Đồ án tốt nghiệp: Thiết kế cầu Hoa Lâm sử dụng dầm bê tông cốt thép dự ứng lực

KẾT CẤU PHẦN TRÊN

Thiết kế sơ bộ

Quy trình thiết kế: TCVN 11823-2017

Dạng kết cấu nhịp: hệ dầm giản đơn tiết diện chữ I DUL căng sau

+ Khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối: a = 0.5 m

1.1.3 Tải trọng thiết kế: Hoạt tải HL93

Các loại thép dùng thi công lề bộ hành, lan can, bản mặt cầu, dầm ngang, dầm chính được quy định theo ASTM A615M

- Thép dọc dầm ngang, thép đai G40 (280): fy = 280 MPa

- Thép dọc dầm chủ, thép đai G40 (280): fy = 280 MPa

• Tỉ trọng bê tông: γ = 2.5 × 10 −5 N/mm 3

• Trọng lượng riêng của thép: γ s = 7.85 × 10 −5 N/mm 3

• Loại cốt thép DUL tao thép có độ chùng thấp

- Đường kính 1 tao: dps = 12.7 mm

- Cường độ chịu kéo tiêu chuẩn fpu = 1860 MPa

- Cường độ chảy: fpy = 0.9fpu = 1670 MPa

- Ứng suất khi kích: fpj = 0.75 fpu = 1395 MPa

1.3 Thiết kế mặt cắt ngang cầu

1.3.1 Chọn số lượng dầm n, khoảng cách dầm S, chiều dài cánh hẫng L c

Khoảng cách giữa các dầm chủ: S = 1.5 m

L c ≈ 0.5S => B ≈ n S Vậy ta chọn được số lượng dầm chính là 12 dầm, khoảng cách giữa các dầm chính là 1500 mm, chiều dài bản hẫng là 1000 mm

1.3.2 Thiết kế độ dốc ngang cầu:

• Độ dốc ngang thiết kế: 2%

• Tạo độ dốc ngang bằng cách thay đổi chiều cao đá kê gối: dùng đá kê gối có chiều cao tăng dần như sau: (chiều cao tối thiểu là 150 mm)

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 4 Các gối còn lại đối xứng qua tim cầu

1.3.3 Xác định kích thước dầm chủ

Chiều cao dầm chủ được lựa chọn sơ bộ theo công thức kinh nghiệm: ( 1

22𝐿) với L là chiều dài nhịp Ở đây L" m, nên chọn H = (1.0 – 1.22) m = 1 m

Kích thước chi tiết dầm chủ được chọn theo hình vẽ bên dưới

Mặt cắt đầu dầm Mặt cắt giữa dầm

Hình 1.1 Kích thước sơ bộ dầm chủ

1.3.4 Các định hệ dầm ngang, chiều dày bản mặt cầu và lớp phủ

- Xác định chiều cao dầm ngang: H ng ≥ 2

- Khoảng cách dầm ngang: {L ng ≤ 4S = 4 × 1.5 = 6 m

Vậy số lượng dầm ngang theo phương dọc cầu là 5 dầm

- Bản mặt cầu chọn theo điều kiện kinh nghiệm sau: h f ≥ { 1.2(S + 3000)

• Lớp phủ: Chọn lớp phủ gồm 2 lớp:

- Lớp bê tông Asphal dày 70mm

- Lớp Phòng nước dày 5mm

Thiết kế lan can

Lan can đường người đi có chiều cao nhỏ nhất 1070 mm tính từ mặt đường người đi bộ, trong bài chọn chiều cao lan can là 1100 mm, khoảng cách giữa các cột lan can là 2000 mm

Chiều cao nhỏ nhất của lan can đường người đi không nhỏ hơn 1070mm tính từ mặt đường người đi bộ

2.1.1 Tính thanh lan can a, Kích thước

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 5

• Chọn thanh lan can bằng thép ống:

• Khoảng cách 2 cột lan can là 2000 mm

• Khối lượng riêng của thép làm lan can là: γ s = 7.85 × 10 −5 N/mm 3

Thép M270 cấp 250: f y = 250 Mpa b, Tải trọng tác dụng lên thanh lan can

• Tĩnh tải: trọng lượng bản thân lan can g = γ s D 2 − d 2

- Tải phân bố: w = 0.37 N/mm c, Sơ đồ tính toán

+ Momen do tĩnh tải tại mặt cắt giữa nhịp:

8 = 34000 N mm + Momen do hoạt tải tại mặt cắt giữa nhịp:

8 = 222500 N mm d, Tổ hợp nội lực tác dụng lên thanh lan can

- η = η D η I η R : Hệ số điều chỉnh tải trọng

+ η D = 0.95 : hệ số dẻo cho các thiết kế thông thường và theo đúng yêu cầu + η I = 1: hệ số quan trọng

+ η R = 1: hệ số dư thừa (mức thông thường)

=> η = 0.95 × 1 × 1 = 0.95 + γ DC = 1.25 : Hệ số tải trọng cho tĩnh tải

+ γ LL = 1.75 : Hệ số tải trọng cho hoạt tải

Do thanh lan can làm việc theo sơ đồ dầm liên tục, để đơn giản ta đưa từ sơ đồ dầm giản đơn về sơ đồ dầm liên tục bằng công thức gần đúng:

• Momen lớn nhất giữa nhịp:

• Momen âm lớn nhất tại gối:

M g = 0.7 × M = 0.7 × 987048 = 690934 N mm e, Kiểm tra khả năng chịu lực của thanh lan can

Lan lan can được kiểm tra theo điều kiện: ϕ M n ≥ M

- ϕ = 1: là hệ số sức kháng

- M: là momen lớn nhất do tĩnh tải và hoạt tải

- M n = f y S: là sức kháng của tiết diện Với S là momen kháng uốn của tiết diện

=≫ M n = 250 × 8934 = 2233500 N mm Kiểm tra điều kiện: ϕ M n = 1 × 2233500 = 2233500 N mm > 690934 N mm => 𝐎𝐊

Vậy lan can đủ điều kiện chịu lực

2.1.2 Tính cột lan can a, Lực tác dụng lên cột lan can

Chọn trụ lan can là thép M270 cấp 250 Sơ đồ tính của trụ là một dầm công xon, ngàm tại mặt bê tông lề bộ hành

• Lực phân bố w = 0.37 N/mm ở hai bên cột truyền vào cột lan can một lực tập trung:

Vậy lực tập trung tác dụng vào cột là: P``= P + P` = 740 + 890 = 1630 N

Momen tác dụng tại vị trí chân cột là:

M = P`` 185 + P`` 415 = 1630 × 185 + 1630 × 415 = 978000 N mm b, Kiểm tra khả năng chịu lực của lan can:

Cột đảm bảo khả năng chịu lực khi thỏa mãn điều kiện: ϕM n ≥ ηγ LL M Trong đó:

- ϕ = 1: là hệ số sức kháng

- M n = f y S: là sức kháng của tiết diện với S tính như sau:

=≫ M n = 250 × 181478 = 45369500 N mm Kiểm tra điều kiện: ϕ M n = 1 × 45369500 = 45369500 N mm > 0.95 × 1.75 × 978000 = 1625925 N mm

Vậy cột thỏa mãn điều kiện chịu lực c, Kiểm tra tỉ lệ cấu tạo chung Theo 6.10.2.1 22TCN272-05 các cấu kiện chữ I phải thỏa mãn các yêu cầu cấu tạo như sau:

- I y : momen quán tính của mặt cắt thép đối với trục thẳng đứng trong mặt phẳng bản bụng, tính như sau:

- I yc : momen quán tính của bản cánh chịu nén của mặt phẳng thép quanh trục đứng trong mặt phẳng của bản bụng, tính như sau

Vậy thỏa yêu cầu cấu tạo chung d, Tính toán bu lông neo

• Chọn số liệu thiết kế

- Đường kính bu lông:∅14 =≫ A b = 153.9 mm 2

- Số lượng bu lông: 4 bu lông

- Cường độ chịu kéo nhỏ nhất: Fub = 420 MPa

- Bề dày bản đế: 10 mm

• Kiểm tra sức kháng cắt:

- Sức kháng cắt của mỗi bu lông tinh tại vị trí có ren theo 6.13.2.7 – 22TCN 272-05 là:

R n = 0.38A b F ub N s Với Ns là số lượng mặt cắt tính toán Ns = 1

- Lực cắt mà mỗi bu lông phải chịu là:

4 = 815 N Vậy Rn > Vi nên bu lông đảm bảo điều kiện chịu cắt

• Kiểm tra sức kháng kéo:

- Sức kháng kéo danh định của Bu lông được tính theo 6.13.2.10.2 22TCN 211-06 như sau:

- Lực kéo lớn nhất gây ra cho bu lông được tính như sau:

- li: khoảng cách giữa các hàng bu lông

- lmax = 90 mm là khoảng cách xa nhất giữa các hàng bu lông

- m = 2 là số buloong trên một hàng

Vậy Nmax < Tn nên bu lông đảm bảo điều kiện chịu cắt

2.2 Lề bộ hành 2.2.1 Tính lề bộ hành

Chiều rộng lề bộ hành: K00 mm

Bề rộng lề bộ hành: H mm Lớp bê tông bảo vệ: a mm Xét cho 1m dọc cầu xem bản làm việc như một lề bộ hành đặt trên hai gối

Tính moment bất lợi nhất tại vị trí giữa lề bộ hành Hoạt tải tác dụng lên lề bộ hành: PL=3 N/m Tĩnh tải tác dụng lên lề bộ hành:

Trạng thái giới hạn cường độ:

Trạng thái giới hạn sử dụng: 2 (0.28 0.1228) 1.3 2

2.2.2 Nội lực do hoạt tải

Trạng thái giới hạn sử dụng:

Trạng thái giới hạn sử dụng: M s SD = ( M s DC + M s PL ) = 0.09 0.06 + = 0.15 ( Tm )

2.2.4 Tính thép chịu moment dương

Moment tại giữa lề bộ hành:

Thiết kế cốt thép cho lề bộ hành với bài toán cốt thép đơn:

Xảy ra trường hợp phá hoại dẻo

= = Thép nhỏ nên ta đặt theo cấu tạo: 12 150a

Xác định hàm lượng cốt thép trên một mét chiều dài:

Tính toán bản mặt cầu

Khoảng cách giữa các dầm chủ: 1500 mm

Chiều dài bản công xôn: 1000 mm

Chiều dày bản mặt cầu: 200 mm

Chiều dày lớp phòng nước: 5 mm

Chiều dày lớp bê tông nhựa: 70 mm

3.2 Xác định nội lực trong bản hẫng

3.2.1 Xác định chiều dài nhịp tính toán Đối với nhịp hẫng thì chiều dài nhịp tính toán là chiều dài cánh hẫng tính từ đầu ngoài của BMC đến tim dầm biên Ở đây Lc 00 mm

• Trọng lượng lan can và gờ chắn: Trọng tâm lan can không nằm ở mép của BMC nhưng để đơn giản và tăng độ an toàn ta xét trọng tâm nằm ở mép ngoài BMC Chọn 0.5 là trọng lượng phần lan can thép

• Trọng lượng lớp phủ phân bố trên môt mét chiều dài (bỏ qua trọng lượng lớp phòng nước, xét bề dày lớp phủ bê tông nhựa là 75 mm):

• Trọng lượng bản thân BMC:

• Áp lực của bánh xe 3 trục tác dụng lên BMC:

- Bề rộng của bánh xe 3 trục: b 1 = 510 + 2h w = 510 + 2 × 75 = 660 mm

- Trọng tâm vệt bánh xe: X = b`1 / 2 = 145 / = 72.5 mm

- Bề rộng bánh xe 3 trục theo phương dọc cầu:

- Áp lực lên một mét dài BMC là:

3.2.3 Xác định momen tại các trạng thái kiểm toán a, Các hệ số tính toán

• Hệ số điều chỉnh tải trọng: đối với trường hợp sử dụng các giá trị cực đại của 𝛾 𝑖

- η D = 1 : cho các kết cấu thông thường và theo đúng tiêu chuẩn

- η L = 1 : là hệ số tầm quan trọng của công trình Vậy: 𝜂 = 0.95 ( đối với TTGH cường độ), đối với TTGH sử dụng lấy bằng 1

• Hệ số làn xe: m = 1.2 cho trường hợp 1 làn xe chất tải, m = 1 cho trường hợp 2 làn chất tải

• Hệ số xung kích: IM = 33 %

LL + IM 1.75 1.35 1 b, Trạng thái giới hạn cường độ I

= 18.4 kN m c, Trạng thái giới hạn sử dụng

3.3 Xác định nội lực trong bản giữa

3.3.1 Xác định chiều dài nhịp tính toán Đối với bản đúc liền khối và kê lên nhiều dầm dọc thì nhịp tính toán là khoảng cách giữa hai tim dầm đỡ Với khoảng cách giữa hai tim dầm đỡ ở đây là 1500 mm

Trong kỹ thuật chế tạo bản in, tỷ số giữa cạnh dài và cạnh ngắn quyết định phương pháp kê bản Nếu tỷ số này lớn hơn 1,5, bản sẽ được kê lên hai cạnh ngắn Ngược lại, nếu tỷ số nhỏ hơn 1,5, bản sẽ được kê lên bốn cạnh.

- Cạnh dài (khoảng cách giữa tim hai dầm ngang) S1 = 6400 mm

- Cạnh ngắn (khoảng cách giữa tim hai dầm chủ) S2 = 1500 mm

Do S1 / S2 = 6400 / 1800 = 3.5 > 1.5 nên bản làm việc theo một phương kê lên hai dầm chủ

3.3.2 Xác định nội lực do tĩnh tải a, Tải trọng do tĩnh tải

• Trọng lượng lớp phủ phân bố trên môt mét chiều dài (bỏ qua trọng lượng lớp phòng nước, xét bề dày lớp phủ bê tông nhựa là 75 mm):

• Trọng lượng bản thân BMC:

DC 2 = h BMC × γ BMC = 0.2 × 25 = 5 kN/m b, Nội lực do tĩnh tải

• Trạng thái giới hạn cường độ I:

• Trạng thái giới hạn sử dụng:

3.3.3 Xác định nội lực do hoạt tải a, Trường hợp một bánh xe chất lên bản

Bề rộng bánh xe ba trục: b 1 = 510 + 2h DW = 510 + 2 × 75 = 660 mm Áp lực bánh xe lên bản mặt cầu:

2 × 0.66= 109.85 kN/m Nội lực do hoạt tải gây ra ở TTGH cường độ I

2 )] = 56.27 kN m Nội lực do hoạt tải gây ra ở TTGH sử dụng

2 )] = 33.85 kN m b, Trường hợp 2 bánh xe chất lên bản Trường hợp này xét hai làn xe nên hệ số làn m =1

Bề rộng bánh xe ba trục: b` 1 = 1860 mm Áp lực bánh xe lên bản mặt cầu:

P LL = P b` 1 = 145 1.86 = 77.95 kN/m Nội lực do hoạt tải gây ra ở TTGH cường độ I

8 ] = 48.48 kN m Nội lực do hoạt tải gây ra ở TTGH sử dụng

Nội lực do hoạt tải gây ra lấy bằng giá trị max giữa 2 trường hợp trên:

M U LL = max(M U1 LL , M U2 LL ) = 56.27kN m

M S LL = max(M S1 LL , M S2 LL ) = 33.85 kN m

3.3.4 Xét tính liên tục của bản mặt cầu

Để tính toán chính xác bản mặt cầu theo sơ đồ dầm liên tục kê lên các dầm chủ, mặc dù bản mặt bên trên được tính theo sơ đồ dầm đơn giản, cần nhân các hệ số để đưa dầm liên tục về dầm đơn giản Bước đầu tiên là xác định bề rộng các dải bản tương đương.

Xác định theo bảng 4.6.2.1.3 đối với bản bê tông đúc tại chỗ:

- Đối với momen âm: SW − = 1220 + 0.25 × S = 1220 + 0.25 × 1500 = 1595 mm

- Đối với moment dương: SW + = 660 + 0.55 × 1500 = 1485 b, Xác định momen tại gối (Momen âm)

Trạng thái giới hạn cường độ I:

1.595] = −26.34 kN m Trạng thái giới hạn sử dụng:

1.485] = −21.36kN m c, Xác định momen tại giữa nhịp (Momen dương)

Trạng thái giới hạn cường độ I:

1.485] = 18.84 kN m Trạng thái giới hạn sử dụng:

3.4 Bảng tổng hợp nội lực của bản mặt cầu

3.5 Thiết kế cốt thép cho bản mặt cầu

Thiết kế cốt thép cho giá trị nội lực lớn nhất tính được ở bảng trên, trong trường hợp này, tính toán theo bản trong Theo TTGH cường độ I

3.5.1 Thiết kế cốt thép cho bản chịu momen dương a, Số liệu thiết kế

Thiết kế thép cho 1000mm chiều dài bản mặt cầu

- Nội lực thiết kế: M + = 18.84 kN m = 18840000 N mm

- Chiều rộng tiết diện tính toán: b = 1000 mm

- Chiều cao tiết diện tính toán: h = 200 mm

- Cường độ cốt thép: f y = 420 MPa

= 29440 Mpa b, Thiết kế cốt thép

Khoảng cách từ mép ngoài cùng của tiết diện đến trọng tâm vùng cốt thép chịu kéo: d c 25 mm Chiều cao làm việc của tiết diện: d s = h − d c = 200 − 25 = 175 mm Chiều cao vùng bê tông chịu nén: a = d s − √d s 2 − 2M u ϕ × 0.85 × f` c × b= 175 − √175 2 − 2 × 18840000

Xác định hệ số β 1 theo điều 5.7.2.2 22TCN 272-05, hế số β 1 lấy bằng 0.85 với bê tông có cường độ không lớn hơn 28 Mpa Với bê tông có cường độ lớn hơn 28 Mpa, hệ số β 1 giảm đi thi tỉ lệ 0.05 cho từng 7 Mpa vượt quá 28 Mpa nhưng không lấy nhỏ hơn trị số 0.65 Ở đây f` c = 30 Mpa nên β 1 được xác định theo công thức: β 1 = 0.85 −0.05

7 × (30 − 28) = 0.83 Chiều cao vùng bê tông chịu nén: c = a β 1 =4.76 0.83= 5.73 mm Kiểm tra lại điều kiện cốt thép tối đa: c d s =5.73

175 = 0.03 < 0.6 Khi đó diện tích cốt thép được tính theo công thức:

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 12 Chọn 4∅12 để bố trí =≫ A s = 452.39mm 2

Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu áp dụng theo quy định tại 5.7.3.3.2 22TCN 272-05, đối với cấu kiện bê tông không có thép dự ứng lực, lượng cốt thép tối thiểu quy định được coi là thỏa mãn nếu đáp ứng được phương trình xác định.

