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

QUY MÔ VÀ TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT

TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ

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

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

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

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

- Thời gian thi công ngắn;

- Thuận tiện cho công tác duy tu bảo dưỡng;

- Giá thành xây lắp thấp

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

- Đường cấp III miền núi với vận tốc v = 60 km/h

1.1.5 Tải trọng thiết kế a Sử dụng cấp tải trọng theo quy trình thiết kế cầu TCVN 11823-2017

Hoạt tải thiết kế HL93 Tải trọng người 3 kN/m 2 b Hệ số tải trọng

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

Sông thông thuyền cấp II, khổ thông thuyền BxH = 60x9m, tính từ mực nước thông thuyền

1.1.7 Tần suất lũ thiết kế

- Tần suất lũ thiết kế cầu : H4%

SVTH : NGUYỄN SĨ TIẾN-MSSV : 18127057 Trang 2 1.1.8 Nhiệm vụ đồ án tốt nghiệp

- Kết cấu nhịp chính (bao gồm : dầm chủ, cáp, dây văng,…)

- Kết cấu tháp (bao gồm thân tháp,…)

- Các kết cấu phụ ( neo tạm, neo tháp,,,)

ĐẶC ĐIỂM TỰ NHIÊN KHU VỰC XÂY DỰNG

ĐIỀU KIỆN ĐỊA HÌNH ĐỊA MẠO

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

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

+ Lớp 1 : lớp bùn, xà bần ở đáy sông, có độ dày trung bình từ 0.5 đến 2m + Lớp 2 : Lớp đất có thành phần là Sét màu nâu đỏ , nâu vàng, xám xanh, trạng thái nữa cứng.Lớp này có bề dày trung bình 2 dến 8m, một số chỉ tiêu cơ lí của 2 lớp như sau :

Chỉ tiêu Đơn vị Giá trị trung bình Độ ẩm W % 31.6

Giới hạn chảy dẻo Wp % 29.8

Cường độ kháng cắt không thoát nước kN/m 2 39.1

Giá trị N của SPT (búa/30cm) 16-27

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

Giới hạn chảy dẻo Wp % 26.9

Cường độ kháng cắt không thoát nước kN/m 2 15.1

SVTH : NGUYỄN SĨ TIẾN-MSSV : 18127057 Trang 3

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

Cường độ kháng cắt không thoát nước kN/m 2 2

+ Lớp 5 : Lớp đất có thành phần là Cát hạt nhỏ lẫn sỏi sạn, màu đỏ, trạng thái cứng Lớp này có bề dày vô hạn, một số chỉ tiêu cơ lý của lớp 4 như sau :

Cường độ kháng cắt không thoát nước kN/m 2 2

2.2 ĐIỀU KIỆN KHÍ TƯỢNG THỦY VĂN

- Vùng Đông nam bộ nói chung và Bình Phước nói riêng nằm trong miền khí hậu nhiệt đới gió mùa cận xích đạo, có nền nhiệt cao đều quanh năm, ít gió bão, không có mùa đông lạnh

- Nhiệt độ cao đều, nhiệt độ bình quân 26 0 , cao nhất là 31.7 0 và thấp nhất là 21.5 0

- Độ ẩm bình quân là 80.8%/năm , độ ẩm thấp nhất là 53.2%/năm

2.2.4 Các thông số về thủy văn

Giả thiết cao độ mực nước :

PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ

NHIỆM VỤ THIẾT KẾ

- Thiết kế một cây cầu vĩnh cửu vượt sông trên đường ô tô với số liệu sau : + Mặt cắt ngang và số liệu địa chất như hình vẽ, chiều rộng lòng sông khoảng 300 m + Khổ cầu : G = 20.9m

+ Quy trình thiết kế: TCVN 11823-2017 + Tải trọng thiết kế : HL93

+ Tần suất lũ thiết kế P=4%

+ Vận tốc thiết kế V = 60 Km/h + Sông thông thuyền cấp II

SƠ LƯỢC VỀ CẦU EXTRADOSED

Cầu Extradosed có đòn bẩy nhỏ hơn cầu dầm nhưng lớn hơn cầu dây văng, nên tĩnh tải nhỏ hơn cầu dầm Cầu có kiến trúc thấp thích hợp cho cầu vượt đô thị, trụ tháp thấp cho cầu hạn chế chiều cao Cột tháp nhỏ và hệ cáp đơn giản giúp lắp đặt và bảo dưỡng dễ dàng Cáp văng biên ngoài không cần neo xuống mố như cầu dây văng vì hệ dầm có độ cứng lớn Dầm cứng và cáp dự ứng lực làm việc chung, phân phối nội lực đồng đều, tận dụng khả năng vật liệu Ngoại hình giống cầu dây văng cột thấp nhưng nhịp cầu làm việc như cầu dầm cứng, khả năng vượt nhịp kém hơn cầu dây văng.

Về công nghệ thi công Cầu Extradosed thường là kết cấu dầm bê tông cốt thép dự ứng lực kết hợp với hệ dây và tháp thấp cho nên về cơ bản có thể dùng các công nghệ xây dựng tương tự

SVTH : NGUYỄN SĨ TIẾN-MSSV : 18127057 Trang 4 như của cầu dầm bê tông cốt thép dự ứng lực, ví dụ công nghệ đúc hẫng, lắp hẫng dầm đồng thời căng các cáp treo xiên gần giống như thi công cầu dây văng nhưng đơn giản hơn.

GIẢI PHÁP THIẾT KẾ

3.3.1 Căn cứ thành lập giải pháp thiết kế

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

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

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

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

- Cầu được bố trí nằm ngang và tiếp nối với đường thẳng

+ Cầu chính gồm 3 nhịp, bố trí theo sơ đồ 75+120+75 m, kết cấu dầm hộp liên tục, thi công theo công nghệ đúc hẫng cân bằng

Các thông số như sau :

Các thông số Giá trị Đơn vị blx 2x7.5 M ble 1 M blc 2x0.25 M

Hình 3.1Bố trí chung cầu

THIẾT KẾ KẾT CẤU NHỊP

CĂN CỨ LỰA CHỌN

4.1.1 Căn cứ lựa chọn kết cấu nhịp

- Đối với kết cấu nhịp liên tục thì ở khu vực đỉnh trụ đồng thới với trị số moment nội lực còn phát sinh lực cắt có trị số lớn Vì vậy theo tiêu chuẩn, chiều cao mặt cắt dầm tại đỉnh trụ thường chọn là khoảng Hmax = 1/35L; và ở mặt cắt giữa nhịp thường chọn Hmin=1/55L để phù hợp với yêu cầu chịu lực Và chiều cao nhỏ nhất không nhỏ hơn 2m để tạo điều kiện cho công tác thi công lòng hộp

- Chiều rộng cầu B 9m nên bố trí dầm hộp 3 khoang

- Chiều dày sườn phải thỏa yêu cầu chịu lực cắt, đồng thời thi công dễ dàng và đủ diện tích chứa cáp dự ứng lực uốn cong của sườn dầm chọn khoảng 35cm đến 45cm

Chiều dày bản đáy phụ thuộc vào yêu cầu chịu lực của dầm Để đảm bảo khả năng chịu lực ổn định, chiều dày bản đáy thường tối thiểu là 20cm, cho phép bố trí cốt thép thường Ngoài ra, chiều dày bản đáy phải lớn hơn một nửa chiều dày sườn dầm Yêu cầu này đảm bảo sự cân bằng trong phân bố ứng suất và đảm bảo độ bền vững của dầm.

