Đồ án tốt nghiệp: Thiết kế cầu bê tông cốt thép dầm 1 nhịp 30

QUY MÔ VÀ TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT

TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ

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

- Quy trình thiết kế cầu: TCVN 11823-2017

- Quy trình thiết kế móng cầu: TCVN 9153-2012 và TCVN 9362-2012

1.1.2 CÁC NGUYÊN TẮC THIẾT KẾ

- Công trình được thiết kế vĩnh cửu, 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;

CÁC THÔNG SỐ KỸ THUẬT

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

- Cấp đường thiết kế: Đường cấp IV đồng bằng với vận tốc V`km/h (tự giả thuyết)

1.2.3 TẢI TRỌNG THIẾT KẾ CẦU a) Sử dụng cấp tải trọng theo quy trình thiết kế cầu:

- Hoạt tải thiết kế: HL93

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

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

- Sông thông thuyền cấp III, khổ thông thuyền BxHPx6m

1.2.5 TẦN SUẤT LŨ THIẾT KẾ

- Tần suất lũ thiết kế cầu: H1%

TRÌNH TỰ TÍNH TOÁN

1.3.1 TÍNH TOÁN LAN CAN VÀ DẢI PHÂN CÁCH

 Kiểm toán khả năng chịu lực và xe của dải phân cách

 Kiểm toán khả năng chịu lực của thanh và trụ lan can

1.3.2 TÍNH TOÁN BẢN MẶT CẦU

 Tính toán nội lực và xác định nội lực lớn nhất trong bản

 Thiết kế cốt thép chịu moment dương và moment dâm

 Kiểm toán bản mặt cầu ở trạng thái giới hạn sử dụng

 Tính toán nội lực và xác định nội lực lớn nhất trong dầm ngang

 Thiết kế cốt thép chịu moment dương và âm

 Kiểm toán dầm ngang ở trạng thái giới hạn sử dụng

 Xác định nội lực và tổ hợp tải trọng ở TTGH cường đồ và TTGH sử dụng

 Kiểm tra bằng phần mềm Midas 2011

 Sơ bộ chọn và bố trí cáp DƯL

 Xác định mất mát ứng suất tức thời và mất mát dài hạn

 Tính toán khả năng chịu uốn trong giai đoạn truyền lực căng

 Tính toán khả năng chịu uốn ở TTGH cường độ

 Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa

 Thiết kế cốt đai và kiểm toán khả năng chịu khéo của cốt thép dọc

TỔNG QUAN

- Cầu Phước Kiển là cầu bắc qua rạch Long Kiểng nối 2 xã Phước Kiển và Nhơn Đức của huyện Nhà

- Để đáp ứng như cầu vận tải, giải tỏa ách tắc giao thông đường thủy khu vực cầu và hoàn chỉnh mạng lười giao thông đường thủy khu vực cầu và hoàn chỉnh mạng lưới giao thông của tỉnh, cần tiến hành khảo sát và nghiên cứu xây dựng mới cầu Phước Kiển và vượt qua rạch Long Kiểng.

ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

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

+ Lớp 1: Bụi hữu cơ lẫn cát, xám xanh đen, tra ̣ng thái chảy

+ Lớp 2: Cát pha sét, vàng , kết cấu rời ra ̣c

+ Lớp 3: Cát pha sét, bu ̣i, nâu vàng, kết cấu chă ̣t vừa

+ Lớp 3a: Sét gầy có sạn sỏi TA, vàng, trạng thái dẻo cứng

+ Lớp 3b: Cát pha sét, bụi nâu vàng ,kết cấu chặt vừa

+ Lớp 4: Sét gầy, nâu – xám trắng, trạng thái cứng.

ĐIỀU KIỆN TỰ NHIÊN

- Khu vực xây dựng tuyến thuộc vùng khí hậu hay thay đổi, nhiệt độ trung bình quanh năm khoảng

27 0 C Vào mùa hè nhiệt độ cao nhất có thể lên tới 38oC Giai đoạn từ tháng 2 tới tháng 9 nắng kéo dài, ít có mưa, nên thuận lợi cho việc thi công cầu

- Vào mùa đông thường có gió mùa đông bắc làm nhiệt độ giảm và thường có mưa kéo dài, nhiệt độ trung bình 15-20 0 C Độ ẩm : 90%

- Ngoài các yếu tố nói trên các đều kiện tự nhiên còn lại không ảnh hưởng nhiều đến việc xây dựng cầu.

KHÍ TƯỢNG THỦY VĂN

- Khu vực xây dựng cầu có khí hậu nhiệt đới gió mùa Lượng mưa thường tập trung từ tháng 10 năm này đến tháng 1 năm sau

- Chịu ảnh hưởng trực tiếp gió mùa Đông Nam vào những tháng mưa

- Độ ẩm không khí khá cao (vì nằm ở vùng gần cửa biển )

KẾT LUẬN

Với đặc điểm khí tượng thủy văn nêu trên, có thể đưa ra một số kết luận quan trọng liên quan đến giải pháp kỹ thuật và công tác thi công công trình:

- Việc thi công có thể thực hiện trong suốt năm, tuy nhiên cần lưu ý tới khoảng gian từ tháng 8 đến tháng 11 bất lợi cho việc thi công phần móng của các trụ giữa sông và thi công phần nền đường do lũ lớn mưa to kéo dài

- Do lòng chảy đủ rộng và sâu nên các thiết bị lớn như cần cẩu , máy khoan cọc có thể được đặt ngay trên xà lan khi thi công phần dưới nước, tuy nhiên việc thi công phần kết cấu ngập nước tương đối phức tạp đối với một khối lượng lớn các kết cấu phụ trợ khi thi công như: hệ cọc ván thép, thùng chụp Ngoài ra, việc lưu thông đường thủy của cư dân địa phương diễn ra hàng ngày, vì vậy khi tiến hành thi công các hạng mục dưới nước cần phải đặc biệt lưu ý đến biện pháp đảm bảo an toàn và tránh gây ách tắc giao thông đường thủy

GIẢI PHÁP THIẾT KẾ

TRẮC DỌC CẦU

Trắc dọc cầu được thiết kế cùng với trắc dọc tuyến theo các nguyên tắc:

+ Đảm bảo cấp tốc độ thiết kế V = 60km/h;

+ Đảm bảo khổ thông thuyền yêu cầu trên sông;

+ Đảm bảo tĩnh không cho ô tô chạy trên đường đê bao dưới cầu;

+ Kết quả thiết kế trắc dọc: Với vận tốc thiết kế V`km/h theo TCVN 4054-2005 thì bán kính đường cong đứng lồi tối thiểu giới hạn là R%00m, nên thiết kế cầu nằm trong đường cong đứng lồi với bán kính R@00m

- Căn cứ vào số liệu khảo sát địa hình tiến hành dựng mặt cắt sông tại vị trí xây dựng cầu

Căn cứ vào cấp thiết kế của tuyến đường tiến hành tra TCVN 4054-2005 để xác định các yếu tố đặc trưng hình học của tuyến như: độ dốc dọc, độ dốc ngang, bán kính đường cong đứng

 Bán kính đường cong lồi là R= 4000m

 Căn cứ vào độ dốc dọc cầu và bán kính đường cong đứng ta sẽ xác định được trắc dọc của cầu

- Căn cứ để xác định các cao độ:

 Cao độ đáy dầm: Lấy giá trị lớn nhất trong hai giá trị sau:

 Cao độ đỉnh xà mũ mố, trụ = Cao độ đáy dầm – h g -h dk

 Cao độ đỉnh bệ mố trụ:

 Trên cạn: Thấp hơn MĐTN từ 0.5~1m

 Dưới nước: Thấp hơn MNTN từ 0.5~1m

 Chi tiết các cao độ được tính toán và thể hiện chi tiết trong bản vẽ bố trí chung cầu

- Căn cứ vào cấp sông (cấp III) ta có bề rộng khổ thông thuyền B= 50m, tiến hành chọn chiều dài nhịp thông thuyền Chiều dài nhịp thông thuyền tối thiểu phải bằng bề rộng khổ thông thuyền cộng với bề rộng thân trụ

- Chọn dạng kết cấu nhịp là kết cấu nhịp giản đơn

- Căn cứ xác định chiều dài kết cấu nhịp:

 Đối với kết cấu cầu BTCT DUL: Chiều dài nhịp thường L!, 25, 28, 30, 31, 33 m

 Chiều dài nhịp thông thuyền L n = 30m

- Căn cứ vào dạng kết cấu nhịp và căn cứ vào đặc điểm mặt cắt ngang sông tiến hành phân chia nhịp Toàn cầu gồm 3 nhịp, mỗi nhịp có chiều dài Ln= 30m.

