ TÔNG DẦM DỌC TL1 : Fc'@ Mpa THE COMPRESSIVE STRENGTH OF CONCRETE IS BEAM TL1: Fc'@ Mpa

3D VIEW PRESTRESS TRANSEVER BEAM HL1 1300

MẶT BẰNG BỐ TRÍ CÁP DỰ ỨNG LỰC

MẶT ĐỨNG BỐ TRÍ CÁP DỰ ỨNG LỰC 1080

BỐ TRÍ CÁP DỰ ỨNG LỰC DẦM NGANG HL1

1 BÓ CÁP DỰ ỨNG LỰC GỒM 7 TAO 15.2MM, Aps = 5880 MM2 TENDON INCLUDES 7 STRANDS 15.2MM, Aps = 5880 MM2

2 TẤT CẢ CÁC SỢI CÁP ĐỀU ĐƯỢC KÉO TỪ MỘT ĐẦU ALL STRANDS ARE TENSIONED FROM ONE WAY

3 CHIỀU DÀI CÁP DÙNG CHO CÔNG TÁC CĂNG KÉO CÁP MỖI ĐẦU LÀ 75CM.

THE TENSION LENGTH IS 75CM FOR EACH SIDE

4 ĐƯỜNG KÍNH ỐNG GEN LÀ 70MM- GENE TUBE DIAMETER IS 70 MM ĐẦU CÁP - END OF CABLE

MẶT ĐỨNG BỐ TRÍ CÁP DỰ ỨNG LỰC/ FRONT LAYOUT PRESTRESSED CABLE

3D CHI TIẾT A ĐẦU NEO ANCHORAGE

MẶT BẰNG BỐ TRÍ BÓ CÁP N1

3D BÓ CÁP N1/ 3D VIEW CABLE BUNDLE N1

3D BÓ CÁP N2 / 3D VIEW CABLE BUNDLE N2

3D BÓ CÁP N3 / 3D VIEW CABLE BUNDLE N3

PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU ĐÁY DẦM NGANG

MẶT ĐỨNG BỐ TRÍ BÓ CÁP DỰ ỨNG LỰC N2

41 8 ĐÁY DẦM NGANG BOTTOM OF TRANSBEAM

MẶT ĐỨNG BỐ TRÍ BÓ CÁP DỰ ỨNG LỰC N3

4827 9144 ㅤ ㅤ 4827 ĐÁY DẦM NGANG BOTTOM OF TRANSBEAM

NÊM NEO ϕ160 DÀY 60 MM WEDGE ⌀160 THICK 60 MM

THÉP LÒ XO SPIRAL REINFORCEMENT

BÓ CÁP DỰ ỨNG LỰC PRESSURE CABLES

CHI TIẾT BÓ CÁP DỰ ỨNG LỰC

FALCULTY OF CIVIL ENGINEERING - KHOA XÂY DỰNG SINH VIÊN - MSSV

STUDENT-ID BỐ TRÍ CỐT THÉP DẦM NGANG HL1

MẶT BẰNG DẦM NGANG HL2 / FONT VIEW TRANSEVER BEAM HL2 PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU

PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU CONCRETE CAST IN SITU

CHÂN VÒM KNOT OF ARCH

PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU

PHẦN BÊ TÔNG ĐỔ SAU CONCRETE CAST IN SITU CHÂN VÒM

CHÂN VÒM KNOT OF ARCH

3D DẦM NGANG HL2 / 3D VIEW OF TRANSVER BEAM HL2 CHÂN VÒM KNOT OF ARCH

BỐ TRÍ CHUNG DẦM HL2

BẢNG THỐNG KÊ KHỐI LƯỢNG BÊ TÔNG DẦM NGANG HL2

STUDENT-ID BỐ TRÍ CÁP DỰ ỨNG LỰC DẦM NGANG HL2

STUDENT-ID BỐ TRÍ CỐT THÉP DẦM NGANG HL2

MẶT CHÍNH THANH TREO / FRONT CABLE

THÉP TẤM 500 x 500 x 40 STEEL PLATE 500 x 500 x 40 tTHÉP HÌNH L 110 X 110 X10

THÉP HÌNH L 100 X 100 X 10 SHAPE STEEL 100 X100 X10 ĐAI XOẮN D20 BƯỚC 100

THANH TREO HỘP [] 330 DÀY 100MM ỐNG THÉP D200 DÀY 12 MM

3D CHI TIẾT THANH TREO/ 3D VIEW DETAIL

3D CHI TIẾT THANH TREO TẠI VỊ TRÍ VÒM

3D THANH TREO ĐẦU DẦM NGANG HL1

TỶ LỆ 1: 40 / SCALE 1: 40 CÁP THANH TREO

DẦM NGANG HL1 HORIZONTAL BEAM HL1

CÁP TREO CABLE ĐỆM GIẢM CHẤN DAMPER NẮP ĐẬY CÁP

THÉP TẤM 500 x 550 x 40 ĐAI XOẮN D20 BƯỚC 100 MM SPIRAL STIRRUP D20 PITCH 100 MM