- Chiều dày bản mặt cầu theo 7.2.4 TCVN 11923-9:2017 thì không được mỏng hơn 175mm không kể lớp mặt dự phòng tổn thất do mài mòn nếu có

- Tỉ lệ nhịp biên/ nhịp giữa = (0.6-0.8)L

4.1.2 Căn cứ lựa chọn chiều cao tháp

- Đảm bảo liên kết giữa cáp và tháp

- Đảm bảo khả năng chịu lực

- Chiều cao tháp thấp hơn ở cầu dây văng, chiều cao kinh nghiệm là H =(1/12-1/13)L

LỰA CHỌN KẾT CẤU NHỊP

4.2.1 Kích thước kết cấu nhịp

- Dầm chủ là dầm hộp 3 khoang

- Dầm chủ được chế tạo bằng BTCT DƯL có :

+ Hệ số poisson: 0.2 theo 4.2.5 TCVN 11823-5:2017

+ Hệ số giản nở nhiệt 1.08 × 10 −5 1/ 0 𝐶 theo 4.2.2 TCVN 11823-5:2017

+ Trọng lượng riêng theo bảng 6 TCVN 11823-3:2017

+ Modun đàn hồi theo 4.2.4 TCVN 11823-5:2017

Hệ số hiệu chỉnh nguồn cốt liệu được mặc định là 1, trừ khi có các thí nghiệm cơ lý xác nhận khác và được cơ quan có thẩm quyền phê duyệt.

Wc : tỉ trọng của bê tông (kg/m 3 ); theo Bảng 6 TCVN 11823-3:2017 f'c : cường độ nén quy định của bê tông (MPa)

- Chiều cao kết cấu nhịp :

+ Chiều cao tại mặt cắt đỉnh trụ : Hmax = 4.5 m + Chiều cao tại mặt cắt hợp long : Hmin = 2 m

- Chiều dày thành hộp 600mm

- Chiều dày bản đáy dầm thay đổi:ở vị trí trụ dày 800 mm, ở đốt hợp long 250 mm

4.2.2 Phương trình đường cong đáy dầm

- Đường cong đáy dầm có dạng parapol có phương trình 𝑦 = 𝑎𝑥 2 + 𝑏𝑥 + 𝑐 Để đơn giản ta đưa về dạng 2 đường cong parapol đối xứng qua mép đốt hợp long như hình sau

Gốc tọa độ tại mép đốt hợp long

→ Tọa độ các đốt dầm như sau (làm tròn tới đơn vị mm) : x 4000 8000 12000 16000 20000 24000 28000 y 14 57 128 228 356 513 698 x 32000 36000 40000 44000 47000 50000 53000 y 911 1153 1424 1723 1966 2225 2500

4.2.3 Phương trình đường cong thay đổi chiều dày bản đáy

- Làm tương tự như khi tìm phương trình đường cong đáy dầm

→ Tọa độ các đốt dầm như sau (làm tròn tới đơn vị mm) : x 4000 8000 12000 16000 20000 24000 28000 y 11 44 100 178 278 400 544 x 32000 36000 40000 44000 47000 50000 53000 y 711 900 1111 1344 1533 1735 1950

- Công tác phân chia đốt dầm tùy thuộc vào năng lực xe đúc Ta có thể chia như sau :

+ Đốt K5 đến K14 có chiều dài 4m

+ Đốt hợp long K15 có chiều dài 2m

+ Đốt đúc trên đà giáo K16 có chiều dài 14m

4.5.2 Tính toán đặc trưng hình học của các mặt cắt

Chi tiết mặt cắt Bảng tổng hợp kích thước mặt cắt làm tròn tới hàng đơn vị (mm)

4.5.2.2 Tính toán đặc trưng hình học

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

+ AI : Diện tích mặt cắt

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

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

∑ 𝐴 𝑖 : Vị trí TTH dầm đến biên dưới dầm + 𝑦 𝑡 = 𝐻 − 𝑦 𝑑 : Vị trí TTH dầm đến biên trên dầm

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

𝑦 𝑑 : Moment tĩnh thớ dưới dầm

𝑦 𝑡 : Moment tĩnh thớ trên dầm

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

+ f’c = 45 MPa + Hệ số poisson : 0.2 + Hệ số giãn nở nhiệt : 1.08e -5 1/ 0 C

+ Trọng lượng riêng :𝛾 𝑐 = 2240 + 2.29𝑓 𝑐 ′ = 2343 𝑘𝑁/𝑚 3 + Modul đàn hồi :

- Cáp dự ứng lực có :

+ Bố trí mỗi bên 6 cáp văng đôi.

MÔ HÌNH HÓA KẾT CẤU

TẢI TRỌNG – TỔ HỢP TẢI TRỌNG

- Quy trình thiết kế đường ô tô : TCVN 4054-2005

- Quy trình thiết kế cầu : TCVN 11823-2017

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

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

5.1.4 Vật liệu thiết kế ( 11823-5-2017) a Bê tông dầm

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

+ Trọng lượng riêng : 𝛾 𝑐 = 2240 + 2.29𝑓 𝑐 ′ = 2240 + 2.29 × 50 = 2353.5 𝑘𝑁/𝑚 2 + Modul đàn hồi:

𝐸 𝑐 = 0.0017𝐾 1 𝑊 𝑐 2 𝑓 𝑐 0.33 = 0.0017 × 2353.5 2 × 50 0.33 = 34240.29𝑀𝑃𝑎 34240290 𝑘𝑁/𝑚 2 + Cường độ chịu phá hoại

- Sử dụng cáp cường độ cao loại bó xoắn 7 sợi của hãng VSL có các chỉ tiêu như sau : + Đường kính danh định : 15.2mm có As = 140 mm 2

+ Modul đàn hồi : E = 197000MPa = 197000000 kN/m 2 + Cường độ kéo đứt : fu = 1860 MPa

+ Giới hạn chảy : fy = 0.9fu = 1674 MPa c Thép

- Các chỉ tiêu vật lí chủ yếu : + Modul đàn hồi : E = 200000 MPa + Giới hạn chảy : fy = 400 MPa

5.1.5 Tổ hợp tải trọng a.Sử dụng cấp tải trọng theo quy trình thiết kế cầu TCVN 11823:2017

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

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

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

- Hoạttải LL :𝛾 𝐿𝐿 = 1.75 c Hệ số xung kích

- IM = 1.33 d Tổ hợp tải trọng

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

- Trạng thái giới hạn cường độ :

93K-CD1 = 1.25DC+1.5DW+1.75(HL93K+IM)+1.75(NGUOI+LAN) 93M-CD1 = 1.25DC+1.5DW+1.75(HL93K+IM)+ 1.75(NGUOI+LAN) 93S-CD1 = 1.25DC+1.5DW+0.9x1.75(HL93K+IM)+ 1.75(NGUOI+LAN)

- Trạng thái giới hạn sử dụng :

93K-SD1 = 1DC+1DW+1HL93K+IM)+1(NGUOI+LAN) 93M-SD1 = 1DC+1DW+1HL93K+IM)+1(NGUOI+LAN) 93S-SD1 = 1DC+1DW+0.9x1(HL93K+IM)+1(NGUOI+LAN)

NỘI LỰC TĨNH TẢI

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

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

Hình : chi tiết các đốt dầm

-Từ bảng DTHH của các đốt dầm, ta tính được trọng lượng của các đốt như sau :

L F 1 F 2 F tb DC tc DC tt m m 2 m 2 m 2 kN/m 3 (kN/m) (kN/m)

5.2.2 Tĩnh tải giai đoạn 2 a Trọng lượng lan can

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

- Trọng lượng rải đều của chân lan can được tính như sau :

0.13 : diện tích mặt cắt chân lan can b Trọng lượng lớp phủ mặt cầu

- Cấu tạo lớp phủ mặt cầu

STT Cấu tạo Chiều dày (m) 𝛾 𝑎 (𝑘𝑁/𝑚 3 ) P (kN/m 2 )

