Đồ án tốt nghiệp: Thiết kế cầu BTCT DUL nhịp liên tục thi công bằng phương pháp đúc hẫng cân bằng

Phân chia khẩu độ nhịp + Chiều dài nhịp chính L = 90m + Chiều dài nhịp biên chọn theo kinh nghiệm 0.6-0.7L nên ta chọn chiều dài nhịp biên 60m + Chiều dài các đốt dầm Nguyên tắc phân chi

TỔNG QUAN VỀ CẦU

Vị trí địa lý

Cầu Mỹ Hóa 2 là một cây cầu bắc qua 2 bờ sông Bến Tre, thuộc đường tránh Thành Phố Bến Tre, là cầu nối 1 trong các tuyến đường huyết mạch để giao thương và vận chuyển hàng hóa đến các huyện của tỉnh Bến Tre

Địa hình

Cầu được xây dựng tại khu vực tỉnh Bến Tre, với đặt điểm địa hình đặc trưng của khu vực đồng bằng sông Cửu Long tương đối bằng phẳng phù hợp vận chuyển nguyên vật liệu và máy móc để xây dựng cầu

Khí hậu

Khu vực ĐBSCL với nét khí hậu nhiệt đới gió mùa Thời tiết phân hóa theo mùa, mùa mưa và mùa khô rõ rệt Lượng mưa nhiều từ tháng 9 tới tháng 1 năm sau.

Thủy văn

Các số liệu thủy văn ở khu vực này ổn định, mức nước chênh lệch giữa hai mùa tương đối lớn

Địa chất

Trong quá trình khảo sát đã khoan dò địa chất được các lớp địa chất như sau :

Điều kiện cung cấp nguyên vật liệu

Vật liệu đá khai thác tại mỏ gần công trình, thuận tiện vận chuyển bằng đường bộ Đá dùng xây dựng cầu sở hữu kích cỡ và cường độ phù hợp Cát xây dựng khai thác gần vị trí thi công đảm bảo độ sạch, cường độ và số lượng Công trình sử dụng các loại thép trong nước, ví dụ như thép Thái Nguyên, đáp ứng tiêu chuẩn chất lượng.

Nguồn cung ứng vật liệu xây dựng thuận lợi, với nguồn thép đến từ các đại lý lớn, xi măng đáp ứng đầy đủ nhu cầu từ các nhà máy trong tỉnh Các công ty xây dựng giao thông đã đầu tư vào máy móc thiết bị hiện đại, công nghệ thi công tiên tiến để đảm bảo đáp ứng yêu cầu xây dựng cầu Về nhân sự, các công ty sở hữu biên chế tổ chức hoàn chỉnh, cán bộ trình độ cao, công nhân lành nghề, trang bị máy móc đầy đủ để thực hiện các công trình cầu đường.

Nhìn chung về vật liệu xây dựng, nhân lực, máy móc thiết bị thi công, tình hình an ninh tại địa phương khá thuận lợi cho việc thi công đảm bảo tiến độ đã đề ra

KHÁI QUÁT CHUNG PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ

Quy mô thiết kế

Quy mô xây dựng : cầu vĩnh cửu bê tông cốt thép dự ứng lực

Sơ đồ bố trí chung toàn cầu :

Kết cấu đối xứng gồm hệ cầu BTCT DUL liên tục nhịp thi công theo phương pháp đúc hẫng cân bằng Đường cong đứng R = 3000m Độ dốc ngang cầu 2%

Mặt cắt ngang thiết kế cho 3 làn xe với vận tốc thiết kế V km/h

+ Phần xe chạy : 10.5 m + Phần lề bộ hành : 2x 1.5m + Phần gờ chắn bánh : 0.25m + Phần lan can : 2x 0.25 (Gờ chắn bánh bố trí nằm dưới lề bộ hành nên bề rộng không tính vào khổ cầu)

Lựa chọn sơ bộ kích thước hình học

2.2.1 Phân chia khẩu độ nhịp

+ Chiều dài nhịp biên chọn theo kinh nghiệm (0.6-0.7)L nên ta chọn chiều dài nhịp biên 60m

+ Chiều dài các đốt dầm

Nguyên tắc phân chia đốt dầm :

- Chọn chiều dài đoạn trên đỉnh trụ (đốt K0) trên phần đà giáo mở rộng trụ : Trong phương pháp đúc hẫng cân bằng đốt K0 có chiều dài khoảng 10-14m , để có đủ diện tích mặt bằng cho việc lắp đặt 2 xe đúc đối xứng nhanh trên đó mà thi công hai cánh hẫng đối xứng

- Chiều dài đoạn hợp long có thể lấy từ 2-4m

- Phần còn lại của chiều dài cánh hẫng có thể lấy trong khoảng từ 2.5m -4m, theo phương dọc cầu sẽ có từng đốt, mỗi nhóm gồm các đốt được chọn sao cho tận dụng hết năng lực của thiết bị xe đúc, Ví dụ trọng lượng của xe đúc nên gần bằng với khả năng treo của xe đúc Như vậy sẽ giảm bớt số đốt đúc hẫng Mặt khác khối lượng bê tông mỗi đốt phải phù hợp với khả năng cung cấp bê tông đến hiện trường Để đơn giản trong quá trình thi công và phù hợp với các trang thiết bị hiện có của đơn vị thi công ta có thể phân chia các đốt dầm như sau : Đốt L0 trên đỉnh trụ : 3m Đốt hợp long giữa : 2m Đốt hợp long biên : 2m Chiều dài đoạn đúc hẫng trên đà giáo : 14m 2.2.2 Kích thước dầm hộp

Chiều cao dầm hộp thay đổi theo quy luật thiết kế hay đường cong Chọn mặt đáy dầm cong theo đường cong bậc 2 với chiều cao của dầm hộp

Chiều cao mặt cắt trên gối giữa của dầm liên tục đúc hẫng nên chọn xấp xỉ bằng (1/16 – 1/20) L, đối với L = 90m thì H chọn trong khoảng (4.5-5.6m), chọn bằng 5.5m

Chiều cao mặt cắt giữa nhịp chính của dầm nên chọn xấp xỉ bằng

H =  , tuy nhiên để đảm bảo đủ chỗ cho công nhân chui vào bên trong lòng dầm hộp trong quá trình thi công và bảo trì sữa chửa nên đề xuất chọn chiều cao mặt cắt giữa nhịp bằng 2.3m

Dầm hộp sườn đứng được sử dụng trong kết cấu đúc hẫng với đặc điểm chiều dày bản đáy thay đổi theo nhịp cầu Điều này nhằm đảm bảo phù hợp với yêu cầu chịu lực của kết cấu đúc hẫng, giúp phân bổ tải trọng hiệu quả hơn.

Chiều dày của bản đáy hộp ở giữa nhịp bản được chọn căn cứ điều kiện bao phủ cho các cáp dự ứng lức trong đó Do có bố trí cáp dự ứng lực nên chọn chiều dày bản đáy tại giữa nhịp bằng 250mm

Tại khu vực gần trụ thì chiều dày của bản đáy hộp được xác định theo ứng suất nén cho phép dưới các tải trọng khai thác ở thớ biên dưới Thường chọn từ 2 đến 3 lần bề dày tại mặt cắt giữa nhịp ở đây chọn bề dày bản đáy hộp tại mặt cắt tại gối bằng 1000mm

+ Chiều dày của thành hộp

Nguyên tắc chọn chiều dày thành hộp đối với cầu đúc hẫng phải đảm bảo đủ chỗ đặt cáp dự ứng lực và thuận tiện rót hỗn hợp bê tông vào trong ván khuôn Mặt khác phải thỏa mãn yêu cầu chịu đựng ứng suất tiếp do lực cắt gây ra

Chọn chiều dày sườn dầm tại mặt cắt vị trí gối và giữa nhịp đảo bảo chịu lực và thi công dễ dàng là 450mm

Vật liệu

Cường độ chịu nén của bê tông dầm hộp quy định ở tuổi 28 ngày của mẫu hình trụ 150-300mm là f’c = 50 Mpa

Lan can, lề bộ hành, trụ cầu, mố cầu, cọc khoan nhồi f’c = 30Mpa

Bê tông thường có tỷ trọng  = 25 ( kN m / 3 )

Hệ số giản nở nhiệt của bê tông :

Mô đun đàn hồi của bê tông tỷ trọng thường lấy như sau :

Xi măng pooc-lăng mác PC40, loại 1

Vữa bơm ống gen sau khi kéo cáp chọn M500

2.3.2 Cốt thép dự ứng lực

Theo ASTM A416M chọn tao thép dự ứng lực độ chùng thấp, vùng neo bánh kính uốn cong bó cáp không được nhỏ hơn 3600mm, các vùng còn lại không được nhỏ hơn 6000mm

Theo 22TCN-272-05, không được dùng thép thiết kế có giới hạn chảy > 520 Mpa nhưng không được nhỏ hơn 420 Mpa (trừ khi có sự chấp thuận của chủ đầu tư)

Loại thép ASTM615 Giới hạn chảy Fy= 420Mpa

Mô đun đàn hồi : E = 200000 MPa

Tỷ trọng cốt thép 7.85 x 10 -5 N/mm 3 2.3.4 Ống gen

Lựa ống gen phải thỏa mãn những điều kiện sau : Ống gen phải là loại cứng hoặc nửa cứng bằng thép mạ kẽm Bán kính cong trong ống không được nhỏ hơn 6000m, trừ vùng neo có thể cho phép nhỏ tới 3600mm Đường kính của ống bọc ít nhất phải lớn hơn bó cáp dự ứng lực 6mm, khi kéo sau thì diện tích của ống bọc phải lớn gấp 2.5 lần diện tích mặt cáp

2.3.5 Thanh dự ứng lực Theo ASTM A722, thép loại 2 có gờ ɸ38 Diện tích A= 1134.11 mm 2

Cường độ chịu kéo fpu = 1035 Mpa Giới hạn chảy fpy = 0.85 fpu = 0.8 x 1035 = 828 Mpa

Mô đun đàn hồi Ep = 200000 Mpa 2.3.6 Xe đúc, ván khuôn : Dùng loại xe đúc của công ty OVM Tổng trọng lượng gồm cả ván khuôn G = 80T

Khả năng chịu lực (max) MP0Tm Chiều dài đốt đúc (max) 4.5m

Trình tự và tiến độ thi công

Quá trình thi công hẫng thường tiến hành từ môi trụ ra đối xứng đều 2 phía dọc theo tim cầu đã định vị tính toán trước Nếu là cầu khung, phân trên trụ là đốt K0 được nốt cứng ngay từ đầu với kết cấu nhịp Nếu là cầu dầm, bên trên đỉnh trụ phải đặt 1 gối tạm bằng BTCT, trên đó đúc đốt dầm trên trụ rồi kéo căng các thanh hoặc bó thép cốt thép DUL tạm thời để tạo thành 1 liên kết cứng tạm nối kết cấu nhịp với trụ nằm đảm bảo độ ổn định chống lật trong suốt quá trình thi công hẫng Đoạn dầm sát mố của nhịp biên có thể lắp ghép hay đúc tại chỗ trên đà giáo cố định.