1000×200 = 0.0023: là tỷ lệ giữa thép chịu kéo và diện tích nguyên

Phương trình trên trở thành:

Vậy chọn ∅12a250 để bố trí, vậy một mét dài BMC sẽ có 4∅12 =≫ A s = 452.39 mm 2

3.5.2 Thiết kế cốt thép cho bản chịu momen âm a, Số liệu thiết kế

Thiết kế thép cho 1000mm chiều dài bản mặt cầu

- Nội lực thiết kế: M − = −26.34 kN m = −26340000 N mm

- Chiều rộng tiết diện tính toán: b = 1000 mm

- Chiều cao tiết diện tính toán: h = 200 mm

- Cường độ cốt thép: f y = 300 Mpa

= 29440 Mpa b, Thiết kế cốt thép

Khoảng cách từ mép ngoài cùng của tiết diện đến trọng tâm vùng cốt thép chịu kéo: d c 25 mm

Chiều cao làm việc của tiết diện: d s = h − d c = 200 − 25 = 175 mm

Chiều cao vùng bê tông chịu nén: a = d s − √d s 2 − 2M u ϕ × 0.85 × f` c × b = 175 − √175 2 − 2 × 26340000

Theo quy định tại điều 5.7.2.2 22TCN 272-05, hệ số β 1 có giá trị mặc định là 0,85 đối với bê tông có cường độ không vượt quá 28 MPa Đối với bê tông có cường độ lớn hơn 28 MPa, hệ số β 1 giảm 0,05 cho mỗi 7 MPa vượt quá 28 MPa nhưng không được nhỏ hơn 0,65 Với trường hợp f'c = 30 MPa, hệ số β 1 được xác định theo công thức: β 1 = 0,85 - 0,05 = 0,8.

7 × (30 − 28) = 0.83 Chiều cao vung bê tông chịu nén: c = a β 1 =6.69 0.83= 8.06 mm Kiểm tra điều kiện cốt thép tối đa: c d s =8.06

175 = 0.046 < 0.6 Khi đó diện tích cốt thép được tính theo công thức:

420 = 406.18 mm 2 Chọn 4∅12 để bố trí =≫ A s = 452.39 mm 2

Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu Áp dụng theo 5.7.3.3.2 22TCN 272-05 đối với cấu kiện bê tông không có thép dự ứng lực thì lượng cốt thép tối thiểu quy định có thể coi là thỏa mãn nếu thỏa phương trình:

Vậy chọn ∅12a250 để bố trí, vậy một mét dài BMC sẽ có 4∅12 =≫ A s = 452.39 mm 2

3.6 Xác định cốt thép phân bố dọc cầu

Cốt thép phụ theo chiều dọc nằm dưới đáy bản, đảm nhiệm vai trò phân bổ tải trọng bánh xe dọc theo cầu cho cốt thép chính chịu lực theo phương ngang Ngược lại, cốt thép chính sẽ được bố trí vuông góc với hướng xe chạy.

Với S là chiều dài nhịp: 1500 mm ta được số phần trăm là 99.1 % Vậy chọn số phần trăm là 67%

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 13 Diện tích cốt thép theo phương dọc cầu là:

Chọn ∅10a200 để bố trí, vậy một mét dài theo phương ngang cầu sẽ có 4∅10 => A s 314.16 mm 2

3.7 Kiểm tra nứt cho bản mặt cầu

Kiểm tra nứt cho bản mặt cầu theo momen ở TTGH sử dụng

3.7.1 Kiểm tra nứt cho momen dương

Kiểm tra theo điều kiện khoảng cách tối thiểu giữa các thanh thép: s ≤ [s] 3000γ e β s f s − 2d c

- γ e = 1 : là hệ số xét tới điều kiện tiếp xúc giữa kết cấu với môi trường xung quanh

- β s : hệ số được xác định theo công thức: β s = 1 + d c

- f s : ứng suất trong cốt thép do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng gây ra được xác định theo công thứcL f s =M s

+ M s = 14.27 kN m = 14270000 N mm : là momen dương ở trạng thái giới hạn sử dụng + d s = 175 mm

+ n = E s /E c = 200000/29440 = 6.8 : là tỉ số modun đàn hồi của thép và bê tông

+ x : chiều dày của bê tông vùng nén sau khi nứt đươc tính theo công thức: x = n A s b [√1 +2d s b n A s − 1] =6.8 × 452.39

6.8 × 452.39 − 1] = 29.88 mm + I cr : là momen quán tính của tiết diện bê tông khi bị ứt:

Khi đó khoảng cách tối thiểu giữa các thanh thép:

Vậy s = 200 < [s]: đảm bảo điều kiện nứt ở TTGH sử dụng

3.7.2 Kiểm tra nứt cho momen âm

+ M s = 15.3 kN m = 15300000 N mm : là momen dương ở trạng thái giới hạn sử dụng

+ d s = 175 mm + n = E s /E c = 200000/29440 = 6.8 : là tỉ số modun đàn hồi của thép và bê tông + x : chiều dày của bê tông vùng nén sau khi nứt đươc tính theo công thức: x = n A s b [√1 +2d s b n A s − 1] =6.8 × 769.7

6.8 × 452.39 − 1] = 29.88 mm + I cr : là momen quán tính của tiết diện bê tông khi bị ứt:

73677728× (175 − 29.88) × 6.8 = 208.92 N/mm 2 Khi đó khoảng cách tối thiểu giữa các thanh thép:

1.2 × 204.92− 2 × 25 = 450.19 mm Vậy 𝑠 = 200 < [𝑠]: đảm bảo điều kiện nứt ở TTGH sử dụng

Bố trí thép bản mặt cầu

Phương ngang cầu Phương dọc cầu

Thiết kế dầm ngang

Dầm ngang chịu lực rất phức tạp Mối nối giữa dầm dọc và dầm ngang có tính ngàm chặt, tính chất này phụ thuộc vào độ cứng chống xoắn của dầm dọc Dầm ngang làm việc như một dầm

2 đầu ngàm chịu uốn dưới tác dụng của tải trọng thẳng đứng Để đơn giản trong tính toán, ta sử dụng sơ đồ dầm đơn giản kê lên hai gối sau đó nhân thêm các hệ số để đưa về sơ đồ dầm liên tục Để tính toán dàm ngang ta cần xác định lực từ BMC truyền xuống

Khẩu độ tính toán dầm ngang là khoảng cách giữa tim hai dầm dọc

Khoảng cách giữa các dầm chủ là: L2 = 1500 mm

Khoảng cách giữa 2 dầm ngang là: L1 = 5500 mm

Chiều dày bản mặt cầu là: 200 mm

Chiều dày lớp phòng nước là: 5 mm

Chiều dày lớp bê tông nhựa là: 70 mm

4.2 Xác định nội lực trong dầm ngang

4.2.1 Xác định nội lực do tĩnh tải a, Tĩnh tải tác dụng lên dầm ngang

• Để thiên về an toàn ta giả thiết mỗi dầm ngang chịu tĩnh tải của bản mặt cầu và lớp phủ mặt cầu trong một khoang dầm ngang: L1 =5.5 m

Trọng lượng lớp phủ (bỏ qua trọng lượng lớp phòng nước, xét bề dày lớp phủ bê tông nhựa là

• Trọng lượng bản thân dầm ngang:

DC`` 2 = A dn × γ bt = 0.016 × 25 = 0.4 kN m b, Nội lực do tĩnh tải tác dụng lên dầm ngang theo các TTGH

• Trạng thái giới hạn cường độ:

4.2.2 Xác định nội lực do hoạt tải a, Hoạt tải tác dụng lên dầm ngang

• Áp lực hoạt tải tác dụng theo phương dọc cầu:

Sử dụng đường ảnh hưởng cho phản lực tại vị trí dầm ngang Hệ số phân bố tải trọng được tính theo công thức:

Sơ đồ xếp tải lên đường ảnh hưởng:

- Áp lực do hoạt tải xe 3 trục:

- Áp lực do hoạt tải xe 2 trục:

- Áp lực do tải làn: w lane =q

3 × 3.246 = 10.12 kN/m Áp lực gây ra do xe hai trục lớn hơn do đó lấy xe 2 trục xếp lên phương ngang cầu để tìm nội lực lớn nhất

• Momen do hoạt tải gây ra tác dụng lên dầm ngang theo phương ngang cầu

Giả thiết dầm ngang làm việc theo sơ đồ dầm giản đơn kê lên hai gối Xếp tải như hình, xét mặt cắt giữa nhịp

- Momen gây ra do xe hai trục trên một làn xe

- Momen gây ra do tải làn

2× 0.375 × 1.5 = 2.85 kN m b, Nội lực do hoạt tải tác dụng lên dầm ngang theo các TTGH

• Trạng thái giới hạn cường độ I:

4.2.3 Tổng hợp nội lực trong dầm ngang a, Tổng hợp nội lực do tĩnh tải và hoạt tải

• Trạng thái giới hạn cường độ I

• Trạng thái giới hạn sử dụng

M s = M s DL + M s LL = 9.67 + 29.23 = 38.90 kN m b, Đưa sơ đồ tính về dạng sơ đồ dầm liên tục Để đưa từ sơ đồ dầm giản đơn về sơ đồ dầm liên tục nhịp ta sử dụng các hệ số 0.7 tại gối và 0.5 tại giữa nhịp

Sơ đồ tính TTGH cường độ I TTGH sử dụng

Sơ đồ dầm giản đơn

Sơ đồ dầm liên tục

4.3 Thiết kế cốt thép cho dầm ngang

Tính toán cho 2 tiết diện tại gối và giữa nhịp

• Nội lực thiết kế: M + = 30.32 kN m = 30320000 N mm

• Chiều rộng tiết diện tính toán: b = 200 mm

• Chiều cao tiết diện tính toán: h = 800 mm

• Cường độ cốt thép: f y = 420 Mpa

• Chọn thép thớ trên: 2∅22 => A s = 760mm

• Chọn thép thớ dưới: 2∅22 => A s = 760 mm

• Lớp bê tông bảo vệ thớ trên: 50 mm

• Lớp bê tông bảo vệ thớ dưới: 50 mm

4.3.2 Kiểm toán cốt thép với mặt cắt giữa nhịp a, Kiểm toán theo điều kiện momen kháng uốn Điều kiện: ϕM n ≥ M u Momen kháng uốn danh định của mặt cắt được tính toán theo công thức:

- 𝑑 𝑆 = 800 − 50 − 11 = 739 𝑚𝑚: là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt théo chịu kéo

- 𝑑` 𝑆 = 50 + 11 = 61 𝑚𝑚: là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt théo chịu kéo

- 𝑎 = 𝛽 1 𝑐: là chiều dày khối ứng suất tương đương

+ 𝛽 1 : là hệ số quy đổi hình khối ứng suất theo điều 5.7.2.2, ta có: β 1 = 0.85 −0.05

7 × (30 − 28) = 0.83 + 𝑐: là khoảng cách từ TTH đến mép chịu nén được tính theo công thức: c = A s f y − A` s f` y 0.85f` c β 1 b Ở đây cốt théo được bố trí đối xứng nên c = 0

Vậy momen kháng uốn danh định của tiết diện là:

M n = 760 × 420 × 739 − 760 × 420 × 61 = 217442400 kN m Kiểm tra điều kiện: ϕM n = 1 × 217442400 kN m > M u + = 30320000 kN m

Vậy thỏa mãn điều kiện về momen kháng uốn b, Kiểm toán theo giới hạn cốt thép

• Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa

Theo 5.7.3.3.1 22TCN 272-05 hàm lượng théo dự ứng lực và không dự ứng lực phải được giới hạn sao cho c d e ≤ 0.42 Ở đây do cốt thép đối xứng nên c = 0, điều kiện trên trở thành 0 < 0.42 => OK

Đối với cấu kiện không có thép dự ứng lực thì lượng cốt thép tối thiểu quy định ở đây có thể coi là thỏa mãn nếu số lượng cốt thép lắp đặt vào cấu kiện không nhỏ hơn số lượng cốt thép tối thiểu yêu cầu.

4.3.3 Kiểm toán cốt thép với mặt cắt tại ngàm a, Kiểm toán theo điều kiện momen kháng uốn Điều kiện: ϕM n ≥ M u Momen kháng uốn danh định của mặt cắt được tính toán theo công thức:

- 𝑑 𝑆 = 800 − 50 − 11 = 739𝑚𝑚: là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt théo chịu kéo

- 𝑑` 𝑆 = 50 + 11 = 61 𝑚𝑚: là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt théo chịu kéo

- 𝑎 = 𝛽 1 𝑐: là chiều dày khối ứng suất tương đương

- 𝛽 1 : là hệ số quy đổi hình khối ứng suất theo điều 5.7.2.2, ta có: β 1 = 0.85 −0.05

- 𝑐: là khoảng cách từ TTH đến mép chịu nén được tính theo công thức: c = A s f y − A` s f` y 0.85f` c β 1 b Ở đây cốt théo được bố trí đối xứng nên c = 0

Vậy momen kháng uốn danh định của tiết diện là:

M n = 760 × 420 × 739 − 760 × 420 × 61 = 217442400 kN m Kiểm tra điều kiện: ϕM n = 1 × 217442400 kN m > M u − = 42440000 kN m

Vậy thỏa mãn điều kiện về momen kháng uốn b, Kiểm toán theo giới hạn cốt thép

• Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa

Theo 5.7.3.3.1 22TCN 272-05 hàm lượng théo dự ứng lực và không dự ứng lực phải được giới hạn sao cho c d e ≤ 0.42 Ở đây do cốt thép đối xứng nên c = 0, điều kiện trên trở thành 0 < 0.42 => OK

• Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu: Đối với các cấu kiện không có thép dự ứng lực thì lượng cốt thép tối thiểu quy định ở đây có thể coi là thỏa mãn nếu:

4.4 Kiểm tra nứt cho dầm ngang

Kiểm tra nứt cho bản mặt cầu theo momen ở TTGH sử dụng

Bố trí hai thanh thép cách nhau 100mm ở cả thớ trên và thớ dưới

4.4.1 Kiểm tra nứt cho momen dương

+ M s = 19.45kN m = 19450000 N mm : là momen dương ở trạng thái giới hạn sử dụng

+ d s = 739 mm + n = E s /E c = 200000/29440 = 6.8 : là tỉ số modun đàn hồi của thép và bê tông + x : chiều dày của bê tông vùng nén sau khi nứt đươc tính theo công thức: x = n A s b [√1 +2d s b n A s − 1] =6.8 × 760

6.8 × 760 − 1] = 197.13 mm + I cr : là momen quán tính của tiết diện bê tông khi bị ứt:

1.127 × 35.34− 2 × 61 = 2966.27 mm Vậy s = 100 < [s]: đảm bảo điều kiện nứt ở TTGH sử dụng

4.4.2 Kiểm tra nứt cho momen âm

Kiểm tra theo điều kiện khoảng cách tối thiểu giữa các thanh thép:

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 18 s ≤ [s] 3000γ e β s f s − 2d c

+ M s = 27.23 kN m = 27230000 N mm : là momen dương ở trạng thái giới hạn sử dụng + d s = 739 mm

+ n = E s /E c = 200000/29440 = 6.8 : là tỉ số modun đàn hồi của thép và bê tông

+ x : chiều dày của bê tông vùng nén sau khi nứt đươc tính theo công thức: x = n A s b [√1 +2d s b n A s − 1] =6.8 × 760

6.8 × 760 − 1] = 197.13 mm + I cr : là momen quán tính của tiết diện bê tông khi bị ứt:

1.12 × 49.47− 2 × 61 = 2084.17mm Vậy s = 100 < [s]: đảm bảo điều kiện nứt ở TTGH sử dụng

Ngoài thép chủ chịu lực còn bố trí thêm 6 thanh thép dọc cấu tạo ∅16 Bố trí thép được trình bày như hình dưới đây.