- Bề rộng lớp phủ mặt cầu Blp = 17m

Trọng lượng lớp phủ mặt cầu : DW = 17x1.7(.9 kN/m c Tải trọng dải phân cách

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

Trọng lượng dải phân cách

𝑞 𝑝𝑐 = 2 × 𝑆 𝑝𝑐 × 𝛾 𝑝𝑐 = 2 × 0.077 × 25 = 3.85 𝑘𝑁/𝑚 d Tổ hợp tải trọng tĩnh tải giai đoạn 2

NỘI LỰC GIAI ĐOẠN THI CÔNG

5.3.1 Nguyên tắc tính toán và tổ hợp tải trọng

- Khi tính toán nội lực và thi công kết cấu bằng phương pháp đúc hẫng, kết cấu được coi như làm việc trong giai đoạn đàn hồi và chấp nhận nguyên lý cộng tác dụng mà lấy kết quả trực tiếp từ các tổ hợp tải trọng trong chương trình

- 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:

• Giai đoạn I : Thi công khối K0 trên đỉnh trụ

- Sau khi hoàn tất các công tác thi công mố, trụ và tháp cầu, ta tiến hành lắp đặt đà giáo đúc hẫng neo vào thân trụ T2,T3 để tiến hành thi công khối dầm K0 trên đỉnh trụ T2,T3

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

• Giai đoạn II : Thi công đúc hẫng đối xứng các đốt qua trụ ( từ đốt K1-K14)

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

- Tải trọng tác dụng bao gồm : + Trọng lượng bản thân các đốt bê tông Ở giai đonạ này chúng ta sẽ phân ra hai trường hợp là trọng lượng bản thân bê tông ướt và trọng lượng bản thân sau khi đã thành kết cấu + Trọng lượng 2 xe đúc đối xứng ( bao gồm cả ván khuôn)

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

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

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

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

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

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

+ Các tải trọng tác dụng bao gồm : o Trọng lượng bản thân của đốt hợp long biên o Trọng lượng ván khuôn và hệ đà giáo treo để hợp long biên o Tải trọng thi công rải đều o Đối với xe đúc: có thể dỡ xe đúc hợp long biên hoặc dời xe đúc lại 1 đốt để thuận tiện trong quá trình thi công, tùy vào chiều dài kết cấu nhịp và chuyển vị của đầu hẫng do tải trọng xe đúc ở phía giữa nhịp gây ra

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

Trong giai đoạn này, ván khuôn ở thành bên của đốt hợp long được tháo ra và căng cáp DUL nhóm 2 ở bản đáy của nhịp biên Sau đó, tiếp tục tháo ván khuôn đáy của đốt hợp long và dỡ bỏ xe đúc (nếu chưa thực hiện trước đó) Như vậy, kết cấu sẽ chịu tác động của hai lực tập trung hướng lên trên đặt tại hai đầu đốt hợp long Lực dự ứng của cáp nhóm biên sẽ làm cong vồng nhịp biên, khiến tải trọng bản thân của phần đúc trên đà giáo và tải trọng thi công rải đầu vốn tác dụng lên đà giáo trước đây chuyển sang kết cấu nhịp vừa được nối, hình thành sơ đồ khung siêu tĩnh.

• Giai đoạn V : Thi công đốt hợp long giữa nhưng bê tông chưa đông cứng

Tới khi đó sẽ tiến hành lắp ván khuôn hợp long nhịp giữa Đổ bê tông từng nhịp giữa Sơ đồ kết cấu vẫn là 2 hệ thống riêng biệt như ban đầu Mỗi nhịp sẽ chịu một nửa tải trọng.

- Tải trọng tác dụng : o Trọng lượng ván khuôn và thiết bị hợp long giữa ( xe đúc hoặc hệ đà giáo treo) o Trọng lượng bản thân đốt hợp long

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

- Trong giai đoạn này ván khuôn thành bên đã được tháo dỡ, các cáp DUL nhịp giữa đã được đặt và căng xong, xe đúc đã rút đi, ván khuôn đáy hợp long đã được tháo dỡ

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

• Giai đoạn VII : Giai đoạn khai thác

- Sơ đồ kết cấu : Dầm liên tục 3 nhịp

- Tải trọng tác dụng : o Tải trọng bản thân o Tĩnh tải giai đoạn 2 (lan can, lớp phủ) o Hoạt tải xe + tải trọng làn o Hoạt tải người

5.3.2 Xác định tải trọng giai đoạn thi công a Tải trọng xe đúc: Dựa vào khối lượng từng đốt, ta chọn loại xe đúc 130 tấn, độ lệch tâm của tải trọng xe đúc và điểm đặt lực là e = 2.5m (theo TEDI thì năng lực của xe đúc cho dầm cao 5m và bề rộng dầm lên tới 23.5m).Vậy tải trọng do xe đúc gây ra là :

My = -1300x2.5 = -3250 kN.m Đối với các đốt hợp long biên trái, phải và giữa ta sử dụng hệ đà giáo treo để thi công ( không dùng xe đúc do bị vướng của hệ đà giáo đoạn đúc trên đà giáo), vì vậy lúc này toàn bộ các xe đúc sẽ được dỡ bỏ.Vậy ta có các loại tải trọng xe đúc như sau :

BẢNG TÔNG HỢP TẢI TRỌNG XE ĐÚC STT TC Đốt NHÓM VỊ TRÍ ĐẶT F Z (Kn) M Y (kNm)

14 K14 XD14 K13 -1300 -3250 b.Tải trọng bê tông ướt

Tải trọng bê tông ướt bao gồm tải trọng bê tông dầm khi chưa đông cứng và tải trọng đặt trên các đốt dầm đã thi công trước đó Lực cắt tác động lên dầm chính là trọng lượng bản thân của dầm, trong khi moment là tích của tải trọng và nửa chiều dài đốt dầm.

KIỂM TOÁN DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN THI CÔNG

- Khác với các cầu thi công bằng phương pháp đổ tại chỗ hay lắp ghép chỉ chịu tải trọng khi khai thác, các cầu thi công bằng phương pháp đúc hẫng như cầu đúc hẫng, cầu dây văng, cầu Extradosed còn chịu ảnh hưởng của các tải trọng thi công trong giai đoạn thi công, vì vậy ngoài việc kiểm toán ở giai đoạn sử dụng thì còn cần phải kiểm toán trong giai đoạn thi công để đảm bảo việc thi công an toàn Kiểm toán cầu giai đoạn thi công sẽ được dùng tổ hợp sử dụng, tải trọng gây ra là toàn bộ tải trọng tác dụng lên cầu ở giai đoạn thi công

- Giới hạn ứng suất: Theo 14.2.3.2 TCVN 11823-5:2017, đối với cầu xây dựng phân đoạn có giới hạn ứng suất sau:

+ Ứng suất kéo: 0.25√𝑓′ 𝑐 = 0.25 × √50 = 1.768 𝑀𝑃𝑎 + Ứng suất nén: 0.45𝑓′ 𝑐 = 0.45 × 50 = 22.5 𝑀𝑃𝑎

6.2.2 Kiểm toán bằng biểu đồ ứng suất Ở đây ta chỉ kiểm toán tại bước thi công có ứng suất lớn nhất, các bước thi công còn lại sẽ được kiểm toán ở phụ lực Dựa vào sự phát triển của biểu đồ moemnt giai đoạn thi công, ta xác định được bước có ứng suất lớn nhất là bước 12: Nối liền kết cấu nhịp Ứng suất thớ trên

SVTH : NGUYỄN SĨ TIẾN-MSSV : 18127057 Trang 32 Ứng suất thớ dưới

6.2.3 Kiểm toán bằng giá trị tính toán

Ngoài việc kiểm toán bằng biểu đồ, Midas còn có thể kiểm toán ứng suất từng mặt cắt trong từng giai đoạn thi công.Ở phần kiểm toán này, Midas sẽ kiểm toán dựa trên tiêu chuẩn AASHTO