GIẢI PHÁP THIẾT KẾ CẦU

- Cầu dầm giản đơn BTCT dự ứng lực, gồm có 3 nhịp, chiều dài nhịp thông thuyền Ln0m,cầu được bố trí theo sơ đồ 3x30 m

- Chiều dài toàn cầu: Ltc= 4.5+ 5x30 + 2x0.05 + 4.5 = 99.1m tính đến sau đuôi tường cánh

- Mố cầu: Mố đặc chữ U BTCT không DƯL

- Trụ cầu: Trụ đặc thân hẹp BTCT

PHẦN II: THIẾT KẾ KỸ THUẬT

- Cầu dầm giản đơn BTCT dự ứng lực, gồm có 3 nhịp, cầu được bố trí theo sơ đồ 3x30m

- Chiều dài toàn cầu: Ltc= 4.5+ 3x30 + 2x0.05+ 4.5 = 99.1m tính đến sau đuôi tường cánh

- Mố cầu: Mố đặc chữ U BTCT không DƯL

- Trụ cầu: Trụ đặc thân hẹp BTCT

Bố trí chung cầu từ phần mềm phối cảnh Twinmotion

- Mặt cắt ngang của kết cấu nhịp gồm: 10 dầm bê tông cốt thép dự ứng lực tiết diện chữ I, khoảng cách giữa các dầm là 1850 m

- Dầm được chế tạo theo công nghệ kéo sau Chiều cao của dầm là H= 1.5 m, chiều dày bản bê tông mặt cầu là ts= 20cm Lề bộ hành rộng 1,5 m

- Bê tông dầm có cường độ chịu né f’c= 45Ma Bê tông dầm ngang, bản mặt cầu có cường độ chịu nén f’c= 30Mpa

- Dầm được thi công theo phương pháp lắp ghép, bê tông bản mặt cầu được thi công bằng phương pháp đổ tại chỗ

SƠ BỘ MẶT CẮT NGANG CẦU

SƠ BỘ DẦM CHỦ

SỐ LIỆU TÍNH TOÁN

Phương án kết cấu nhịp :

- Trọng lượng lắp ghép nhẹ hơn so với dầm T cùng chiều dài nhịp nên thi công lao lắp dầm dễ hơn

- Tiết diện đối xứng nên ổn đinh hơn trong việc vận chuyển dầm và lao lắp

- Trên dầm I có bản BTCT đổ tại chỗ làm cho nó toàn khối và có độ cứng ngang cũng tốt, phân phối tải trọng cho các dầm đồng đều hơn

- Kết cấu bản lắp ghép , phần bản đổ tại chỗ nên thi công lâu hơn, phụ thuộc thời tiết

Lắp ghép hoàn toàn giúp tiết kiệm thời gian thi công do không cần đổ bản mặt cầu tại chỗ Việc này cũng giảm phụ thuộc vào yếu tố thời tiết, mặc dù vẫn phải đổ bê tông mối nối nhưng khối lượng sử dụng ít hơn đáng kể, tạo thuận lợi cho quá trình thi công cả trong những điều kiện thời tiết không thuận lợi.

- Tiết diện không đối xứng nên dễ mất ổn định khi sàng dầm và lao lắp

- Loại dầm này cũng thuộc bản lắp ghép Phần dầm U căng trước sau đó đổ bản  Tính toàn khối tốt hơn

- Tiết diện dầm giai đoạn khai thác dạng hộp nên độ cứng uốn và xoắn đều cao hơn I, T 

Tận dụng khả năng làm việc của vật liệu tốt

- Khi thi công phải xây dựng bện căng tốn kém

- Vách dầm mỏng, khó đổ dầm bê tông, Đầu dầm có khấc thì cốt thép rất dày và bê tông hay có sự cố chỗ này

Sau khi so sánh các ưu nhược điểm của 3 phương án kết cấu nhịp nêu trên em quyết định lựa chọn phương án kết cấu nhịp dầm I làm sự lựa chọn cho đề tài của mình !

- Quy mô thiết kế: Cầu dầm BTCT DƯL nhịp giản đơn

- Quy trình thiết kế: TCVN 11823:2017

- Tiết diện dầm chủ: Chữ I

- Phương pháp tạo DƯL: Căng sau

- Hoạt tải thiết kế: HL-93

1.1.2 VẬT LIỆU CHẾ TẠO DẦM

+ Cường độ chịu nén của bê tông tuổi 28 ngày: f c ' = 45 MPa + Trọng lượng riêng của bê tông:  c = 25.0 kN/m 3 + Mô đun đàn hồi: E d 0.043 1.5 c f c ' 36056.6(Mpa)

- Bê tông bản mặt cầu:

+ Cường độ chịu nén của bê tông tuổi 28 ngày: f cs ' = 30 MPa + Trọng lượng riêng của bê tông:  c = 25.0 kN/m 3 + Mô đun đàn hồi: E b 0.043 c 1.5 f c ' 29440(Mpa)

- Cáp DƯL: Sử dụng loại cáp theo tiêu chuẩn ASTM 416

- Các chỉ tiêu cáp DƯL:

+ Cường độ chịu kéo: fpu= 1860 MPa

+ Giới hạn chảy: fpy = 0.9x fpu fpy= 1674 MPa

+ Mô đun đàn hồi: Ep= 197000 MPa

+ Cường độ chảy: fy = 250 MPa

CẤU TẠO KẾT CẤU NHỊP

1.2.1 CHIỀU DÀI TÍNH TOÁN KẾT CẤU NHỊP

- Kết cấu nhịp giản đơn có chiều dài nhịp: Lnhịp = 30.0m

- Khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối: a = 0.3m

- Chiều dài nhịp tính toán: Ltt = Lnhịp - 2 x a Ltt = 30.0 - 2 x 0.3 = 29.4 m

1.2.2 QUY MÔ MẶT CẮT NGANG CẦU

- Các kích thước mặt cắt ngang cầu:

+ Bề rộng phần xe chạy: Bxechay = 16.0 m

+ Bề rộng lề đi bộ: Bledibo= 1.5 m

+ Bề rộng lan can: Blancan= 0.25 m

+ Bề rộng toàn cầu: Bcau = Bxechay + 2.bledibo+2.blancan Bcau= 19.5 m

+ Số làn xe thiết kế: n = 2 làn

- Khoảng cách giữa các dầm chủ:

- Số dầm chủ thiết kế: cau cau dam

Chọn ndam = 10 dầm Chọn S = 2000 mm

- Chiều dài phần bản hẫng:

LAN CAN

SỐ LIỆU THIẾT KẾ

- Bê tông: γc = 25×10 -6 N/mm 3 ; giới hạn chảy của thép: fy = 250 MPa

- Module đàn hồi của bê tông: Ec = 29440 MPa

- Module đàn hồi của thép: Es = 200000 MPa

Chọn cấp lan can thiết kế: cấp 4 (TL-4)

+ Lực ngang: Ft = 240 (kN) Chiều dài tác dụng lực: Lt = 1070 mm

+ Lực dọc: FL = 80 (kN) Chiều dài tác dụng lực: LL = 1070 mm

+ Lực đứng, hướng xuống: Fv = 80 (kN) Chiều dài tác dụng lực: Lv = 5500 mm

+ Điểm đặt lực: He = 810 mm

+ Chiều cao nhỏ nhất của lan can: H = 810 mm

- Trong các cầu thông thường lực Fv và FL không gây nguy hiểm cho lan can nên chỉ xét lực Ft.

THIẾT KẾ PHẦN THANH LAN CAN

2.2.1 THIẾT KẾ THANH LAN CAN

- Chọn thanh lan can thép ống đường kính ngoài D = 100mm, đường kính trong dmm

- Khoảng cách giữa 2 cột lan can: L 00mm

- Khối lượng riêng thép lan can:  s 7.85 10  5 N mm/ 3

- Cường độ bê tông của lan can: f ’ c = 25 MPa (Chọn)

2.2.2 TẢI TÁC DỤNG LÊN LAN CAN

 Tải trọng tác dụng lên thanh lan can:

Hình 2.1: Tải trọng lên lan can

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

+ Hoạt tải: Tải phân bố: w = 0.37 N/mm

- Tải tập trung P = 890 N được đặt theo phương hợp lực của g và w

 Nội lực trong thanh lan can:

+ Moment do tĩnh tải tại mặt cắt giữa nhịp: g

+ Moment do hoạt tải tải tại mặt căt giữa nhịp:

+ Moment do hoạt tải tại mặt cắt giữa nhịp:

- Tổ hợp nội lực tác dụng lên thanh lan can: y y y 2 x x 2

: là hệ số điều chỉnh tải trọng

  hệ số dẻo cho các thiết kế thông thường và theo đúng yêu cầu

  hệ số dư thừa (mức thông thường)

  hệ số tải trọng cho tĩnh tải

  hệ số tải trọng cho hoạt tải

 Kiểm tra khả năng chịu lực thanh lan can:

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

S: là momnet kháng uốn của tiết diện

 Vậy lan can đảm bảo chịu lực 2.2.3 KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU LỰC CỦA LAN CAN

Đối với cột lan can, chúng ta chỉ cần kiểm tra khả năng chịu lực xô ngang vào cột và kiểm tra độ mãnh Chúng ta bỏ qua lực thẳng đứng và trọng lượng bản thân.