Xác định các đặc trưng hình học của dầm chủ

5.1.1 Xác định chiều dài có hiệu của bản cánh

• Đối với dầm trong: b i = min

Vậy bề rộng có hiệu của bản cánh thiết kế là b = 1750 (mm)

5.1.2 Tính toán đặc trưng hình học tại mặt cắt giữa nhịp

Tính đặc trưng hình học dầm theo 2 giai đoạn:

- Giai đoạn I: Chưa liên hợp bản mặt cầu

- Giai đoạn II: Đã liên hợp bản mặt cầu

Hệ số quy đổi bản về dầm:

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

- Ai: Diện tích mặt cắt

- yi: Khoảng cách trọng tâm mặt cắt đến đáy dầm

= 12 : Momen quán tính đối với trục nằm ngang của bản thân mặt cắt

 : Vị trí TTH dầm đến biên dưới dầm t di y 850 y

 = − : Vị trí TTH dầm đến biên dưới dầm

- I=A (y i i −y ) d 2 +I 0i : Moment quán tính dầm đối với TTH dầm

- Sb = I / yd: Moment tĩnh thớ dưới dầm

- St = I/yt: Moment tĩnh thớ trên dầm

Hình 5.1 Chi tiết mặt cắt giữa dầm

Kết quả tính đặc trưng hình học tại mặt cắt giữa nhịp: Đặc trưng hình học Mặt cắt không liên hợp

Mặt cắt liên hợp Đơn vị

Trọng tâm đến thớ dưới yb 0.459 0.841 m

Trọng tâm đến thớ trên dầm yt 0.541 0.159 m

Trọng tâm đến thớ trên bản ytd - 0.359 m

Momen tĩnh với thớ dưới Sb 0.109 0.494 m 3

Momen tĩnh với thớ trên dầm St 0.128 0.186 m 3

Momen tĩnh với thớ trên bản Std - 0.4046 m 3

5.1.3 Tính toán đặc trưng hình học tại mặt cắt đầu dầm

Hình 5.2 Chi tiết mặt cắt đầu dầm

Kết quả tính đặc trưng hình học tại mặt cắt giữa nhịp: Đặc trưng hình học Mặt cắt không liên hợp Mặt cắt liên hợp Đơn vị

Trọng tâm đến thớ dưới yb 0.485 0.958 m

Trọng tâm đến thớ trên dầm yt 0.515 0.042 m

Trọng tâm đến thớ trên bản ytd - 0.242 m

Momen tĩnh với thớ dưới Sb 0.149 0.6302 m 3

Momen tĩnh với thớ trên dầm St 0.158 0.6257 m 3

Momen tĩnh với thớ trên bản Std - 0.159 m 3

5.2 Hệ số phân bố ngang

Vì ta có số lượng dầm chủ Nb = 11 > 4 và thỏa mãn các điều kiện được qui định ở điều

→ Sử dụng công thức để tính toán

Xác định tham số cứng dọc: K g =n(I+Ae ) 2 g Với:

- eg: Khoảng cách từ trục trung hòa dầm đến trục trung hòa bản: eg = 541 + 100 = 641(mm)

- N = Ed / Eb = 1.22 : tỉ số modul đàn hồi giữa dầm và bản

- I = 2400000 (cm 4 ) = 2.4x10 10 (mm 4 ): moment quán tính của dầm

5.2.1 Hệ số phân bố ngang của moment cho dầm trong:

Khi có một làn chất tải:

Khi có hai hay nhiều làn chất tải: g

= +   5.2.2 Hệ số phân bố ngang của moment cho dầm ngoài:

• Khi có một làn chất tải: tính theo phương pháp đòn bẩy có sơ đồ như hình vẽ

Khi có một làn chất tải, hệ số làn là 1.2 nên ta có:

• Khi có 2 làn chất tải: d e 00 500− P0(mm) de 500 e 0.77 0.77 0.95

5.2.3 Hệ số phân phối lực cắt cho dầm trong

• Khi có một làn chất tải:

= + = + • Khi có hai hay nhiều làn chất tải:

= + − = + − 5.2.4 Hệ số phân phối lực cắt cho dầm biên

• Một làn chất tải: sơ đồ phân bố hoạt tải tương tự đối với moment

Do có một làn xe chất tải nên hệ số làn là 1.2

→ =  − • Hai hay nhiều làn chất tải: d e 00 500− P0(mm) de 500 e 0.6 0.6 0.77

5.2.5 Hệ số phân bố ngang của lan can

Hình 5.3 Sơ đồ xác định hệ số phân bố ngang của lan can Bảng tổng hợp hệ số phân bố ngang đối với moment

Moment Một làn Hai hay nhiều làn HSPBN tính toán

Bảng tổng hợp hệ số phân bố ngang đối với lực cắt

Lực cắt Một làn Hai hay nhiều làn HSPBN tính toán

Nội lực dầm chủ

Ta sẽ tính lực cắt và moment cho dầm tại các vị trí: gối, L/2, L/4, L/8 và3 L/8

Tải trọng sử dụng là hoạt tải HL93 gồm: Xe tải 2 trục thiết kế, xe tải 3 trục thiết kế và tải trọng làn qlane = 9.3 (N/mm)

6.1.1 Lực cắt và moment tại vị trí gối

Hình 6.1 Sơ đồ phân bố xác định moment và lực cắt tại vị trí gối

6.1.2 Lực cắt và moment tại vị trí L/2

Hình 6.2 Sơ đồ phân bố xác định moment và lực cắt tại vị trí L/2

=  +  −  6.1.3 Bảng tổng hợp lực cắt và moment tại các mặt cắt khác

• Bảng tổng hợp lực cắt:

Mặt cắt Tung độ đường ảnh hưởng Tải trọng bánh xe Q y1 (m) y2 (m) y3 (m) P1 (kN) P2 (kN) P3 (kN) (kN)

Mặt cắt Tung độ đường ảnh hưởng Tải trọng bánh xe M y1 (m) y2 (m) y3 (m) P1 (kN) P2 (kN) P3 (kN) (kN.m)

• Bảng tổng hợp tải làn:

Mặt cắt Diện tích ĐAH Pi (kN/m) M (kN.m)

Mặt cắt Diện tích ĐAH Pi (kN/m) Q (kN)

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC CÁC VỊ TRÍ TRÊN DẦM CỦA HOẠT TẢI HL93

Tải trọng Nội lực Gối L/8 L/4 3L/8 L/2

6.2 Nội lực do tĩnh tải

Diện tích đoạn đầu dầm: A0 = 0.3075 (m 2 ) Diện tích đoạn giữa dầm: A1 = 0.2375 (m 2 ) Diện tích trong đoạn vút: 2 A 0 A 1 0.3075 0.2375 2

= = Khối lượng dầm chủ trong 1000 (mm) đầu dầm:

1 0 m = A L% 0.3075 1 7.6875(kN)  Khối lượng dầm chủ trong 500 (mm) đoạn chuyển tiếp:

Khối lượng dầm chủ trong 9500 (mm) giữa dầm:

→ Tĩnh tải bản thân dầm chủ:

Tại các gối dầm theo phương ngang cầu có 5 dầm ngang, còn theo phương dọc cầu, dầm ngang được bố trí ở 2 vị trí là 2 gối dầm, nên tổng khối lượng của dầm ngang tại mỗi gối là tổng khối lượng của 5 dầm ngang.

• Tại giữa dầm có 3 vị trí bố trí dầm ngang là a = 5.5 (m), a = 11 (m) và a = 16.5 (m) →

Khối lượng dầm ngang tại giữa dầm là:

→ Tĩnh tải bản thân dầm ngang: dn m 1 m 2 65 231

6.2.3 Trọng lượng bản mặt cầu

DW".5 0.075 1.6875(kN / m) 6.2.5 Trọng lượng lan can

• Diện tích mặt cắt ngang phần bê tông lan can: As = 0.47 (m 2 )

• Trọng lượng bản thân thanh lan can: g = γ s D 2 − d 2

→Trọng lượng phần lan can: DC LC % 0.47 0.068 11.83(kN / m) + 6.2.6 Nội lực tĩnh tải của dầm trong

• Giai đoạn I: DC1small>dc+DCdn +DCbmc =5.61 0.25 7.5+ + 36 kN / m ( )

• Giai đoạn II: DW =1.6875 kN / m( )

• Đối với các mặt cắt còn lại, chất tải và tính toán tương tự

Hình 6.3 Sơ đồ phân bố nội lực tĩnh tải tại vị trí L/2 cho dầm trong 6.2.7 Nội lực tĩnh tải cho dầm biên

• Giai đoạn I: DC1small>dc+DCdn +DCbmc =5.61 0.25 7.5+ + 36 kN / m ( )

• Giai đoạn II: DW =1.6875 kN / m( )

• Hệ số phân bố ngang của lan can: mgLC = 1.11

Ta tiến hành sử dụng sơ đồ xếp tải tại các vị trí sao cho lực cắt và moment lớn nhất như đối với dầm trong Ta được bảng tổng hợp kết quả tính toán nội lực do tĩnh tải như dưới dây

6.3.1 Các hệ số tải trọng a) Hệ số sức kháng

• Trạng thái giới hạn cường độ:

• Các trạng thái giới hạn khác:  =1.00 b) Hệ số thay đổi tải trọng

Cường độ Sử dụng Mỏi

• Trạng thái giới hạn cường độ I: U= [1.25DC 1.5DW 1.75(LL IM)]+ + +

• Trạng thái giới hạn sử dụng I: U 1.0(DC D W) 1.0(LL IM)= + + +

• Trạng thái giới hạn mỏi và đứt gãy: U=0.75(LL IM)+ d) Hệ số làn xe

• Hai làn chất tải: m = 1 e) Hệ số xung kích

Môi nối bản mặt cầu 75%

Tất cả các TTGH khác 33%

6.3.2 Bảng nội lực hoạt tải

Bảng tổng hợp nội lực các vị trí trên dầm của hoạt tải HL93

Tải trọng Nội lực Gối L/8 L/4 3L/8 L/2

6.3.3 Tổ hợp tải trọng cho dầm trong

- Các thông số tải trọng của hoạt tải:

+ Hệ số phân phối moment: Khi có một làn chất tải: mg T1 M =0.347

Khi có hai làn chất tải: mg T 2 M =0.379

+ Hệ số phân phối lực cắt: Khi có một làn chất tải: mg T1 Q =0.56

Khi có hai làn chất tải: mg T 2 Q =0.60

- Thông số tải trọng của người: mgpT = 0

- Hệ số xung kích: IM = 33%

• Tĩnh tải: DC1 36 kN / m( ) DC2 =DW=1.6875 N / mm( )

Tổ hợp tải trọng tại vị trí L/2:

(LL IM) M 3T 2T lan nguoi nguoi

U 1.0(DC D W) 1.0(LL IM) 1 (764.8 96.60) 1 (883.14) 1744.54(kNm)= + + + =  + +  • Đối với lực cắt:

LL IM mgQ 1.33 max(Q ,Q ) Q3T 2T lane mgnguoiQnguoi

U 1.0(DC D W) 1.0(LL IM) 1 (0 0) 1 110.14 110.14(kN)= + + + =  + +  BẢNG TỔ HỢP NỘI LỰC CHO DẦM TRONG Nội lực Loại tải trọng 0 L/8 L/4 3L/8 L/2

DW 0.00 42.25 72.41 90.64 96.60 mg(LL+IM)+PL 0.00 409.09 682.07 827.33 883.18

DW 18.06 13.82 10.16 7.05 0.00 mg(LL+IM)+PL 284.58 216.83 180.53 144.38 110.13

6.3.4 Tổ hợp tải trọng cho dầm biên

• Các thông số tải trọng cho hoạt tải:

- Hệ số phân phối moment: Khi có một làn chất tải: mg N1 M =0.40

Khi có hai làn chất tải: mg N 2 M =0.38

- Hệ số phân phối lực cắt: Khi có một làn chất tải: mg N1 Q =0.40

Khi có hai làn chất tải: mg N 2 Q =0.308

• Thông số tải trọng cho người: mgpN = 0

• Hệ số phân bố ngang lan can: mgLC = 1.11

• Hệ số xung kích: IM = 33%

• Ở đây nội lực do tải trọng lan can đã nhân hệ số phân bố ngang

Tổ hợp tải trọng tại vị trí L/2:

LL IM M 3T 2T lan nguoi nguoi

LL IM Q 3T 2T lane nguoi nguoi

U [1.25(DC LC) 1.5DW 1.75(LL IM)]

U 1.0(DC LC D W) 1.0(LL IM) 1 (0 0 0) 1 73.42= + + + + =  + + +  s.42(kN)

Tính toán tương tự đối với các vị trí còn lại, ta được bảng tổng hợp nội lực cho dầm biên như sau:

Bảng tổng hợp nội lực cho dầm biên

BẢNG TỔ HỢP NỘI LỰC CHO DẦM BIÊN

Nội lực Loại tải trọng 0 L/8 L/4 3L/8 L/2

NGUOI 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 mg(LL+IM)+PL 0.00 431.76 719.87 868.38 932.07

NGUOI 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 mg(LL+IM)+PL 189.72 144.55 120.35 96.26 73.42

Thiết kế dầm chủ

7.1.1 Ứng suất cho phép trong bê tông ở trạng thái giới hạn sử dụng sau khi xảy ra các mất mát ứng suất, các cấu kiện dự ứng lực toàn phần

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 28 a, Giới hạn ứng suất kéo (5.9.4.2.2 22TCN272-05)

Với tải trọng sử dụng bao gồm tải trọng xe, ứng suất kéo trong các bộ phận có tao thép dự ứng lực dính bám hoặc không dính bám sẽ được khảo sát theo tổ hợp tải trọng sử dụng III Trong vùng nén trước, không xuất hiện vết nứt do ứng suất kéo.

• f r =0.5 f (Mpa) c ' với các cấu kiện dự ứng lực dính bám

Ứng suất kéo cho cấu kiện trong điều kiện ăn mòn nghiêm trọng được tính theo công thức: f r =0.25 f (Mpa) Ứng suất nén được đánh giá với tổ hợp tải trọng sử dụng I theo quy định 5.9.4.2.1 22TCN272-05.

• f c =0.45 f (Mpa) c ' dưới tác dụng tải trọng thường xuyên

• f c =0.6 f (Mpa) c ' dưới tác dụng tải trọng thường xuyên và nhất thời trong vận chuyển cẩu lắp c, Ứng suất giới hạn tao thép dự ứng lực (5.9.3-1 22TCN272-05)

Chọn sử dụng loại tao thép có độ tự chùng thấp với các đặc trưng sau:

• Cường độ phá hoại fpu = 1860 MPa (Bảng 5.4.4.1 – 1)

• Giới hạn chảy fy = 0.9ffu = 1670 MPa

• Ứng suất trong DUL khi kích fpj = 0.74fpu = 1395 (MPa)

• Trạng thái giới hạn sử dụng fpe = 0.8fpy = 1339 MPa

7.1.2 Tính diện tích cốt thép

- Ta chọn cáp là cáp có đường kính 12.7 mm

- Ứng suất kéo đứt của cáp: fpu = 1860 Mpa

- Diện tích 1 tao cáp A1tao = 127 mm 2

- Modun đàn hồi của cáp Ep = 197000 Mpa

- Cường độ chảy dẻo của cáp DƯ: fpy = 0.9fpu = 1674 Mpa

- Cường độ chịu nén của bê tông đủ 28 ngày: f ’’ c = 50 Mpa

- Khối lượng riêng của bê tông: γc = 2500 kg/m 3

- Modun đàn hồi của bê tông: Ec =0.043 1.5 c fc ' =0.043 2500 1.5  50 A267 MPa( )

- Modun đàn hồi của bê tông theo thời gian:

+ Cường độ của bê tông sau 5 ngày: ci ' t c ' 5 f f 45 27.27(Mpa) t 4 0.85 5

+ Với: t = 5 ngày: thời gian tính từ lúc đúc dầm đến lúc cắt cáp (truyền lực)  =4, =0.85: các hệ số đối với điều kiện bảo dưỡng ẩm

→E ci =0.043 1.5 c f ci ' =0.043 2500 1.5  27.27 (608Mpa b, Chọn sơ bộ số lượng tao cáp

• Giá trị nội lực lớn nhất ở TTGH cường độ đối với dầm biên là: Mu = 3480.03 kN.m

• Diện tích cáp sơ bộ đặt vào dầm: ps u 6 ( ) 2 pu

→ Số tao cần thiết kế: ps

→ Chọn n = 24 tao cáp để thiết kế Tra catalouge HVM chọn HVM13 Series số hiệu HVM 13-10 Chọn loại ống gen có đường kính trong 60

Diện tích cáp thực sự đặt trong dầm lúc này: A ps =  n A 1tao = 24 98.7  = 2369 mm ( 2 )

7.2 Bố trí cáp DUL trong dầm

Lấy gốc tọa độ (0,0) tại vị trí đáy và giữa dầm Phương trình cho các bó cáp là phương trình parabol có dạng: y =(y 2 − y 1 )

- 𝑦 1 : là tọa độ y của tim bó cáp tại vị trí giữa dầm

- 𝑦 2 : là tọa độ y của tim bó cáp tại vị trí neo đầu dầm

Ta có bảng thống kê các giá trị y1, y2 cho từng bó cáp

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 29 Tọa độ các bó cáp tương ứng tại các vị trí:

7.3 Tính đặc trưng hình học

7.3.1 Tính đặc trưng hình học tại mặt cắt giữa dầm a, Tính đặc trưng hình học của tiết diện giai đoạn I Ở giai đoạn này dầm được bố trí ống gen nhưng chưa được luồn cáp Đặc trưng hình học của dầm tính như sau:

• Tính đặc trưng hình học của dầm đặc

Diện tích mặt cắt dầm: A o = 237500 mm 2 Khoảng cách từ TTH đến đáy dầm: y b o = 459 mm Khoảng cách từ TTH đến đỉnh dầm: y t o = 541 mm Momen tĩnh đối với đáy dầm: S b o = 1.09 × 10 8 mm 3 Momen quán tính đối với TTH: I o = 2.4 × 10 10 mm 4

• Tính đặc trưng hình học của dầm có bố trí ống gen

Tổng diện tích các ống gen: ∑ A d = 3 × 30 2 π = 8482 mm 2

Trọng tâm của các ống gen tính từ đáy dầm: c d =∑ A di y i

Diện tích mặt cắt có ống gen: A 1 = A 0 − A d = 237500 − 8482 = 229018 mm 2 Momen tĩnh của mặt cắt đối với đáy dầm: S 1 = S o − S d = S o − ∑ A d × c d

Khoảng cách từ TTH đến đáy dầm: y b 1 = S 1

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 30 Khoảng cách từ TTH đến đỉnh dầm: y t 1 = 1000 − 471 = 529 mm