- Element : Phần tử kiểm toán

- Part (i/J) : Mặt cắt kiểm toán

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

- Compression/Tendon : 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

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

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

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

- FBL : Bottom Left Fiber (kN/m 2 ) : Ứng suất thớ dưới biên trái dầm

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

ALW (kN/m 2 ) : Giới hạn ứng suất được midas tính ra theo tiêu chuẩn ASSHTO – LRFD 12

Mặt cắt Gối Đỉnh trụ Giữa nhịp

Comp/Tens Comp Tens Comp Tens Comp Tens

CHECK OK OK OK OK OK OK

KIỂM TOÁN DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN KHAI THÁC

Biểu đồ Moment tĩnh tải giai đoạn 2

MOMENT TĨNH TẢI GIAI ĐOẠN 2

MẶT CẮT M tc (kN.m) M tt (kN.m) MẶT CẮT M tc (kN.m) M tt (kN.m)

27(đỉnh) -46913.6 -70370.4 b Lực cắt : Q tt = 1.5Q tc (kN.m)

Biểu đồ lực cắt tĩnh tải giai đoạn 2

LỰC CẮT TĨNH TẢI GIAI ĐOẠN 2

MẶT CẮT Q tc (kN) Q tt (kN) MẶT CẮT Q tc (kN) Q tt (kN)

7.1.2 Hoạt tải xe 3 trục HL93K a Moment M tt = 1.75 M tc

27(đỉnh) -12670.96 -22174.18 Đường ảnh hưởng moment đỉnh trụ

SVTH : NGUYỄN SĨ TIẾN-MSSV : 18127057 Trang 36 Đường ảnh hưởng moment giữa nhịp

Biểu đồ bao moment hoạt tải HL93K b Lực cắt : Q tt = 1.5Q tc (kN.m)

LỰC CẮT XE 3 TRỤC Q- HL93K

27(đỉnh) -835.14 -1461.50 Đường ảnh hưởng lực cắt đỉnh trụ Đường ảnh hưởng lực cắt giữa nhịp

Biểu đồ bao lực cắt hoạt tải HL93K

7.1.3 Hoạt tải xe 2 trục HL93M a Moment M tt = 1.75 M tc

Biểu đồ bao moment hoạt tải HL93M b.Lực cắt : Q tt = 1.5Q tc (kN.m)

LỰC CẮT XE 2 TRỤC Q- HL93M

Biểu đồ bao lực cắt hoạt tải HL93M

SVTH : NGUYỄN SĨ TIẾN-MSSV : 18127057 Trang 41 7.1.4 Hoạt tải 2 xe cách nhau 15m HL93S a Moment M tt = 0.9x1.75 M tc

26 -15344.12 -24166.99 27(đỉnh) -23537.13 -37070.98 Đường ảnh hưởng moment đỉnh trụ

Biểu đồ bao moment hoạt tải HL93S b Lực cắt Q tt = 0.9x1.75 Q tc

LỰC CẮT XE HL93S Q- HL93S

Biểu đồ bao lực cắt hoạt tải HL93S

SVTH : NGUYỄN SĨ TIẾN-MSSV : 18127057 Trang 44 7.1.5 Tải trọng làn a Moment M tt = 1.75 M tc

26 -18167.89 -31793.81 27(đỉnh) -33237.42 -58165.49 Đường ảnh hưởng moment đỉnh trụ

Biểu đồ bao moment lane b Lực cắt Q tt = 1.75 Q tc

LỰC CẮT TẢI TRỌNG LANE

Biểu đồ bao lực cắt tải trọng lane

SVTH : NGUYỄN SĨ TIẾN-MSSV : 18127057 Trang 47 7.1.6 Tải trọng người a Moment M tt = 1.75 M tc

Biểu đồ bao moment tải trọng người b Lực cắt Q tt = 1.75 Q tc

LỰC CẮT TẢI TRỌNG NGƯỜI

MẶT CẮT Qtc (kN) Qtt(kN) MẶT CẮT Qtc (kN) Qtt(kN)

Biểu đồ bao lực cắt tải trọng người

SVTH : NGUYỄN SĨ TIẾN-MSSV : 18127057 Trang 50 7.2 TỔ HỢP NỘI LỰC

Theo TCVN 11823:2017, ta có các tổ hợp nội lực theo 2 THGH sau :

93K-CD1 = 1.25DC+1.5DW+1.75(HL93K + IM) +1.75Lane+1.75Nguoi 93M-CD1 = 1.25DC+1.5DW+1.75(HL93M + IM) +1.75Lane+1.75Nguoi 93S-CD1 = 1.25DC+1.5DW+0.9x1.75(HL93S + IM) +0.9x1.75Lane+1.75Nguoi

Hệ số co ngót-từ biến :1.25 (Bảng 5 TCVN 11823-3:2017)

93K-SD1 = DC+DW+(HL93K + IM) +Lane+Nguoi 93M-SD1 = DC+DW+(HL93M + IM) +Lane+Nguoi 93S-SD1 = DC+DW+0.9(HL93S + IM) +0.9Lane+Nguoi

Hệ số co ngót-từ biến :1

• Chú ý : Tendon Primary không dùng trong THGHCD

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

7.2.1.1 Hoạt tải xe 3 trục HL93K

93K-CD1 = 1.25DC+1.5DW+1.75(HL93K + IM) +1.75Lane+1.75Nguoi

Tổ hợp tải trọng xe 3 trục TTGHCD1

Biểu đồ bao moment hoạt tải xe 3 trục TTGHCD1

Biểu đồ bao lực cắt hoạt tải xe 3 trục TTGHCD1

TỔ HỢP NỘI LỰC XE 3 TRỤC TTGHCD1

MẶT CẮT M(kN.m) Q(kN) MẶT CẮT M(kN.m) Q(kN)

7.2.1.2 Hoạt tải xe 2 trục HL93M

93M-CD1 = 1.25DC+1.5DW+1.75(HL93M + IM) +1.75Lane+1.75Nguoi

Tổ hợp tải trọng xe 2 trục TTGHCD1

Biểu đồ bao moment hoạt tải xe 2 trục TTGHCD1

Biểu đồ bao lực cắt hoạt tải xe 2 trục TTGHCD1

TỔ HỢP NỘI LỰC XE 2 TRỤC TTGHCD1

7.2.1.3 Hoạt tải 2 xe 3 trục HL93S

93S-CD1 = 1.25DC+1.5DW+0.9x1.75(HL93S + IM) +0.9x1.75Lane+1.75Nguoi

Tổ hợp tải trọng 2 xe 3 trục TTGHCD1

Biểu đồ bao moment hoạt tải 2 xe 3 trục TTGHCD1

Biểu đồ bao lực cắt hoạt tải 2 xe 3 trục TTGHCD1

TỔ HỢP NỘI LỰC 2 XE 3 TRỤC TTGHCD1

7.2.2 Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn sử dụng

7.2.2.1 Hoạt tải xe 3 trục HL93K

93K-SD1 = DC+DW+(HL93K + IM) +Lane+Nguoi

Tổ hợp tải trọng xe 3 trục TTGHSD1

Biểu đồ bao moment hoạt tải xe 3 trục TTGHSD1

Biểu đồ bao lực cắt hoạt tải xe 3 trục TTGHSD1

TỔ HỢP NỘI LỰC XE 3 TRỤC TTGHSD1

7.2.2.2 Hoạt tải xe 2 trục HL93M

93M-SD1 = DC+DW+(HL93M + IM) +Lane+Nguoi

Tổ hợp tải trọng xe 2 trục TTGHSD1

Biểu đồ bao moment hoạt tải xe 2 trục TTGHSD1

Biểu đồ bao lực cắt hoạt tải xe 2 trục TTGHSD1

TỔ HỢP NỘI LỰC XE 2 TRỤC TTGHSD1

7.2.2.3 Hoạt tải 2 xe 3 trục HL93S

93S-SD1 = DC+DW+0.9(HL93S + IM) +0.9Lane+Nguoi

Tổ hợp tải trọng 2 xe 3 trục TTGHSD1

Biểu đồ bao moment hoạt tải 2 xe 3 trục TTGHSD1

Biểu đồ bao lực cắt hoạt tải 2 xe 3 trục TTGHSD1

TỔ HỢP NỘI LỰC 2 XE 3 TRỤC TTGHSD1

7.3 TÍNH TOÁN MẤT MÁT ỨNG SUẤT CÁP DỰ ỨNG LỰC

Do nhiều nguyên nhân, ứng suất cáp DUL sau khi căng kéo không còn giữ được nguyên ứng suất ban đầu khi tính toán, vì vậy ta phải tính được ứng suất của cáo khi làm việc ( sau khi mất toàn bộ mất mát ứng suất ) để sử dụng kiểm toán dầm giai đoạn khai thác Các mất mát ứng suất trong cầu bê tông cốt thép DUL căng sau gồm :