Sau khi thi công hẫng xong cần tiến hành hợp long theo trình tự dự kiến Đầu tiên, kết hợp thi công hợp long nhịp biên, nối đoạn thi công trên giá giáo cố định với một cánh hẫng Tiếp theo, tháo dỡ giá đỡ và gối kê rồi kê dầm lên chính thức Sau đó, hợp long để nối các phần cánh hẫng giữa các nhịp còn lại theo thứ tự từ biên vào giữa, tạo thành kết cấu hệ siêu tĩnh có số bậc siêu tĩnh tăng dần sau mỗi lần hợp long.

Cũng như tiến độ thi công, trình tự thi công cũng có ảnh hưởng rất lớn lên nội lực của kết cấu Nếu lựa chọn trình tự thi công không phù hợp có thể dẫn đến nguy hiểm cho kết cấu Quan trọng nhất là chọn trình từ thi công nhịp biên hay nhịp giữa trước tiên

Nếu tiến hành hợp long nhịp giữa trước thì sơ đồ làm việc của kết cấu là sơ đồ khung Khi tiến hành cắt các thanh neo cường độ cao và tháo dỡ trụ tạm, sơ đồ sẽ chuyển về sơ đồ dầm liên tục Mà trong dầm liên tục thì một chuyển vị nhỏ cũng sẽ phát sinh nội lực trong kết cấu, gây ra những hiện ứng phụ không thể lường trước được nội lực phát sinh trong cầu Nếu ngay từ đầu thiết kế có dầm ngàm cứng luồng vào trong trụ thì ảnh hưởng trên là không đáng kể

Nếu tiến hành hợp long nhịp biên trước thì sơ đồ làm việc ban đầu là dầm đơn giản có mút thừa, do đó khi phá dỡ trụ tạm thì chuyển vị của dầm sẽ không gây phát sinh nội lực lên kết cấu

Do đó trong đồ án này chọn tiến độ thi công như sau : Hợp long phần nhịp biên trước và đồng thời ở cả hai phía, sau đó bắt đầu tiến hành thi công hợp long giữa nhịp Trình tự thi công như trên thì mức độ nguy hiểm của kết cấu thấp do điều chỉnh độ vòng kết cấu lúc hợp long, mặt khác hợp long biên trước sẽ có thể duy chuyển máy móc, vật liệu và con người để thi công hợp long nhịp giữa một cách dễ dàng 2.4.2 Tiến độ thi công

Tiến độ thi công có ảnh hưởng rất lớn đến sự phân phối lại nội lực trong kết cấu Tiến độ thi công hay là thời gian hoàn thành việc xây dựng kết cấu nhanh hay chậm thì các tác nhân có ảnh hưởng như từ biến hay có ngót sẽ có các mức khác nhau Cụ thể là các yếu tốt như những cường độ của bê tông, chuyển vị, độ võng của kết cấu trước khi tiến hành hợp long là khác nhau sẽ có ảnh hưởng khác nhau đến sự phân phối lại nội lực trong kết cấu sau khi tiến hành hợp long

Nếu chọn lựa tiến độ thi công của các cánh hẫng không đồng thời thì quy luật từ biến phát triển trong từng cánh hẫng sẽ khác nhau khiến cho chuyển vị của các nút hẫng sẽ bị lệch so với tính toán Do đó việc tính toán điều chỉnh nội lực sẽ rất khó khăn, nên trong phạm vi của đồ án tốt nghiệp kiến nghị việc thi công các cánh hẫng tại từng trụ là đồng thời

THIẾT KẾ LAN CAN, LỀ BỘ HÀNH

Tính thanh lan can

- Chiều cao nhỏ nhất của lan can đường là 1070 mm được đo từ mặt đường xe đạp

- Chọn thanh lan can thép ống có:

- Khoảng cách 2 cột lan can là: L = 2000 mm

- Khối lượng riêng thép lan can : γs = 7.85 T/m 3

- Thép cacbon số hiệu CT3 : f y $0Mpa

Hình 3 Kích thước lan can

3.1.1 Tải trọng tác dụng lên thanh lan can

Sơ đồ tải trọng tác dụng lên thanh lan can

• Tĩnh tải: Trọng lượng tính toán của bản thân lan can

+ Tải phân bố: w = 0.37 N/mm + Tải tập trung P = 890 N được đặt theo phương hợp lực của g và w

3.1.2 Nội lực thanh lan can

BẢNG HỆ SỐ TẢI TRỌNG

- Hệ số dùng trong thiết kế lan can và lề bộ hành

+ Có mức độ dư thông thường :  R = 1

Nội lực thanh lan can

- Nội lực lớn nhất ở giữa nhịp

Trạng thái giới hạn cường độ:

+ Moment do tĩnh tải tại mặt cắt giữa nhịp:

8 = 69468.75 (N.mm) + Moment do hoạt tải tải tại mặt căt giữa nhịp:

- Tổ hợp nội lực tác dụng lên thanh lan can theo phương hợp lực với P:

3.1.3 Kiểm tra khả năng chịu lực của thanh lan can φM n  M Trong đó: φ : là hệ số sức kháng: φ= 1

M : là momnet lớn nhất do tĩnh tải và hoạt tải

Mn : Sức kháng của tiết diện với

S : là momnet kháng uốn của tiết diện

Kết luận: Thanh lan can đủ khả năng chịu lực

Hình 4 Sơ đồ tính toán lan can

Ta tiến hành tính toán cột lan can ở giữa với sơ đồ tính được thể hiện như ở trong hình Trong quá trình tính toán: Để đơn giản hóa ta chỉ kiểm tra khả năng chịu lực xô ngang vào cột và kiểm tra độ mảnh, bỏ qua lực thẳng đứng và trọng lượng bản thân

Kiểm tra khả năng chịu lực cột lan can:

+ Kích thước: h = 400 mm + Lực tác dụng: (chỉ có hoạt tải)

+ Lực phân bố: w = 0.37 N/mm ở 2 thanh lan can ở hai bên cột truyền vào một lực tập trung:

+ Suy ra lực tập trung vào cột là: n y

P = Pw + P = 740 + 890 = 1630 N Momen tại mặt cắt chân cột lan can theo phương ngang cầu:

M = P x 400 = 1630 x 400 = 652000 (N.mm) Mặt cắt đảm bảo khả năng chịu lực khi:

Sức kháng của tiết diện chân cột lan can: n y φM =  f S

Momen kháng uốn của tiết diện chân cột:

Kết luận: Mặt cắt đủ khả năng chịu lực

3.1.5 Tính toán chi tiết bulông

+ Cường độ : Fub = 420 Mpa (bulong cường độ cao) + Bề dày bản đế : 10 (mm)

Kiểm tra sức kháng cắt (6.13.2.7 – 22TCN272-05): Điều kiện: R u   R n

Trong đó: + Ru = Pw + P = 740 + 890 = 1630 (N) = 1.63 (kN)

+ Rn: Sức kháng cắt của bulong tính tại vị trí có ren của 4 bulong:

Với Ns = 2 là số lượng mặt cắt tính toán cho mỗi bulong Thay số ta được: Rn = 0.38 x 113.1 x 420 x 2 = 36.1 kN ≥ Ru = 1.63 kN ( thỏa )

Kiểm tra sức kháng kéo

Sức kháng kéo danh định của 1 bulong: n b ub

Lực kéo lớn nhất trong bulong

+ Mx = 652000 (N.mm): moment tác dụng vào cột lan can

+ li : khoảng cách các hang bulong + lmax = 100 mm : khoảng cách lớn nhất giữa các hang bulong + m = 2 : số bulong trên một hàng

Thiết kế lề bộ hành

- Kích thước lề bộ hành:

+ Chiều rộng lề bộ hành: Lbh = 1500 (mm) + Chiều cao lề bộ hành: hbh = 250 (mm) + Độ dốc lề bộ hành: 1.0%

+ Lề bộ hành được tạo thành từ các tấm đan bê tông 990x1350x100 mm Phía trên các tấm đan lát gạch Terazzo dày 25 mm

- Tải trọng tác dụng lên lề bộ hành (xét trên 990 mm chiều dài)

+ Tải trọng bản thân: ta xem trọng lương riêng của lớp lát gạch và tấm đan là như nhau, ta có

DC = 1500 x 135 x 2.5 x 10 -5 = 5.0625 (N/mm) + Hoạt tải người: PL = 0.003 x 1000 = 3 (N/mm)

3.2.1.Nội lực lề bộ hành

Moment tại vị trí giữa nhịp:

8 = 11.53 x 10 5 (Nmm) + Do hoạt tải: MDC = 𝑃𝐿x𝐿

- Tổ hợp tải trọng theo TTGH cường độ:

- Tổ hợp tải trọng theo TTGH sử dụng:

- Bê tông lề bộ hành có f’c = 30 MPa => Ec = 0.0017 x γc 2 x 3 √𝑓′ 𝑐𝑖 = 33014 MPa

- Cường độ chịu kéo của thép là: fy = 240 MPa

- Diện tích vùng bê tông chịu lực: F = 1350 x 135 mm 2

- Chiều dày bê tông bảo vệ: a = 25 mm

=> ds = 135 – 25 = 110 mm ( tâm thép chịu kéo đến mép vùng nén )

- Xác định chiều cao vùng nén a:

- Bê tông lề bộ hành có f’c = 30 MPa > 28 Mpa nên

- Khoảng cách thớ chịu nén đến vị trí trục trung hòa:

- Kiểm tra điều kiện c/ds (PT 2.4.4.1 sách Cầu BTCT – TS MAI LỰU): s c 9.1

- Diện tích cốt thép tính bởi công thức

→ Bố trí 6 16a250  trong 1350 (mm) chiều dài tấm đan có As = 1206.37 (mm 2 )

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu (Điều 5.7.3.3.2):

Trong đó: Pmin – tỉ lệ giữa thép chịu kéo và diện tích nguyên

' c y f f - tỉ lệ cường độ chịu kéo giữa bê tông và thép

3.2.3 Kiểm tra nứt cho tấm đan Điều kiện: s ≤ [s] = 123000γ e β s f s − 2d c Trong đó:

+ γ e = 1 : là hệ số xét tới điều kiện tiếp xúc giữa kết cấu với môi trường xung quanh (Bảng 2.9)

+ d c = 25 (mm): khoảng cách từ trọng tâm của lớp thép chịu kéo ngoài cùng đến mép ngoài bê tông chịu kéo

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

0.7 × (135 − 25)= 1.32 + f s : ứng suất trong cốt thép do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng gây ra được xác định theo công thức f s =M s

M s = 2504675 Nmm: momen dương ở trạng thái giới hạn sử dụng d s = 110 mm n = E s /E c = 200000/33014 = 6.06 : hệ số quy đổi thép sang bê tông x : chiều dày của bê tông vùng nén sau khi nứt đươc tính theo công thức: x = n x A s b x (√1 + 2 x 𝑑 𝑛 x 𝐴 𝑠 x b

I cr : là momen quán tính của tiết diện bê tông khi bị nứt:

- Ứng suất trong cốt thép do ngoại lực gây ra:

→ Khoảng cách tối đa giữa các thanh thép là:

1.32 × 23.15− 2 × 25 = 3975.1 mm Kiểm tra điều kiện ta có: S = 250 < [S] = 3975.1 mm => Đạt

BỐ TRÍ CỐT THÉP TRONG TẤM ĐAN BÊ TÔNG

3.2.4 Bố trí cốt thép cho bó vỉa

Bố trí thép Ф14, thép đai chọn Ф10

BỐ TRÍ CỐT THÉP CHO BÓ VỈA 3.2.5 Tính toán phần bê tông đỡ lan can

Vật liệu sử dụng trong kết cấu gồm bê tông và cốt thép Bê tông có cường độ chịu nén f’c = 30 MPa Cốt thép có giới hạn chảy fy = 420 MPa Đường kính cốt thép đai là 12mm, cốt thép dọc là 14mm.