Momen quán tính đối với TTH: I 1 = I o + A o × (y b 1 − y b o ) 2 − ∑(I di + A i × y i 2 )

= 2.10 × 10 10 mm 4 b, Tính đặc trưng hình học của tiết diện giai đoạn II Ở giai đoạn này dầm đã được căng cáp Đặc trung hình học tính như sau:

Diện tích của cáp trong 1 bó cáp: A ps = 8 × 98.7 = 790mm 2

Tổng diện tích các bó cáp: ∑ A ps = 3 × A ps = 2369 mm 2

Hệ số quy đổi từ thép DUL sang BT: n = E ps

38635 = 5.1 Diện tích mặt cắt sau khi đã quy đổi: A 2 = A 1 + n ∑ A ps = 229018 + 5.1 × 2369

Momen tĩnh của mặt cắt đối với đáy dầm: S 2 = S 1 + S ps = S 1 + n ∑ A ps × c d

241100 = 454mm Khoảng cách từ TTH đến đỉnh dầm: y t 2 = 1000 − y b 2 = 1000 − 454 = 546 mm

Momen quán tính đối với TTH: I 2 = I 1 + A 1 × (y b 1 − y b 2 ) 2 + ∑(nI ps + nA i ps × y i 2 )

= 2.497 × 10 10 mm 4 c, Tính đặc trưng hình học của tiết diện giai đoạn III

Giai đoạn này là giai đoạn dầm và bản mặt cầu đã được liên kết và cùng nhau chịu lực

Chiều rộng bản hữu hiệu:

Chiều cao bản cánh hữu hiệu: b d = 1750 mm t d = 200 mm Diện tích bản mặt cầu hữu hiệu: A d = b d t d = 1750 × 200 = 350000 mm 2

Hệ số quy đổi bê tông Bt BMC ra Bt dầm: n =E d

38635 = 0.76 Diện tích mặt cắt sau khi đã quy đổi: A 3 = A 2 + nA d = 241100 + 0.76 × 350000

Khoảng cách từ trọng tâm bản đến đáy dầm y = 1100 mm

Momen tĩnh đối với đáy dầm: S 3 = S 2 + nA d × y

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 31 Khoảng cách từ TTH đến đỉnh bản: y t 3 = 1000 + 200 − 793 = 407 mm

Momen quán tính đối với TTH: I 3 = I 2 + A 2 × (y b 3 − y b 2 ) 2 + nI d qd + nA qd d × y d 2

7.3.2 Tính đặc trưng hình học tại các mặt cắt còn lại a, Mặt cắt tại 3L/8

Các giai đoạn I II III

Momen tĩnh đối với đáy dầm 107821002 109500386 402100386

Khoảng cách từ TTH đến đáy tiết diện 471 454 793

Khoảng cách từ TTH đến đỉnh tiết diện 529 546 407

Momen quán tĩnh đối với TTH 2.11 × 10 10 2.49 × 10 10 7.86 × 10 10 b, Mặt cắt L/4

Khoảng cách từ TTH đến đáy tiết diện

Khoảng cách từ TTH đến đỉnh tiết diện

Momen quán tĩnh đối với TTH 2.17 × 10 10 2.48 × 10 10 7.83 × 10 10 c, Mặt cắt L/8

Momen tĩnh đối với đáy dầm 106209422 110184367 402784367

Momen quán tĩnh đối với TTH 2.25 × 10 10 2.46 × 10 10 7.78 × 10 10

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 32 d, Mặt cắt gối

Momen quán tĩnh đối với TTH 2.56 × 10 10 2.76 × 10 10 8.17 × 10 10

7.4 Tính mất mát ứng suất dầm chủ

Mất mát ứng suất được chia thành 2 dạng chính:

• Mất mát ứng suất tức thời:

- ∆f pF : Mất mát do ma sát giữa bó cáp và thành ống

- ∆f pA : Mất mát do biến dạng neo

- ∆f pES : Mất mát do co ngắn (đàn hồi) của bê tông

• Mất mát ứng suất theo thời gian:

- ∆f pSR : Mất mát do co ngót

- ∆f pCR : Mất mát do từ biến của bê tông

- ∆f pR : Mất mát do tự chùng của cốt thép DUL

7.4.1 Mất mát ứng suất do ma sát

Theo 5.9.5.2.2b đối với các cấu kiện thi công bằng phương pháp kéo sau, mất mát ứng suất do ma sát giữa bó thép và ống bọc có thể lấy như sau:

∆f pF = f pj (1 − e −(Kx+μα) ) Trong đó:

- f pj = 1374 Mpa: là ứng suất trong thép DUL khi kích

- x: là chiều dài bó cáp dự ứng lực tính từ đầu kích đến điểm bất kỳ đang xét

- e: là cơ số logarit tự nhiên

Bảng giá trị x tại các mặt cắt:

- K = 6.6 × 10 −7 mm 1 : là hệ số ma sát lắc Lấy theo bảng 5.9.5.2.2b-1 lấy với ống bọc thép mạ nửa cứng

- μ = 0.2: là hệ số ma sát Lấy theo bảng 5.9.5.2.2b-1 lấy với ống bọc thép mạ nửa cứng

- α: tổng giá trị tuyệt đối của thay đổi góc của đường trục cáp DUL tính từ đầu kích, hoặc từ đầu kích gần nhất nếu thực hiện căng cả hai đầu, đến điểm đang xét (Rad) Được tính như sau: α = √α v 2 + α h 2

- α h : là góc thay đổi của đường cáp theo phương ngang (rad)

- α v : là góc thay đổi của đường cáp theo phương đứng (rad)

Bó cáp Góc thay đổi Mặt cắt

Ta có bảng tính toán mất mát ứng suất do ma sát tại các mặt cắt như sau:

7.4.2 Mất mát ứng suất do biến dạng neo Độ lớn của mất mát ứng suất có thể được tính theo công thức:

- ∆: độ trượt hay biến dạng của neo Giả thiết bằng 4 mm

- L: là chiều dài trung bình của bó cáp

- E = 197000 Mpa: là modun đàn hồi của thép DUL

Giả thiết mẫu neo biến dạng 4mm ta có bảng mất mát ứng suất như sau:

Tổng mất mát do biến dạng neo 110.323

7.4.3 Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi của bê tông

Theo 5.9.5.2.3b đối với các cấu kiện kéo sau, mất mát do co ngắn đàn hồi của của bê tông có thể được lấy như sau:

- N = 3: là số bó cáp DUL giống nhau

- E ci = 38635 Mpa: là modun đàn hồi của bê tông khi truyền lực căng

- E p = 197000 Mpa: là modun đàn hồi của cáp DUL

- f cgp : là tổng ứng suất bê tông ở trọng tâm các bó thép DUL do lực dự ứng lực gây ra sau khi căng kích và từ trọng tâm của cấu kiện ở các mặt cắt momen max (Mpa), ở đây là mặt cắt L/2 Được tính theo công thức: f cgp = − P i

- A g = 229018 mm 2 : là diện tích của của riêng dầm BTCT ở giai đoạn I Tức giai đoạn bố trí ống gen, chưa căng kéo cáp

- I g = 2.497 × 10 10 mm 4 : Momen quán tính của của riêng dầm BTCT ở giai đoạn II Tức giai đoạn bố trí ống gen, căng kéo cáp

- M g : là momen gây ra do trọng lượng bản thân dầm ở TTGH sử dụng

- e = 454 − 132 = 322mm: là độ lệch tâm của nhóm bó thép DUL đối với trọng tâm của dầm BTCT ở mặt cắt giữa dầm

- P i : là lực kéo trong cáp DUL trước khi truyền ứng suất vào trong dầm Giá trị này có thể lấy như sau:

Bó cáp (MPa) (MPa) Aps Pi

Vậy f cgp được tính như sau: f cgp = −3113 × 10 3

2.497 × 10 10 = −22.4 Mpa Ở đây ứng suất âm do đó gây nén dầm

Khi đó mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi của BT được tính như sau:

Do hiện tượng co ngắn đàn hồi xảy ra trên toàn dần nên mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi được xác định trên toàn dầm Tức là khi xét mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi tại các mặt cắt khác nhau thì mất mát ứng suất đều giống nhau

7.4.4 Mất mát ứng suất do co ngót bê tông

Theo 5.9.5.4.2 mất mát ứng suất do co ngót của các cấu kiện kéo sau có thể lấy bằng:

- Hu: là độ ẩm tường đối của môi trường, lấy trung bình ở nước ta khoảng 75%

Do hiện tượng co ngót xảy ra trên toàn bộ dầm, nên mất mát ứng suất do co ngót được xác định cho toàn bộ dầm Điều này có nghĩa là khi xét mất mát ứng suất do co ngót tại các mặt cắt khác nhau, giá trị mất mát ứng suất là như nhau.

7.4.5 Mất mát ứng suất do từ biến của bê tông

Theo 5.9.5.4.3 mất mát ứng suất do từ biến có thể lấy bằng:

- f cgp = 16.35 Mpa: là ứng suất trong BT tại trọng tâm cốt thép DUL lúc căng cáp Đã tính ở 7.4.3

- ∆f cdp : là thay đổi ứng suất tại trọng tâm cốt théo DUL do tải trọng thường xuyên DC,

DW trừ tải trọng tác dụng vào lúc thực hiện lực dự ứng lực Được tính théo công thức:

- M DC1 = 764.8 kN m: là momen do tĩnh tải gây ra ở TTGH sử dụng trong giai đoạn 1

- M DC2 + M DW = 861.4 kN m: là momen do tĩnh tải và lớp phủ gây ra ở TTGH sử dụng trong giai đoạn 2

- I g = 2.497 × 10 10 mm 4 : momen quán tính của riêng dầm DUL (Giai đoạn II)

- I c = 7.86 × 10 10 mm 4 : momen quán tính của dầm liên hợp (Giai đoạn III)

- e c = 793 − 132 = 661 mm: độ lệch tâm giữa nhóm cáp DUL và trọng tâm của dầm liên hợp

Thế số vào ta được:

Do hiện tượng từ biến xảy ra trên toàn bộ dầm, mất mát ứng suất do từ biến được xác định cho toàn bộ dầm Do đó, khi xét mất mát ứng suất do từ biến tại các mặt cắt khác nhau, giá trị mất mát ứng suất là như nhau.

7.4.6 Mất mát ứng suất do tự chùng của cốt thép DUL

Theo 5.9.5.4.4 mất mát ứng suất do tự chùng phải được lấy bằng tổng mấy mát ứng suất do tự chùng tại 2 thời điểm: tại lúc truyền lực và sau khi truyền lực, ở đây do kết cấu sử dụng là kết cấu kéo sau, do đó mất mát ứng suất chỉ xảy ra tại giai đoạn sau khi truyền lực, tính như sau:

∆f pR = ∆f pR2 = 138 − 0.3∆f pF − 0.4∆f pES − 0.2(∆f pSR + ∆f pCR )

- ∆f pF : mất mát ứng suất do ma sát

- ∆f pES : mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi

- ∆f pSR : mất mát ứng suất do co ngót

- ∆f pCR : mất mát ứng suất do từ biến

Do sử dụng thép DUL có độ tự chùng thấp nên giá trị mất mát chỉ lấy bằng 30% giá trị của

∆f pR2 , bảng sau đây là kết quả sau khi đã nhân hệ số 0.3

Ta có bảng tính mất mát ứng suất do tự chùng tại các mặt cắt: Đơn vị: MPa

7.4.7 Tổng mất mát ứng suất

Ta có tổng mất mát ứng suất được tính theo công thức:

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

Ta có bảng tổng hợp mất mát như sau: Đơn vị: MPa

Ta có bảng tổng hợp phân trăm mất mát ứng suất như sau: Ứng suất trước khi mất mát: f pi = 1374 Mpa Đơn vị: %

Kiểm toán dầm chủ

Xét thấy nội lực của dầm biên lớn hơn so với dầm trong, do đó ta sử dụng thông số nội lực của dầm biên để kiểm toán

8.1 Kiểm toán dầm chủ tại TTGH sử dụng

8.1.1 Kiểm tra ứng suất lúc căng kích a, Kiểm tra tại mặt cắt L/2 Điều kiện kiểm tra:

• Ứng suất trong dầm được xem là đảm bảo khi thỏa mãn điều kiện sau:

- Đối với ứng suất kéo: f ≤ 0.58√f` ci

- Đối với ứng suất nén: f ≤ 0.6f` ci

• Cường độ chịu nén của bê tông: f`c = 50 Mpa

Tỉ trọng riêng của bê tông: 25 kN/m 3 Cường độ bê tông sau 5 ngày tính theo công thức:

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 36 f` ci = t α + βtf` c = 5

1 + 0.95 × 5× 50 = 43.48 Mpa Cường độ chịu kéo khi uốn: f r = 0.63√f` c = 0.63 × √50 = 4.45 Mpa

Mô đun đàn hồi của bê tông tính theo công thức:

Mô đun đàn hồi của bê tông sau 5 ngày tính theo công thức:

E ci = 0.043 × γ c 1.5 × √f c i` = 0.043 × 2500 1.5 × √43.48 = 35442 Mpa b, Kiểm tra ứng suất thớ trên dầm Ứng suất thớ trên dầm được tính theo công thức: f t = − P i

- P i = 3113 kN: là tổng lực kéo trong cáp DUL trước khi truyền ứng suất vào dầm

- A g = 229018 mm 2 : là diện tích mặt cắt ngang dầm tại vị trí giữa nhịp

M =    = kNm : là momen do trọng lượng bản thân BMC tại giữa nhịp

= =  =  : là momen kháng uốn thớ trên dầm ở giai đoạn II

- e ps = 454 − 132 = 322 mm: là khoảng cách từ trọng tâm bó cáp tới TTH II

Thế số vào ta được: f t = −3113 × 10 3

4.6 × 10 7 = −3.3 MPa Ứng suất có dấu âm do đó kiểm tra theo điều kiện ứng suất nén: f t = 3.3 MPa < 0.6f` ci = 26.088 MPa => 𝐎𝐊 c, Kiểm tra ứng suất thớ dưới dầm Ứng suất thớ dưới dầm được tính theo công thức: f b = − P i

= =  =  : là momen kháng uốn thớ dưới dầm ở giai đoạn II

- Các thông số còn lại tương tự như tính toán thớ trên:

Thế số vào ta được: f b = −3113 × 10 3

5.5 × 10 7 = −22.2Mpa Ứng suất có dấu âm do đó kiểm tra theo điều kiện ứng suất nén: f b = 22.2 Mpa < 0.6f` ci = 0.6 × 43.48 = 26.088 Mpa => 𝐎𝐊 d, Kiểm tra tại các mặt cắt còn lại

Kiểm tra OK OK OK OK

8.1.2 Kiểm tra ứng suất nén lúc sử dụng a, Kiểm tra tại mặt cắt L/2

• Do tác động của ứng suất do DUL và tải trọng thường xuyên

- Điều kiện kiểm tra: Đối với ứng suất kéo: f ≤ 0.5√f` ci Đối với ứng suất nén: f ≤ 0.45f` ci

- Kiểm tra ứng suất thớ trên dầm Ứng suất thớ trên dầm được tính theo công thức: f tg1 = −P pe

- P pe = 2002 kN: là tổng lực kéo trong cáp DUL sau khi đã mất mát ứng suất

- M DC1 = 764.8 kN m: là momen do tĩnh tải giai đoạn I gây ra tại giữa nhịp

- M DC2 = 864.1 kN m: là momen do tĩnh tải giai đoạn II gây ra tại giữa nhịp

= =  =  : là momen kháng uốn thớ trên dầm ở giai đoạn II

− : là momen kháng uốn thớ trên dầm ở giai đoạn III (giai đoạn liên hợp)

Thế số vào ta được: f tg1 = −2002 × 10 3

3.8 × 10 8 = −13.62MPa Ứng suất có dấu âm do đó kiểm tra theo điều kiện ứng suất nén: f tg1 = 13.62 MPa < 0.45f` ci = 0.45 × 43.48 = 19.57 MPa => 𝐎𝐊

- Kiểm tra ứng suất thớ trên bản mặt cầu Ứng suất thớ trên dầm được tính theo công thức: f ts1 = −M DC2

= =  =  là momen kháng uốn thớ trên dầm ở giai đoạn III

(giai đoạn liên hợp) Ứng suất có dấu âm do đó kiểm tra theo điều kiện ứng suất nén: f ts1 = 8.7 MPa < 0.45f` ci = 0.45 × 43.48 = 19.57 MPa => 𝐎𝐊

• Do hoạt tải và ẵ tổng DUL hữu hiệu và cỏc tải trọng thường xuyờn

- Điều kiện kiểm tra: Đối với ứng suất kéo: f ≤ 0.5√f` ci Đối với ứng suất nén: f ≤ 0.4f` ci

- Kiểm tra ứng suất thớ trên dầm Ứng suất thớ trên dầm được tính theo công thức: f tg2 =1

- M LL+IM = 932.07 kN m: là momen do hoạt tải gây ra tại giữa nhịp

− : là momen kháng uốn thớ trên dầm ở giai đoạn III (giai đoạn liên hợp) Ứng suất có dấu âm do đó kiểm tra theo điều kiện ứng suất nén: f tg2 = 11.52 MPa < 0.4f` ci = 0.4 × 43.48 = 17.392 MPa => 𝐎𝐊

- Kiểm tra ứng suất thớ trên bản mặt cầu Ứng suất thớ trên dầm được tính theo công thức: f ts2 =1

- M LL+IM = 932.07 kN m: là momen do tĩnh tải giai đoạn II gây ra tại giữa nhịp

= =  =  là momen kháng uốn thớ trên dầm ở giai đoạn III

(giai đoạn liên hợp) Ứng suất có dấu âm do đó kiểm tra theo điều kiện ứng suất nén: f ts2 = 13.76 Mpa < 0.4f` ci = 0.4 × 43.48 = 17.392 MPa => 𝐎𝐊