+ Mất mát do ma sát ∆f𝑝𝐹+ Mất mát do ma sát (∆𝑓 𝑝𝐹 ) + Mất mát do tụt neo (∆𝑓 𝑝𝑇 )

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

• Mất mát theo thời gian :

+ Mất mát do co ngót (∆𝑓 𝑝𝑆𝑅 )

+ Mất mát do từ biến (∆𝑓 𝑝𝐶𝑅 )

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

7.3.1 Tính toán mất mát ứng suất do ma sát

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

• Tính toán : Mất mát ứng suất do ma sát được tính theo điều 5.9.5.2.2b-1 TCVN 272-05)

𝑓 𝑝𝑗 : Ứng suất trong thép DUL khi kích (MPa) x : Chiều dài bó thép DUL đo từ đầu kích đến điểm bất kì đang xem xét (mm)

L1 : Chiều dài đoạn cáp thẳng

L2 : Chiều dài đoạn cáp cong

K : Hệ số ma sát lắc ( trên mỗi mm của bó thép ) được viết là mm -1

𝛼 : Tổng của giá trị tuyệt đối của thay đổi góc của đường trục cáp thép DUL tính từ đầu kích hoặc từ đầu kích gần nhất nếu thực hiện căng cả hai đầu, đến điểm đang xem xét (RAD) e : Cơ số loogarit tự nhiên (Nape)

7.3.2 Mất mát ứng suất do tụt đầu 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 được tính như sau :

Sơ đồ 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 3-10 mm, thường là 6 mm Căng một đầu tính với 1∅ ( kể cả căng 2 đầu nhưng không luân phiên ) Căng 2 đầu luân phiên tính với 2∅

𝐿𝐸 𝑃 Chỉ tính khi trên toàn bộ sợi cáp không có ma sát với thành ống, do đó ∅𝑓 𝑃𝐴 chỉ kể vào khu vực đầu dầm

2; L càng gần x thì càng chính xác

7.3.3 Tính toán ứng suất do co ngắn đàn hồi

- Nguyên nhân : Do sự co ngắn của cáp ngay sau khi căng kích làm giảm ứng suất trong cáp

- Tính toán : Đối với cấu kiện DUL kéo sau, mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi được tính theo điều 5.9.5.2.3b-1 22TCVN272-05

N : Số lần căng cáp có đặc trưng hoàn toàn giống nhau căng tại các thời điểm khác nhau làm cho dầm biến dạng

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

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

𝑀 𝐷𝐶 + 𝑀 𝐶𝐿𝐿 + 𝑀 𝐶𝐸 : Moment do trọng lượng 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 thép ứng suất trước

Eci : Cường độ của bê tông theo thời gian : 𝐸 𝑐𝑖 = 0.0017𝐾 1 𝛾 𝑐 2 𝑓 𝑐 ′0.33

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

Nguyên nhân : Do sự co ngót của bê tông theo thời gian làm cáp DUL bị chùng lại dẫn đến giảm ứng suất cáp

Tính toán : Đối với cấu kiện kéo sau, mất mát ứng suất được tính theo 5.9.5.4.2-2 TCVN

H : Độ ẩm tương đối của môi trường

Với độ ẩm nước ta khá ẩm, chọn giả thiết khoảng 80 %

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

Nguyên nhân : Do sự biến dạng của bê tông theo thời gian dẫn đến giảm lực căng trong cáp DUL

Tính toán : Mất mát ứng suất do từ biến được tính theo 5.9.5.4.3 TCN 272-05

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

𝑛 𝐶𝑅,𝑇𝑅 : Tỉ số mô đun từ biến khi căng

𝑡 𝑖,𝑇𝑅 : Tuổi của bê tông khi căng

𝑛 𝐶𝑅,𝐿𝑇 : Tỉ số mô đun từ biến do tĩnh tải dài hạn

𝑡 𝑖,𝐿𝑇 : Tuổi của bê tông khi tác dụng tải trọng tĩnh fcgp : Ứng suất bê tông tại trọng tâm thép DUL lúc truyền lực (Đã tính ở phần mất mát ứng suất do nén đàn hồi)

∆𝑓 𝑐𝑑𝑝 : Độ chên ứng suất bê tông tại trọng tâm dầm thép DUL khi chịu thêm tải trọng bê tông ướt của khối đúc sau :

𝑘 𝑓 : Hệ số cường độ bê tông, xét đến ảnh hưởng của cường độ bê tông

42 + 𝑓 𝑐 ′ t : Tuổi của bê tông (ngày) ti : Tuổi của bê tông khi bắt đầu chịu lực (ngày)

H : Độ ẩm tương đối cao, H = 80%

Kc : Hệ số từ biến xét đến ảnh hưởng của tỉ lệ thể tích / bề mặt của bộ phận kết cấu

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

7.3.6 Tính toán mất mát ứng suất do chùng nhão của cáp dự ứng lực Nguyên nhân : Do sự chùng nhão của cáp DUL làm giảm lực căng trong cáp Tính toán : Tính toán theo điều 5.9.5.4.4 TCN 272-05

∆𝑓 𝑃𝑅1 : Mất mát do nhão trong giai đoạn truyền lực, do cáp được căng sau nên ∆𝑓 𝑃𝑅1 = 0

∆𝑓 𝑃𝑅2 : Mất mát sau khi truyền lực

7.3.7 Tính toán mất mát ứng suất Ở đây ta chỉ tính toán mất mát ứng suất ở một số bó cáp tiêu biểu, ta chọn bó cáp T1-01-P để tính toán Các bó cáp còn lại được tính toán ở phụ lục

Midas sẽ tính được cho ta mất mát ứng suất như sau:

7.3.8 Tính toán phần trăm mất mát ứng suất

PHẦN TRĂM MẤT MÁT ỨNG SUẤT BÓ CÁP T1-01-P

Ma sát Biến dạng neo

Nhận xét : Mất mát ứng suất của bó cáp T1-01-P là 20.3 % là hợp lí

7.4 KIỂM TOÁN DẦM TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

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

+ Ứng suất thớ trên dầm :

𝑆 𝑡 + Ứng suất thớ dưới dầm :

- TH2 : Do ẵ(DUL+TT)+HT (ở đõy bỏ qua tổ hợp này)

- TH3 : DO DUL+TT+Hoạt tải

Theo 4.1 TCVN 11823-3:2017, ta có 3 tổ hợp sử dụng sau :

93S-SD1 = 0.9(HL93S+IM)+0.9Lane+DC1+DW 93K-SD1 = (HL93K+IM)+Lane+DC1+DW 93M-SD1 = (HL93M+IM)+Lane+DC1+DW Giá trị ứng suất :

+ Ứng suất thớ trên dầm :

𝑆 𝑡 + Ứng suất thớ dưới dầm :

𝑆 𝑏 Giới hạn ứng suất : Theo 9.4.2 TCVN 11823-5:2017, ta có giới hạn ứng suất ở tổ hợp sử dụng như sau :