 Kiểm tra khả năng chịu lực xô ngang:

+ Kích thước: Chiều cao cột h = 710 (mm), Chiều cao lực tác dụng: h1 = 300 (mm), h2 = 340 (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:

- Ta kiểm toán tại mặt cắt A-A

- Mặt cắt A-A đảm bảo khả năng chịu lực khi:

- Sức kháng của tiết diện M n  f y S

Trong đó: + S: Moment kháng uốn của tiết diện

 Mặt cắt A-A đủ khả năng chịu lực

2.2.4 KIỂM TRA TỈ LỆ CẤU TẠO CỘT LAN CAN

Theo 6.10.2.1 22TCN272-05 các cấu kiện chữ I phải thỏa mãn các yêu cầu cấu tạo như sau:

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

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

 Vậy thỏa yêu cầu cấu tạo chung

2.2.5 THIẾT KẾ BU LÔNG NEO

+ Đường kính bu lông: ∅14 => A b = 153.9 mm 2 + Số lượng bu lông: 4 bulông

+ Cường độ chịu kéo nhỏ nhất: Fub = 420 MPa + Bề dày bản đế: 20 mm

Kiểm tra sức kháng cắt bu lông:

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

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

→ R n = 0.38 × 153.9 × 420 × 1 = 24562.44 (N) + Lực cắt mà mỗi bu lông phải chịu là:

4 = 407.5 N + Vì Rn c414.3 N > Vi @7.5 N nên bu lông đảm bảo điều kiện chịu cắt

 Kiểm tra sức kháng kéo của bulông

+ Sức kháng kéo danh định của Bu lông được tính theo 6.13.2.10.2 22TCN 211-05 như sau:

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

- li : khoảng cách giữa các hàng bu lông

- lmax = 92 mm là khoảng cách xa nhất giữa các hàng bu lông

- m = 2 là số bulông trên một hàng

Vì Nmax 27.17 N < Tn = 49124.88 N nên bu lông đảm bảo điều kiện chịu kéo

2.2.6 TÍNH THÉP BỆ ĐỠ LAN CAN

R - Tổng sức kháng cực hạn của hệ lan can

Ft - Lực va ngang của xe vào lan can

Y - Chiều cao đặt hợp lực R về phía trên mặt cầu

He - Chiều cao đặt lực va ngang của xe vào lan can

Hình 2.4 Chi tiết bê ̣ đỡ lan can

Hình 2.4: Chi tiết vị trí đặt lực

- Ta tiến hành kiểm tra khả năng chịu lực của bó vỉa 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

Phương lực tác dụng Lực tác dụng (KN) Chiều dài lực tác dụng (mm)

Phương mằm ngang Ft = 240 Lt = 1070

Phương thẳng đứng FV = 80 LV = 5500

Phương dọc cầu FL = 80 LL = 1070

 Tính sức kháng của tường đối với trục thẳng đứng MWH Sức kháng danh định chịu tải trọng ngang R W

+ 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)

• Thông số thiết kế lan can :

- Chiều cao tường bê tông HW = 850 (mm)

- Chiều cao thanh lan can HR = 710 (mm)

- Cường độ bê tông cho bệ để lan can f'c = 25 (MPa) (Chọn)

- Giới hạn chảy của thép fy = 280 (MPa)

• Tường bố trí thép như sau:

+ Đoạn 1(Trên): chiều cao b1 = 650 mm, bố trí 8 14 + Đoạn 2 (Dưới): chiều cao b2 0mm, bố trí 6 14 + Cốt thép đai sử dụng là thép 14, bước cốt thép a = 150 mm

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 15 Đoạn 1: Chiều dày tường h = 250 mm, thép mặt bên trái và thép mặt bên phải bằng nhau nên sức kháng uốn âm và dương của đoạn 1 bằng nhau

Cốt thép có 2 thanh 14 cho mỗi phía, mỗi thanh có diện tích as = 153.94 mm 2 , do đó:

As  4 153.94 615.75(mm ) ds = 250 – 50 = 200 (mm): trọng tâm cốt thép kéo đến mép vùng nén

            Đoạn 2: Chiều dày tường h = 400 mm, bố trí 614  Thép mặt bên trái và thép mặt bên phải bằng nhau nên sức kháng uốn âm và dương của đoạn 2 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

 Sức kháng của tường đối với trục thẳng đứng là:

 Tính sức kháng uốn của tường đối với trục ngang M c Đoạn 1: Cốt thép chịu kéo là các thanh thép đứng (cốt đai) có đường kính D14, diện tích mỗi thanh as 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:

- Chiều dài tường xuất hiện cơ cấu chảy:

- Sức kháng danh định chịu tải trọng của lan can:

Ta có: R w = 483.56 (kN) > F t = 240 (kN)  Lan can đủ khả năng chịu lực

THIẾT KẾ LỀ BỘ HÀNH

- Kích thước lề bộ hành:

+ Chiều rộng lề bộ hành: Lbh = 1500 (mm)

+ Chiều cao lề bộ hành: hbh = 200 (mm)

+ Độ dốc lề bộ hành: 1.5%

+ Lề bộ hành được tạo thành từ các tấm đan bê tông 1300x1400x80 mm Phía trên các tấm đan lát gạch dày 20 mm

- Tải trọng tác dụng lên lề bộ hành (xét trên 1000 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 = 1000 x 100 x 2.5 x 10 -5 = 2.5 (N/mm) + Hoạt tải người: PL = 0.003 x 1000 = 3 (N/mm)

2.3.1 NỘI LỰC LỀ BỘ HÀNH

Moment tại vị trí giữa nhịp:

- Tổ hợp tải trọng theo TTGH cường độ: uCD DC DC PL PL

- Tổ hợp tải trọng theo TTGH sử dụng: uSD DC PL

2.3.2 THIẾT KẾ THÉP CHO TẤM ĐAN LỀ BỘ HÀNH

- Bê tông lề bộ hành có: fc’ = 40 (MPa)  Ec = 0.043 y 1,5 c f c  = 33994 Mpa

- Cường độ chịu kéo của thép: fy = 250 (MPa)

- Diện tích vùng bê tông chịu lực F = 1300 x 80 (mm 2 )

- Chọn bề dày bê tông bảo vệ a ’ = 25 (mm)

 ds = 55 (mm): tâm thép chịu kéo đến mép vùng nén

- Xác định chiều cao vùng nén a:

Bê tông lề bộ hành có fc ’ = 40 (Mpa)

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

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

- Diện tích cốt thép tính bởi công thức:

 Bố trí 9𝜙14𝑎150 trong 1300 (mm) chiều dài tấm đan có As = 1693.32 (mm 2 )

Phương do ̣c theo lề bô ̣ hành

- 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

2.3.3 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 × (80 − 25) = 1.64 + 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 = 990000 Nmm: moment dương ở trạng thái giới hạn sử dụng

- n = E s /E c = 200000/36056.6 = 5.54 : hệ số quy đổi thép sang bê tông

- x : chiều dày của bê tông vùng nén sau khi nứt đươc tính theo công thức: s s s

- 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:

Kiểm tra điều kiện ta có: S 150     s  4659(mm)  Đạt

Ta bố trí lớp cốt thép chịu nén trong tấm đan tương tự như lớp cốt thép chịu kéo vừa tính

Bố trí cốt đai 14a200 Bố trí theo phương ngang lề bô ̣ hành

Hình 2.7 : Bố trí cốt thép trên tấm đan lề bô ̣ hành mă ̣t cắt phương do ̣c cầu

BẢN MẶT CẦU

SỐ LIỆU TÍNH TOÁN

- Khoảng cách giữa các dầm chủ: L1 = 2000 (mm)

- Khoảng cách giữa các dầm ngang: L2 = 7350 (mm)

- Bề dày bản mặt cầu: hf = 200 (mm)

- Chọn chiều dày lớp phủ: hp = 75 (mm)

- Chiều dài bản hẫng: hh = 750(mm)

- Bản mặt cầu kê lên cả dầm chính và ngang Khi khoảng cách giữa các dầm ngang lớn hơn 1,5 lần khoảng cách giữa các dầmchủ thì hướng chịu lực chính của bản theo phương ngang cầu Theo điều 4.6.2.1.6 (TCVN 11823-2017) cho phép sử dụng phương pháp phân tích gần đúng là phương pháp dải bản để thiết kế bản mặt cầu Để sử dụng phương pháp này ta chấp nhận các giả thiêt sau:

+ Xem bản mặt cầu như các dải bản liên tục tựa trên các gối cứng là các dầm có độ cứng vô cùng + Dải bản được xem là 1 tấm có chiều rộng SW vuông góc với dầm đỡ

- Sơ đồ tính bản mặt cầu:

+ Phần bản hẫng được tính theo sơ đồ congxon

+ Phần bản ở phía trong được tính theo sơ đồ liên tục nhịp

- Nguyên lý tính toán: dùng phương pháp dải gần đúng, hoặc nội suy từ các tài liệu khác

- Bề rộng dải tương đương theo bảng 4.6.2.1.3.(TCVN 11823-2017)

+ Đối với mômen dương: SW  660 0.55 S 

+ Đối với mômen âm: SW  1220 0.25 S 

• Hệ số điều chỉnh tải trọng:      D I R Trong đó: +   D 0.95: hệ số dẻo cho thiết kế thông thường và đúng yêu cầu

+   R 1.05: hệ số dư thừa +   I 1.05 : hệ số quan trọng 0.95 1.05 1.05 1.05

NỘI LỰC BẢN MẶT CẦU

Nội lực trong bản hẫng chỉ có tải trọng bản thân và khi chịu tải trọng bánh xe

L  2000    bản làm việc theo phương ngang (Điều 4.6.2.1.5)

Tính toán bản mặt cầu theo dải bản ngang có bề rộng b = 1 (m)

3.2.1 SƠ ĐỒ TÍNH TOÁN BẢN MẶT CẦU

- Bản mặt cầu sẽ được tính toán theo 2 sơ đồ: bản cong xon và bản dầm, trong đó phầm bản dầm đơn giản được xây dựng từ sơ đồ dầm liên tục do đó sau khi tính toán dầm đơn giản xong phải nhân hệ số kể đến tính liên tục của bản mặt cầu Để giản đơn ta tính theo sơ đồ:

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 21 3.2.2 XÁC ĐỊNH NỘI LỰC BẢN HẪNG

Hình 3.1: Sơ đồ tính cho bản cong xon

- Xét tính tải tác dụng lên dải bản rộng 1 (m) theo phương ngang cầu

- Trọng lượng bản thân bản mặt cầu: f bt

 Moment do trọng lượng bản thân gây ra:

- Trọng lượng lớp phủ bê tông nhựa asphat dày 75 mm: p p

 Moment do trọng lượng lớp phủ gây ra:

+ Trọng lượng lan can trên 1 mét dài:

 Moment do trọng lượng lan can gây ra:

+ Trọng lượng lề bộ hành trên 1 mét dài (tải này được chia đôi bó vỉa nhận một nửa và lan can phần bê tông chịu một nửa)

 Moment do trọng lượng lề bộ hành gây ra

Do bó vỉa không nằm trong dầm conson nên ta bỏ qua trọng lượng bó vỉa + Hoạt tải người đi bộ

Hoạt tải tác dụng cho dải bản rộng 1000 mm trong trường hợp này chỉ có tải của người đi bộ truyền xuống (hoạt tải này được chia đôi bó vỉa nhận một nửa và lan can phần bê tông chịu một nửa, và tập trung tại đầu bản congxon)

(K = 1500 mm: bề rộng phần lề bộ hành)

 Moment do hoạt tải người đi gây ra:

- Tổ hợp tải trọng cho bản hẫng:

Công thức xác định nội lực tính toán: M u   ( DC (M DC1 M DC2 )  DW M DW   PL M ) PL + Theo TTGH cường độ I:   DC 1.25, DW 1.5, 1.05,  PL 1.75

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 22 u DC DC DW DW PL PL

+ Theo TTGH sử dụng I:   DC 1.0, DW 1.0, 1.05 s DC1 DC2 DW PL

Hình 3.1a: Sơ đồ tải trọng tác dụng lên bản hẫng

3.2.3 XÁC ĐỊNH NỘI LỰC DẦM GIỮA

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 23 3.2.3.1 NỘI LỰC DO TĨNH TẢI

Hình 3.2: Sơ đồ tĩnh tải tác dụng lên bản dầm giữa Giá trị moment ở gối:

- Trạng thái giới hạn cường độ:   DC 1.25, DW 1.5, 1.05

DC DW DC DC1 DW DW

- Trạng thái giới hạn sử dụng:   DC 1.0, DW 1.0, 1.05

3.2.3.2 NỘI LỰC DO HOẠT TẢI

- Theo qui định, với nhịp bản L2 00 (mm) < 4600 (mm) nên ta không cần xét tải trọng làn

Bề rộng bánh xe tiếp xúc với bản mặt cầu là 510 (mm)

 Trường hợp 1: Đặt 1 bánh xe: Hệ số làn m=1.2

Hình 3.3: Sơ đồ hoạt tải 1 bánh xe

 Trường hợp 2: Đặt 2 bánh xe: Hệ số làn m=1

Hình 3.4: Sơ đồ hoạt tải 2 bánh xe b’ = 1200 + b = 1200 + 660 = 1860 mm 0.6fy = 150 (MPa)

 Chọn   f  150(MPa) để tính toán

Kiểm tra ta có: f s = 83.7 (MPa) <   f  150(MPa)  Đạt điều kiện về nứt

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

- Diện tích vùng bê tông bọc quanh 1 nhóm thép:

- Diện tích trung bình của bê tông bọc quanh nhóm thép: c 2

- Moment do ngoại lực tác dụng vào tiết diện:

- Modul đàn hồi của bê tông:

- Modul đàn hồi của thép: Es = 200000 (MPa)

Hệ số quy đổi thép sang bê tông: n = Es/Eb = 200000/29440 = 6.79

- Chiều cao vùng nén bê tông khi tiết diện bị nứt: s s s

- Moment quán tính của tiết diện khi bê tông bị nứt:

- Ứng suất cho phép trong cốt thép: sa 3 3 c z 23000 f 291.74(MPa) d A 35 14000

Với z = 23000 (N/mm): điều kiện khắc nghiệt

- So sánh ta thấy: fsa = 291.74 (MPa) > 0.6fy = 150 (MPa)

THIẾT KẾ DẦM NGANG

GIẢ THUYẾT TÍNH TOÁN

Dầm ngang chịu lực có cấu tạo phức tạp, đặc biệt là mối nối với dầm dọc theo dạng ngàm chặt Độ cứng chống xoắn của dầm dọc ảnh hưởng đáng kể đến tính chất ngàm chặt này Khi chịu tác dụng của tải trọng thẳng đứng, dầm ngang hoạt động như một dầm hai đầu ngàm chịu uốn.

- Để đơn giản trong tính toán, ta sử dụng sơ đồ dầm đơn giản kê lên hai gối sau đó nhân thêm các hệ số để đưa về sơ đồ dầm liên tục

- Để tính toán dầm ngang ta cần xác định lực từ BMC truyền xuống

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

- Cường độ cốt thép (AII): f ’ y = 250 Mpa

- Khoảng cách giữa các dầm chủ: 2000 mm

- Khoảng cách giữa 2 dầm ngang: 7350 mm

- Chiều cao dầm ngang: 1320 mm

- Chiều dày bản mặt cầu: 200 mm

- Chiều dày lớp phòng nước: 5mm

- Chiều dày lớp bê tông nhựa: 75mm

4.1.2 XÁC ĐỊNH NỘI LỰC DO TĨNH TẢI

 Tĩnh tải tác dụng lên dầm ngang

- Trọng lượng lớp phủ (bỏ qua lớp phòng nước, xét lớp bê tông dày 75mm)

- Trọng lượng bản thân dầm ngang:

 Nội lực tĩnh tải tác dụng lên dầm ngang theo các TTGH

- Nội lực ở trạng thái giới hạn cường độ:

M u DC+DW = η × [γ DC ×(DC 2 + DC 1 ) × L 2 2

- Nội lực ở trạng thái giới hạn sử dụng:

M s DC+DW = η × [γ DC ×(DC 2 + DC 1 ) × L 2 2

4.1.3 XÁC ĐỊNH NỘI LỰC DO HOẠT TẢI

Ta có sơ đồ đường ảnh hưởng về giá trị ξ được tính như sau: ξ = 0.5 × L 3

 Áp lực do hoạt tải xe 3 trục:

 Áp lực do hoạt tải xe 2 trục:

 Áp lực do tải làn:

Diện thích đường ảnh ưởng:

 Áp lực gây ra do xe hai trục lớn hơn do đó lấy xe 2 trục xếp lên phương ngang cầu để tìm nội lực lớn nhất