CÁP TREO CABLE ỐNG D200 DÀY 5 MM TUPE D200 THINESS 5 MM

CHI TIẾT HỆ THỐNG THANH TREO

BEARING OF ARCH SPAN ARRANGMENT

1 CẤU TẠO GỐI XEM BẢN VẼ PHẦN 2

2 CÁC GHI CHÚ KHÁC XEM BẢN VẼ GHI CHÚ CHUNG

3 GIÁ TRỊ TRONG () DÙNG CHO NHỊP 50M.

1 DETAIL OF BEARING IN DRAWING PART 2

2 OTHER NOTES WILL BE SEEING "GENERAL NOTE" DRAWING

3 VALUE IN () USED SPANS FOR 50M.

BẢNG KHỐI LƯỢNG TABLE OF MATERIAL

(TÍNH CHO TOÀN GÓI THẦU) (FOR THIS PACKAGE)

HẠNG MỤC MATERIAL ĐƠN VỊ UNIT

GỐI CỐ ĐỊNH 30K2500 (30K1600) FIXED BEARING

GỐI DI ĐỘNG ĐƠN HƯỚNG 31K2500 (31K1600) CONSTRAINED - SLIDING BEARING

GỐI DI ĐỘNG SONG HƯỚNG 22K2500 (22K1600) FREE SLIDING BEARING

GỐI CỐ ĐỊNH FIXED BEARING

GỐI DI DỘNG SLIDING BEARING GỐI DI ĐỘNG ĐƠN HƯỚNG 31K2500 (31K1800)

GỐI DI ĐỘNG SONG HƯỚNG 22K2500 (22K1800) FREE-SLIDING BEARING 22K2500 (22K1800)

GỐI CHẬU SLIDING BEARING TIM TRỤ P2

CENTER LINE OF PIER P4 TIM TRỤ P5

CENTER LINE OF PIER P5 TIM TRỤ P3

GỐI CỐ ĐỊNH 30K2500 (30K1600) FIXED BEARING 30K2500 (30K1600)

GỐI CHẬU ĐƠN HƯỚNG SINGLE DIRECTION BEARING

GỐI CHẬU SONG HƯỚNG MULTI DIRECTION BEARING

THÂN TRỤ ĐÁ KÊ GỐI CỌC KHOAN NHỒI D 1.5M

MẶT BẰNG BỆ - PLAN OF PIER

CỌC KHOAN NHỒI D1.5M BORED PILE D1.5M

BẢN VẼ BỐ TRÍ CHUNG TRỤ P3,P4

BẢNG THỐNG KÊ KHỐI LƯỢNG BÊ TÔNG TRỤ

CẤU KIỆN (ITEMS) THỂ TÍCH MỘT CẤU KIỆN (VOLUME)

GHI CHÚ - NOTE: ĐƠN VỊ TRONG BẢN VẼ LÀ MM THE UNITS IN THE DRAWING ARE MILIMETERS CƯỜNG ĐỘ CHỊU NÉN CỦA BÊ TÔNG DẦM DỌC TL1 : Fc'@ Mpa THE COMPRESSIVE STRENGTH OF CONCRETE IS BEAM TL1: Fc'@ Mpa

CỐT THÉP CHỜ THÂN TRỤ

TỶ LỆ 1: 75 / SCALE 1:75 TỶ LỆ 1:75 / SCALE 1:75

CỐT THÉP CHỜ THÂN TRỤ

CHI TIẾT CỐT THÉP TRỤ P4

LÂM KHẢ KỲ 18127025 ỐNG VÁCH DẪN HƯỚNG

Tai ống vách Ống vách dẫn hướng Cần khoan

Cao độ thiết kế Dung dịch Bentonite Ống bơm Bentonite

SUPERS STRUCTURE ĐỊNH VỊ VÀ KHOAN

- Bơm đầy bentonite khi máy khoan bắt đầu khoan / FULL PUMPING BENTONITE WHEN DRILLER STARTS DRILLING

- Bentonite đƯợc cấp liên tục trong quá trình khoan / BENTONITE IS SUCCESSFULLY SUPPLYING IN THE DRILLING PROCESS

- Cao độ dung dịch bentOnite luôn cao hơn mực nƯớc ngầm ít nhất 1,5m / BENTONITE SOLUTION ALWAYS HIGHLIGHTS AT LEAST 1.5M

- Trong khi hạ ống vách phải luôn điều chỉnh độ thẳng đứng của ống vách

WHILE LOADING THE PIPE MUST ALWAYS ALWAYS ALWAYS ALWAYS ALWAYS ADJUST THE STRENGTH OF THE PIPE

- Dừng khoan, dùng cần cẩu hạ ống vách xuống lỗ khoan / STOP DRILLING, USE THE CRANE TO LOW THE DRILLING PILE