Giới hạn ứng suất kéo :

0.25√𝑓′ 𝑐 = 0.25√50 = 1768 𝑀𝑃𝑎 Giới hạn ứng suất nén :

7.4.2 Kiểm toán bằng biểu đồ ứng suất Ở đây ta chỉ kiểm toán tổ hợp có Moment THGHSD lớn nhất là hoạt tải do 2 xe tải cách nhau 15m gây ra Các tổ hợp còn lại kiểm tra ở phụ lục kiểm toán

Kiểm toán tổ hợp sử dụng 1-93S : 93S-SD1 = 0.9(HL93S+IM)+0.9Lane+DC1+DW

SVTH : NGUYỄN SĨ TIẾN-MSSV : 18127057 Trang 61 Ứng suất thớ trên Ứng suất thớ dưới

7.4.3 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 trọng gây ra để kiểm toán (Check Stress for Cross Section at Service Lodas) Các giá trị ứng suất sẽ được kiểm tra dựa trên tiêu chuẩn ASSHTO LRFD 2012 Ở đây ta chỉ kiểm toán một số mặt cắt tiêu biểu, các mặt cắt còn lại sẽ được kiểm toán ở phụ lục kiểm toán Trong đó :

Element : Phần tử kiểm toán CHECK : Kiểm toán đạt (OK), không đạt (NG) LOAD : Tải trọng gây ra ứng suất lớn nhất Part (I/J) : Mặt cắt kiểm toán

Compression/Tension : Mặt cắt chịu ứng suất nén hay ứng suất kéo

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

FB: Bottom Fiber Stress (kN/m2)FTL: Top Left Fiber Stress (kN/m2)FTR: Top Right Fiber Stress (kN/m2)FBL: Bottom Left Fiber Stress (kN/m2)FBR: Bottom Right Fiber Stress (kN/m2)FMAX (kN/m2): Maximum Stress at the Cross-Section

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

KIỂM TRA ỨNG SUẤT NÉN KIỂM TRA ỨNG SUẤT KÉO

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

LOAD 93S-SD1 93S-SD1 93S-SD1 93K-SD1 93S-SD1 93S-SD1

Comp/Tens Comp Comp Comp Tens Tens Tens

CHECK OK OK OK OK OK OK

7.5 KIỂM TOÁN DẦM TRẠNG THÁI GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ

Theo TCVN 11823:2017, ta có tổ hợp tải trọng của các hoạt tải ở TTGHCD như sau :

- Tổ hợp cường độ hoạt tải xe 3 trục :

- Tổ hợp cường độ hoạt tải xe 2 trục :

- Tổ hợp cường độ hoạt tải 2 xe 3 trục :

7.5.2 Kiểm tra sức kháng uốn

7.5.2.1 Lý thuyết kiểm toán Điều kiện kiểm toán : 𝑀 𝑢 ≤ 𝜙𝑀 𝑛 (7.3.2 TCVN 11823-5:2017)

Trong Midas sẽ kiểm tra dưới dạng điều kiện 𝑀 𝑢

Mu : Moment do ngoại lực tác dụng ở THGH cường độ

𝜙 = 1 : Hệ số sức kháng uốn (5.4.2)

Mn : Sức kháng uốn danh định của bản thân tiết diện Được xác định theo các điều khoản tương ứng trong Điều 7.3.2 TCVN 11823-5:2017

Phương pháp cân bằng tĩnh học :

Vị trí trục trung hòa đến thớ chịu nén ngoài cùng : + Đối với mặt cắt chữ T :

𝑑 𝑝𝑠 + Đối với mặt cắt hình chữ nhật :

𝑑 𝑝𝑠 Trong đó : c : Khoảng cách từ trục trung hòa đến mặt chịu nén (mm)

Aps : Diện tích mặt cắt cốt thép DUL (mm 2 ) Giới hạn chảy cáp DUL : fpy = 0.9fpu 74 MPa Cường độ kéo đứt của cáp DUL : fpu = 1860 MPa

As : Diện tích cốt thép thường chịu kéo (mm 2 ) A’s : Diện tích cốt thép thường chịu nén (mm 2 ) 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 f’c = 50 MPa

𝛽 1 : Hệ số quy đổi vùng nén, 𝛽 1 = 0.85 − 0.05

7 (𝑓 𝑐 ′ − 28) b : Chiều rộng bản cánh (mm)

SVTH : NGUYỄN SĨ TIẾN-MSSV : 18127057 Trang 63 hf : Chiều cao bản cánh (mm) bw : Chiều rộng bản bụng (mm) k : Hệ số được tính theo công thức 𝑘 = 2 (1.04 − 𝑓 𝑝𝑦

𝑓 𝑝𝑢 ) dps : Khoảng cách thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm nhóm cáp DUL (mm)

→Sức kháng uốn danh định của dầm :

𝐴 𝑝𝑠 : Diện tích mặt cắt cốt thép DUL (mm 2 )

As : Diện tích cốt thép thường chịu kéo (mm 2 )

A’s : Diện tích cốt thép thường chịu nén (mm 2 ) 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 f’c = 50 MPa

𝛽 1 : Hệ số quy đổi vùng nén, 𝛽 1 = 0.85 − 0.05

7 (𝑓 𝑐 ′ − 28) b : Chiều rộng bản cánh (mm) hf : Chiều cao bản cánh (mm) bw : Chiều rộng bản bụng (mm) k : Hệ số được tính theo công thức 𝑘 = 2 (1.04 − 𝑓 𝑝𝑦

𝑓 𝑝𝑢 ) dps : Khoảng cách thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm nhóm cáp DUL (mm) fps : Ứng suất trung bình trong cốt thép DUL ở mức sức kháng uốn danh định, được tính theo công thức :

𝑑 𝑝𝑠 ) ds : Khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo (mm) d’s : Khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo (mm)

𝑎 = 𝑐𝛽 1 : Chiều dày khối ứng suất tương đương (mm)

7.5.2.2 Kiểm toán dầm bằng biểu đồ sức kháng

THIẾT KẾ TRỤ VÀ THÁP

NGUYÊN TẮC TÍNH TOÁN

- Để tính toán trụ và tháp ta tính toán trong trường hợp trụ và tháp chịu tải trọng nguy hiểm nhất trong quá trình thi công Do đó có thể hạn chế tối đa được tất cả rủi ro gây ra do trụ và tháp mất ổn định

Dầm được thi công bằng phương pháp đúc hẫng cân bằng, trong đó trụ đóng vai trò quan trọng trong việc kiểm soát mô men lật tác động lên tim trụ Do đó, trường hợp nguy hiểm nhất là khi mô men lật đạt giá trị lớn nhất, đòi hỏi các biện pháp gia cố và kiểm soát chặt chẽ để đảm bảo an toàn trong quá trình thi công dầm.

- Các lực gây nguy hiểm lớn nhất sẽ nằm ở khi thi công đốt K14, là đốt trước khi hợp long nhịp biên do cánh tay đòn lúc này là lớn nhất Trường hợp bất lợi nhất gồm :

+ Đúc lệch một đốt dầm

+ Lệch xe đúc một đốt dầm

+ Gió thổi ngược chiều đối với hai bên cánh hẫng

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

XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG

8.2.1 Tải trọng gió ngược 2 bên cánh hẫng :

- Theo TCVN 11823:2017, tải trọng gió tác dụng lên kết cấu là 0.24 kN/m 2 , vậy ta có tải trọng gió ngược tác dụng lên kết cấu là tải phân bố đều 𝑤 = 0.24 × 20.9 = 5.016 𝑘𝑁/𝑚

Tải trọng gió ngược tác dụng lên kết cấu

8.2.2 Tải trọng xe đúc lệch tâm

Tải trọng xe đúc lệch tâm gây ra do xe đúc này đã di chuyển đến vị trí để đúc đốt dầm mới( di chuyển đến đầu đốt K13) nhưng xe kia vẫn ở đầu đốt K12

Tải trọng xe đúc nén lệch tâm

8.2.3 Tải trọng bê tông lệch tâm

Tải trọng bê tông lệch tâm là tải trọng do đã thi công đốt dầm phía này (K14) nhưng đốt dầm phía bên kia vẫn chưa thi công Tải trọng này bằng khối lượng đốt bê tông đã đúc lệch

Tải trọng bê tông đúc lệch

8.2.4 Tải trọng chênh lệch do tĩnh tải

Theo quy định tại TCVN 11823:2017, tải trọng chênh lệch tĩnh tải được tính bằng 2% tải trọng tĩnh tải Trong trường hợp này, cần xác định hai loại bê tông dầm có tải trọng chênh lệch nhau 2% rồi gán cho các đoạn dầm tương ứng.