Ta tiến hành kiểm tra khả năng chịu lực của dạng tường như sau:

+ Sơ đồ tính toán của lan can dạng tường là sơ đồ dẻo

+ Chọn cấp lan can là cấp TL-4 dùng cho cầu có xe tải

+ Không bố trí dầm đỉnh M b = 0

Kích thước phần bê tông đỡ lan can

Lực tác dụng vào lan can

Phương lực tác dụng Lực tác dụng (KN) Chiều dài lực tác dụng (mm) Phương nằm ngang Ft = 240 Lt = 1070

Phương thẳng đứng FV = 80 LV = 5500

Phương dọc cầu FL = 80 LL = 1070 a Xác định M w H

M H w : Là sức kháng mômen trên toàn chiều cao tường đối với trục đứng

Chiều cao lan can H= 948 mm

Diện tích mặt cắt ngang lan can Alc = 260725 mm 2

Sức kháng danh định chịu tải trọng ngang RW

+ RW: Tổng sức kháng ngang của lan can

+ Mb: Sức kháng uốn của dầm đỉnh (nếu có) (Mb = 0)

+ MW: Sức kháng uốn của tường ( sức kháng uốn của thép ngang trên 1 đơn vị chiều dài)

+ Mc: Sức kháng uốn của tường hẫng ( sức kháng uốn thép đứng trên 1 đơn vị chiều dài)

Chia lan can thành 2 đoạn có chiều dài tường thay đổi như sau:

+ Đoạn 1: chiều cao là 788 mm

+ Đoạn 2: chiều cao là 160 mm

- Cốt thép gồm 8 thanh đường kính 12mm cho mỗi phía

4 = 615.75 mm 2 ds = 250 - 50 = 200mm Tính toán sức kháng như tiết diện hình chữ nhật a = 𝐴 𝑆 𝑓 𝑦

- Đoạn 2: Chiều dày tường h = 400 mm

Bố trí 614 => thép bên trái và thép mặt bên phải bằng nhau nên sức kháng uốn âm và dương của 2 đoạn bằng nhau

Cốt thép có 2 thanh 14 cho mỗi phía có diện tích As = 307.87 mm 2 ds = 400 – 50 = 350 mm: trọng tâm cốt thép kéo đến mép vùng nén f’c = 30 MPa => β1 = 0.85 - 0.05

=> Sức kháng của tường đối với tường thẳng đứng là:

Bảng tổng hợp giá trị M W H

Diện tích cốt thép (mm 2 ) ds '

+ Ứng suất kéo thép tại biên giới sức nén là: σs - 2,54 Mpa Momen kháng uốn của tiết diện dọc theo trục ngang M c là: M c = 96627,2 Mpa.cm Ngoài ra, tính toán khả năng chịu tải của tường có thể được thực hiện theo phương pháp bảo toàn lực, phương pháp diện tích ứng suất, phương pháp hệ số khả năng chịu lực.

3.93 (mm 2 ), khoảng cách các thanh a = 150 mm → diện tích thép chịu kéo trên 1 đơn vì chiều dài là: As = 153.93/100 =1.54 (mm2/mm)

Tất cả các đoạn sẽ tính với chiều rộng đơn vị, b = 1 mm s

Diện tích thép trên một bề rộng đơn vị: As = 153.93/100 = 1.54 (mm 2 ) s

→ Trị số trung bình của sức kháng moment đối với trục ngang là:

788+160 = 0.119 x 10 6 (Nmm) Chiều dài tường xuất hiện cơ cấu chảy:

0.119 x 10 6 = 2970.71 (mm) Sức kháng danh định chịu tải trọng của lan can:

Kết luận: Lan can đủ khả năng chịu lực

THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU

Tải trọng tác dụng

Cấu tạo bản mặt cầu :

Tên gọi Chiều dày h (mm)  ( kN m / 3 )

Bản bê tông cốt thép 434.46 25

Xét trên 1m theo phương dọc cầu :

- Lớp phủ mặt cầu (DW):

Tĩnh tải lớp bê tông Atphan : q 1 =   =h  b 70 2.4 10  − 5 1000 1.68= N mm/Tĩnh tải lớp phòng nước: q 1=   = h  b 4 1.8 10 − 5 1000=0.072N mm/Tiện ích q 1 = 0.5 / N mm

- Tĩnh tải bản thân bản mặt cầu (DC1):

- Tĩnh tải lan can và lề bộ hành (DC3)

Tải trọng lan can và lề bộ hành truyền xuống bản mặt cầu được quy định thành hai lực tập trung đặt ở chân của bó vỉa và chân tường lan can :

+Bú vỉa trong gồm: tải trọng bú vỉa và ẵ lề bộ hành, đặt cỏch mộp hẫng 1 đoạn 1350mm

+Tường ngoài gồm: tải trọng lan can + tường + ẵ lề bộ hành đặt tại mộp bản (tớnh toỏn an toàn)

- Trọng lượng bản thân kết cấu (DC1)

- Trọng lượng lớp phủ tác dụng lên bản mặt cầu (DW)

- Trọng lượng của lan can và lề bộ hành tác dụng lên bản mặt cầu (DC3)

4.1.2 Hoạt tải (Tải trọng người và HL93)

Do người bộ hành : tải trọng người bộ hành tác dụng lên bảng lấy bằng 3 x10 -3 MPa Tính gần đúng tải truyền xuống bản mặt cầu thành 2 lực tập trung : PL =  3 10 − 3  1000 1500 / 2 2250( )  = N

Hoạt tải HL93: Theo 3.6.1.3.3 TCN272-05, dải bản là ngang và nhịp không quá 4600 thì thiết kế theo bánh xe trục 14500N Ở đây nhịp là 6350mm > 4600mm nên ta thiết kế theo các bánh xe trục

Tải trọng làn được quy đổi theo phương ngang : 9.3 / 1000 3.1 /

- Bánh xe phải cách bó vỉa – nằm ngoài bản hẫng ít nhất 0.3 m

- Khoảng cách giữa 2 xe ít nhất là 1.2 m

4.1.3 Tải trọng gió Tải trọng gió ngang tác dụng lên công trình WS : P D =0.0006V 2  A t C d 1.8A t

Với : At là diện tích kết cấu chịu gió ngang = 5.5m 2

Cd là hệ số quy đổi Tỉ số b/d = 1.928 => Cd = 1.5

V là vận tốc thiết kế với V = VB S = 45 x 1.14 Q.3 m/s

V B chọn ở vùng gió cấp II bằng 45m/s

S là hệ số chọn theo bảng 14 phần tải trọng TCVN 11823-2017 bằng 1.14

=    =  Tải trọng gió tác dụng lên công trình theo phương thẳng đứng P v =0.00045 V 2 A v

Với Av là diện tích kết cấu chịu gió thẳng đứng

Tải trọng gió ngang tác dụng lên phương tiên WL : Khi có xe trên cầu, phải xét áp lực gió tác dụng vào cả kết cấu và xe cộ Áp lực gió lên xe cộ phải thể hiện bằng các dải lực có thể di dộng và gián đoạn với giá trị 1.46 N/mm tác dụng theo phương vuông góc và ở trên 1800mm so với mặt đường tác dụng vào kết cấu

Tổ hợp nội lực

Ta có bảng nội lực như sau :

Mặt cắt MDC1 MDC3 MDW MPL MLL+ MLL- MWS MWL

+ Đường bao nội lực tác dụng lên bản mặt cầu Ta chọn moment âm lớn nhất và moment dương lớn nhất của các mặt cắt 1- ; 1+ và 2 để thiết kế cốt thép cho bản mặt cầu

Thiết kế cốt thép cho bản mặt cầu

Ta sẽ thiết kế cốt thép tương ứng với các giá trị nội lực vừa chọn ở trên 4.3.1 Thiết kế cốt thép chịu moment âm tại gối

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

-Moment âm : Mu- = -454.4 (kNm) -Chiều rộng tiết diện tính toán b = 1000mm -Chiều cao tiết diện tính toán h= 750mm -Cường độ chảy cốt thép fy = 420 MPa -Cấp bê tông f’c = 50 MPa

-Lớp bê tông bảo vệ 25mm -Giả thiết dùng = 22mm Ab= 387mm 2

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

-Chiều cao làm việc của tiết diện : ds = h – dc = 750-36q4

-Chiều cao vùng bê tông chịu nén :

-Xác định  1 (do f’c = 50MPa) nên : 1 0.85 0.05 50 28 0.693

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

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

= = -Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu

=    f =    Chọn Asmin để bố trí cốt thép

-Chọn thép = 22mm a150 để bố trí : trong 1000mm có 7= 22mm

4.3.2 Thiết kế cốt thép chịu moment dương tại vị trí giữa nhịp

-Chiều rộng tiết diện tính toán b = 1000mm

-Chiều cao tiết diện tính toán h = 450

-Cường độ chảy cốt thép fy = 420

-Lớp bê tông bảo vệ 25mm -Khoảng cách từ thớ dưới chịu kéo ngoài cùng của tiết diện đến trọng tâm vùng cốt thép chịu kéo gần nhất là : 25 22 36 c 2 d = + = mm

-Chiều cao làm việc của tiết diện : ds = h – dc = 250-36 !4 mm

-Chiều cao vùng bê tông chịu nén :

-Xác định  1 (do f’c = 50MPa) nên : 1 0.85 0.05 50 28 0.693

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

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

= = -Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu

=    f =    Chọn As để thiết kế cố thép -Chọn thép = 22mm a150 để bố trí : trong 1000mm có 7= 22mm

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

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

Bố trí As = 48.2% x (As dương) = 48.2% x 2709 05.74mm 2 Dùng 14 100 a , trong 1000m có 11 thanh thép => As = 1693.318mm 2

4.4 Kiểm toán cho bản mặt cầu

Ta sẽ kiểm tra nứt của bản mặt cầu theo trạng thái giới hạn sử dụng :

4.4.1 Kiểm tra nứt cho moment âm tại gối

-Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo gần nhất dc6mm Vậy chọn 252 Mpa để kiểm tra

Ta thấy: f s = 178.1 MPa  f sa = 252 MPa Vậy thỏa mãn điều kiện về nứt cho cốt thép moment dương

THIẾT KẾ DẦM LIÊN TỤC ĐÚC HẪNG

Tính toán các đặc trưng hình học của tiết diện

5.1.1 Xác định phương trình đường cong đáy dầm hộp Đường cong đát dầm có dạng đường cong parapol có phương trình y = ax 2 + bx + c

Phương trình đường cong mặt trên bản đáy của dầm :

Giải hệ phương trình ta tìm được a = − 1.619154735 10 ;  − 6 b = 0.02952566847; c = 250

Phương trình đường cong mặt dưới bản đáy của dầm :

Giải hệ phương trình ta được a = − 1.946368518 10 ;  − 6 b = 0.030001620554; c = 0

Ta xác định được chiều cao dầm tại các mặt cắt như sau :

MẶT CẮT Chiều cao dầm chiều dày đáy dầm chiều rộng bản đáy

H(mm) Hd(mm) b(mm) tw(mm)

5.1.2 Tính toán đặc trưng hình học

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

+ Ai : Diện tích mặt cắt + yi : khoảng các trọng tâm đến đáy dầm

I = bh : moment quán tính đối với trục nằm ngang của bản thân mặt cắt

 : vị trí trục trung hòa đến biên dưới của dầm + yt = h – ydi : vị trí trục trung hòa đến biên trên của dầm

+ I x = A y i ( i −y d ) 2 + I Oi : moment quán tính đối với trục trung hòa dầm

= y : moment tĩnh thớ dưới dầm

= y : moment tĩnh thớ trên dầm

Tính tải trọng

Các nguyên tắc tính toán và tổ hợp tải trọng

Khi tính toán nội lực và thi công kết cấu theo phương pháp đúc hẫng, kết cấu được xem như làm việc ở trạng thái đàn hồi và áp dụng nguyên lý cộng tác dụng Để kiểm chứng tính đúng đắn của quá trình tính toán, kết quả tính toán thủ công sẽ được so sánh với kết quả tính toán của phần mềm Midas Civil.