• Do tổng DUL hữu hiệu, tải thường xuyên và hoạt tải

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 38 Đối với ứng suất kéo: f ≤ 0.5√f` ci Đối với ứng suất nén: f ≤ 0.6f` ci

- Kiểm tra ứng suất thớ trên dầm Ứng suất thớ trên dầm được tính theo công thức: f tg3 = f tg1 −M LL+IM

1.3 × 10 8 = −20.8MPa Ứng suất có dấu âm do đó kiểm tra theo điều kiện ứng suất nén: f tg3 = 20.8 MPa < 0.6f` ci = 0.6 × 43.48 = 26.088 MPa => 𝐎𝐊

- Kiểm tra ứng suất thớ trên bản mặt cầu Ứng suất thớ trên bản mặt cầu được tính theo công thức: f ts3 = f ts1 −M LL+IM

9.9 × 10 7 = −18.11 MPa Ứng suất có dấu âm do đó kiểm tra theo điều kiện ứng suất nén: f ts3 = 18.11 MPa < 0.6f` ci = 0.6 × 43.48 = 26.088 MPa => 𝐎𝐊 b, Kiểm tra tại các mặt cắt còn lại

• Do tác động của ứng suất do DUL và tải trọng thường xuyên

Kiểm tra OK OK OK OK f ts1 (MPa) 0 -3.84 -6.52 -8.17

Kiểm tra OK OK OK Ok

• Do hoạt tải và 1/2 của tổng DUL hữu hiệu và tải trọng thường xuyên

Các giá trị Gối L/8 L/4 3L/8 f tg1 (MPa) -7.03 -11.58 -11.62 -12.7 f ts1 (MPa) 0 -3.84 -6.52 -8.17

Kiểm tra OK OK OK OK f ts2 (MPa) 0 -2.36 -3.99 -4.96

8.1.2.2.1 Do hoạt tải và tổng DUL hữu hiệu và tải trọng thường xuyên

Các giá trị Gối L/8 L/4 3L/8 f tg1 (MPa) -5.4 -10.44 -10.91 -11.22 f ts1 (MPa) 0 -1.15 -2.59 -3.24

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 39 f ts3 (MPa) 0 -8.25 -13.79 -16.94

8.1.3 Kiểm tra ứng suất kéo lúc sử dụng a, Kiểm tra tại mặt cắt L/2

- Đối với ứng suất kéo: f ≤ 0.5√f` ci

- Đối với ứng suất nén: f ≤ 0.6f` ci Ứng suất thớ dưới dầm được tính theo công thức: f b = −P pe

- P pe = 2002 kN: là tổng lực kéo trong cáp DUL sau khi đã mất mát ứng suất Tính như sau:

- M DC1 = 768.4 kN m: là momen do tĩnh tải giai đoạn I gây ra tại giữa nhịp

= =  =  : là momen kháng uốn thớ dưới dầm ở giai đoạn II

= =  =  : là momen kháng uốn thớ dưới dầm ở giai đoạn III (giai đoạn liên hợp)

- M LL+IM = 932.07 kN m: là momen do tĩnh tải giai đoạn II gây ra tại giữa nhịp

Thế số vào ta được: f tg1 = −2002 × 10 3

= 2.41 Mpa Ứng suất có dấu dương do đó kiểm tra theo điều kiện ứng suất kéo: f tg1 = 2.41 Mpa < 0.5√𝑓` 𝑐𝑖 = 0.5 × √43.48 = 3.30 Mpa => 𝐎𝐊

• Kiểm tra tại các mặt cắt còn lại

S bcg (mm 3 ) 10.6x107 9.8x107 9.9x107 9.9x107 e ps (mm) 10 128 258 315 f bg (MPa) 0.015 0.296 0.641 1.79

S bcg (mm 3 ) 4.340E+8 3.467E+8 3.473E+8 3.478E+8 e ps (mm) 28 297 491 608 f bg (MPa) -6.56 -6.29 -2.82 -0.74

8.1.4 Tính toán độ võng, độ vồng của dầm

- Võng xuống mang dấu dương

- Vồng lên mang dấu âm

• Độ võng và độ vồng lúc chê tạo

- Độ võng do tĩnh tải dầm chủ:

Tính tải dầm chủ là: w = 5.61 kN/m Độ võng được tính theo công thức:

- Độ vồng của dầm tại thời điểm căng kích xong

• Độ võng và độ vồng khi có tĩnh tải giai đoạn II

- Độ võng do BMC, dầm ngang và tấm ván kê BT:

Tính tải BMC, dầm ngang và tấm ván kê là: w = 13.36 − 5.61 = 7.75 kN/m Độ võng được tính theo công thức:

- Độ võng do tĩnh tải giai đoạn II:

Tính tải giai đoạn II là: w = 13.52 kN/m Độ võng được tính theo công thức:

- Độ vồng khi khai thác:

• Độ võng do hoạt tải

- Độ võng khi có hoạt tải sử dụng phải thỏa mãn điều kiện sau:

Trong đó: độ võng do hoạt tải phải lấy giá trị lớn hơn giữa:

+ Độ võng do xe tải thiết kế

+ Độ võng do 25% xe tải thiết kế và tải làn

Tính toán độ võng do xe tải thiết kế:

Hệ số phân bố độ võng của bản cầu được xác định bằng cách chia số làn xe cho số dầm, giả thiết rằng tất cả các làn xe đều chịu tải trọng như nhau và tất cả các dầm đều có độ võng như nhau Trong trường hợp hai làn xe và hai dầm, hệ số phân bố độ võng sẽ bằng 2.

11= 0.18 Độ võng có thể được tính toán bằng phương pháp nhân biểu đồ Vêrêsaghin như sau:

- Độ võng tại giữa dầm được tính theo công thức:

- Tính toán độ võng do 25% xe tải thiết kế và tải làn:

+ Do 25% xe tải thiết kế: Δ 25%truck = 0.25 × 6.01 = 1.502 mm + Do tải làn:

∆ h = max(∆ LL ; [∆ 25%truck + ∆ lane ]) = 6.01 mm < 26.75 mm =≫ 𝐎𝐊

8.2 Kiểm toán dầm chủ tại TTGH cường độ

8.2.1 Kiểm tra sức kháng uốn a, Kiểm tra tại mặt cắt L/2

Mặt cắt được xem là thỏa điều kiện chịu uốn khi:

- M u : là momen do tải trọng gây ra tại TTGH cường độ I

- M r : là sức kháng uốn tính toán xác định theo 5.7.3.2.1

- φ = 0.95: là hệ số sức kháng quy định ở điều 5.5.4.2

- M n : là sức kháng uốn danh định của mặt cắt

Theo 5.7.3.2.2 sức kháng uốn danh định của mặt cắt chữ T hay chữ I được các định như sau:

2) Ở đây do bỏ qua thép thường chịu lực nên công thức được viết lại thành:

- A ps = 2369 mm 2 : là diện tích thép DUL

- d p = 1200 − 132 = 1068 mm: là khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép DUL

- β 1 : là hệ số quy đổi hình khối ứng suất theo điều 5.7.2.2, ta có: β 1 = 0.85 −0.05

- b = 0.76 × 1750 = 1330 mm: là bề rộng của bản cánh chịu nén qui đổi từ BMC về dầm

- b w = 200 mm: là bề rộng bản bụng của tiết diện

- h f = 200 mm: bề dày của bản cánh chịu nén

- f ps : là ứng suất trung bình trong cốt thép DUL ở sức kháng uốn danh định tính theo công thức f ps = f pu (1 − k c d p ) Trong đó:

- k: là hệ số xác định theo công thức: k = 2 (1.04 −f py f pu ) = 2 × (1.04 −1670

- c: là khoảng cách từ TTH đến mặt chịu nén Được xác định theo 5.7.3.1.1-3 như sau: c =A ps f pu − 0.85β 1 f c `(b − b w )h f

Ta có: c = 316.4 mm < h f = 200 mm nên tiết diện tính theo hình chữ T Thế số vào ta được: f ps = 1860 × (1 − 0.28 ×316.4

𝑎 = 𝑐𝛽 1 = 0.69 × 316.4 = 218.316 𝑚𝑚: là chiều cao vùng nén của BT

Thế số vào công thức ta được sức kháng uốn danh định của mặt cắt:

M r = 0.95 × 3876 = 3683 kN m > M u = 3480.3 kN m => 𝐎𝐊 b, Kiểm tra tại các mặt cắt còn lại:

A ps (mm 2 ) 2369 2369 2369 2369 d p (mm) 705 871 1003 1061 β 1 0.69 0.69 0.69 0.69 b (mm) 1330 1330 1330 1330 b w (mm) 300 200 200 200 h f (mm) 200 200 200 200 k 0.28 0.28 0.28 0.28 c (mm) 292 305 313 316

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 42 a (mm) 199 207 213 214.9 f ps (MPa) 1718 1711 1707 1706

8.2.2 Kiểm tra hàm lượng thép thường và thép DUL a, Kiểm tra hàm lượng thép tối đa

Theo 5.7.3.3.1 hàm lượng cốt thép DUL và không DUL tối đa phải được giới hạn sao cho: c d e ≤ 0.42 Ở đây ta bỏ qua thép thường chịu lực nên d e = d p

Ta kiểm tra hàm lượng thép DUL tối đa tại các mặt cắt như sau:

Các giá trị Gối L/8 L/4 3L/8 L/2 c 292 305 313 316 316.4 de 705 871 1003 1061 1068 c/de 0.39 0.35 0.31 0.30 0.30

Kiểm tra OK OK OK OK OK b, Kiểm tra hàm lượng thép tối thiểu

Theo 7.3.3 TCVN 11823-5-2017 lượng cốt thép DUL và cốt thép thường chịu kéo phải đủ để phát triển sức kháng tính toán Mr, ít nhất bằng một trong hai giá trị sau đây:

- M u : momen tính toán dưới tổ hợp tải trọng cường độ I

- M cr : được xác định theo công thức:

M cr = (f r + f pe )S bc − (M DC1 + M DC2 ) (S bc

- f r (Mpa): là cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông, được tính theo công thức f r = 0.63√f` c = 0.63 × √50 = 4.45 Mpa

- f pe (Mpa): ứng suất hữu hiệu trong bê tông Tính theo công thức: f pe =P pe

- S bc (mm 3 ): momen chống uốn đối với thớ dưới cùng của tiết diện liên hợp

- S b (mm 3 ): momen chống uốn đối với thớ dưới cùng của dầm

- M DC1 + M DC2 (kN m): momen không nhân hệ số do tĩnh tải giai đoạn I và tính tải giai đoạn II gây ra

Ta có bảng kiểm tra tại các mặt cắt như sau:

Các giá trị Gối L/8 L/4 3L/8 L/2 f r 4.23 4.23 4.23 4.23 4.23 f pe 6.56 17.71 22.31 24.99 29.79

Kiểm tra OK OK OK OK OK

8.2.3 Kiểm tra sức kháng cắt a, Kiểm tra tại mặt cắt L/2

• Mặt cắt được xem là thỏa điều kiện chịu cắt khi và chỉ khi:

- V u : là lực cắt tính toán gây ra tại TTGH cường độ

- V r : là sức kháng cắt tính toán của mặt cắt

- φ = 0.9: là hệ số sức kháng théo qui định trong điều 5.5.4.2 lấy với bê tông tỷ trọng thường

- V n : là sức kháng uốn danh định của mặt cắt

• Sức kháng cắt danh định của mặt cắt được xác định theo điều 5.8.3.3 như sau:

- Chọn cốt đai thiết kế:

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 43 Chọn cốt đai đơn (2 nhánh) có đường kính ∅14 => A v = 7 2 π = 154 mm 2

- Xác định khoảng cách cốt đai

Khoảng cách cốt đai được xác định bằng giá trị nhỏ hơn của một trong hai điều kiện:

Khoảng cách cốt đại theo yêu cầu cấu tao:

Theo 5.8.2.7 cự ly của cốt thép ngang không được vượt quá trị số sau:

- Nếu V u ≥ 0.1f` c b v d v thì: s ≤ 0.4d v ≤ 300 mm Trong đó:

- b v = 200 mm: là bề rộng bản bụng hữu hiệu được lấy bằng bề rộng nhỏ nhất của bản bụng trong phạm vi dv

- d v : là chiều cao chịu cắt hữu hiệu được lấy giá trị lớn hơn trong các giá trị sau: d v = max { d p − 0.5 × a = 1068 − 0.5 × 218.316 = 958.8 mm

Ta có: 𝑉 𝑢 = 122.06 kN < 0.1 × 45 × 200 × 961.2 = 865080 N = 865.08 kN nên: s 1 ≤ 0.8d v = 0.8 × 961.2 = 768.96 mm ≤ 600 Khoảng cách cốt đai theo hàm lượng tối thiểu:

Cự ly lớn nhất của cốt đai theo hàm lượng tối thiểu được lấy như sau: s 2 ≤ A v f y 0.083√f` c b v = 154 × 280

Vậy chọn khoảng cách cốt đai là 300 mm

Vp được xác định theo công thức:

- f pe = 1374 − 468.84 = 905.16 ∶ là ứng suất trong cáp sau khi đã trừ đi các mất mát

- A ps = 790 mm 2 : là diện tích của bó cáp

- γ j : là góc hợp bởi phương của lực kéo trong cáp với trục dọc Ở đây tại giữa nhịp nên cả

Thế số vào ta được:

V p = 905.16 × 3 × 790 × sin0 o = 0 N = 0 kN Xác định Vc, Vs

Theo 5.8.3.3-3 khả năng chịu cắt của bê tông được xác định theo công thức:

V c = 0.083β√f` c b v d v Theo 5.8.3.3-4 khả năng chịu cắt của thép đai được xác định theo công thức:

V s =A v f y d v (cotgθ + cotgα)sinα s Trong đó:

- b v = 200 mm: là bề rộng bản bụng hữu hiệu

- d v = 961.2mm: là chiều cao chịu cắt hữu hiệu

- s = 300 mm: là cự ly cốt đai

- α = 90: là góc nghiêng của cốt thép đai đối với trục dọc

- A v = 154 mm: là diện tích cốt thép đai

- β: là hệ số chỉ khả năng của bê tông bị nứt chéo truyền lực kéo được quy định trong 5.8.3.4

- θ: là góc nghiêng của ứng suất nén chéo được xác định theo 5.8.3.4

Xác định 𝛽, 𝜃 như sau: Xác định theo chỉ dẫn của điều 5.8.3.4.2

- Xác định ứng suất cắt trong bê tông: v =V u − φV p φb v d v = 122.06 × 10 3 − 0

- Xác định ứng biến trong cốt thép ở phía chịu kéo do uốn của cấu kiện: ε x M u d v + 0.5N u + 0.5V u cotθ − A ps f po

Bỏ qua cốt thép thường chịu lực, giả thiết góc θ = 30 o ta được: ε x 3408.3 × 10 6 961.2 + 0 + 0.5 × 122.06 × 10 3 × cot 30 o − 2369 × 1374

Do giá trị ε x < 0.002 nên không cần hiệu chỉnh

Với giá trị ε x = 8.5 × 10 −4 và v / f`c =0.71 / 50 = 0.0142 tra hình 5.8.3.4.2-1 ta được: θ = 32.4 o , β = 3.5

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 44 Vậy sức kháng uốn danh định của mặt cắt có thể được láy bằng giá trị nhỏ hơn giữa hai giá trị sau:

V r = 0.9 × 612.1 = 550.89 kN > V u = 122.06 kN => 𝐎𝐊 b, Kiểm tra tại các mặt cắt còn lại

• Xác định khoảng cách cốt đai

Các giá trị Gối L/8 L/4 3L/8 f pe (Mpa) 975.64 926.64 919.45 912.34

• Xác định Vn và kiểm tra

KẾT CẤU PHẦN DƯỚI

Tính toán mố cầu

Mố ở trên mực nước thông thuyền và hầu như không ngập nước nên không tính tải trọng va tàu Đất đắp sau mố sử dụng đất tốt   19  T m / 3  ,   35  và được đầm chặc với độ chặt

Các tải trọng tác dụng lên mố:

 Trọng lượng bản thân mố

 Phản lực thẳng đứng do trọng lượng kết cấu nhịp

 Phản lực thẳng đứng do hoạt tải đứng trên kết cấu nhịp

 Phản lực truyền xuống từ bản quá độ

 Áp lực đất tĩnh và áp lực do hoạt tải

1.1.2 Các mặt cắt kiểm toán

 Mặt cắt A-A: Mặt cắt đáy bệ móng mố

 Mặt cắt B-B: Mặt cắt chân tường đỉnh

 Mặt cắt C-C: Mặt cắt chân tường thân

 Mặt cắt D-D: Mặt cắt chân tường cánh

1.1.3 Xác định trọng lượng các bộ phận của mố Công thức tính trọng lượng các bộ phận mố: GV Trong đó:

 V: Thể tích của bộ phận mố trụ

  : Trọng lượng riêng của bê tông,   2.2 2.5   T m / 3  Đối với bộ phận mố trụ nằm dưới nước (kể cả mực nước ngầm) khi tính toán ta phải xét thêm cả áp lực nước thủy tĩnh Khi đó ta có trọng lượng riêng của bê tông là:   '   1 /  T m 3  Đối với mố trụ đặt trong đất cát, á sét hoặc phù sa thì áp lực thủy tĩnh phải tính trong mọi trường hợp cho dù ảnh hưởng của nó có là nhỏ hay lớn

Công thức tính trọng lượng đất đắp trong lòng mố: G  d V Trong đó:

 V: Thể tích của bộ phận mố trụ

  d : Trọng lượng riêng của đất đắp,  d  1.8 /  T m 3  Đối với phần đất đắp nằm dưới mực nước thì phải xét đến áp lực đẩy nổi của nước khi đó trọng lượng riêng của đất được tính theo công thức: '  0 

-  : Trọng lượng riêng khô của đất đắp d 2.7 T m/ 3 

-  0 : Trọng lượng riêng của nước: 0 1T m/ 3 

Tính toán tĩnh tải do trọng lượng bản thân mố:

• Các lực tác dụng lên mố bởi trọng lượng bản thân mố sẽ sinh ra moment, lực dọc lực cắt tại tiết diện tính toán

• Moment tại tiết diện cần tính: M = Pe Trong đó:

- P: Các lực gây ra Moment tại tiết diện tính toán

Độ lệch tâm e là khoảng cách từ điểm đặt lực đến trục trung hòa của mặt cắt tính toán Khi tính toán, hướng lực về phía nền sẽ có moment dương, còn hướng lực ra ngoài sông sẽ có moment âm.