TÍNH TOÁN NEO LIÊN KẾT

Xác định moment gây lật

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

Biểu đồ moment bất lợi dầm chủ

Biểu đồ moment trụ T1 Dựa vào biểu đồ ta thấy, bên phải trụ sẽ là moment gây lật, bên trái trụ sẽ là moment chống lật, vậy ta xác định được moment gây lật ở đỉnh trụ là :

𝑀 1 = 𝑀 𝑔𝑙 − 𝑀 𝑐𝑙 = 142036 − 45589 = 96447(𝑘𝑁 𝑚) Tính toán neo liên kết :

Số lượng neo liên kết được tính toán theo công thức sau :

P : Cường độ kéo đứt của 1 thanh neo liên kết Z=1.2 (m) : Độ lệch tâm của nhóm neo liên kết ( ở đây ta xác định trước vị trí nhóm neo) Neo liên kết sử dụng thép thanh cường độ cao (PC Bar), đường kính 63.5 mm có các tiêu chuẩn kỹ thuật sau :

+ Giới hạn bền fy = 1230 MPa + Giới hạn chảy fu = 1080 MPa + Diện tích mặt cắt ngang danh định As = 3167 mm 2

➔ Cường độ chịu kéo mỗi thanh neo là :

➔ Số neo liên kết cần dùng là :

𝑃𝑧 = 964473520.36 × 1.2 = 22.83 𝑡ℎ𝑎𝑛ℎ Chọn 24 thanh đường kính 63.5 mm, bố trí 3 hàng, mỗi hàng 8 thanh

KIỂM TOÁN CÁP VĂNG

TÍNH CHẤT CÁP VĂNG CẦU EXTRADOSED

Cầu extradosed là loại cầu dự ứng lực ngoài được sử dụng để gia tăng khả năng chịu lực và độ cứng của các cầu bê tông Điểm đặc trưng của cầu extradosed là cáp dự ứng lực được đưa ra khỏi chiều cao của dầm tại vùng có mômen âm qua gối cầu bằng cách dựng các tháp tại vị trí này Việc đưa cáp dự ứng lực ra ngoài chiều cao dầm giúp tăng độ lệch tâm của cáp, từ đó làm gia tăng hiệu quả của chúng.

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

Cầu extradosed có khoảng nhịp kinh tế từ 100 đến 200m Tỷ lệ hợp lý giữa chiều cao dầm và chiều dài nhịp chính là h/L từ 1/30 đến 1/35 Tỷ lệ giữa chiều cao tháp (H) và chiều dài nhịp chính nằm trong khoảng H/L từ 1/12 đến 1/15 So với cầu bê tông dự ứng lực thông thường, chiều cao dầm extradosed thấp hơn khoảng 2 lần Do đó, loại cầu này được coi là giải pháp kết cấu giữa cầu dây văng và cầu dầm hộp bê tông.

Khác với cầu dây văng, nơi cáp chịu gần như 100% tải trọng hoạt tải, cáp của cầu extradosed được thiết kế chỉ chịu một phần hoạt tải nên các vấn đề liên quan đến tính mỏi không phải là yếu tố khống chế, vì vậy lực căng trong cáp văng sau khi kết thúc căng kéo có thể nằm trong khoảng (0.4 – 0.75)fu Dầm cầu extradosed có thể có dạng bất kì, như dầm hộp (1 hay nhiều ngăn), dầm bản hay dầm T…

Chiều cao cũng có thể thay đổi hoặc không đổi tùy vào độ lớn của nhịp Tháp cầu extradosed làm bằng bê tông cốt thép, có dạng hai nhánh đối với cầu 2 mặt phẳng dây và một nhánh đối với cầu 1 mặt phẳng dây Do chiều cao tháp tương đối thấp nên tháp cầu extradosed không có dạng chữ A hay chữ Y ngược là các dạng tháp khá phổ biến trong cầu dây văng Nếu cáp tháp cầu extradosed có chiều cao tương đối lớn cũng có thể có dầm ngang nối hai đỉnh tháp với nhau để tăng độ cứng ngang Tháp và trụ cầu có thể được liên kết khớp hay liên kết cứng với nhau

Cáp trong cầu extradosed thường bố trí dạng quạt để giảm chiều dài neo, có thể neo trực tiếp vào tháp hoặc thông qua yên tháp Khoảng cách neo cáp trên dầm từ 4m đến 8m, tương ứng 1-2 đốt dầm Cáp của cầu extradosed tương tự cáp cầu dây văng nhưng diện tích nhỏ hơn Neo không đòi hỏi yêu cầu kỹ thuật cao như cầu dây văng do ứng suất tương đối nhỏ.

THIẾT KẾ CÁP VĂNG

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

+ Đường kính danh định : 15.2 mm

+ Giới hạn bền: fu = 1860 MPa

+ Giới hạn chảy : fy = 1670 MPa

+ Modun đàn hồi : Ep = 197000 MPa

Loại tháp cầu : Tháp cầu bê tông dạng vòng tròn, chiều cao 11m

Dây văng : 1 mặt phẳng dây kép, bó 15.2 mm, mỗi trụ gồm 12 bó cáp mỗi bên

Lực căng cáp văng ban đầu như sau :

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

Bố trí chung cáp văng

KIỂM TOÁN CÁP VĂNG

- Giới hạn lực căng cáp văng : trong cầu Extradosed, lực căng cáp văng có thể nằm trong khoảng (0.6-0.65)f’u, nghĩa là lực căng mỗi bó cáp 42T có thể đạt tới 6562.08 kN và lực căng các bó 38T là 5937.12 kN

- Nội lực cáp văng trong giai đoạn thi công được gây ra bởi tải trọng sau : + Lực căng dây ban đầu

+ Lực căng tăng thêm do trọng lượng bản thân đốt dầm

+ Lực căng tăng thêm do đặc và dỡ tải trọng thi công (đà giáo, đốt dầm)

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

+ Sự co ngót, từ biến của bê tông

Sau khi xác định được tải trọng tác dụng lên các dây văng, sử dụng phần mềm Midas để tính toán, ta được nội lwujc các dây văng giai đoạn thi công như sau :

NỘI LỰC DÂY VĂNG GIAI ĐOẠN THI CÔNG

Bước kN kN kN kN kN kN kN kN kN kN kN kN

TỈ LỆ ỨNG SUẤT CÁP VĂNG GIAI ĐOẠN THI CÔNG

Bước kN kN kN kN kN kN kN kN kN kN kN kN

Nhận xét : Dựa vào bảng thống kê, ta thấy tỉ lệ căng lớn nhất của dây văng giai đoạn thi công là 0.51 ở dây văng số 5 và 5’,bước đúc đốt K14 Tỉ lệ căng nhỏ nhất là 0.16 ở dây văng số 1 bước 20 Qua đó ta thấy lực căng dây thỏa điều kiện dưới 0.6f’u và không có dây nào bị âm