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

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

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

Mô hình kết cấu trên Midas Civil 6.0

5.5.2 Khai báo tính co ngót – từ biến và cường độ bê tông cốt thép CEB-FIB 2010

5.5.2.1 Tính co ngót – từng biến bê tông dầm f’c 50

5.5.2.2 Tính co ngót – từ biến bê tông trụ f’c30 5.5.2.3 Sự thay đổi về cường độ của bê tông

Tương tự cho các mặt cắt khác

5.5.4 Tạo sơ đồ kết cấu bằng node và element

- Dựa vào vị trí các đốt dầm ta xác định được các tọa độ các điểm (node) cần thiết để mô hình hóa hoàn chỉnh kết cấu

- Tạo điểm và phần tử (node và element) cần đánh số để tiện cho việc theo dõi và quản lí

- Tạo sơ đồ kết cấu:

5.5.5 Mô hình hóa kết cấu :

- Sau khi tạo sơ đồ kết cấu, gán các mặt cắt tương ứng đã tạo với các phần tử, vật liệu tương ứng thì hoàn thành được bước mô hình hóa kết cấu nhịp trên phần mềm Midas Civil

5.5.6 Khai báo nhóm điều kiện biên cho kết cấu

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

- Dựa vào sự làm việc thực tế của kết cấu có các nhóm điều kiện biên

Nhóm Mô tả làm việc

BG1 Liên kết ngàm tại chân trụ T1 & T2

BG2 Liên kết cứng từ dầm xuống trụ trong giai đoạn thi công

BG3 Liên kết gối di động tại 2 đầu dầm

BG4 Liên kết gối di động tại đoạn đúc trên đà giáo

BG5 Liên kết gối cố định từ dầm xuống trụ và gối di động tại trụ

5.5.7 Định nghĩa nhóm kết cấu

Nhóm kết cấu là khái niệm dùng để chỉ các nhóm cấu trúc được tạo ra tương ứng với các phần tử dầm ở các giai đoạn thi công khác nhau Những nhóm kết cấu này đóng vai trò quan trọng trong quá trình xây dựng, hỗ trợ đắc lực cho các hạng mục thi công từ phần móng, kết cấu cho đến hoàn thiện.

- Ta có các nhóm kế cấu :

+ T1 : phần tử dầm thuộc trụ T1

+ T2 : phần tử dầm thuộc trụ T2

+ TiKj : đốt dầm thứ j ở trụ i

+ DGT : phần tử dầm thuộc đà giáo trái

+ DGP : phần tử dầm thuộc đà giáo phải

5.5.8 Khai báo tải trọng tác dụng lên kết cấu

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

Trong giai đoạn thi công, tải trọng sẽ được đặt ở nút cuối của đốt dầm đã đúc trước đó đối với tải trọng tập trung và rải đều trên đốt dầm đã đúc đối với tải trọng phân bố Các nhóm tải trọng trong thi công gồm có: Tải trọng bê tông ướt, tải trọng thi công và tải trọng xe đúc, với vị trí đặt tùy vào thiết kế của kỹ sư.

+ Tải trọng xe đúc (XD)

+ Tải trọng bê tông ướt (BT)

+ Tải trọng dự ứng lực (DUL Ki)

+ Tải trọng thi công (TC)

+ Tải trọng bản thân của các đốt dầm hiện hữu (BThan)

5.5.9 Khai báo giai đoạn thi công

- Quá trình thi công cầu theo công nghệ đúc hẫng cân bằng mang tính chất lặp đi lặp lại theo chu kì các bước thi công, tuy nhiên quá trình này còn chịu ảnh hưởng bởi yếu tố thời tiết bên ngoài và điều kiện thi công thực tế ngoài công trường Trong phạm vi đồ án tốt nghiệp lựa chọn quá trình thi công như sau :

- Thi công thân trụ kéo dài khoảng 30 ngày

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

- Thi công đốt K1 trên 1 phần đà giáo tạm và 1 phần đúc hẫng cân bằng 7 ngày

- Thi công đốt K2 đến K14 kéo dài 7 ngày theo trình tự :

+ Ngày 1 : Căng cáp dự ứng lực và di chuyển xe đúc + Ngày 2, 3 : Lắp đặt cốt thép, ván khuôn

+ Ngày 4 : Đổ bê tông dầm + Ngày 5,6,7 : Bảo dưỡng bê tông -Thi công đốt hợp long biên kéo dài 7 ngày như đối với thi công các đốt hẫng

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

- Thi công đốt hợp long nhịp giữa : kéo dài 7 ngày như thi công đốt hợp long nhịp biên, xong tiến hành thi công bước căng cáp dự ứng lực cho nhịp giữa

- Giai đoạn hoàn thiện : dỡ toàn bộ tải trọng thi công và các công trình phụ trợ, hoàn thiện kết cấu và thi công tĩnh tải giai đoạn 2

- Kiểm toán dầm, nghiệm thu và đưa vào sử dụng

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

Bước 1: Thi công đốt đỉnh trụ K0

STT Phần tử Điều kiện biên

Tải trọng – Active Tải trọng - Deactive

Phần tử Tuổi (ngày) Tên Thời gian Tên Thời gian

STT Phần tử Điều kiện biên

Bước 3-15 : Thi công đốt K2 đến đốt K14 ĐỐT K2 Phần tử Điều kiện biên

4 BT2 4 ĐỐT K3 Phần tử Điều kiện biên

K4 Phần tử Điều kiện biên

Bước 16: Thi công đốt hợp long biên

Phần tử Điều kiện biên

Bước 17: Hạ gối đỉnh trụ

Sau khi bê tông đốt hợp long biên đông cứng, tiến hành căng cáp DUL chịu moment dương nhịp biên, sau đó dỡ bỏ hệ đà giáo và các liên kết cứng tại gối và thay bằng gối vĩnh cửu

Bước 18: Thi công hợp long giữa

Bước 19: Nối liền kết cấu nhịp

Bước 20: Bỏ tải trọng thi công

Bước 21: Thi công tải trọng giai đoạn 2 và hoàn thiện

5.5.10 Chạy chương trình Sau khi khai báo toàn bộ tải trọng và các bước thi công, tiến hành chạy chương trình và xuất kết quả nội lực để kiểm tra

Kết quả Nội lực giai đoạn thi công (đơn vị của moment tính toán trong phần mềm kN.m)

Bước 16: Thi công lợp long nhip biên

Bước 17: Thi công hạ gối đỉnh trụ

Bước 18: Thi công hợp long nhịp giữa

Bước 19: Nối liền kết cấu nhịp

Bước 20: Bỏ tải trọng thi công

Bước 21: Thi công lớp TT2

Từ các biểu đồ nội lực được trính xuất từ phần mềm Midas Civil Ta thấy nội lực ở bước dở bỏ tải trọng thi công có giá trị lớn hơn các bước còn lại ở giai đoạn thi công Lấy nội lực lớn nhất để tiến hành tính toán

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN THI CÔNG

Kết quả Nội lực trong giai đoạn khai thác

5.7.1 Tĩnh tải giai đoạn khai thác

Biểu đồ moment tĩnh tải ở giai đoạn khai thác

Biểu đồ lực cắt tĩnh tải ở giai đoạn khai thác 5.7.2 Hoạt tải xe 3 trục HL93K Đường ảnh hưởng moment tại mặt cắt đỉnh trụ Đường ảnh hưởng moment tại vị trí giữa nhịp

5.7.3 Hoạt tải xe 2 trục HL93M

5.7.4 Hoạt tải 2 xe tải cách nhau 15m HL93S

TỔ HỢP NỘI LỰC

Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn cường độ giai đoạn khai thác (chưa có DUL)

6.1.1 Hoạt tải xe 3 trục HL93K (CD1) = 1.25DC + 1.5DW + 1.75(HL93K +IM)+1.75Lane +1.75Ng

6.1.2 Hoạt tải xe 2 trục HL93M (CD1) = 1.25DC+1.5DW+ 1.75 (HL93M+IM)+1.75Lane +1.75Ng

6.1.3 Hoạt tải 2 xe 15m HL93S = 1.25DC+1.5DW+0.9x 1.75(HL93S+IM) +0.9x1.75Lane +1.75Ng 6.2 Tổ hợp nội lực theo trạng thái giới hạn sử dụng

6.2.1 Hoạt tải xe 3 trục HL93K

6.2.2 Hoạt tải xe 2 trục HL93M 6.2.3 Hoạt tải 2 xe cách nhau 15m HL93S

Từ kế quả xuất ra cho thấy TTGHCD1 và TTGHSD của HL93S có giá trị lớn nhất so với HL93K và HL93M Sử dụng kết quả của HL93S để tính toán.

Tổ hợp nội lực theo trạng thái giới hạn sử dụng

TÍNH TOÁN SƠ BỘ CÁP DỰ ỨNG LỰC

Số bó cáp nhóm A (cáp chịu moment âm)

Số cáp sơ bộ được chọn theo công thức : | | ps 0.85 pu

M: Moment trong giai đoạn đúc hẫng

=1 : hệ số sức kháng dung cho uốn và kéo bê tông cốt thép dự ứng lực

Fpu: Cường độ kéo đứt của cáp 1860 Mpa

H : Chiều cao dầm tại các mặt cắt tương ứng

Số bó cốt thép tại mỗi mặt cắt :

Sử dụng cáp dự ứng lực 12.7mm có diện tích danh định mỗi tao là 98.7mm 2 , 1 bó gồm 30 tao cáp

Diện tích bó cáp : A1bo = 30 x 98.7 = 2961 mm2

+ Tính toán chi tiết số bó cáp dự ứng lực cần thiết và số bó chọn tại mặt cắt sát trụ cho nhóm cáp chịu moment âm (nhóm A) ở Bước 1: Thi Công K1

Moment tác dụng lên mặt cắt đỉnh trụ : M = 11255 ( kNm)

Thực hiện tương tự cho các mặt cắt khác và các giai đoạn khác với Moment dựa vào bảng tổ hợp nội lực trong quá trình thi công và quá trình khai thác.