• Chiều cao bệ mố: hbệ= 2 m

• Chiều rộng bệ mố dọc cầu: bdọc= 4.5 m

• Chiều rộng bệ mố ngang cầu: bngang= 18.5 m

Trọng lượng Tường đỉnh:

• Diện tích mặt cắt tường đỉnh : 0.81 m 2

• Chiều rộng tường đỉnh theo phương ngang cầu: bngang= 17.5 m

• Diện tích mặt cắt ngang thân mố : 2.34 m 2

• Chiều rộng tường thân theo phương ngang cầu: bngang= 17.5 m

Trọng lượng Đá kê gối:

• Tổng thể tích các đá kê gối: 0.27 m 3

Trọng lượng Tường cánh

• Tổng thể tích tường cánh: 3.77 m 3 dkg ( )

 =  =  BẢNG TỔNG HỢP TĨNH TẢI DO TRỌNG LƯỢNG BẢN THÂN MỐ

Tường cánh 3.77 94.25 Đá kê gối 0.27 6.75

1.1.4 Xác định nội lực tại các tiết diện do trọng lượng bản thân mố gây ra a, Mặt cắt A-A

Bệ móng mố: PA62.5 kN , e( ) =0 m( )Mbm =0 kN.m( )

Tường thân: P77.43 kN , e( ) = −0.25 m( )Mtt = −344.36 kN.m( )

Tường cánh: P.25 kN , e( ) = −1.57 m( )Mtc = −148.26 kN.m( )

BẢNG TÍNH NỘI LỰC CHO TIẾT DIỆN A-A BỞI TRỌNG LƯỢNG BẢN THÂN

Tổng -492.61 b, Mặt cắt B-B Tường thân: P77.43 kN , e( ) = −0.25 m( )Mtt = −344.36 kN.m( )

Tường cánh: P.25 kN , e( ) = −1.57 m( )Mtc = −148.26 kN.m( )

BẢNG TÍNH NỘI LỰC CHO TIẾT DIỆN II-II BỞI TRỌNG LƯỢNG BẢN THÂN

Tổng -492.61 c, Mặt cắt C-C Tường thân: P53.68 kN , e( ) = −0.63 m( )Mtc = −221.40 kN.m( )

Tường cánh: PD.50 kN , e( ) = −1.57 m( )Mtc = −70 kN.m( )

BẢNG TÍNH NỘI LỰC CHO TIẾT DIỆN III-III BỞI TRỌNG LƯỢNG BẢN THÂN

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 47 d, Tải trọng do kết cấu phần trên

Trọng lượng dầm chủ, dầm ngang, ván khuôn:

• Trọng lượng bản thân dầm chủ: DC 1 =0.5q n DC dam L n

• Trọng lượng bê tông bản mặt cầu, dầm ngang, ván khuôn: DC 1 =0.5q bmc n dam L n

• Trọng lượng đá kê gối: DC 1 =n dkg V dkg  c

• Trọng lượng gờ bê tông lan can: DC 2 =0.5 2A L clc  c

• Trọng lượng lan can thép: DC 2 =0.1 2L 0.5 

Trọng lượng lớp phủ bản mặt cầu: DW=0.5q n lp dam L n

Bảng tổng hợp tĩnh tải giai đoạn 1

Trọng lượng bản thân dầm chủ 810

Trọng lượng bê tông bản mặt cầu, dầm ngang, ván khuôn 1204.5

Bảng tổng hợp tĩnh tải giai đoạn 2

Trọng lượng lan can+ Gờ chắn 250.99

1.1.5 Hoạt tải xe ô tô (LL) và tải trọng người đi bộ (PL) a, Hoạt tải xe ô tô trên kết cấu nhịp (LL)

Bảng kết quả tính toán hoạt tải 1

Xe tải 2 Trục + Làn (LL2)

Bảng kết quả tính toán hoạt tải 2

Tổng cộng 76.64 127.73 162.85 166.05 b, Tải trọng người đi bộ (PL)

(KN) M dọc cầu (KN.m) A-A M dọc cầu (KN.m) B-B

Lấy bằng 25% trọng lượng trục xe tải hay xe hai trục thiết kế trên tất cả các làn xe chạy cùng một hướng

M (kN.m) Mặt cắt đáy bệ Mặt cắt đỉnh bệ

1 làn trên nhịp trái + PL 97.50 838.50 672.75

1.1.7 Tải trọng gió (WS, WL) a, Tải trọng gió tác dụng lên công trình (WS)

• Tải trọng gió ngang Tải trọng gió ngang PD phải được lấy theo chiều tác dụng nằm ngang và đặt tại trọng tâm của các phần diện tích thích hợp được tính toán như sau: t 2

- V là tốc độ gió thiết kế, V = V B  = S 45 1.09  = 49.05 ( m s / ) Với:

+ VB là vận tốc gió giật cơ bản trong 3s với chu kì xuất hiện 100 năm thích hợp với vùng tính gió tại vị trí cầu đang nghiên cứu, V B = 45 ( m s / )

- Cd: Hệ số cản phụ thuộc vào tỷ số b/d= … (3.8.1.2.1 TCVN 11823-07), C d =1

- At: diện tích kết cấu hay cấu kiện phải tính tải trọng gió ngang (m 2 ) chắn gió

• Tải trọng gió dọc Tương tự tải trọng gió ngang cầu: P D L = 0.25 P D t

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 49 b, Tải trọng gió tác dụng lên xe cộ (WL)

• Tải trọng gió ngang Áp lực gió ngang tác dụng lên xe cộ được lấy bằng 1.5 kN/m, tác dụng theo phương nằm ngang, ngang với tim dọc kết cấu và đặt cách mặt đường = 1.8 (m)

Trị số tải trọng gió ngang tác dụng lên xe cộ: W L N = 24.75 ( ) kN

• Tải trọng gió dọc Áp lực gió dọc tác dụng lên xe cộ lấy bằng 0.75 kN/m, tác dụng theo hướng nằm ngang, song song với tim dọc kết cấu cầu và đặt cách mặt đường = 1.8 (m)

Vì tại mố cầu đặt gối di động nên ta có: W L D = 0 ( ) kN

Phương dọc cầu Phươngngang cầu

Lực va đâm thẳng đầu tàu vào trụ được tính như sau: P s = 1.2 10  5 V D WT Trong đó:

• DWT: tấn tải trọng của tàu, D W T = 300(tấn)

• Giả thiết sông cấp III

Pi (kN) Qy ei (m) M (kN.m)

1.1.10 Nội lực do tải trọng đất đắp

• Chiều cao đất đắp sau mố:

• Chiều rộng mố chịu tác dụng của các lớp:

• Diện tích tác dụng của các lớp:

• Trọng lượng riêng của lớp đất đắp sau mố:

• Chiều cao đắp đất trước mố

• Chiều rộng đất đắp trước mố:

Nội lực do trọng lượng đất đắp sau mố: P s =h d S td  d

Nội lực do trọng lượng đất đắp trước mố: P T =0.5b a c 12 12 3 d 

STT Hạng mục Pi (T) ei (m) M (T.m)

1.1.11 Nội lực do áp lực đất a, Áp lực ngang đất EH

Công thức tính áp lực ngang của đất: 3

Moment do áp lực ngang của đất gây ra: 0.4 3

• H 3 : Chiều cao tính toán áp lực, tính từ độ cao sàn giảm tải trở lên

• p a : Áp lực đất cơ bản

• L : Chiều dài mố Đối với áp lực đất chủ động: p a =k a H 3 Trong đó:

•  : Dung trọng riêng của đất

• k a : Hệ số áp lực chủ động của đất

-  : Góc ma sát giữa đất và vật liệu làm tường,  = 20 

- : Góc nghiêng giữa mặt phẳng đất đắp và phương nằm ngang,  = 0

-  : Góc nghiêng giữa mặt sau tường chịu áp lực với phương nằm ngang,  = 90 

-  : Góc nội ma sát hữu hiệu của đất đắp, = 35

3 Mặt cắt C - C 1.02 0.476 9.2 87.0 35.5 Đối với áp lực đất bị động: p p = k p  H 2 + 2 c k 0.5 p Trong đó:

• H 2 : Chiều cao đất đắp trước mố

• k p : Hệ số áp lực bị động của đất

-  : Góc nghiêng giữa mặt sau tường chịu áp lực với phương nằm ngang,  = 90 

- b, Áp lực ngang do động đất EAE Áp lực đất cơ bản: P AE = −(1 k v ) k AE  H 3 Áp lực ngang do động đất: E AE = 0.5 P H L AE 3

Moment áp lực ngang do động đất gây ra: 0.5 3

• k v : Hệ số gia tốc đứng, k v = 0

•  : Tỷ trọng riêng của đất

• k AE : Hệ số gia tốc ngang

2 sin sin cos 1 cos cos cos cos cos k AE

-  : Góc nội ma sát hữu hiệu của đất đắp,  = 35

- : Góc nghiêng giữa mặt phẳng đất đắp và phương nằm ngang, = 0

-  : Góc ma sát giữa đất và vật liệu,  = 20 

=    − k    =    −    = , với k h =0.09 hệ số gia tốc ngang

3 Mặt cắt C - C 5.8 54.9 27.98 c, Áp lực ngang do hoạt tải chất thêm LS Khi hoạt tải đứng sau mố trong phạm vi bằng chiều cao tường chắn, tác dụng của hoạt tải có thể thay bằng lớp đất tương đương có chiều cao là h eq , tra bảng

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 51 Công thức tính toán:  = p K  h eq Trong đó:

• K : Hệ số áp lực ngang của đất

• h eq : Chiều cao đất tương ứng

•  : Tỷ trọng riêng của đất

• K : Hệ số áp lực ngang của đất

K = K 0nếu là tường chắn trọng lực,K 0 = −1 sinj

K = K a nếu là tường chắn console, ( )

-  : Góc nghiêng giữa mặt sau tường chịu áp lực với phương nằm ngang

M LS = LS H Áp lực ngang do hoạt tải chất thêm theo phương ngang:

3 Mặt cắt C - C 0.48 1.70 15.4 290.2 148.0 Áp lực do ngang hoạt tải chất thêm theo phương đứng:

1.1.12 Tổ hợp tải trọng Các tổ hợp tải trọng và hệ số tải trọng tương ứng:

Giá trị hệ số tải trọng là giá trị quan trọng trong tính toán kết cấu Trong đó, hệ số tải trọng của TU, CR và SH được lấy lớn hơn để tính đến biến dạng, trong khi hệ số tải trọng của các hiệu ứng khác lại được lấy nhỏ hơn Việc sử dụng các giá trị hệ số tải trọng phù hợp giúp đảm bảo kết cấu có khả năng chịu tải và độ bền lâu dài.

• Hệ số tải trọng đối với lún được quy định cụ thể trong các đồ án

Bảng 1: Tổ hợp tải trọng và hệ số tải trọng a, Tổ hợp tải trọng tại các mặt cắt

Tổ hợp 1: Cường độ I-1 (Lệch tâm ngang cầu)

2 Tĩnh tải LC, LBH, LP -

3 Hoạt tải 2 làn trên nhịp trái

4 Lực xung kích 2 làn trên nhịp trái - IM 1.75 197.68 0.00 -9.88 0.00 1,126.77

5 Lực hãm 2 làn nhịp trái -

6 Áp lực đất chủ động - Eh 1.25 0.00 1,836.05 3,077.23 0.00 0.00

7 Áp lực đất bị động - Ep 1.25 0.00 -418.33 -278.89 0.00 0.00

8 Tải trọng đất đắp - EV 1.25 2,575.63 0.00 -810.55 0.00 0.00

9 Hoạt tải chất thêm - LS 1.75 19.21 932.49 2,015.02 0.00 0.00

Tổ hợp 2: Cường độ I-2 (Lệch tâm dọc cầu)

2 Tĩnh tải LC, LBH, LP - DW 1.50 411.76 0.00 -20.59 0.00 0.00

3 Hoạt tải 2 làn trên nhịp trái- LL

4 Lực xung kích 4 làn trên nhịp trái - IM 1.75 428.30 0.00 -21.42 0.00 128.49

5 Lực hãm 4 làn nhịp trái - BR 1.75 0.00 369.69 3,179.31 0.00 0.00

Tổ hợp 3: Cường độ II-1

3 Tải trọng gió ngang - WS 1.40 0.00 0.00 0.00 58.21 245.45

4 Áp lực đất chủ động - Eh 0.90 0.00 1,321.96 2215.60 0.00 0.00

Tổ hợp 5: Cường độ III-1

5 Lực hãm 2 làn trên nhịp trái - BR 1.35 0.00 219.38 1,886.63 0.00 0.00

7 Tải trọng gió ngang lên xe nhịp trái - WL 1.00 0.00 13.88 116.55 16.50 138.60

3 Hoạt tải 4 làn trên nhịp trái -

5 Lực hãm 4 làn trên nhịp trái

6 Tải trọng gió dọc - WS 0.40 0.00 4.16 17.55 0.00 70.19

7 Tải trọng dọc lên xe nhịp trái

Tổ hợp 7: Đặc biệt 1 (Lệch tâm ngang cầu)

STT Tải trọng Hệ số tải trọng

6 Tải trọng động đất ngang -

8 Áp lực đất đất bị động - Ep 1.25 0.00 -418.33 -278.89 0.00 0.00

10 Áp lực ngang do động đất -

11 Hoạt tải chất thêm - LS 0.50 5.49 266.42 319.27 0.00 0.00

Tổ hợp 8: Đặc biệt 1 (Lệch tâm dọc cầu)

8 Áp lực đất đất bị động - Ep 1.25 0.00 -418.33 -278.89 0.00 0.00

2 Tĩnh tải LC, LBH, LP - DW 1 274.51 0 -13.725 0 0

4 Lực xung kích 2 làn trên nhịp trái - IM 1 188.27 0 -9.4133 0 734.23

6 Tải trọng gió ngang - EQ 0.3 0 0 0 12.474 52.64

7 Tải trọng gió ngang lên xe nhịp trái - WL 1 0 0 0 16.5 138.6

8 Áp lực đất đất chủ động - Eh 1 0 1,468.8 2461.8 0 0

9 Áp lực đất bị động - Ep 1 0 -334.66 -223.11 0 0

10 Tải trọng đất đắp - EV 1 2,060.5 0 -648.44 0 0

11 Hoạt tải chất thêm - LS 1 10.974 532.85 1,151.4 0 0

Tổ hợp 10: Sử dụng 2 (Lệch tâm dọc cầu)

2 Tĩnh tải LC, LBH, LP - DW 1 1.00 274.51 0.00 -13.73 0.00

4 Lực xung kích 2 làn trên nhịp trái - IM 1 1.00 244.74 0.00 -12.24 0.00

6 Tải trọng gió ngang - EQ 0.3 0.30 0.00 3.12 13.16 0.00

7 Tải trọng gió ngang lên xe nhịp trái - WL 1 1.00 0.00 13.88 116.55 0.00

8 Áp lực đất đất chủ động - Eh 1 1.00 0.00 1,468.84 2,461.78 0.00

9 Áp lực đất bị động - Ep 1 1.00 0.00 -334.66 -223.11 0.00

10 Tải trọng đất đắp - EV 1 1.00 2,060.50 0.00 -648.44 0.00

11 Hoạt tải chất thêm - LS 1 1.00 0.00 13.88 116.55 16.50

4 Lực xung kích 2 làn trên nhịp trái - IM 1.75 329.46 0.00 65.89 0.00 1284.91

6 Áp lực đất chủ động - Eh 1.25 0.00 501.59 439.39 0.00 0.00

7 Áp lực đất bị động - Ep 1.25 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

8 Tải trọng đất đắp - EV 1.25 0,00 0.00 0.00 0.00 0.00

9 Hoạt tải chất thêm - LS 1.75 0,00 673.36 737.33 0.00 0.00

2 Tĩnh tải LC, LBH, LP - DW 1.50 411.76 0.00 82.35 0.00 0.00

5 Lực hãm 4 làn nhịp trái - BR 1.75 0.00 369.69 2,550.84 0.00 0.00

8 Tải trọng đất đắp - EV 1.25 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

5 Lực hãm 2 làn trên nhịp trái - BR 1.35 0.00 219.38 1,513.69 0.00 0.00

8 Áp lực đất đất bị động - Ep 1.25 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

2 Tĩnh tải LC, LBH, LP - DW 1 274.51 0.00 54.90 0.00 0.00

4 Lực xung kích 2 làn trên nhịp trái - IM 1 188.27 0.00 37.65 0.00 734.23

8 Áp lực đất đất chủ động - Eh 1 0.00 401.27 351.51 0.00 0.00

9 Áp lực đất bị động - Ep 1 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