- Tiến hành khoan chậm đến cao độ hạ ống vách / PERFORMING SLOW DRILL TO THE HIGHLIGHTS OF LOADING PIPE

- Định vị hố khoan bằng máy toàn đạc điện tử / lOCATION OF DRILL BY ALL ELECTRONIC ELECTRICAL MACHINE

- Sai số cho phép khi định vị tim cọc là

Tiêu đề	Thiết Kế Cầu Vòm Ống Thép Nhồi Bê Tông Vượt Sông Cái Bé Tỉnh Kiên Giang
Tác giả	Lâm Khả Kỳ
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Duy Liêm, TS. Đỗ Tiến Thọ
Trường học	Trường Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Kỹ Thuật Xây Dựng Công Trình Giao Thông
Thể loại	Đồ Án Tốt Nghiệp
Năm xuất bản	2021
Thành phố	Thành Phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	208
Dung lượng	49,61 MB

Đồ án tốt nghiệp: Thiết kế cầu vòm ống thép nhồi bê tông vượt sông cái bé tỉnh Kiên Giang

QUY MÔ VÀ TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT

ĐẶC ĐIỂM TỰ NHIÊN KHU VỰC XÂY DỰNG

Địa chất công trình

Khí hậu

Nhiệt độ

Các thông số về thủy văn

PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ

Giới thiệu cầu vòm ống thép nhồi bê tông

CÁC LOẠI KẾT CẤU ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG

ĐẶC ĐIỂM CỦA KẾT CẤU ỔNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG CHỊU NÉN

ƯU ĐIỂM CỦA ỔNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG

THIẾT KẾ KẾT CẤU NHỊP

Bố trí chung cầu

Trình tự tính toán và thiết kế kết cấu nhịp

Mặt cắt ngang cầu

Sơ đồ bố trí tim vòm

Mặt cắt ngang cấu kiện

Vành vòm

Chiều dày ống thép

Liên kết ngang vòm chính loại 1

Liên kết ngang vòm chính loại 2

Cáp treo nhịp vòm

Dầm ngang dự ứng lực loại 1 (HL1)

Dầm ngang dự ứng lực loại 2 (HL2)

Dầm dọc biên

Dầm bản mặt cầu TL1

Dầm bản mặt cầu TL2

Dầm dọc bản mặt cầu TL3

Dầm bản mặt cầu dọc biên DL1

Dầm bản mặt cầu dọc biên DL2

Dầm bản mặt cầu dọc biên DL3

Dầm lề bộ hành PL1

Dầm lề bộ hành PL2

Dầm lề bộ hành PL3

Dầm lề bộ hành PL4

Hộp che cáp

Giằng chân

Chi tiết phụ hàn sau

MÔ HÌNH HÓA KẾT CẤU

Tiêu chuẩn thiết kế

Quy mô xây dựng

Cấp đường thiết kế

Vật liệu thiết kế

Hệ thống chống gỉ

Khai báo vật liệu

Khai báo mặt cắt

Tạo sơ đồ kết cấu

Mô hình hóa kết cấu

KẾT QUẢ SƠ BỘ NỘI LỰC CỦA KẾT CẤU

Lực dọc vòm chính

Moment vòm chính

Moment dầm ngang

Lực căng trong thanh cáp treo

Chuyển vị thep phương thẳng đứng

Mô hình dầm dọc TL1

Mô hình dầm dọc TL2

Mô hình dầm dọc TL3

Mô hình dầm dọc DL1

Mô hình dầm dọc DL2

Mô hình dầm dọc DL3

Mô hình dầm ngang HL1

Mô hình dầm ngang HL2

TÍNH TOÁN DẦM T BẢN MẶT CẦU

Tĩnh tải

Hoạt tải

Mặt cắt tại gối

Mặt cắt tại ẳ nhịp

Mặt cắt tại ẵ nhịp

Dầm đầu nhịp : Số hiệu TL2 ( Chiều dài 7800 mm )

Dầm nhịp biên: Số hiệu TL3 ( Chiều dài 5900 mm )

Tính toán hoạt tải người đi bộ : ( Dầm PL1,PL2,PL3)

XÁC ĐỊNH LỰC CẮT VÀ MÔMEN DO TĨNH TẢI

TÍNH TOÁN DẦM NGANG GIỮA HL1

Nội lực do tĩnh tải gây ra

Hoạt tải thiết kế là hoạt tải HL 93

Tính toán mất mát ứng suất

KIỂM TOÁN DẦM THEO TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

KIỂM TOÁN DẦM Ở THGH CƯỜNG ĐỘ

TÍNH TOÁN DẦM NGANG NGÀM HL2