Bố trí cáp dựng ứng lực

Bố trí cáp dự ứng lực bằng phần mềm Midas Civil – FCM Bridge Wizard Khai báo lại tất cả các thuộc tính của cầu khi vào FCM Bridge Wizard

Mô hình cáp dự ứng lực trong phần mềm MIDAS CIVIL 6.0

Kết quả nội lực các đốt qua các bước sau khi đã căng cáp

KIỂM TOÁN DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN THI CÔNG

Lý thuyết kiểm toán

Khác với các cầu thi công bằng phương pháp đổ tại chỗ hay lắp ghép chỉ chịu tải trọng khai thác, cầu thi công bằng phương pháp đúc hẫng cân bằng như cầu đúc hẫng, cầu dây văn, cầu dây võng, cầu extradosed còn chịu ảnh hưởng của các tải trọng thi công trong giai đoạn thi công, vì vậy mà ngoài việc kiểm toán giai đoạn sử dụng, các cầu này còn phải được kiểm toán ở giai đoạn thi công để đảm bảo việc thi công, xây dựng cầu được an toàn Kiểm toán cầu ở giai đoạn thi công sẽ được kiểm toán ở tổ hợp sử dụng, tải trọng gây ra là toàn bộ tải trọng tác dụng lên cầu trọng giai đoạn thi công

Giới hạn ứng suất theo điều 14.2.3.2 phần 5 TCVN11823-2017, đối với các cầu xây dựng phân đoạn có giới hạn ứng suất như sau :

Kiểm toán bằn biểu đồ ứng suất

Ở đây ta chỉ kiểm toán tại bước thi công có ứng suất, các bước thi công còn lại sẽ được kiểm toán ở phần phu lục kiểm toán Dựa vào sự phát triển của biểu đồ moment giai đoạn thi công, ta xác định được bước có ứng suất nhất là bước 16

+ ứng suất thớ trên dầm ở bước thi công có ứng suất lớn nhất (bước 16) :

+ ứng suất thớ dưới dầm ở bước thi công có ứng suất lớn nhất (bước 16) :

Kiểm toán bằng giá trị tính toán

at a construction stage) Ở phần kiểm toán này, midas sẽ kiểm toán dựa trên tiêu chuẩn AASHTO-LRFD I2 Element từ 1 đến 39 tương ứng với từ mặt cắt đà giáo đến mặt cắt giữa nhịp :

- Element : phần tử kiểm toán

- Stage : bước thi công mà ứng suất ở đó lớn nhất

- Part(I/J) : mặt cắt kiểm toán

- CHECK : kiểm toán đạt (OK) , không đạt (NG)

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

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

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

- FTL – Top Left Fiber (kN/m2 ): ứng suất thớ trên tại biên trái dầm

- FTR – Top Right Fiber (kN/m2 ): ứng suất thớ trên tại biên phải dầm

- FBT – Bottom Left Fiber (kN/m2 ): ứng suất thớ dưới tại biên trái dầm

- FBR – Bottom Right Fiber (kN/m2 ): ứng suất thớ dưới tại biên phải dầm

- FMAX (kN/m2 ): Ứng suất lớn nhất gây ra tại mặt cắt

- ALW (kN/m2 ): Giới hạn ứng suất được Midas tính toán theo tiêu chuẩn AASHTO – LRFD 12

TÍNH TOÁN MẤT MÁT ỨNG SUẤT CÁP DỰ ỨNG LỰC

Tính toán mất mát ứng suất do ma sát

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

Tính toán mất mát ứng suất do ma sát được tính theo điều (5.9.5.2.2b-1 22TCN272 – 05)

+ fpj (MPa): ứng suất bó cáp dự ứng lực khi kích

+ x: Chiều dài bó thép ứng suất trước từ đầu kích đến điểm đang xét (mm) 1 2

L1: Chiều dài đoạn cáp thẳng

L2: Chiều dài đoạn cáp uốn cong

+ K: Hệ số ma sát lắc của bó cáp

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

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

Tính toán mất mát ứng suất do tụt neo

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

Tính toán mất mát ứng suất do tụt neo :

Với x là điểm mà tại đó sợi cáp không còn di chuyển nữa khi tuột neo Độ ép xít neo thường nằm trong khoảng từ 3-10mm (thường  =5mm ) Căng 1 đầu tính với 1 (kể cả căng 2 đầu cáp nhưng không luân phiên) Căng 2 đầu luân phiên với 2

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

Hầu hết các bó cáp được neo chặt ở cả hai đầu, ngoại trừ hai bó tại đốt K0-K1 chỉ được neo một đầu Điều này dẫn đến sự mất mát ứng suất tại các mặt cắt trong cáp tương đối đều nhau Do đó, có thể sử dụng công thức trung bình: pA = p * f * AE để ước lượng mất mát ứng suất trong trường hợp này, trong đó pA là mất mát ứng suất, p là áp suất, f là hệ số mất mát ứng suất và AE là diện tích tiết diện cáp.

Trong đó :  là độ tụt neo lấy  =5mm

Ep là modun đàn hồi của cáp

L = 2x(L2+L3); L2 là chiều dài đoạn cáp uốn, 3 1

L = −L Lchiều dài đoạn cáp trước neo

Tính toán mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi

Trong đó : N là số lần căng cáp có đặc trưng hoàn toàn giống nhau căng tại các thời điểm khác nhau làm cho dầm biến dạng f cpg : tổng ứng suất bê tông ở trọng tâm các bó thép ứng suất trước do lực ứng suất trước sau kích và tại trọng tâm của cấu kiện ở các mặt cắt có moment max (MPa)

Pi : lực nén trong bê tông do ứng suất trước gây ra tại thời điểm sau khi kích, tức là đã xảy ra mất mát do ma sát và tụt neo

PS i Pj PF PA PS

MDC, MCLL , MCE : moment do trọng lượng bản thân dầm ở trạng thái giới hạn sử dụng e: độ lệch tâm của bó thép so với trục trung hòa của tiết diện

Aps : tổng diện tích của bó cáp dự ứng lực

Eci : cường độ của bê tông theo thời gian E ci =0.043 1.5  f ci '

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

Nguyên nhân do sự co ngót của bê tông theo thời gian làm cáp dự ứng lực bị chùn lại làm giảm ứng suất trong cáp

Tính toán đối với cấu kiện chịu kéo, mất mát ứng suất được tính theo điều 5.9.5.4.2-2 22TCN272-05 :

Trong đó : H là độ ẩm tương đối của môi trường Hp%

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

Nguyên nhân do sự biến dạng từ từ của bê tông theo thời gian làm cáp giảm ứng suất

Tính toán đối với cấu kiện chịu kéo, mất mát ứng suất được tính theo điều 5.9.5.4.3-2 22TCN272-05 :

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

( , , ) ( , , ) pCB CR TR i TR cgp CR LT i LT cdp f n t t f n t t f

Trong đó : n CR TR : Tỷ số modun từ biến trước khi căng; CR TR ( , i TR , ) p ( , ) i ci n t t E t t

, t i TR : Tuổi của bê tông khi căng

LT TR n Tỷ số modun từ biến do tải trọng tĩnh tải dài hạn : CR LT ( , i LT , ) p ( , ) i ci n t t E t t

, t i LT Tuổi của bê tông khi tác dụng tải trọng tĩnh f cgp Ứng suất bê tông tại trọng tâm thép DUL lúc truyền lực (đã tính ở phần mất mát do co ngắn đàn hồi) f cdp

 độ chênh ứng suất bê tông tại trọng tâm dầm thép DUL khi chịu them tải trọng bê tông ướt của khối đúc sau cdp BTU g g f M e

Kf : hệ số cường độ bê tông, xét đến ảnh hưởng của cường độ bê tông 62 ' f 42 c k = f

+ t : tuổi bê tông ; ti : tuổi bê tông khi bắt đầu chịu lực , H độ ẩm tương đối cao 80% kc : hệ số từ biến xét đến ảnh hưởng của tỷ lệ thể tích / bề mặt của kết cấu

=  +  V/S được xác định như phần ứng suất co ngót

Tính toán mất mát ứng suất do sự chùn nhão của cáp dự ứng lực

 =  +  Trong đó : f pR 1 mất mát do dão trong giai đoạn truyền lực, do cáp được căng sau nên = 0Mpa

 mất mát sau khi truyền lực

2 0.3 138 0.3 0.4 0.2 pR PF PES pSH pCR f  f f f f 

Tính toán mất mát ứng suất bằng phần mềm Midas Civil

KIỂM TOÁN DẦM TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

Lý thuyết kiểm toán

Khi kiểm toán dầm theo tổ hợp sử dụng, ta phải kiểm toán theo 3 tổ hợp chính sau :

Tổ hợp 1 : Do DUL + Tỉnh tải

+ Ứng suất thớ trên dầm t i i DC 1 D W s t t t

+ Ứng suất thớ dưới dầm b i i DC 1 LC D W LL PL s b b b b

Tổ hợp 2 : Do ẵ (DUL + Tĩnh tải) + Hoạt tải (Bỏ qua tổ hợp này)

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

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

93S-SD1 = 0 9x (HL93S +IM) +0 9xLANE+DC1+ DW

93K-SD1 = (HL93K+IM) +LANE + DC1+ DW

93M-SD1= (HL93M+IM) +LANE + DC1+ DW

+ Ứng suất thớ trên dầm t i i DC 1 D W LL PL s t t t t

+ Ứng suất thớ dưới dầm b i i DC 1 LC D W LL PL s b b b b

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

Kiểm toán bằng biểu đồ ứng suất

Ở đây chỉ kiểm toán tổ hợp HL93S là hoạt tải do 2 xe tải cách nhau 15m gây ra

Kiểm toán bằng giá trị tính toán

Đối với kiểm toán giá trị ứng suất bằng bảng tính, Midas sẽ lựa chọn ứng suất lớn nhất tại từng mặt cắt do các tổ hợp tải gây ra để kiểm toán (Check Stress for Cross Section at Service Loads) Các giá trị ứng suất sẽ được dựa trên tiêu chuẩn ASSHTO LRFD 2012 Kiểm toán một số mặt cắt tiêu biểu :

- Element : phần tử kiểm toán

- Stage : bước thi công mà ứng suất ở đó lớn nhất

- Part(I/J) : mặt cắt kiểm toán

- CHECK : kiểm toán đạt (OK) , không đạt (NG)

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

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

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

- FTL – Top Left Fiber (kN/m2 ): ứng suất thớ trên tại biên trái dầm

- FTR – Top Right Fiber (kN/m2 ): ứng suất thớ trên tại biên phải dầm

- FBT – Bottom Left Fiber (kN/m2 ): ứng suất thớ dưới tại biên trái dầm

- FBR – Bottom Right Fiber (kN/m2 ): ứng suất thớ dưới tại biên phải dầm

- FMAX (kN/m2 ): Ứng suất lớn nhất gây ra tại mặt cắt

- ALW (kN/m2 ): Giới hạn ứng suất được Midas tính toán theo tiêu chuẩn AASHTO – LRFD 12

KIỂM TOÁN DẦM TRẠNG THÁI GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ

Tổ hợp tải trọng

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

+ Tổ hợp cường độ hoạt tải xe tải 3 trục :