10 Tải trọng đất đắp - EV 1 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

8 Áp lực đất đất chủ động - Eh 1.00 0.00 327.25 352.12 0.00 0.00

5 Lực hãm 4 làn nhịp trái - BR 1.75 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

5 Lực hãm 2 làn trên nhịp trái - BR 1.35 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

2 Tĩnh tải LC, LBH, LP - DW 1 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

4 Lực xung kích 2 làn trên nhịp trái - IM 1 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

8 Áp lực đất đất chủ động - Eh 1 0.00 87.05 35.51 0.00 0.00

9 Áp lực đất bị động - Ep 1 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

10 Tải trọng đất đắp - EV 1 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

8 Áp lực đất đất chủ động - Eh 1.00 0.00 87.05 35.51 0.00 0.00

Tổng cộng 398.18 377.20 -107.91 0.00 0.00 b, Tổng hợp tải trọng tại các mặt cắt

STT Tổ hợp V Dọc cầu Ngang cầu

(kN) H (kN) M (kN.m) H (kN) M (kN.m)

1.2 Tính toán và bố trí móng cọc

1.2.1 Sức chịu tải của cọc theo vật liệu

A b là diện tích tiết diện ngang cọc (m 2 ):

R b cường độ tính toán của bê tông cọc (kPa): R b = 25 10 (  3 kN m / 2 )

A s diện tích tiết diện ngang cốt thép trong cọc (m 2 ):

A =   − R s cường độ tính toán của cốt thép; R s = 400 10 (  3 kN m / 2 )

Diện tích bê tông trong cọc: A bt = A b − A s = 0.785 0.015 − − 4 = 0.771( m 2 )

 hệ số uốn dọc được tính theo công thức: =1.028 0.0000288−  2 −0.0016 Trong đó:  độ mảnh của cọc, 40 40

=  = Khi thi công = 1 Khi làm việc = 0.7

• Sức chịu tải của cọc theo vật liệu khi thi công:

• Sức chịu tải của cọc theo vật liệu khi làm việc:

Chiều dài đoạn cọc tính toán: L tt =L=0.7 40 =28 ( ) m

Vậy Q vl = min ( Q vl ,1 ; Q vl ,2 ) = min 20, 745.847; 21, 710.925 ( ) = 20, 475.847 ( ) kN

1.2.2 Sức chịu tải của cọc theo đất nền a, Sức kháng thân cọc:

Sức kháng bên danh định cho cọc khoan nhồi trong đất dính, chịu tải trọng dưới điều kiện tải trọng không thoát nước được tính như sau: Q s = j q A qs s s Trong đó:

- A s : Diện tích mặt bên cọc

- j qs : Hệ số sức kháng đỡ của 1 cọc đơn

- q s : Sức kháng đơn vị thân cọc q s = aS u Với:

+ S u : Cường độ kháng cắt không thoát nước, S u =0, 6 0, 06 N, N là chỉ số SPT của đất

+ a: Hệ số dính bám, lấy theo bảng 10.8.3.3.1-1 +

Sức kháng thân cọc (đất dính): jqs qs

Lớp 1 -1.5 Sét mềm Chỉ số SPT (N) Dung trọng

Theo Reese và Wright (1997): Sức kháng đơn vị thân cọc được lấy như sau:

Lớp đất Độ sâu N qs

Sức kháng thân cọc (đất rời):

Q = j q A =     + −  = kN b Sức kháng mũi cọc: Q p = 0.36 q A p b

Theo Reese và Wright (1997): Sức kháng đơn vị mũi cọc được lấy như sau:

0.064 29.33 1.877 0.36 5 10 530.803 p p q A p b kN q =  = kPa Q = =    Bảng tổng hợp các giá trị sức chịu tải của cọc:

Tổng hợp Qs (kN) Qp (kN) Đất dính 2299.54931 Đất rời 2041.32 530.8034948

Dùng phần mềm Fb-Pier tính toán sức chịu tải cọc

Sử dụng phần mềm Pca để kiểm tra cốt thép cọc

1.2.3 Kiểm tra độ lún của mố

Ta dùng phương pháp tính độ lún của móng nông để tính ở điều 6.2.4.1 TCVN 11823-2017: t e c s

• S t : độ lún tổng cộng ( ) mm

• S e : độ lún đàn hồi ( ) mm

- q 0 : áp lực thẳng đứng đặt lên móng ( MPa )

- A : diện tích đáy móng ( mm 2 )

- E s : modul đàn hồi của đất lấy như địa chất ( MPa ) , E s =0.89 ( MPa )

-  z : hệ số hình dạng được lấy từ bảng,  z =1.18

• S c : độ lún cố kết ( ) mm

- H c : chiều cao ban đầu của lớp đất ( ) mm

- e 0 : độ rỗng ở trạng thái ứng suất thẳng đứng ban đầu, e 0 =1.315

-  ' f : ứng suất thẳng đứng ở hiệu cuối cùng ở điểm giữa của các lớp đất xem xét ( MPa )

-  ' p : ứng suất lớn nhất trong quá khứ ở điểm giữa của lớp đất xem xét ( MPa )

• S s : độ lún thứ cấp (mm)

- c  : chỉ số nén thứ cấp lấy từ kết quả thí nghiệm lún cố kết của mẫu thí nghiệm nguyễn dạng c  =0.34

- t 1 : thời gian ban đầu bắt đầu xuất hiện lún thứ cấp nghĩa là ở thời điểm độ lún đạt đến

90% giá trị trung bình của lún cố kết sơ cấp (năm)

- t 2 : thời gian tùy chọn đâị diện cho tuổi thọ của kết cấu (năm)

Độ lún tổng cộng: S t =S e +S c +S s =0.777 1.472 8.842 11.092+ + = ( ) mm

S t = mm  mm Thỏa điều kiện lún

1.2.4 Kiểm toán móng cọc a, Xác định điều kiện kiểm toán móng cọc

Sử dụng thuyết tính toán theo quy trình 22TCN-1879

Móng cọc đài thấp kết cấu móng thỏa mãn đồng thời 2 điều kiện sau thì tính toán thiết kế theo móng cọc đài thấp:

• Đài cọc nằm trong đất hoặc đáy đài thấp hơn MNTN >0.5m

• Theo điều kiện chịu áp lực ngang thì móng cọc được gọi là đài thấp khi lực đẩy ngang Hx do đất ở xung quanh chịu Điều kiện: H m  0.7 H min Trong đó: H min là chiều sâu tối thiểu trên đài cọc được xác định trên nguyên tắc lực đẩy ngang do đất chịu

• Tính chiều sâu chôn móng tối thiểu:

- H x : tổng áp lực ngang tác dụng lên mố H x =3451.1 ( ) kN

- : góc nội ma sát của đất đắp trước mố = 30 0

- : trọng lượng riêng của đất đắp  = 19 ( kN m / 3 ) Điều kiện kiểm toán móng cọc: 0.7H min =0.7 3.367 =2.357( ) ( ) m 3 m

Để công trình đảm bảo độ lún khi chịu tải trọng thiết kế và bản thân, điều kiện cần là S phải nhỏ hơn 1,5 lần L Kiểm toán độ lún là một phần của quá trình kiểm toán móng cọc theo móng cọc bệ thấp.

• L: Chiều dài nhịp tính toán L = 22.4 ( ) m

   =  Thỏa điều kiện kiểm toán c, Kiểm toán bệ cọc theo TTGH Cường độ (Kiểm toán sức chịu tải của cọc) Công thức kiểm toán: N m ax Q coc Trong đó:

• N m ax : Nội lực tính toán lớn nhất trong cọc N m ax D67( ) kN

• Q coc : Sức chịu tải của cọc theo đất nền Q coc =4872 ( ) kN

Kiểm tra điều kiện kiểm toán N m ax D67( ) kN Q coc H72( ) kN Thỏa điều kiện kiểm toán d, Kiểm toán bệ cọc theo TTGH Sử dụng

• Kiểm toán chuyển vị ngang của đỉnh mố

• Kiểm toán chống nứt mặt cắt bệ cọc

Do móng được thiết kế tính toán theo điều kiện móng cọc đài thấp, nên chuyển vị ngang của bệ móng là không đáng kể

Kiểm toán chống nứt mặt cắt bệ cọc được kiểm tra trong phần thiết kế và bố trí cốt thép mặt cắt nên không cần kiểm tra lại

1.3 Kiểm toán và bố trí cốt thép

1.3.1 Bố trí cốt thép và kiểm toán các mặt cắt đáy bệ (Cấu kiện chịu nén 1 phương) Nguyên tắc tính toán:

• Mặt cắt tính toán theo TTGH với 2 tổ hợp tải trọng bất lợi I và II thì sẽ có một sẽ có một tải trọng bất lợi hơn do đó ta sẽ tính toán và bố trí cốt thép mặt cắt cho tổ hợp này sau đó cốt thép chịu tổ hợp thứ 2 sẽ được bố trí giống như cốt thép chịu tổ hợp tải trọng lớn hơn

• Theo tính toán ta thấy tổ hợp tải trọng I lớn hơn tổ hợp II do đó ta tính toán và bố trí thép theo tổ hợp tải trọng I (bất lợi ra phía sông)

Bảng tổ hợp tải trọng xét tới mặt cắt A-A

Các thông số mặt cắt f'c 30 Mpa BT bảo vệ a0 100 mm fy 400 Mpa Số thanh thép n 122 thanh dsc 100 mm Góc thép ngang  90 độ h 2000 mm cự ly thép ngang s 150 mm b 18500 mm θ 45 độ

• Kiểm tra điều kiện chịu uốn: M u  M r = M n Trong đó:

Moment uốn tính toán: M u =17868 ( kNm )

M n : Sức kháng uốn danh định của mặt cắt được tính toán theo công thức

- A s : Tổng diện tích cốt thép chịu kéo 2 122 25 2 59,886.61 ( 2 )

- A s ' : Tổng diện tích cốt thép chịu nén ' 2 122 22 2 46,373.191 ( 2 )

- f y , f y ' : Giới hạn chảy của thép kéo và nén f y = f y ' =400 ( MPa )

- d s : Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo:

- d s ' : Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu nén: d s ' =100 ( ) mm

- a = 1 c : Chiều cao khối ứng suất tương đương ( ) mm :

+  1 =0.85 + c : Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trục trung hòa ( ) mm

 = =  Kiểm tra: M u =17,868 ( kN m )M r 9, 256.040( kN m )Đạt

Thỏa điều kiện sức kháng uốn

• Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa:

Hàm lượng cốt thép dự ứng lực và thép không dự ứng lực tối đa phải được giới hạn sao cho:

1, 900 e s d =d = mm : Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm lực kéo của cốt thép chịu kéo

Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép tối đa

Tính toán trụ cầu

• Kết cấu phần dưới: Tĩnh tải tiêu chuẩn bản thân trụ tính theo công thức P = Vg Trong đó:

- V : Thể tích các bộ phận

- g: Dung trọng riêng của bê tông g = 25 ( kN m / 3 )

- Tĩnh tải kết cấu phần trên:

STT Kết cấu phần trên Đơn vị Khối lượng

1 Trọng lượng bản thân dầm kN 1620

2 Trọng lượng dầm ngang kN 374.00

3 Trọng lường bản mặt cầu kN 2035.00

STT Lớp phủ Đơn vị Khối lượng

1 Trọng lượng lớp phủ kN 549.01

2 Trọng lượng lan can kN 9.16

3 Trọng lượng gờ chắn lan can kN 308.00

4 Trọng lượng lề bộ hành kN 184.80

2.1.2 Hoạt tải a) Hoạt tải trên nhịp trái

1 làn 2 làn 3 làn 4 làn 1 làn 2 làn 3 làn 4 làn

• Người đi bộ (Tăng cộng hưởng phần chất xe):

Tổng cộng 11.59 b) Hoạt tải trên nhịp phải

1 làn 2 làn 3 làn 4 làn 1 làn 2 làn 3 làn 4 làn

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 69 c) Tổng hợp kết quả

1 làn trên nhịp trái + PL

1 làn trên nhịp phải + PL

• Lực hãm phải lấy giá trị lớn hơn giữa:

- 25% trọng lượng các trục xe tải hay xe hai trục thiết kế trên tất cả các làn xe chạy cùng một hướng

- 5% của xe tải thiết kế cộng tải trọng làn hoặc 5% trọng lượng của xe 2 trục cộng tải trọng làn

• Lực hãm xe theo phương dọc cầu và nằm cách mặt cầu h BR =1.8 ( ) m : BR=0.25mN b P i

M (kN.m) Mặt cắt đáy bệ Mặt cắt đỉnh bệ

1 làn trên nhịp phải + PL 0.00 0.00 0.00

2 làn trên nhịp phải + PL 0 0.00 0.00

2.1.4 Tải trọng gió a, Tải trọng gió tác dụng lên trụ và kết cấu nhịp ( ) W S

• Tải trọng gió ngang: Được lấy theo chiều tác dụng nằm ngang và đặt trọng tâm tại trọng tâm của các phần diện tích chắn gió: P D =0.006 V A C 2 t d 1.8 A kN t ( ) Trong đó:

- V : Tốc độ gió thiết kế V = 49.05 ( m s / )

- A t : Diện tích kết cấu hay cấu kiện phải tính gió ngang trạng thái không có hoạt tải tác dụng

• Tải trọng gió dọc: Được lấy bằng 0.25 lần tải trọng gió ngang tại vị trí tương ứng

Tổng cộng 122.38 501.18 122.38 317.61 b, Tải trọng gió tác dụng lên xe cộ ( ) W L

• Tải trọng gió dọc tác dụng lên xe cộ được lấy bằng 0.75 ( kN m / ), tác dụng theo hướng nằm ngang, song song với tim dọc kết cấu và đặt cách mặt đường bằng h W L =1.8( ) m

Trị số tải trọng gió dọc tác dụng lên xe cộ:

- Tải trọng phân bố do tải trọng gió dọc tác dụng lên xe cộ q gio =0.75 ( kN m / )

- Điểm đặt lực các mặt đường xe chạy h = 1.8 ( ) m

• Tải trọng gió ngang tác dụng lên xe cộ được lấy bằng 1.5 ( kN m / ), tác dụng theo hướng nằm ngang, song song với tim dọc kết cấu và đặt cách mặt đường bằng h W L =1.8( ) m

Trị số tải trọng gió ngang tác dụng lên xe cộ:

- Tải trọng phân bố do tải trọng gió dọc tác dụng lên xe cộ q gio =1.5 ( kN m / )

- Điểm đặt lực các mặt đường xe chạy h = 1.8 ( ) m

Phương dọc cầu Phương ngang cầu

1 Gió lên xe nhịp trái 13.88 116.55 13.88 95.74 16.50 138.60 16.50 113.85

2 Gió trên xe nhịp phải 13.88 116.55 13.88 95.74 16.50 138.60 16.50 113.85

• Lực va đâm thẳng đầu tàu và trụ lấy như sau: P s =1.2 10 5 V DWT Trong đó:

- P s : Lực va tàu tĩnh tương đương ( ) N

- D TW : Tấn tải trọng tàu ( ) Mg

• Giả thiết sông cấp V, tốc độ chảy, tàu tự hành D W T = 100 ( ) Mg V , = + 1 2.5 = 3.5 ( m s / )

• Các tổ hợp tải trọng và hệ số tải trọng tương ứng:

- Giá trị lớn hơn đối với hệ số tải trọng của TU, CR và SH để tính đến biến dạng, giá trị nhỏ hơn để tính đến các hiệu ứng khác

- Hệ số tải trọng đối với lún được quy định cụ thể trong đồ án

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 71 z

• Hệ số tải trọng dùng cho tải trọng thường xuyên:

• Tổng hợp tải trọng tác dụng tại đáy bệ (Mặt cắt A-A):

2 Tĩnh tải LC, LBH, LP - (DW) 1050.97 0.00 0.00 0.00 0.00

Hoạt tải - LL 465.44 0.00 81.45 0.00 2653.02 Hoạt tải - PL 66.21 0.00 11.59 0.00 0.00 Lực xung kích -

Hoạt tải - LL 123.14 0.00 -21.55 0.00 701.91 Hoạt tải - PL 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 Lực xung kích -

4 Lực hãm xe nhịp trái - BR

Lực hãm xe nhịp 1 làn 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 72 phải - BR 2 làn 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

6 Tải trọng gió lên xe - WL

7 Tải trọng động đất - EQ 0.00 878.14 3402.81 878.14 3402.81

8 Tải trọng va tàu - CV 0.00 2100.00 5859.00 4200.00 11718.00

• Tổng hợp tải trọng tác dụng tại đỉnh bệ (Mặt cắt B-B):

2 Tĩnh tải LC, LBH, LP - (DW) 1050.97 0.00 0.00 0.00 0.00

4 làn trên nhịp Hoạt tải - LL 266.81 0.00 -46.69 0.00 80.04 phải Hoạt tải - PL 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

4 Lực hãm xe nhịp trái - BR

Lực hãm xe nhịp phải - BR

6 Tải trọng gió lên xe - WL

7 Tải trọng động đất - EQ 0.00 665.52 2245.06 665.52 2245.06 a, Tổ hợp tải trọng mặt cắt A-A (Đáy bệ)

5 Lực hãm 2 làn nhịp trái - BR 1.75 0.00 284.38 2445.63 0.00 0.00

6 Hoạt tải 2 làn trên nhịp phải

7 Lực xung kích 2 làn trên nhịp phải - IM 1.75 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

8 Lực hãm 2 làn trên nhịp phải - BR 1.75 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

3 Hoạt tải 4 làn trên nhịp trái - LL

5 Lực hãm 4 làn trên nhịp trái -

6 Hoạt tải 4 làn trên nhịp phải -

8 Lực hãm 4 làn trên nhịp phải -

Tổ hợp 5: Cường độ III-1 (Lệch tâm ngang cầu)