9.3.2 Kiểm toán tháp văng giai đoạn khai thác

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

+ Nội lực cáp văng lớn nhất không được vượt quá giới hạn ứng suất cho phép 0.6fu

+ Nội lực cáp văng nhỏ nhất không được nhỏ hơn 0 vì dưới 0 thì cáp văng không chịu kéo

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

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

+ Hoạt tải thiết kế : HL93

2 xe tải cách nhau 15m 93S + Lane

2 xe tải cách nhau 15m 93S + Lane Xác định nội lực dây văng trạng thái giới hạn cường độ

Max/Min Max Min Max Min Max Min

Dây văng kN kN kN kN kN kN

Tỉ lệ ứng suất cáp văng giai đoạn cường độ

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

Dây văng kN kN kN kN 4460 4313

Tỉ lệ ứng suất cáp văng giai đoạn cường độ

Dựa vào bảng giá trị nội lực ta thấy, cáp văng phải chịu lực căng lớn nhất ở tổ hợp cường độ 1 do xe 3 trục gây ra và nhỏ nhất ở tổ hợp sử dụng do xe 3 trục gây ra Vậy ta có bảng tổng hợp lực căng cáp văng lớn nhất và nhỏ nhất ở cả 2 giai đoạn thi công và khai thác như sau:

Lớn nhất Nhỏ nhất Lớn nhất Nhỏ nhất

Dây văng kN kN f/fu f/fu

- Kiểm toán lực căng dây lớn nhất :

Ta thấy tỉ lệ căng dây lớn nhất là 0.57 nhỏ hơn giới hạn cho phép 0.6 nên thỏa điều kiện

- Kiểm toán lực căng dây nhỏ nhất :

Tỉ lệ căng dây nhỏ nhất là 0.16 lớn hơn 0 nên dây văng vẫn là trạng thái làm việc ( vẫn chịu kéo)

➔ Kiểm toán dây văng đạt

Lưu ý : Do dây 1,2,3 không cùng số tao với dây 4,5,6 nên tỉ lệ căng không liên quan tới lực căng dây với nhau

Ta kiểm tra ở những vị trí chịu căng của cáp văng trên phần tháp vì những chỗ đó nguy hiểm

PHÂN TÍCH KẾT CẤU DẦM THEO PHƯƠNG NGANG

Thông số đầu vào

Bề mặt cầu là một phần của bản nắp trên dầm hộp được đổ cùng lúc với toàn bộ dầm hộp, chịu lực vuông góc với hướng xe chạy Trong đồ án này, hành vi làm việc của mặt cầu được mô hình thành sơ đồ khung Để tính toán, theo chiều dọc cầu cắt một dải bản rộng 1m.

Chiều dày lớp bê tông nhựa : 0.08 m

𝑞 1 = ℎ × 𝛾 × 𝑏 = 0.08 × 23.5 × 1 = 1.88 (𝑘𝑁/𝑚) Tải trọng bản thân kết cấu

Tải trọng lan can gờ chắn và dãy phân cách

Xếp xe tải 3 trực để tính toán mỗi trục là 72.5 kN, khoảng cách 2 trục là 1.8 m , khoảng cách giữa 2 xe là 1.2m khoảng cách giữa xe với mép của gờ lan can là 0.5 m

Do phần mềm không hỗ trợ xếp tải làn theo phương ngang nên xem tải trọng là là tải phân bố đều theo phương ngang với giá trị 3.1kN/m

Tải trọng lớp phủ mặt cầu

❖ Hiệu chỉnh kết quả kể đến sự ảnh hưởng của bề rộng vệt bánh xe :

- Bánh xe phải cách bó vỉa - nằm ngoài bản hẫng - ít nhất 0.5m

- Khoảng cách giữa 2 xe ít nhât là 1.2m

Tiến hành tổ hợp nội lực theo TTGHCD và TTGHSD chạy chương trình ta được kết quả nội lực bản mặt cầu

Biểu đồ moment bản mặt cầu TTGHCD

Biểu đồ moment bản mặt cầu TTGHSD

10.2 Thiết kế cốt thép cho bản mặt cầu

Ta sẽ thiết kế cốt thép tương ứng với các giá trị nội lực ở TTGH cường độ vừa tính ở trên:

10.2.1 Thiết kế cốt thép chịu mômen 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:

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

- Chiều cao tiết diện tính toán: h = 690 mm

- Cường độ chảy cốt thép: fy = 420MPa

- Lớp bê tông bảo vệ:50 mm

- Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng của tiết diện đến trọng tâm vùng cốt thép chịu kéo gần nhất là: 𝑑 𝑐 = 50 + 25

- Chiều cao làm việc của tiết diện:

- Chiều cao vùng bêtông chịu nén:

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

- Chiều cao vùng bêtông chịu nén trong trường hợp cân bằng:

- Diện tích cốt thép cho bởi công thức:

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu:

- Diện tích thép tối thiểu :

Vì As > Asmin → lấy As để tính toán

Chọn 7 cây phi 25 có diện tích 3436 mm 2 để bố trí cốt thép chịu moment âm của bmc trong 1000 mm

10.2.2 Thiết kế cốt thép chịu mômen dương tại giữa nhịp:

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

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

- Chiều cao tiết diện tính toán: h = 450 mm

- Cường độ chảy cốt thép: fy = 420MPa

- Lớp bê tông bảo vệ: 50 mm

- Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng của tiết diện đến trọng tâm vùng cốt thép chịu kéo gần nhất là: 𝑑 𝑐 = 50 + 25

- Chiều cao làm việc của tiết diện:

- Chiều cao vùng bêtông chịu nén:

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

- Chiều cao vùng bêtông chịu nén trong trường hợp cân bằng:

- Diện tích cốt thép cho bởi công thức:

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu:

- Diện tích thép tối thiểu :

Vì As > Asmin → lấy A min để tính toán

Chọn 7 cây phi 25 có diện tích 3436 mm 2 để bố trí cốt thép chịu moment âm BMC trong 1000 mm

10.3 Kiểm toán nứt cho bản mặt cầu

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

10.3.1 Kiểm tra nứt cho moment âm (tại gối)

Các giá trị của b, h, a, ds, As đã có ở trên

Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo gần nhất: dc 5mm <

Diện tích của vùng bêtông bọc quanh 1 nhóm thép:

𝐴 𝑐 = 2𝑑 𝑐 𝑏 = 2 × 62.5 × 1000 = 125000 𝑚𝑚 2 Diện tích trung bình của bêtông bọc quanh 1 thanh thép:

7 = 17857 (𝑚𝑚 2 ) Mômen do ngoại lực tác dụng vào tiết diện: Mmin = -425 kN.m

Khối lượng riêng của bêtông: γc = 2500 kg/m3

- Môdun đàn hồi của bêtông: 𝐸 𝐶 = 0.0017𝛾 2 × √𝑓 3 𝑐𝑖 ′ = 39143 (𝑀𝑃𝑎)

- Môdun đàn hồi của thép: Es = 200000MPa

- Hệ số tính đổi từ thép sang bêtông: 𝑛 = 𝐸 𝑠

- Chiều cao vùng nén của bêtông khi tiết diện bị nứt:

- Mômen quán tính của tiết diện bêtông khi bị nứt:

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

- Khí hậu khắc nghiệt: Z = 23000N/mm

- Ứng suất cho phép trong cốt thép:

→ chọn 222Mpa để kiểm tra:

10.3.2 Kiểm tra nứt cho moment dương (giữa nhịp)

- Các giá trị của b, h, a, ds, As đã có ở trên

- Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo gần nhất: dc 35mm < 50 mm

- Diện tích của vùng bêtông bọc quanh 1 nhóm thép:

- Diện tích trung bình của bêtông bọc quanh 1 thanh thép:

- Mômen do ngoại lực tác dụng vào tiết diện: Mmax = 225 kN.m

- Khối lượng riêng của bêtông: γc = 2500 kg/m3