HL93K-CD1=1.25DC +1.5DW +1.75(HL93K+IM)+1.75LANE +1.75NGUOI

+ Tổ hợp cường độ hoạt tải xe tải 2 trục :

HL93M-CD1=1.25DC +1.5DW +1.75(HL93M+IM)+1.75LANE +1.75NGUOI

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

HL93S-CD1=1.25DC +1.5DW +1.75(HL93S+IM)+1.75LANE +1.75NGUOI

Kiểm toán kháng uốn của dầm

11.2.1 Lý thuyết kiểm toán Điều kiện kiểm toán : MuMn (Điều 7.3.2 Phần 5 TCVN 11823-2017)

Trong Midas sẽ được kiểm toán dưới dạng điều kiện Mu/Mn1

+ Mu : moment do ngoại lực tác dụng ở TTGH cường độ

+=1 hệ số sức kháng uốn

+ Mnsức kháng uốn danh định của bản thân tiết diện Được xác định theo các điều khoản tương ứng trong điều 7.3.2 Phần 5 TCVN 11823-2017

Phương trình cân bằng tĩnh học :

0.85 ( ) 0.85 ps pu ps pu s y s y c f c f ps kA f c

Vị trí từ trục trung hòa đến thớ chịu nén ngoài cùng

+ Đối với mặt cắt chữ T :

+ Đối với mặt cắt chữ nhật :

Trong đó : +c : khoảng cách từ trục trung hòa đến mặt chịu nén (mm)

+Aps : diện tích mặt cốt thép dự ứng lực (mm 2 ) + Giới hạn chảy cáp DUL : fpy =0.9fpu = 1674 Mpa + Cường độ kéo đứt của cáp DUL : fpu = 1860 Mpa + As : diện tích cốt thép thường chịu kéo (mm2) + A’s : diện tích cốt thép thường chịu nén (mm2) + fy, fy’: giới hạn chảy của cốt thép thường chịu kéo và nén + f’c : cường độ chịu nén của bê tông ở 28 ngày tuổi, fc’ = 50 (MPa) + β1 : hệ số quy đổi vùng nén,

+ b: chiều rộng bản cánh (mm) + hf : chiều cao bản cánh (mm) + bw : chiều rộng bản bụng (mm)

+ k: hệ số được tính theo công thức 2 1.04 py pu k f f

=  −  + dps : khoảng cách thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm nhóm cáp DUL (mm) Sức kháng uốn danh định của dầm :

Trong đó : +c : khoảng cách từ trục trung hòa đến mặt chịu nén (mm)

+Aps : diện tích mặt cốt thép dự ứng lực (mm 2 ) + Giới hạn chảy cáp DUL : fpy =0.9fpu = 1674 Mpa + Cường độ kéo đứt của cáp DUL : fpu = 1860 Mpa + As : diện tích cốt thép thường chịu kéo (mm2) + A’s : diện tích cốt thép thường chịu nén (mm2) + fy, fy’: giới hạn chảy của cốt thép thường chịu kéo và nén + f’c : cường độ chịu nén của bê tông ở 28 ngày tuổi, fc’ = 50 (MPa) + β1 : hệ số quy đổi vùng nén,

+ b: chiều rộng bản cánh (mm) + hf : chiều cao bản cánh (mm) + bw : chiều rộng bản bụng (mm)

+ k: hệ số được tính theo công thức 2 1.04 py pu k f f

Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm nhóm cáp DUL được ký hiệu là `dps` và được đo bằng milimét (mm) Ứng suất trung bình trong cốt thép dự ứng lực ở mức sức kháng uốn danh định được ký hiệu là `fps` và được tính theo công thức `ps = pu * 1 / c * fpu * k * ds` trong đó: `ps` là ứng suất trung bình, `pu` là lực căng danh định của cáp DUL, `c` là hệ số phụ thuộc vị trí lực tác dụng trên tiết diện, `fpu` là cường độ chịu kéo của thép dự ứng lực và `k` là hệ số phân bổ ứng suất trên tiết diện.

=  −  + d s : khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo (mm) + d s ’ : khoảng cách từ thớ kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu nén (mm) + a=c : chiều dày khối ứng suất tương đương (mm)

11.2.2 Kiểm toán bằng giá trị tính toán Phần mềm Midas thực hiện theo nguyên lý tính toán lựa chọn tổ hợp nội lực gây ra bất lợi nhất cho mặt cắt theo tiêu chuẩn ASSHTO LRFD 12

Các giá trị : + Element : phần tử kiểm toán

+ LOAD : tổ hợp tải trọng gây ra moment lớn nhất tại mặt cắt + Check : kiểm toán đạt hoặc không đạt

+ Mu : moment của tổ hợp nội lực lớn nhất ở TTGH cường độ + Mcr : moment gây nứt

+ Mn : sức kháng uốn danh định của dầm + min(1.33 ;1.2 )

 kiểm toán hàm lượng cốt thép tối thiểu

Mn kiểm toán sức kháng

11.2.3 Kiểm toán bằng biểu đồ sức kháng Nguyên tắc : Biểu đồ bao sức kháng uốn từ Midas sẽ tính toán sức kháng uốn của dầm tại các mặt cắt dựa trên những thông số đã khai báo và vẽ ra được đường bao moment kháng uốn của dầm (như hình bên dưới)

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

Kiểm toán sức kháng cắt của dầm

11.3.1 Lý thuyết kiểm toán Điều kiện kiểm toán Vr=Vn Vu (Điều 8.2 Phần 5 TCVN 11823-2017)

Trong đó : + =1 hệ số sức kháng cắt

+ Vu : Lực cắt lên dầm ở TTGH CĐ + Vn : Lực cắt danh định của dầm

Xác định sức kháng cắt danh định của dầm:

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

Trong đó : + V c =0.083 f b d c v ' v sức kháng của bê tông dầm

= sức kháng của cốt thép đai

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

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

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

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

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

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

+ Vp : thành phần dự ứng lực hữu hiệu trên hướng lực cắt tác dụng, là dương nếu ngược chiều lực cắt

11.3.2 Kiểm toán bằng giá trị tính toán

Phần mềm kiểm toán Midas lựa chọn tổ hợp nội lực gây ra nội lực bất lợi nhất tại mặt cắt theo tiêu chuẩn ASSHTO LRFD 12

Các giá trị : + Element : phần tử kiểm toán

+ LOAD : tổ hợp tải trọng gây ra moment lớn nhất tại mặt cắt + Check : kiểm toán đạt hoặc không đạt

+ Vu : lực cắt của tổ hợp nội lực lớn nhất ở TTGH cường độ + Vn : sức kháng cắt danh định của dầm

+ Vs : sức kháng của cốt đai + Vc : Sức kháng danh định của bê tông dầm + Vp : sức kháng của cốt thép DUL hữu hiệu

11.3.3 Kiểm toán bằng biểu đồ sức kháng

Nguyên tắc : Biểu đồ bao sức kháng cắt từ Midas sẽ tính toán sức kháng cắt của dầm tại các mặt cắt dựa trên những thông số đã khai báo và vẽ ra được đường bao sức kháng cắt của dầm (như hình bên dưới)

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

11.4 Kiểm toán độ vồng – độ võng dầm Điều kiện độ võng khi có hoạt tải sử dụng :   210000 210

   = = Trong đó : h : Độ võng hoạt tải, lấy trị số lớn hơn của :

+ Độ võng xe tải thiết kế + 25% độ võng xe tải thiết kế + tải trọng làn + Số làn n =3

+ Độ võng do xe tải 3 trục :

Giá trị độ võng lớn nhất của xe tải 3 trục là 8 mm

+ Độ võng do 25% độ võng của xe 3 trục và tải trọng làn :

Giá trị độ võng do tải trọng làn là 6mm Giá trị tính toán = 25% x 8 + 6 = 8mm

Cả 2 giá trị độ võng của xe 3 trục và 25% xe 3T + làn đều nhỏ hơn giá trị 210mm => OK

THIẾT KẾ TRỤ CẦU

Thân trụ

Nội lực tác dụng lên thân trụ bao gồm nội lực từ kết cấu nhịp, lực hãm của xe, tải trọng gió tác dụng lên kết cấu nhịp, thân trụ và xe chạy Phạm vi đồ án lấy nội lực từ kết cấu và kiểm toán bằng phần mềm midas

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

Lực hãm xe nằm ngang theo phương dọc cầu, và cách mặt cầu: h = 1.8m

Cầu thiết kế có 3 làn xe, hệ số làn xe m = 0.85

Khoảng cách từ mặt cầu đến mặt cắt đỉnh trụ: Z1 = 5.5m

Mômen đối với mặt cắt đỉnh trụ: Mx = 207.19 x (5.5 + 1.8) = 1512.5 kN.m

Khoảng cách từ mặt cầu đến mặt cắt đỉnh bệ: Z2 = Z1 + 12= 5.5 + 12 = 17.5m

Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ: Mx = 207.19 x (17.5+1.8) = 3998.767 kN.m

12.1.2 Tải trọng gió ngang tác dụng lên kết cấu nhịp

Tải trọng gió ngang tác dụng lên công trình WS : P D =0.0006V 2  A t C d 1.8A t

Với : At là diện tích kết cấu chịu gió ngang = 290 m 2

Cd là hệ số quy đổi Tỉ số b/d = 3.89 => Cd = 1.5

V là vận tốc thiết kế với V = VB S = 45 x 1.5 g.5 m/s (khoảng 250 km/h)

V B chọn ở vùng gió cấp II bằng 45m/s

S là hệ số chọn theo bảng 14 phần tải trọng TCVN 11823-2017 bằng 1.14

Khoảng cách đến với đỉnh trụ z = 2m, khoảng cách đối với đỉnh bệ trụ 14m

12.1.3 Tải trọng gió ngang tác dụng lên xe cộ

+ Áp lực gió ngang tác dụng lên xe cộ được lấy bằng 1.5 KN/m, tác dụng theo hướng 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: WLN =1.5 x L = 1.5 x 90 = 135 KN

+ Điểm đặt lực cách đỉnh trụ là : Z1 =1.8+5.5 =7.3 m

+ Momen của lực gió ngang đối với mặt cắt đỉnh trụ :My = 135 x 7.3 = 985.5 kN.m

+ Khoảng cách từ mặt cầu đến mặt cắt đỉnh bệ: Z2 = Z1 + 12 = 19.3 m

+ Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ: My = 135 x 19.3 = 2605.5 kN.m

13.1.4 Kiểm toán bằng phần mềm Midas Thực hiện gán lực vào kết cấu, chạy chương trình và tiến hành khai báo thép thân trụ

Xuất kiểm toán trạng thái giới hạn bằng phần mềm midas :

Bệ Trụ

Biểu diễn trong midas kết cấu bệ trụ và cọc khoan nhồi để mô hình và tính toán

Mô hình bệ trụ bằng kết cấu dạng tấm Plate có độ dài tấm là 3m, chia nhỏ tấm để kiểm toán dễ dàng

Gán tải trọng cho phần kết cấu, tải trọng phần trên từ kết cấu nhịp và tải trọng gió, lực hãm xe, thu được ứng suất của tấm được thể hiện