2 Tĩnh tải LC, LBH, LP

3 Hoạt tải 2 làn trên nhịp trái - LL + PL 1.35 1136.62 0.00 198.91 0.00 4084.26

6 Hoạt tải 2 làn trên nhịp phải - LL + PL 1.35 277.07 0.00 -48.49 0.00 1080.57

11 Tải trọng gió ngang lên xe nhịp phải - WL 1.00 0.00 0.00 0.00 16.50 138.60

Tổ hợp 6: Cường độ III-2 (Lệch tâm dọc cầu)

T Tải trọng Hệ số tải trọng

4 Lựcxung kích 4 làn trên nhịp trái- IM 1.35 330.41 0.00 57.82 0.00 99.12

6 Hoat tải 4 làn trên nhịp phải - LL + PL 1.35 360.19 0.00 -63.03 0.00 108.06

7 Lực xung kích 4 làn trên nhịp phải- IM 1.35 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

10 Tải trọng gió dọc lên xe nhịp trái- WL 1.00 0.00 13.88 116.55 0.00 0.00

11 Tải trọng gió dọc lên xe nhịp phải - WL 1.00 0.00 13.88 116.55 0.00 0.00

7 Lực xung kích 2 làn trên nhịp phải- IM 0.50 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

8 Lực hãm 2 làn trên nhịp phải

9 Tải trọng động đất dọc - EQ 1.00 0.00 878.14 3,402.81 0.00 0.00

4 Lực xung kích 2 làn trên nhịp trái- IM 0.50 94.13 0.00 16.47 0.00 367.12

9 Tải trọng va tàu - CV 1.00 0.00 0.00 0.00 4200.00 11718.00

3 Hoạt tải 4 lần trên nhịp trái -

9 Tải trọng va tàu - CV 1.00 0.00 2100.00 5859.00 0.00 0.00

Tổ hợp 11: Sử dụng 1 (Lệch tâm ngang cầu)

4 Lực xung kích 4 làn trên nhịp tái - IM 1.00 244.74 0.00 42.83 0.00 73.42

6 Hoạt tải 4 làn trên nhịp phải - LL + PL 1.00 266.81 0.00 -46.69 0.00 80.04

10 Tải trọng gió dọc lên xe nhịp trái - WL 1.00 0.00 13.88 116.55 0.00 0.00

Tổ hợp tải trọng tại đáy bệ

12 Sử dụng 2 11356.9 275.7 2353.2 0.0 456.0 b, Tổ hợp tải trọng mắt cắt B-B

5 Lực hãm 2 làn trên nhịp trái- BR 1.75 0.00 284.38 1962.19 0.00 0.00

6 Hoạt tải 2 làn trên nhịp phải- LL + PL 1.75 359.16 0.00 -62.85 0.00 1400.74

8 Lực hãm 2 làn trên nhịp phải- BR 1.75 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

5 Lực hãm 2 làn trên nhịp trái-

6 Hoạt tải 2 làn trên nhịp phải-

Tổ hợp 5: Cường độ III-1 (Lệch tâm ngang cầu)

Tổ hợp 6: Cường độ III-2 (Lệch tâm dọc cầu)

5 Lực hãm 2 làn trên nhịp trái-

6 Hoạt tải 2 làn trên nhịp phải-

9 Tải trọng động đất dọc -

Tổ hợp 9: Sử dụng 1 (Lệch tâm ngang cầu)

10 Tải trọng gió dọc lên xe nhịp trái - WL 1.00 0.00 13.88 95.74 0.00 0.00

Tổ hợp tải trọng tại thân trụ

2.2 Tính toán và bố trí móng cọc

2.2.1 Sức chịu tải của cọc theo vật liệu

A b là diện tích tiết diện ngang cọc (m 2 ):

= = R b cường độ tính toán của bê tông cọc (kPa): R b = 25 10 (  3 kN m / 2 )

A s diện tích tiết diện ngang cốt thép trong cọc (m 2 ):

A =   − R s cường độ tính toán của cốt thép; R s = 400 10 (  3 kN m / 2 )

Diện tích bê tông trong cọc: A bt = A b − A s = 0.785 0.015 − − 4 = 0.771( m 2 )

 hệ số uốn dọc được tính theo công thức: =1.028 0.0000288−  2 −0.0016 Trong đó:  độ mảnh của cọc, 42 42

=  = Khi thi công = 1 Khi làm việc = 0.7

• Sức chịu tải của cọc theo vật liệu khi thi công:

• Sức chịu tải của cọc theo vật liệu khi làm việc:

Chiều dài đoạn cọc tính toán: L tt =L=0.7 42 =29.4 ( ) m

Vậy Q vl = min ( Q vl ,1 ; Q vl ,2 ) = min 20, 566.776; 21, 607.992 ( ) = 20, 566.776 ( ) kN

2.1.2 Sức chịu tải của cọc theo đất nền a Sức kháng thân cọc:

Sức kháng bên danh định cho cọc khoan nhồi trong đất dính, chịu tải trọng dưới điều kiện tải trọng không thoát nước (Qqs) được tính theo công thức: Qqs = j · q · As· ς.

- A s : Diện tích mặt bên cọc

- j qs : Hệ số sức kháng đỡ của 1 cọc đơn

- q s : Sức kháng đơn vị thân cọc q s = aS u Với:

+ S u : Cường độ kháng cắt không thoát nước, S u =0, 6 0, 06 N, N là chỉ số SPT của đất

+ a: Hệ số dính bám, lấy theo bảng 10.8.3.3.1-1

Sức kháng thân cọc (đất dính): jqs qs

Lớp 1 -3.29 Sét mềm Chỉ số SPT (N) Dung trọng

Theo Reese và Wright (1997): Sức kháng đơn vị thân cọc được lấy như sau:

Lớp đất Độ sâu N qs

Sức kháng thân cọc (đất rời):

Q = j q A =     + −  = kN b Sức kháng mũi cọc: Q p = 0.36 q A p b

Theo Reese và Wright (1997): Sức kháng đơn vị mũi cọc được lấy như sau:

0.064 34 2.176 0.36 p b 0.36 2.176 0.8 5 107 615.250 p p q A kN q =  = kPa Q = =    Bảng tổng hợp các giá trị sức chịu tải của cọc:

Tổng hợp Qs (kN) Qp (kN) Đất dính 2,231.085 Đất rời 1,726.390 615.250

Sử dụng phần mềm Fb-Pier tính toán sức chịu tải cọc

Sử dụng phần mềm Pca kiểm tra cốt thép cọc 2.2.3 Kiểm tra độ lún của trụ

Ta dùng phương pháp tính độ lún của móng nông để tính ở điều 6.2.4.1 TCVN 11823-2017: t e c s

• S t : độ lún tổng cộng ( ) mm

• S e : độ lún đàn hồi ( ) mm

- q 0 : áp lực thẳng đứng đặt lên móng ( MPa )

- A : diện tích đáy móng ( mm 2 )

- E s : modul đàn hồi của đất lấy như địa chất ( MPa ) , E s =0.89 ( MPa )

-  z : hệ số hình dạng được lấy từ bảng,  z =1.18

• S c : độ lún cố kết ( ) mm

-  ' f : ứng suất thẳng đứng ở hiệu cuối cùng ở điểm giữa của các lớp đất xem xét ( MPa )

-  ' p : ứng suất lớn nhất trong quá khứ ở điểm giữa của lớp đất xem xét ( MPa )

• S s : độ lún thứ cấp (mm)

- c  : chỉ số nén thứ cấp lấy từ kết quả thí nghiệm lún cố kết của mẫu thí nghiệm nguyễn dạng c  =0.34

- t 1 : thời gian ban đầu bắt đầu xuất hiện lún thứ cấp nghĩa là ở thời điểm độ lún đạt đến 90% giá trị trung bình của lún cố kết sơ cấp (năm)

- t 2 : thời gian tùy chọn đâị diện cho tuổi thọ của kết cấu (năm)

Độ lún tổng cộng: S t =S e +S c +S s =1.067 1.472 8.842 11.391+ + = ( ) mm

S t = mm  mm Thỏa điều kiện lún

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 83 a, Kiểm toán độ lún Điều kiện để công trình đảm bảo độ lún khi chịu tác dụng của các tải trọng thiết kế và tải trọng bản thân: S  1.5 L Trong đó:

• L: Chiều dài nhịp tính toán L tt =29.4 ( ) m

   =  Thỏa điều kiện kiểm toán b, Kiểm toán bệ cọc theo TTGH Cường độ (Kiểm toán sức chịu tải của cọc)

Công thức kiểm toán: N m ax Q coc Trong đó:

• N m ax : Nội lực tính toán lớn nhất trong cọc N m ax 632( ) kN

• Q coc : Sức chịu tải của cọc theo đất nền Q coc =4572 ( ) kN

Kiểm tra điều kiện kiểm toán N m ax 632( ) kN Q coc E72( ) kN Thỏa điều kiện kiểm toán

2.3 Kiểm toán và bố trí cốt thép

2.3.1 Bố trí cốt thép và kiểm toán các mặt cắt đáy bệ (Cấu kiện chịu nén 1 phương)

Khi tính toán mặt cắt theo tiêu chuẩn TTGH với 2 tổ hợp tải trọng bất lợi I và II, sẽ có một tổ hợp tạo ra tải trọng bất lợi hơn Do đó, người ta sẽ tính toán và bố trí cốt thép cho mặt cắt theo tổ hợp này Sau đó, cốt thép chịu tổ hợp tải trọng thứ 2 sẽ được bố trí tương tự như cốt thép đã bố trí cho tổ hợp tải trọng lớn hơn.

• Theo tính toán ta thấy tổ hợp tải trọng I lớn hơn tổ hợp II do đó ta tính toán và bố trí thép theo tổ hợp tải trọng I (bất lợi ra phía sông)

Các thông số mặt cắt f'c 30 Mpa BT bảo vệ a0 100 mm fy 400 Mpa Số thanh thép n 94 thanh dsc 100 mm Góc thép ngang  90 độ h 2400 mm Cự ly thép ngang s 150 mm b 12500 mm θ 45 độ

• Kiểm tra điều kiện chịu uốn: M u  M r = M n Trong đó:

Moment uốn tính toán: M u =18,160 ( kNm )

M n : Sức kháng uốn danh định của mặt cắt được tính toán theo công thức

- A s : Tổng diện tích cốt thép chịu kéo 2 94 20 2 29, 530.971( 2 )

- A s ' : Tổng diện tích cốt thép chịu nén ' 2 94 18 2 23, 920.086( 2 )

- f y , f y ' : Giới hạn chảy của thép kéo và nén f y = f y ' =400 ( MPa )

- d s ' : Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu nén: d s ' =100 ( ) mm

- a = 1 c : Chiều cao khối ứng suất tương đương ( ) mm :

+  1 =0.85 + c : Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trục trung hòa ( ) mm

 = =  Kiểm tra: M u =18,160 ( kN m )M r , 333.256( kN m )Đạt

• Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa:

1, 900 e s d =d = mm : Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm lực kéo của cốt thép chịu kéo

Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép tối đa

 Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu Đối với các cáu kiện không có thép dự ứng lực thì lượng cốt thép tối thiểu quy định ở đây có thể coi là thỏa mãn nếu:

 : Tỷ lệ giữa thép chịu kéo và diện tích nguyên

P    400   Không đạt Điều kiện hàm lượng cốt thép tối thiểu không đạt vì diện tích mặt cắt quá lớn, vì vậy ta chỉ cần đảm bảo khả năng chịu lực của mặt cắt là được

 Kiểm tra sức kháng cắt Điều kiện: V u  V r V n

V n: Sức kháng cắt danh định min '

 S  15   cm : Cự ly cốt thép đai

 A v : Tổng diện tích cốt thép ngang: A v  2  18 2  2  508.938  mm 2 

 bv 12,500  mm : Chiều rộng bản bụng được lấy bằng nhỏ nhất trong chiều cao d v

 d v : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu được xác định:

 Sức kháng cắt tính toán:

  V r V n 0.9 78,965.075 71,064.072   kN Kiểm tra: Vu 15,251.943  kN Vr 71,064.067  kN Đạt

Thỏa mãn điều kiện sức kháng cắt

 Kiểm tra khả năng chống nứt Điều kiện:

- f s : Ứng suất trong cốt thép

 d A : Ứng suất kéo trong giới hạn 1 và 2

- d c : Bề dày lớp bê tông bảo vệ tính từ thớ chịu kéo đến tim thanh thép gần nhất:

- Z: Tham số bề rộng vết nứt ở điều kiện thông thường: Z  300  kN cm / 

- A: Diện tích bê tông bao quanh thanh thép   cm 2 : bt 10 1, 400 94 14.894   2 thanh

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 85 tại mặt cắt theo TTGH Sử dụng

Kiểm tra: s 8.942  / 2  min a   1/3 ;0.6 y 24  / 2  c f kN cm f Z f kN cm d A

Mặt cắt đảm bảo khả năng chịu chống nứt

2.3.2 Bố trí cốt thép và kiểm toán các mặt cắt xà mũ theo mặt cắt B-B (Cấu kiện chịu nén 1 phương)

Bảng tổ hợp tải trọng xét tới mặt cắt B-B

Các thông số mặt cắt f'c 30 Mpa BT bảo vệ a0 100 mm fy 400 Mpa Số thanh thép n 94 thanh dsc 100 mm Góc thép ngang  90 độ h 2400 mm Cự ly thép ngang s 150 mm b 12500 mm θ 45 độ

 Kiểm tra điều kiện chịu uốn: M u  M r M n Trong đó:

Moment uốn tính toán: Mu 2, 214.835 kNm

M n: Sức kháng uốn danh định của mặt cắt được tính toán theo công thức

- A s : Tổng diện tích cốt thép chịu kéo A s  n  d 4 2  94    20 4 2  29,530.971  mm 2 

- A s ' : Tổng diện tích cốt thép chịu nén s ' 4 2 94 18 4 2 23,920.086  2 

- f f y , y ' : Giới hạn chảy của thép kéo và nén fy  fy ' 400 MPa

- ds ' : Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu nén: ds ' 100  mm

- a  1 c: Chiều cao khối ứng suất tương đương   mm :

 c: Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trục trung hòa   mm

Kiểm tra: Mu 2, 214.835 kN m Mr 23,585.716 kN m  Đạt Thỏa điều kiện sức kháng uốn

 Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa:

1,900 e s d d  mm : Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm lực kéo của cốt thép chịu kéo

Thỏa điều kiện hàm lượng cốt thép tối đa

 Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu Đối với các cáu kiện không có thép dự ứng lực thì lượng cốt thép tối thiểu quy định ở đây có thể coi là thỏa mãn nếu:

 : Tỷ lệ giữa thép chịu kéo và diện tích nguyên

P   400  Không đạt Điều kiện hàm lượng cốt thép tối thiểu không đạt vì diện tích mặt cắt quá lớn, vì vậy ta chỉ cần đảm bảo khả năng chịu lực của mặt cắt là được

 Kiểm tra sức kháng cắt

SVTH: HUỲNH ĐỨC HUY MSSV:15127057 86 Điều kiện: V u  V r V n

 d v : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu được xác định:

Kiểm tra: Vu 12,298.818  kN Vr 77,125.401  kN Đạt

Thỏa mãn điều kiện sức kháng cắt

 Kiểm tra khả năng chống nứt Điều kiện:

- f s : Ứng suất trong cốt thép

 d A : Ứng suất kéo trong giới hạn 1 và 2

- d c : Bề dày lớp bê tông bảo vệ tính từ thớ chịu kéo đến tim thanh thép gần nhất:

- Z: Tham số bề rộng vết nứt ở điều kiện thông thường: Z  300  kN cm / 

- A: Diện tích bê tông bao quanh thanh thép   cm 2 : bt 10 1, 250 94 13.298   2 thanh

Với M sd là Moment tại mặt cắt theo TTGH Sử dụng

Kiểm tra: s 2.796  / 2  min a   1/3 ;0.6 y 24  / 2  c f kN cm f Z f kN cm d A

Mặt cắt đảm bảo khả năng chịu chống nứt

2.3.3 Bố trí cốt thép và kiểm toán các mặt cắt xà mũ theo mặt cắt C-C (Cấu kiện chịu nén

Bảng tổ hợp tải trọng xét tới mặt cắt C-C

Các thông số mặt cắt f'c 30 Mpa BT bảo vệ a0 100 mm fy 400 Mpa Số thanh thép n 122 thanh dsc 100 mm Góc thép ngang  90 độ h 2000 mm cự ly thép ngang s 150 mm b 18500 mm θ 45 độ

 Kiểm tra điều kiện chịu uốn: M u  M r M n Trong đó:

Moment uốn tính toán: Mu 1,825 kNm

M n: Sức kháng uốn danh định của mặt cắt được tính toán theo công thức n s y s 2

- A s : Tổng diện tích cốt thép s 4 2 12 20 4 2 3,769.911  2 

- f y : Giới hạn chảy của thép kéo và nén fy 400 MPa

- a  1 c: Chiều cao khối ứng suất tương đương   mm :

 c: Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trục trung hòa   mm

Kiểm tra: Mu 1,825 kN m Mr 1,895.697 kN m  Đạt

 Kiểm tra sức kháng cắt Điều kiện: V u  V r V n

 d v : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu: dv 1,500  mm

  V r V n 0.9 20, 250 18, 225   kNKiểm tra: Vu 1,790.752  kN Vr 18, 225  kN Đạt Thỏa mãn điều kiện sức kháng cắt

Tiêu đề	Thiết kế Cầu Hoa Lâm Sử Dụng Dầm Bê Tông Cốt Thép Dự Ứng Lực
Tác giả	Huỳnh Đức Huy
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Duy Liêm
Trường học	Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật TP.HCM
Chuyên ngành	Xây dựng
Thể loại	Đồ Án Tốt Nghiệp
Năm xuất bản	2022
Thành phố	TP. HCM

Định dạng
Số trang	112
Dung lượng	9,78 MB