 Moment do hoạt tải gây ra tác dụng lên dầm ngang theo phương ngang cầu:

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

Hình : Sơ đồ chất tải theo phương ngang cầu

 Momen gây ra do xe hai trục trên một làn xe:

 Momen gây ra do tải làn:

XÁC ĐỊNH NỘI LỰC DO HOẠT TẢI TÁC DỤNG LÊN DẦM NGANG THEO CÁC

 Trạng thái giới hạn cường độ:

 Trạng thái giới hạn sử dụng:

4.2.1 NỘI LỰC TỔNG DO HOẠT TẢI VÀ TĨNH TẢI

 Trạng thái giới hạn cường độ:

 Trạng thái giới hạn sử dụng:

4.2.2 CHUYỂN THÀNH SƠ ĐỒ LIÊN TỤC

- Để đưa từ sơ đồ dầm giản đơn về sơ đồ dầm liên tục nhịp ta sử dụng các hệ số - 0.8 tại gối và 0.7 tại giữa nhịp: goi 0

Sơ đồ tính TTGH cường độ TTGH sử dụng

Sơ đồ dầm giản đơn M gối kN.m 0.00 0.00

Sơ đồ dầm liên tục

THIẾT KẾ THÉP CHO DẦM NGANG

Tính toán cho 2 tiết diện gối và giữa nhịp Sử dụng nội lực TTGH cường độ

+ Nội lực thiết kế (TTGH cường độ): M + = 78.48 (kNm)

M - = -89.7 (kNm) + Chiều dày dầm ngang: b = 200 (mm)

+ Chiều cao dầm ngang: h = 1320 (mm) + Cường độ cốt thép: fy = 250 (MPa)

+ Cấp bê tông: fc’ = 30 (MPa)

E c = 0.043 × γ c 1.5 × f` c = 0.043 × 2500 1.5 × √30 = 29440 Mpa + Chọn thép thớ trên: 2 30 A s 1414(mm ) 2

+ Chọn thép thớ dưới: 2 30 A s 1414(mm ) 2 + Chiều dày lớp bảo vệ: a = 50 (mm)

+ Ở phần trong dầm chọn bố trí thép theo cấu tạo 8 14a200  , chọn bố trí cốt đai  6a200

 Chi tiết bố trí thép dầm ngang:

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 32 4.3.2 KIỂM TOÁN CỐT THÉP VỚI MẶT CẮT GIỮA NHỊP

 Kiểm toán theo điều kiện momen kháng uốn Điều kiện: ϕM n ≥ M u Momen kháng uốn danh định của mặt cắt được tính toán theo công thức:

 d S = 1320 − 50 = 1270 mm: là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt théo chịu kéo

 d S = 50 mm: là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt théo chịu nén

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

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

- c: là khoảng cách từ TTH đến mép chịu nén được tính theo công thức: c = A s f y − A` s f` y 0.85f` c β 1 b Ở đây cốt thép được bố trí đối xứng nên c = 0 Vậy : a = β 1 c = 0.84 × 0 = 0

Vậy momen kháng uốn danh định của tiết diện là:

M n = 1414 × 250 × 1270 − 1414 × 250 × 50 = 431.27 kN m Kiểm tra điều kiện: ϕM n = 0.9 × 431.27 = 388.14 kN m > M u + = 69.84 kN m

Vậy thỏa mãn điều kiện về momen kháng uốn

 Kiểm toán theo giới hạn cốt thép

 Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa

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

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

   : tỷ lệ giữa thép chịu kéo và diện tích nguyên

Phương trình trên trở thành:

4.3.3 KIỂM TOÁN CỐT THÉP MẶT CẮT NGÀM

 Kiểm toán theo điều kiện momen kháng uốn Điều kiện: ϕM n ≥ M u Momen kháng uốn danh định của mặt cắt được tính toán theo công thức:

 d S = 1320 − 50 = 1270 mm: là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt théo chịu kéo

 d` S = 50 mm: là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt théo chịu nén

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

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

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

Vậy momen kháng uốn danh định của tiết diện là:

M n = 1414 × 250 × 1270 − 1414 × 250 × 50 = 431.27 kN m Kiểm tra điều kiện: ϕM n = 0.9 × 431.27 = 388.14 kN m > M u − = 79.82 kN m

 Kiểm toán theo giới hạn cốt thép

 Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa

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

 Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu:

   : tỷ lệ giữa thép chịu kéo và diện tích nguyên

Phương trình trên trở thành:

KIỂM TRA NỨT CHO DẦM NGANG

- Kiểm tra nứt ta sử dụng moment ở TTGH sử dụng

- Nội lực thiết kế: M + = 52.26 (kNm)

 Kiểm tra nứt cho moment dương M + = 52.26 (kNm)

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

- Diện tích trung bình của bê tông bọc quanh nhóm thép: s 2

- Hệ số quy đổi thép sang bê tông: n = Es/Eb = 200000/29440 = 6.79

- Chiều cao vùng nén bê tông khi tiết diện bị nứt:

- Diện tích cốt thép chịu kéo: As = 1414 mm 2

- ds = 1270 mm: khoảng cách từ trọng tâm nhóm thép chịu kéo đến mép vùng nén

- Chiều cao vùng nén khi tiết diện bị nứt: s s s

- Ứng suất cho phép trong cốt thép: sa 3 3 c z 23000 f 624.31 (MPa) d A 50 1000

- So sánh ta thấy: fsa = 624.31 (MPa) > 0.6fy =0.6x250 = 150 (MPa)

 Kiểm tra nứt cho moment âm M - = -59.72 (kNm)

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

- Diện tích trung bình của bê tông bọc quanh nhóm thép: s 2

- Hệ số quy đổi thép sang bê tông: n = Es/Eb = 200000/29440 = 6.79

- Chiều cao vùng nén bê tông khi tiết diện bị nứt:

- Diện tích cốt thép chịu kéo: As = 1414 mm 2

- ds = 1050 mm: khoảng cách từ trọng tâm nhóm thép chịu kéo đến mép vùng nén

- Chiều cao vùng nén khi tiết diện bị nứt: s s s

- Ứng suất cho phép trong cốt thép: sa 3 3 c z 23000 f 624.31 (MPa) d A 50 1000

- So sánh ta thấy: fsa = 624.31 (MPa) > 0.6fy =0.6x250 = 150 (MPa)

Kiểm tra ta có: f s = 37.66 (MPa) <   f  150(MPa)  Đạt điều kiện về nứt.

HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG

ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC

5.1.1 XÁC ĐỊNH CHIỀU DÀI BẢN CÁNH

 Vậy bề rộng có hiệu của bản cánh thiết kế là b = 2000 (mm)

5.1.2 TÍNH TOÁN ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC TẠI MẶT CẮT GIỮA NHỊP

+ Hệ số quy đổi bản về dầm:

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

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

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

 : vị trí TTH dầm đến biên dưới dầm t di y 1770 y

   : vị trí TTH dầm đến biên dưới dầm

+ IA (y i i y ) d 2 I 0i : moment quán tính dầm đối với TTH dầm

+ Sb = I / yd : moment tĩnh thớ dưới dầm + St = I/ yt : moment tĩnh thớ trên dầm

Hình 5.1: Chi tiết mặt cắt giữa dầm

 Kết quả tính đặc trưng hình học tại mặt cắt giữa nhịp:

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 37 Đặc trưng hình học Giá trị Đơn vị

Trọng tâm đến thớ dưới yb 1.11 m

Trọng tâm đến thớ trên dầm yt 0.66 m

Momen tĩnh với thớ dưới Sb 0.332 m 3

Momen tĩnh với thớ trên dầm St 0.560 m 3

5.1.3 TÍNH TOÁN ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC TẠI MẶT CẮT ĐẦU DẦM

Hình 5.2: Chi tiết mặt cắt đầu dầm

Tương tự như mặt cắt giữa nhịp ta lập được bảng sau: Đặc trưng hình học Giá trị Đơn vị

Trọng tâm đến thớ dưới yb 1.03 m

Trọng tâm đến thớ trên dầm yt 0.74 m

Momen tĩnh với thớ dưới Sb 0.433 m 3

Momen tĩnh với thớ trên dầm St 0.603 m 3

HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG

Vì ta có số lượng dầm chủ N b > 4 và thỏa mãn các điều kiện được qui định ở điều 4.6.2.2

 Sử dụng công thức để tính toán

Ts = 200 (mm) + Xác định tham số cứng dọc: K g n(IAe ) 2 g

Với: eg là khoảng cách từ trục trung hòa dầm đến trục trung hòa bản: eg = 0 (mm)

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

I = 36.9x10 10 (mm 4 ): moment quán tính của dầm

5.2.1 HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG CỦA MOMENT CHO DẦM TRONG

- Khi có một làn chất tải:

- Khi có hai hay nhiều làn chất tải: g

5.2.2 HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG CỦA MOMENT CHO DẦM NGOÀI

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

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

+ Khi có 2 làn chất tải: d e  650(mm)(Khoảng cách từ bó vỉa tới tâm dầm biên) de ( 650) e 0.77 0.77 0.538

Hình 5.3 : Sơ đồ phân phối moment cho dầm ngoài

5.2.3 HỆ SỐ PHÂN BỐ LỰC CẮT CHO DẦM TRONG

+ Khi có một làn chất tải:

+ Khi có hai hay nhiều làn chất tải:

5.2.4 HỆ SỐ PHÂN PHỐI LỰC CẮT CHO DẦM NGOÀI

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

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

+ Hai hay nhiều làn chất tải: d e  650(mm) de ( 650) e 0.6 0.6 0.383

5.2.5 HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG CỦA LAN CAN

- Ta cho dầm biên chịu toàn bộ tải trọng lan can, vì vậy hệ số phân bố ngang của lan can đối với dầm trong bằng 0 Đối với dầm biên, ta chia lan can thành 3 phần để tính toán như hình 5.4 Hệ số phân bố ngang của từng phần là:

Hình 5.4 : Hệ số phân bố ngang của lan can

5.2.6 HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG CỦA NGƯỜI ĐI BỘ

Xếp tải người như hình 5.4, ta được:

- Đối với dầm ngoài: Ng 1250 2425 mg 0.5 1.5 0.5 0.974

- Đối với dầm trong: mgpT = 0

BẢNG TỔNG HỢP HẾ SỐ PHÂN BỐ NGANG ĐỐI VỚI MOMENT

Moment Một làn Hai hay nhiều làn HSPBN tính toán

BẢNG TỔNG HỢP HẾ SỐ PHÂN BỐ NGANG ĐỐI VỚI LỰC CẮT

Lực cắt Một làn Hai hay nhiều làn HSPBN tính toán

NỘI LỰC DẦM CHỦ

NỘI LỰC DO HOẠT TẢI

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

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

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 41 6.1.1 LỰC CẮT VÀ MOMENT TẠI VỊ TRÍ GỐI

Do xe tải 3 trục (Xe Truck):

Do xe tải 2 trục (Xe Tadem):

Hình 6.1: Sơ đồ phân bố xác định moment và lực cắt tại gối 6.1.2 LỰC CẮT VÀ MOMENT TẠI VỊ TRÍ L/2

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

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 43 6.1.3 LỰC CẮT VÀ MOMENT TẠI VỊ TRÍ L/4

Hình 6.3: Sơ đồ phân bố xác định moment và lực cắt tại L/4 6.1.4 LỰC CẮT VÀ MOMENT TẠI VỊ TRÍ L/8

Hình 6.4: Sơ đồ phân bố xác định moment và lực cắt tại L/8 6.1.5 LỰC CẮT VÀ MOMENT TẠI VỊ TRÍ 3L/8

Hình 6.5: Sơ đồ phân bố xác định moment và lực cắt tại 3L/8

6.1.6 LỰC CẮT VÀ MOMENT DO HOẠT TẢI NGƯỜI

Tải trọng người trên đường ô tô bằng 3 kN/m 2 là tải trọng rải điều trên chiều dài dầm P=1.5x3= 4.5 kN/m = 4.5 N/mm

- Hoạt tải người đi bộ P = 4.5 (N/mm)

- Hệ số phân bố ngang: + Cho dầm trong: mg = 0

- Lực cắt và moment do tải người đi bộ được tính theo công thức: i i i i i i

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

NỘI LỰC DO TĨNH TẢI

Hỡnh 6.6: ẵ hỡnh chiếu ngang dầm chủ

- Diện tích dầm chủ trong 1650 (mm) đầu dầm: A0 = 1.09 (m 2 )

- Diện tích dầm chủ trong đoạn từ 2550 (mm) trở đi: A1 = 0.63725 (m 2 )

- Diện tích dầm chủ trong 825 (mm) đoạn chuyển tiếp:

- Khối lượng dầm chủ trong 1650 (mm) đầu dầm:

- Khối lượng dầm chủ trong 850 (mm) đoạn chuyển tiếp:

- Khối lượng dầm chủ trong 13525(mm) giữa dầm:

 Tĩnh tải bản thân dầm chủ:

- Tại gối dầm theo phương ngang cầu có 5 dầm ngang, theo phương dọc cầu có 2 vị trí bố trí dầm ngang là 2 gối dầm

 Khối lượng dầm ngang tại gối: (Có 5 dầm ngang ở mỗi đầu)

- Tại giữa dầm có 3 vị trí bố trí dầm ngang là a1=7.35(m), a2.7(m), a3".05(m)

 Khối lượng dầm ngang tại giữa dầm là:

 Tĩnh tải bản thân dầm ngang:

6.2.3 TRỌNG LƯỢNG BẢN MẶT CẦU

6.2.5 TRỌNG LƯỢNG LAN CAN, LỀ BỘ HÀNH

- Diện tích mặt cắt ngang phần bê tông lan can: As=0.2425(m 2 )

- Diện tích mặt cắt ngang phần bê tông tấm đan lề bộ hành: As=0.013(m 2 )

- Diện tích mặt cắt ngang phần bê tông bó vỉa: As =0.062(m 2 )

- Trọng lượng bản thân thanh lan can:

- Trọng lượng phần lan can: DC LC 25 0.2425 0.12  6.18(kN / m)

- Trọng lượng phần lề bộ hành: DC LBH 25 0.13 3.25(kN / m)

- Trọng lượng phần bó vỉa: DC BV 25 0.062 1.55(kN / m) 

6.2.6 NỘI LỰC TĨNH TẢI DẦM TRONG

- Giai đoạn I: DC1 = DCdc + DCdn +DCmn = 17.39 + 1.85 + 9.25 = 28.49 (kN/m)

- Giai đoạn II: DW = 4.31 (kN/m)

Hình 6.7: Sơ đồ phân bố nội lực tĩnh tải tại vị trí L/2 cho dầm trong

6.2.7 NỘI LỰC TĨNH TẢI DO DẦM BIÊN

- Giai đoạn I: DC1 = DCdc + DCdn +DCmn = 17.39 + 1.85 + 9.25 = 28.49 (kN/m)

- Giai đoạn II: DW = 4.31 (kN/m)

- Hệ số phân bố ngang của lan can: mgLC = 1.43 mgLBH = 1.01 mgBV = 0.608

Vậy ta có tải trọng của lan can, lề bộ hành, bó vỉa là:

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

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TĨNH TẢI CÓ HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG

TỔ HỢP TẢI TRỌNG

6.3.1 CÁC HỆ SỐ TẢI TRỌNG a) Hệ số sức kháng

• Trạng thái giới hạn cường độ:

• Các trạng thái giới hạn khác:   1.00

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 49 b) Hệ số thay đổi tải trọng

Cường độ Sử dụng Mỏi

- Trạng thái giới hạn cường độ I: M u  [1.25DC 1.5DW 1.75(LL IM)]  

- Trạng thái giới hạn sử dụng I: M s 1.0(DC D W) 1.0(LL IM)  

- Trạng thái giới hạn mỏi và đứt gãy: M  0.75(LL  IM) d) Hệ số làn xe

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

Môi nối bản mặt cầu 75%

Tất cả các TTGH khác 33%

6.3.2 BẢNG NỘI LỰC HOẠT TẢI

6.3.3 TỔ HỢP TẢI TRỌNG CHO DẦM TRONG

- Các thông số tải trọng của hoạt tải:

+ Hệ số phân phối moment: Khi có một làn chất tải: mg T1 M 0.396

Khi có hai làn chất tải: mg T2 M 0.568 + Hệ số phân phối lực cắt: Khi có một làn chất tải: mg T1 Q 0.623

Khi có hai làn chất tải: mg T 2 Q 0.721

- Thông số tải trọng của người: mgpT = 0

- Hệ số xung kích: IM = 33%

- Tĩnh tải: DC1 = 28.39 N/mm; DC2 = DW = 4.31 N/mm

 Tổ hợp tải trọng tại vị trí L/2:

(LL IM) mg (1.33 max(M , M ) M ) mg M

Mu [1.25DC 1.5DW 1.75(LL IM)]

Ms 1.0(DC D W) 1.0(LL IM) 1 (3078.2 465.67) 1 (2082.94)        5626.81(kNm)

- (LL IM) mg Q (1.33 max(Q ,Q ) 3T 2T Q lane ) mg nguoi Q nguoi

 Tương tự đối với các vị trí còn lại, ta có bảng tổ hợp nội lực như sau:

6.3.4 TỔ HỢP TẢI TRỌNG CHO DẦM BIÊN

- Các thông số tải trọng cho hoạt tải:

+ Hệ số phân phối moment: Khi có một làn chất tải: mg N1 M 0.175

Khi có hai làn chất tải: mg N2 M 0.305 + Hệ số phân phối lực cắt: Khi có một làn chất tải: mg N1 Q 0.275

Khi có hai làn chất tải: mg Q N2 0.234

- Thông số tải trọng cho người: mgpN = 1.01

- Hệ số xung kích: IM = 33%

- Tĩnh tải: DC1 = 28.39 N/mm; DC2 = DW = 4.31 N/mm

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

 Tổ hợp tải trọng tại vị trí L/2:

(LL IM) mg (1.33 max(M , M ) M ) mg M

Mu [1.25(DC LANCAN) 1.5DW 1.75(LL IM)]

BẢNG TỔ HỢP NỘI LỰC CHO DẦM TRONG Nội lực Loại tải trọng 0 L/8 L/4 3L/8 L/2

DW 0 203.76 349.26 436.53 465.67 mg(LL+IM)+PL 0 850.86 1505.03 1829.83 2082.94

DW 63.36 47.51 31.68 15.84 0 mg(LL+IM)+PL 380.06 318.016 259.035 203.85 150.31

Ms 1.0(DC D W+LANCAN) 1.0(LL IM) 1 (3078.2 465.67 1714.04) 1 1678.63

(LL IM) mg (1.33 max(Q , Q ) Q ) mg Q 0.275 (1.33 131.05 34.18) 17.84 75.17(kN)

Mu [1.25(DC LANCAN) 1.5DW 1.75(LL IM)]

Ms 1.0(DC LANCAN D W) 1.0(LL IM) 1 (0 0 0) 1 75.17          75.17(kN)

BẢNG TỔ HỢP NỘI LỰC CHO DẦM BIÊN

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

NGUOI 0 245.06 420.11 525.14 560.15 mg(LL+IM)+PL 0 732.87 1282.95 1485.24 1609.21

NGUOI 71.36 54.63 40.14 27.87 17.84 mg(LL+IM)+PL 216.32 175.92 120 105.62 75.17

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 52 KIỂM TRA BẰNG PHẦN MỀM MIDAS a) Số liệu đầu vào

Hình 6.7 Khai báo vật liệu dầm chủ

Hình 6.8 Khai báo vật liệu dầm ngang

Hình 6.9 Khai báo mặt cắt giữa dầm

Hình 6.10 Khai báo mặt cắt đầu dầm

Hình 6.11 Khai báo mặt cắt dầm ngang

Hình 6.12 Khai báo các trường hợp tĩnh tải

6.14 Khai báo làn xe 3 trục chạy

6.15 Khai báo làn xe 2 trục chạy

6.16 Khai báo người đi bộ

6.17 Khai báo hệ số phân bố ngang

Hình 6.18 Biểu đồ Moment tổ hơp cường dộ dầm trong

Hình 6.19 Biểu đồ lực cắt tổ hợp cường độ dầm trong

Hình 6.20 Biểu đồ moment tổ hợp sử dụng dầm trong

Hình 6.21 Biểu đồ lực cắt tổ hợp sử dụng dầm trong

Hình 6.22 Biểu đồ moment tổ hợp cường độ dầm biên

Hình 6.23 Biểu đồ lực cắt tổ hợp cường độ dầm biên

Hình 6.24 Biểu đò moment tổ hợp sử dụng dầm biên

Hình 6.25 Biểu đồ lực cắt tổ hợp sử dụng dầm biên

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 57 BẢNG SO SÁNH TÍNH THỦ CÔNG VÀ PHẦN MỀM

Cường độ Sử dụng Cường độ Sử dụng

Tính bằng phần mềm Midas

Cường độ Sử dụng Cường độ Sử dụng

Nội lực tác dụng lên dầm biên lớn hơn dầm trong nên ta lấy nội lực dầm biên để tính toán

THIẾT KẾ DẦM CHỦ

CHỌN LOẠI CÁP DƯL

- Sử dụng cáp DƯL loại: 12 tao 12.7 mm

+ Diện tích 1 tao cáp atao = 98.7 mm 2 (Tra bảng)

+ Diện tích 1 bó cáp abo = 1184 mm 2

+ Đường kính ống bọc Dlo = 80 mm

+ Đường kính trong/ngoài ống gen bọc cáp: D80/87mm

- Chỉ tiêu của cáp DƯL:

+ Cường độ chịu kéo: fpu = 1860 Mpa

+ Giới hạn chảy fpy = 0.9fpu fpy = 1670 Mpa

+ Môdun đàn hồi Ep = 197000 Mpa

+ Hệ số ma sát lắc trên 1mm bó cáp K K = 6.6.10 -7 mm -1

+ Chiều dài tụt neo  A  A = 6 mm

+ Hệ số quy đổi hình dạng ứng suất   = 1

- Trong giai đoạn tạo DƯL fps = 0.6fpu=0.6*1860 = 1116 Mpa

- Ứng suất trong cốt thép khi kích fpj = 0.75fpu=0.75*1860 95 Mpa

SƠ BỘ CÁP DƯL

- Chọn bó cáp dựa theo TTGH Cường Độ

- Bỏ qua lượng cốt thép thường, do đó: Aps = M u φ×0.85×f pu ×(0.9×h)

+  : Hệ số sức kháng =1 f ps = (0.9÷0.95) f pu

+ h: Chiều cao dầm chủ + Mu: Mômen uốn do tổ hợp tải trọng ở TTGHCĐ (dầm biên): Mu= 9145.09 kN.m + fpu: Cường độ chịu kéo của thép DƯL: fpu = 1860Mpa

=> Diện tích thép DƯL cần bố trí theo TTGHCĐ là:

- Số tao cáp DƯL: ps bo n A

 Chọn ncap = 5 bó mỗi bó 12 tao

- Diện tích cáp DƯL ta chọn: A ps  n A 1bo  5 11845920mm 2

- Tải trọng tối thiểu của bó cáp: pu s f

+ n: số tao cáp trong 1 bó

+ As: diện tích 1 tao cáp

Với P = 1.65 (MN), tra bảng 3.7 HVM có:

Hình 7.1: Bố trí cáp DƯL theo phương ngang cầu

Hình 7.2: Bố trí cáp DƯL theo phần mềm REVIT

Chọn căng cáp DUL theo đường cong gãy khúc có vuốt tròn :

+ Trước tiên chọn vị trí cáp ở tim gối

+ Chọn vị trí điểm gãy của đường trục đó là điểm B Như vậy cũng định ra L

+ Nối AB, vị trí A cũng tức là biến h + Quyết định bán kính vuốt cong Rα

+ Tung độ tại mặt cắt cách 1 khoảng x (phần nghiên của bó cáp) là y =(l-x)tg 𝛼

Gọi: h – là vị trí cáp ở tim gối ho- Khoảng cách từ trọng tâm ống gen đến mép dưới của dầm ở khu vực giữa dầm

L1 – Khoảng cách từ gốc tọa độ đến vị trí đầu của đường cong

L2 - Khoảng cách từ gốc tọa độ đến vị trí cuối của đường cong

L - Khoảng cách từ gốc tọa độ tới điểm gãy của cáp

R – Bán kính cung trong dung để uốn cáp β-là góc hợp với đường chuẩn và phương ngang x- là khoảng cách từ gốc tọa độ đến mặt cắt đang tính y- là khoảng cách từ tâm ống gen tới mép dưới dầm tại mặt cắt đang tính

𝛼 – là góc hợp với phương của đường chuẩn và đường thẳng tại vị trí x

Khi tính toán xác định được L, h, h0, R, x

Các giá trị còn lại được tính bởi công thức :

Xác định góc α và hx Áp dụng tính toán cho bó cáp số 1

L = 7350mm ; h = 250mm ; h0 = 120mm ; R 0000mm β =arctan( ℎ−h0

2 ) = 8700 mm + Tại mặt cắt gối x=0 mm

Tại mặt cắt L/8 : x = 3675mm x= 3675mm < L1`50mm

150000 ) = 0.0089 rad y = 120 + 150000 [1-cos(0.018-0.0089)] = 126.21mm + Tại mặt cắt 3L/8 : x025mm x025mm > L2 = 8700mm

+Tại vị trí L/2 : x = 14700mm x700mm > L2 = 8700mm

 α= 0.018 rad ; y = 120mm Chiều dài từ cáp tim gối đến đầu đường cong : l1= 𝐿1

𝑐𝑜𝑠0.018`00mm Chiều dài cáp toàn bộ đường cong tròn : lc= 2𝜋𝑅

360 1 = 2617.99mm Chiều dài cáp từ cuối đường cong đến giữa nhịp : l2= 𝐿𝑡𝑡

2 − 8700 = 6000𝑚𝑚 Chiều dài cáp từ tim gối đến L/2 :