Tiến hành thiết kế và kiểm toán bệ trụ (tại tắp Plate được chia nhỏ mang số hiệu 524,523,528,38)

Cọc khoan nhồi D1500

THIẾT KẾ CẦU BTCT DỰ ỨNG LỰC LIÊN TỤC NHỊP THI

CÔNG BẰNG PP ĐÚC HẪNG CÂN BẰNG

BỀ RỘNG THÔNG THUYỀN_CLEARANCE: 70 m CẤP SÔNG_RIVER LEVEL: II

TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT TPHCM HCMC UNIVERSITY OF TECHNOLOGY AND EDUCATION

FALCULTY OF CIVIL ENGINEERING - KHOA XÂY DỰNG

BỘ MÔN CÔNG TRÌNH GIAO THÔNG ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP CAPSTONE PROJECT

SINH VIÊN - MSSV STUDENT-ID

TÊN ĐỒ ÁN - PROJECT NAME

CẦU BTCT DUL NHỊP LIÊN TỤC TC BẰNG PP ĐHCB DESIGN OF PSC BOX-GIRDER BRIGDE USING FCM BẢN VẼ SỐ

BỐ TRÍ CHUNG CẦU_GENERAL

MẶT BẰNG CẦU - PLAN VIEW OF BRIDGE

- TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ TCVN 11823-2017

- TẢI TRỌNG HOẠT TẢI HL93

- DESIGN LOAD: LIVE LOAD HL93

- SƠ ĐỒ NHỊP : 60x90x60 (NHỊP ĐÚC HẪNG) + 2x45 (NHỊP DẦM HỘP)

- SPAN : 60x90x60 (CANTILEVER SPAN) + 2x45 (BOX GIRDER)

- CƯỜNG ĐỘ CHỊU NÉN Ở 28 NGÀY : f'c = 50 MPa

- MÔ ĐUN ĐÀN HỒI 38006.9 KN/m3

3 CONCRETE MATERIAL -COMPRESSIVE STRENGTH AT 28 DAY AGE:f'c = 50 MPa

- TAO CÁP: 15.2 mm -GIỚI HẠN KÉO ĐỨT: fpu = 1860 MPa -GIỚI HẠN CHẢY: fpy = 0.9fpu = 1674 MPa

MÔ ĐUN ĐÀN HỒI: Eps = 197000 MPa

- CABLE: 15.2 mm -TENSILE STRESS: fpu = 1860 MPa -YIELD STRENGTH: fpy = 0.9fpu = 1674 MPa MODULLUS OF ELASTICITY: Eps = 197000 MPa

MẶT ĐỨNG CẦU - FRONT VIEW OF BRIDGE

TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT TPHCM

HCMC UNIVERSITY OF TECHNOLOGY AND EDUCATION

DẦM ĐÚC HẪNG _ CANTILEVER GIRDER 1/2 MẶT ĐỨNG DẦM ĐÚC HẪNG _ 1/2 FRONT OF CANTILEVER GIRDER

1/2 MẶT BẰNG DẦM ĐÚC HẪNG _ 1/2 PLAN OF CANTILEVER GIRDER

K2 K3 K4 K5 K6 K7 K8 K9 K10 K11 K12 K13 K14 HL ĐG K1 K2 K3 K4 K5 K6 K7 K8 K9 K10 K11 K12 K13 K14 HL ĐỐT DẦM :

MC ĐỐT K0-K1_SECTION OF SEANGMENT K0-K1 MẶT CẮT 16,19 - SECTION 16,19

MẶT CẮT TR1 - SECTION TR1

3D Đốt K0 - K1 MẶT ĐỨNG ĐỐT K0-K1_ FRONT OF SEAGMENT K0-K1

1:100 KHỐI LƯỢNG BT ĐỐT K0 ĐỐT Volume

- CÓ 2 ĐỐT K0 Ở 2 TRỤ CHÍNH NÊN KHỐI LƯỢNG ĐỐT CẦN ĐƯỢC X2

- KÍCH THƯỚC TRONG BẢN VẼ CÓ ĐƠN VỊ MILIMET

TRỊNH ĐỨC HUY 18127019 HƯỚNG DẪN

MẶT ĐỨNG ĐỐT K2-K3_ FRONT OF SEAGMENT K2-K3

Mặt cắt 16 - Section 16 Mặt cắt 15 - Section 15

MẶT CẮT 13,22 - SECTION 13,22 MẶT CẮT 12,23 - SECTION 12,23

3D Đốt K5 - K4 Mặt cắt 13 - Section 13 Mặt cắt 14 - Section 14

MC ĐỐT K10-K11-K12_SECTION OF SEANGMENT K10-K11-K12

MẶT CẮT 8,27 - SECTION 8,27 MẶT CẮT 7,28 - SECTION 7,28 MẶT CẮT 6,29 - SECTION 6,29 MẶT CẮT 5,30 - SECTION 5,30

MẶT ĐỨNG ĐỐT K10-K11-K12_ FRONT OF SEAGMENT K10-K11-K12

MC ĐỐT K13-K14-HL_SECTION OF SEANGMENT K13-K14-CLOSURE

MẶT CẮT 5,30 - SECTION 5,30 MẶT CẮT 4,31 - SECTION 4,31 MẶT CẮT 2,3,32 - SECTION 2,3,32

MẶT ĐỨNG ĐỐT K13-K14-KHL_ FRONT OF SEAGMENT K13-K14-CLOSUR

MCĐỐT ĐÀ GIÁO_SECTION OF SEANGMENT CRAFFOLING

MẶT CẮT 1A,2 - SECTION 1A,2 MẶT ĐỨNG ĐỐT ĐÀ GIÁO - FRONT OF SEGMENT CRAFFOLING

3D ĐỐT ĐÀ GIÁO - 3D SEAGMENT CRAFFOLING

TỈ LỆ 1:100 - SCALE 1:100 TỈ LỆ 1:100 - SCALE 1:100

BỐ TRÍ DỰ ỨNG LỰC _ ARRANGEMENT TEDON

MẶT ĐỨNG BỐ TRÍ CÁP DỰ ỨNG LỰC - FRONT ARRANEMENT OF TENDON

MẶT BẰNG BỐ TRÍ CÁP ÂM BẢN NẮP - FLOOR PLAN OF ARRANGMENT TENDON IN TOP SLAB

MẶT BẰNG BỐ TRÍ CÁP DƯƠNG BẢN ĐÁY - FLOOR PLAN OF ARRANGMENT TENDON IN TOP SLAB

3D BỐ TRÍ CÁP DỰ ỨNG LỰC - 3D ARRANGMENT TENDON

BỐ TRÍ CÁP A _ ARRANGEMENT TENDON A

BỐ TRÍ CÁP ÂM BẢN NẮP - ARRANGEMENT TENDON IN TOP SLAB

3D CÁP ÂM BẢN NẮP - 3D TENDON IN TOP SLAB

BỐ TRÍ CÁP B&C _ ARRANGEMENT TENDON B&C

BỐ TRÍ CÁP DƯƠNG BẢN ĐÁY NHÓM B - ARRANGEMENT TENDON IN BOTTOM SLAB GROUP B

BỐ TRÍ CÁP DƯƠNG BẢN ĐÁY NHÓM C - ARRANGEMENT TENDON IN BOTTOM SLAB GROUP C

3D BỐ TRÍ CÁP DƯƠNG BẢN ĐÁY - ARRANGEMENT TENDON IN BOTTOM SLAB

BỐ TRÍ CÁP DƯL (1) - ARRANGEMENT TEDON (1)

BỐ TRÍ CÁP DƯL (2) - ARRANGEMENT TEDON (2)

BỐ TRÍ CÁP DƯL(3) -ARRANGEMENT TENDON (3)

Tỉ lệ 1:100 - Scale 1:100 MẶT CẮT 27 - SECTION 27

BỐ TRÍ CÁP DƯL(4) -ARRANGEMENT TENDON(4)

BỐ TRÍ CÁP DUL(5) -ARRANGEMENT TENDON(5)

1:1003D ĐẦU NEO CÁP BẢN ĐÁY 3D ĐẦU NEO CÁP BẢN NẮP

CỐT THÉP ĐỐT HỢP LONG - ARRANGEMENT OF REINFORCMENT CLOSURE

MẶT CẮT 2&3 - SECTION 2&3 3D ĐỐT HỢP LONG - 3D CLOSURE

CỐT THÉP PHƯƠNG NGANG CẦU

Mark SỐ HIỆU ĐƯỜNG KÍNH(m m) CHIỀU THANH DÀI (mm) SỐ LƯỢNG TOÀN

BỐ TRÍ CỐT THÉP ĐỐT ĐỈNH TRỤ - ARRANGEMENT RECFORMENT SEGMENT K0

MẶT ĐỨNG ĐỐT K0-K1- FRONT OF SPAN K0-K1

TỔNG HỢP CỐT THÉP ĐỐT K0-K1 Mark

CỐT THÉP NGANG CẦU Mark

Mark HIỆU (mm) L (mm) SL BỘ CHIỀU DÀI LƯỢNG(mm3)

DT2 338 22 mm 13600 10 10 136 405623944.00DT2 249 10 mm 9513 16 16 152.21483 93798583.46DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 21 21 144.9 89291002.50DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 146 10 mm 6900 16 16 110.4 68031240.00DT2 155 10 mm 3023 16 16 48.365067 29803763.42DT2 248 10 mm 2940 16 16 47.033751 28983373.22DT2 247 10 mm 2900 176 176 510.4 314521240.00DT2 247 10 mm 2900 16 16 46.4 28592840.00DT2 247 10 mm 2900 16 16 46.4 28592840.00DT2 247 10 mm 2900 16 16 46.4 28592840.00DT2 247 10 mm 2900 16 16 46.4 28592840.00DT2 247 10 mm 2900 16 16 46.4 28592840.00DT2 247 10 mm 2900 16 16 46.4 28592840.00DT2 247 10 mm 2900 16 16 46.4 28592840.00DT2 247 10 mm 2900 16 16 46.4 28592840.00DT2 247 10 mm 2900 16 16 46.4 28592840.00DT2 247 10 mm 2900 16 16 46.4 28592840.00

BỆ TRỤ - PILE FOOTING CỌC - PILE

MẶT ĐỨNG TRỤ - ELEVATION OF PIER MẶT BÊN TRỤ - SIDE VIEW OF PIER

MẶT BẰNG TRỤ VÀ BỆ TRỤ - PLAN VIEW OF PIER AND FOOTING PILE MẶT BẰNG BỆ TRỤ CỌC - PLAN VIEW OF FOOTING PILE AND PILE

- ĐỊNH VỊ, SỬ DỤNG BÚA RUNG LẮP ĐẶT ỐNG VÁCH CỌC KHOAN NHỒI (LOCATE, USING VIBRATORY HAMMER INSTALL STEEL CRIB) -TIẾN HÀNH KHOAN BẰNG MÁY KHOAN ĐẾN CAO ĐỘ THIẾT KẾ, SỬ DỤNG DUNG DỊCH BENTONITE ĐỂ ỔN ĐỊNH THÀNH HỐ KHOAN

(PROCEED DRILL THE PILES BY DRILLING MACHINE TO DESIGN ELEVATION, USING DRILLING FLUID SUCH AS BENTONITE TO STABILIZE THE WALL OF BORE)

- LẮP HẠ LỒNG CỐT THÉP, VỆ SINH LỖ KHOAN ( (INSTALLING CAGE (OF REINFORCEMENT), CLEAN THE DRILL)

- TIẾN HÀNH ĐỔ BÊ TÔNG CỌC, BÊ TÔNG ĐƯỢC CUNG CẤP TỪ XE TRỘN (POUR CONCRETE PILE, CONCRETE SUPPLY AS MIXING CAR)

THI CÔNG CỌC KHOAN NHỒI - CONSTRUCTIONBORED PILES

Excavate soil and rock inside the cofferdam using a clamshell crane to the design elevation.

- TIẾN HÀNH ĐỔ LỚP BÊ TÔNG BỊT ĐÁY BẰNG PHƯƠNG PHÁP VỮA DÂNG ĐỂ TẠO MẶT BẰNG THI CÔNG (POUR SEAL CONCRETE BY GROUT-UP METHOD)

- DÙNG MÁY BƠM ĐỂ BƠM HÚT NƯỚC RA NGOÀI HỐ MÓNG (REMOVE WATER BY PUMP)

- TIẾN HÀNH ĐẬP ĐẦU CỌC KHOAN NHỒI (BREAK THE CONCRETE OF TOP PILES)

- LÀM SẶCH MẶT BẰNG, ĐỔ LỚP BÊ TÔNG LÓT DÀY 10 CM (WASH THE SITE PLAN, POUR 10 CM CONCRETE LINING)

THI CÔNG VÒNG VÂY CỌC VÁN THÉP -CONSTRUCTION STEEL SHEET PILE

BƯỚC THI CÔNG BỆ TRỤ (PIER FOOTING CONSTRUCTION)

- LẮP DỰNG VÁN KHUÔN BỆ TRỤ (INSTALL PILE CAP SCAFFOLDING)

- TIẾN HÀNH ĐỔ BÊ TÔNG BỆ TRỤ, BÊ TÔNG ĐƯỢC CUNG CẤP TỪ XE TRỘN TRÊN HỆ XÀ LAN NỔI (PROCEED POUR PILE CAP CONCRETE, CONCRETE SUPPLY AS MIXING CAR ON FLOAT SYSTEM)

- LẮP DỰNG CỐT THÉP BỆ TRỤ VÀ THÉP CHỜ CỦA TRỤ (INSTALL PILE CAP REINFORCEMENT, PREPARE STATER REBAR OF PIER)

- THÁO DỠ VÁN KHUÔN BỆ TRỤ VÀ TIẾN HÀNH THI CÔNG THÂN TRỤ (UNINSTALL FORMWORK PILE CAP AND PROCEED CONSTRUCTION BODY PIER)

BƯỚC THI CÔNG THÂN TRỤ VÀ HOÀN THIỆN (BODY PIER CONSTRUCTION AND FINISHING)

- CHIA THÂN TRỤ THÀNH CÁC ĐỢT ĐỔ BÊ TÔNG (DEVIDED BODY PIER INTO POURING CONCRETE STAGES)

- LẮP ĐẶT ĐÀ GIÁO, CỐT THÉP, VÁN KHUÔN THÂN TRỤ (INSTALLING CENTRING, REINFORCEMENT, CASING FOR BODY PIER)

Tiến hành đổ bê tông thân trụ bằng xe trộn trên hệ sàn nổi Sau khi bê tông thân trụ đạt cường độ thiết kế, tiến hành tháo dỡ ván khuôn và hoàn thiện trụ cầu.

THI CÔNG TRỤ - CONTRUCTION PIER

THI CỐT ĐỐT K0 - CONSTRUCTION BOX K0

1 TIẾN HÀNH CHUẨN BỊ VẬT TƯ, THIẾT BỊ CHO THI CÔNG PROCEEDING WITH PREPARING MATERIALS AND EQUIPMENT FOR CONSTRUCTION

2 THI CÔNG LẮP HỆ ĐÀ GIÁO TAM GIÁC, ĐÀ GIÁO NGOÀI KHỐI K0 CỦA TRỤ T1, T2.

CONSTRUCTION AND INSTALLATION OF THE SYSTEM OF TRIANGLES AND THE OUTSIDE OF K0 OF T1 AND T2 PILLAR

3 LẮP DỰNG VÁN KHUÔN NGOÀI, CỐT THÉP CỦA KHỐI K0 INSTALLATION OF OUTER FORMWORK, REBAR OF BOX K0

4 LẮP ĐẶT HỆ ĐÀ GIÁO TRONG VÀ CHUẨN BỊ CÔNG TÁC ĐỔ BÊ TÔNG CÁC KHỐI K0 INSTALL INTERNAL SCAFFOLDING SYSTEM AND PREPARE THE CONCRETE WORK OF BOX K0

5 THI CÔNG ĐỔ BÊ TÔNG KHỐI K0 TRỤ T1,T2 POUR CONCRETE BLOCK K0 OF T1, T2

TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT TPHCM HCMC UNIVERSITY OF TECHNOLOGY AND EDUCATION FALCULTY OF CIVIL ENGINEERING - KHOA XÂY DỰNG

THI CÔNG ĐỐT HẪNG, ĐÀ GIÁO - CONSTRUCTION

23 THI CÔNG CÁC ĐỐT HẪNG

1 SAU KHI THI CÔNG XONG KHỐI ĐỈNH TRỤ K0 VÀ TIẾN HÀNH DỠ VÁN KHUÔN KHỐI ĐỈNH TRỤ AFTER EXECUTING THE TOP OF THE K0 BLOCK, REMOVE THE FORMWORK OF THE TOP BLOCK

2 VẬN CHUYỂN VÀ LẮP RÁP XE ĐÚC - CARRIAGE AND ASSEMBLY OF CASTING VEHICLES

3 ĐIỀU CHỈNH CAO ĐỘ, VỊ TRÍ HỆ VÁN KHUÔN NGOÀI, VÁN KHUÔN TRONG VÀ VÁN KHUÔN BẢN ĐÁY KHỐI K1 ADJUST THE HEIGHT, POSITION OF THE EXTERNAL FORMWORK SYSTEM, INNER FORMWORK AND BOTTOM FORMWORK BLOCK K1

4 LẮP ĐẶT CỐT THÉP BẢN ĐÁY, THÀNH DẦM VÀ BẢN MẶT CẦU THEO THIẾT KẾ INSTALLING REINFORCEMENT OF BOTTOM, WALL BEAM AND BRIDGE DECK AS DESIGNED

5 LẮP ĐẶT ỐNG GEN CÁP DƯL - INSTALLATION OF PRESTRESSED CABLE GEN TUBE

6 ĐỔ BÊ TÔNG KHỐI K1, BÊ TÔNG ĐƯỢC ĐỔ ĐỐI XỨNG QUA TIM CẦU TỪ GIỮA RA HAI BÊN POUR K1 CONCRETE CONCRETE IS POURED SYMMETRICALLY THROUGH THE CENTER OF THE BRIDGE FROM THE MIDDLE TO THE SIDES

7 BẢO DƯỠNG BÊ TÔNG KHỐI ĐÚC K1 - MAINTENANCE OF CAST CONCRETE K1

8 SAU 3 NGÀY BẢO DƯỠNG, TIẾN HÀNH LUỒN VÀ CĂNG KÉO CÁP DƯL - AFTER 3 DÁY OF MAINTENANCE, THREAD AND TENSION THE PRESTRESSED CABLE.

9 THÁO KÍCH, CẮT ĐẦU CÁP THỪA VÀ ĐỔ BÊ TÔNG ỐNG GEN - UNEAR JACK, CUT OFF THE EXCESS CABLE AND CONCRETIZE THE GENOME

10 THÁO DỠ VÁN KHUÔN VÀ DI CHUYỂN XE ĐÚC ĐẾN KHỐI K2 - DISMANTLE THE FORMWORK AND MOVE THE CASTING TRUCK TO K2

11 TRÌNH TỰ THI CÔNG CÁC KHỐI ĐÚC TIẾP THEO ĐƯỢC THỰC HIỆN TƯƠNG TỰ NHƯ TRÊN THE ORDER OF EXECUTION OF THE NEXT BLOCKS IS AS ABOVE

2 .GIA CỐ ĐẤT NỀN, LẮP DỰNG HỆ THỐNG ĐÀ GIÁO NGOÀI ĐỠ KHỐI ĐÚC REINFORCING GROUND, ERECTION OF EXTERNAL SCAFFOLDING SYSTEM SUPPORTS CAST BLOCKS

5 LẮP ĐẶT ỐNG GEN CÁP DƯL INSTALLATION OF PRESTRESSED CABLE GEN TUBE

6 THI CÔNG ĐỔ BÊ TÔNG KHỐI TRÊN ĐÀ GIÁO.

POUR CONCRETE BLOCK K0 OF SCAFFOLDING

7 BẢO DƯỠNG BÊ TÔNG KHỐI ĐÚC - MAINTENANCE OF CAST CONCRETE

8 SAU 3 NGÀY BẢO DƯỠNG, TIẾN HÀNH LUỒN VÀ CĂNG KÉO CÁP DƯL - AFTER 3 DÁY OF MAINTENANCE, THREAD AND TENSION THE

BƯỚC THI CÔNG CÁC KHỐI TRÊN ĐÀ GIÁO CONSTRUCTION BLOCKS OF SCAFFOLDING

THI CÔNG HỢP LONG BIÊN - CONSTRUCTION BLOCKS OF FORM TRAVELLE

2 DI CHUYỂN XE ĐÚC VÀO VỊ TRÍ KHỐI ĐÚC HỢP LONG NHỊP BIÊN MOVE THE CASTING TRUCK INTO THE LOCATION OF FORM TRAVELLE

5 THI CÔNG ĐỔ BÊ TÔNG KHỐI HỢP LONG BIÊN.

POUR CONCRETE BLOCK K0 OF FORM TRAVELLE

8 TIẾN HÀNH THÁO DỠ ĐÀ GIÁO+VÁN KHUÔN, XE ĐÚC CONDUCT DISMANTLING FORMWORK, SCAFFOLDING AND CASTING TRUCK

THI CÔNG HỢP LONG GIỮA - CONSTRUCTION CONNECT THE MIDDLE FRAMING

2 DI CHUYỂN XE ĐÚC VÀO VỊ TRÍ KHỐI ĐÚC HỢP LONG NHỊP GIỮA MOVE THE CASTING TRUCK INTO THE LOCATION OF FORM MIDDLE

5 THI CÔNG ĐỔ BÊ TÔNG KHỐI HỢP LONG GIỮA.

POUR CONCRETE BLOCK K0 OF FORM MIDDLE

8 TIẾN HÀNH THÁO DỠ ĐÀ GIÁO+VÁN KHUÔN, XE ĐÚC CONDUCT DISMANTLING FORMWORK, SCAFFOLDING AND CASTING TRUCK

Tiêu đề	Thiết kế cầu BTCT DUL nhịp liên tục thi công bằng phương pháp đúc hẫng cân bằng
Tác giả	Trịnh Đức Huy
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Trọng Tâm, TS. Nguyễn Huỳnh Tấn Tài
Trường học	Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Thành phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Xây Dựng
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp
Năm xuất bản	2022
Thành phố	Thành phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	124
Dung lượng	25,4 MB