Lcap= l1 +lc +l2 `00+2617.99+6000 = 14617.99mm Thực hiện tương tự cho các bó cáp còn lại :

Bó cáp h (mm) R (mm) L (mm) h0(mm) β(rad) L1(mm) L2(mm) Lcáp(mm)

BỐ TRÍ CÁP DƯL

Hình : Mặt cắt bố trí cáp L/8, L/4 và 3L/8

ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA TIẾT DIỆN THEO TỪNG GIAI ĐOẠN

- Đặc trưng hình học sẽ được xác định theo các giai đoạn hình thành của tiết diện Đối với dầm chữ

I căng sau sẽ có 3 giai đoạn làm việc như sau:

- Giai đoạn I: Khi thi công xong dầm, chưa tiến hành luồn cáp DUL Mặt cắt tính toán là mặt cắt dầm bị giảm yếu bởi các lỗ để bố trí cáp

- Giai đoạn II: Khi thi công xong dầm, đã đổ bản bê tông mặt cầu Tuy nhiên giữa dầm và bản mặt cầu chưa tạo ra hiệu ứng liên hợp.Mặt cắt tính toán là mặt cắt I chưa liên hợp

- Giai đoạn III: Khi bản mặt cầu đã đạt cường độ và tham gia tạo hiệu ứng liên hợp giữa dầm và bản bê tông Mặt cắt tính toán là mặt cắt I liên hợp

 ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC MẶT CẮT CHƯA LIÊN HỢP CÓ CÁP

MẶT CẮT A (mm 2 ) S (mm 3 ) Y (mm) J (mm 4 ) Đầu dầm 1.05E+06 8.42E+08 803.72 2.23E+11

 ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC MẶT CẮT GIỮA NHỊP CỦA TIẾT DIỆN DẦM I CHƯA

- Modun đàn hồi của bê tông dầm: E d 0.043 2500 1.5  4536056Mpa

- Modun đàn hồi của cáp dự ứng lực: E ps 197000Mpa

- Tỷ số modun đàn hồi của thép DUL/BT dầm: ps ps d

+ Khoảng cách từ trọng tâm bó cáp tới đáy dầm tại L/2

 + Moment tĩnh của tiết diện đối với trục x tại đáy dầm:

+ Quy đổi tiết diện: (12 tao thành một hình tròn đường kính Dcap)

+ Quy đổi tiết diện cáp sang bê tông dầm:

+ Moment quán tính đối với trục trung hòa:

 Tương tự tính cho các mặt cắt còn lại:

 Vị trí tại gối có số liệu như sau:

Bảng 7.1: Đặc trưng hình học của dầm chưa liên hợp (có cáp)

Mặt cắt S(mm 3 ) Y(mm) J(mm 4 )

 ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC MẶT CẮT GIỮA NHỊP CỦA TIẾT DIỆN DẦM LIÊN

HỢP VỚI BẢN MẶT CẦU CÓ CÁP

 Tỷ số modun đàn hổi của BT bản/BT dầm:

Bề rộng quy đổi của bản: B bmc 0.82 2000 1640mm  và chiều dày bản: h f 200mm

Khoảng cách từ trọng tâm bản đến mép dầm: f bmc dam h 200 y H 1640 1740mm

Diện tích bản: A bmc   h f B bmc  200 1640 328000mm   2

Moment quán tính của bản:

Diện thích mặt cắt liên hợp: A lh  A L/2  A bmc  611662.12 328000 915062.12mm   2

Tổng moment tĩnh của tiết diện đối với trục x tại đáy dầm:

Trọng tâm mặt cắt: lh lh lh

Moment quán tính tiết diện liên hợp:

2 2 2 lh L/2 L/2 lh L/2 bmc bmc bmc lh 15050677063

Tương tự các mặt cắt còn lại:

Mặt cắt S(mm 3 ) Y(mm) J(mm 4 )

MẤT MÁT ỨNG SUẤT

7.6.1 TỔNG MẤT MÁT ỨNG SUẤT

Thay vì phân tích chi tiết hơn, các mất mát dự ứng suất trong các cấu kiện được xây dựng và được tạo dự ứng lực trong một giai đoạn duy nhất có thể lấy bằng: pT pF pA pES pSR pCR pR2 f f f f f f f

Df : tổng mất mát (MPa); pT

Df : mất mát do ma sát (MPa); pF

DfpA: mất mát do biến dạng neo (MPa);

DfpES: mất mát do co ngắn đàn hồi (MPa);

DfpSR: mất mát do co ngót (MPa);

DfpCR: mất mát do từ biến của bê tông (MPa);

DfpR 2: mất mát do tự chùng (dão) của cố thép DƯL (MPa);

7.6.1.1 MẤT MÁT ỨNG SUẤT DO BIẾN DẠNG NEO

DfpA: mất mát do biến dạng neo (MPa);

A: độ trượt hay biến dạng của neo (tụt neo), trị số thay đổi từ 3-10mm, lấy   A 6mm

L: chiều dài trung bình của bó cáp (m);

Ep: modul đàn hồi của thép DUL, E p 197000(MPa)

Bó cáp L (mm)  A E (MPa) p f (MPa) pA f (MPa) pA tb

7.6.1.2 MẤT MÁT DO MA SÁT

- Mất mát do ma sát giữa bó théo DƯL và ống bọc có thể lấy như sau:

 : ứng suất của bó cáp khi kích (MPa);

X: chiều dài bó thép DƯL đo từ đầu neo đến điểm đang xét (mm);

K: hệ số ma sát lắc (trên mỗi mm của bó thép), Lấy K=0.003(mm);

: hệ số ma sát,  0.35 e: cơ số logarit tự nhiên e=2.718

v: góc thay đổi của đường cáp theo phương đứng (rad): v 2

H: góc thay đổi của đường cáp theo phương ngang (rad): H

  L S: chiều dài của đoạn cong DƯL theo phương ngang

R: bán kính của đường cáp theo phương ngang

: tổng giá trị tuyệt đối của thay đổi góc của đường cáp DƯL tính từ đầu kích, hoặc từ đầu kích gần nhất nếu thực hiện căng cả hai đầu, đến điểm đang xét (rad)

- Đối với tao cáp có độ tự chùng thấp: fpj = 0.75fpu=0.75*1860 95 Mpa

Bảng 7.4: Mất mát do ma sát f pF

Bó cáp Đơn vị Mặt cắt

7.6.1.3 MẤT MÁT ỨNG SUẤT DO CO NGẮN ĐÀN HỒI p pES cgp ci

N- số lượng các bó thép DƯL, N=5 fcgp- tổng ứng suất tại trọng tâm bó cốt thép do dự ứng lực sau khi kích và trọng lượng bản thân dầm ở tiết diện có moment max (MPa)

Eci- modun đàn hồi của bê tông khi truyền lực căng, Ec6056(Mpa)

Pi – lực kéo trong cáp DƯL trước khi truyền ứng suất vào trong dầm Giá trị Pi được lấy như sau: i pj pA pF ps

P (f  f  f )A f - ứng suất cáp DƯL khi căng cốt thép, có thể lấy như sau: pj Đối với tao cáp có độ chùng thấp: pj pu f (0.70 0.9)f

Mg- Moment do trọng lượng bản thân dầm tại vị trí giữa nhịp (đối với nhịp đơn giản) MDC1

Ag – diện tích mặt cắt tại dầm vị trí i của riêng dầm BTCT-DUL (tiết diện bị giảm yếu bởi các ống bọc cáp DƯL)

Ig – moment quán tính mặt cắt dầm tại vị trí i của riêng dầm BTCT-DUL (tiết diện bị giảm yếu bởi các ống bọc cáp DƯL) ei – độ lệch tâm của cốt thép do DƯL, chính là khoảng cách giữa trọng tâm của dầm và trọng tâm cốt thép DƯL đối với mặt cắt dầm vị trị i i bg ps e y y y - khoảng cách tính từ trọng tâm đến đáy dầm trong giai đoạn chưa liên hợp bg y - trọng tâm của nhóm cáp DƯL đến đáy dầm trong giai đoạn chưa liên hợp ps

 Cáp dự ứng lực có:

+ Sử dụng 60 tao cáp 12.7mm, loại có có độ tự chùng thấp:

Diện tích 1 tao a= 98.7 mm 2   5 12 98.75922(mm ) 2 + Cáp DƯL được bố trí mặt cắt giữa nhịp như sau:

+ Trọng tâm của cốt thép DƯL: e 11520 y 192mm

 60  + Độ lệch tâm giữa trọng tâm dầm và nhóm cốt thép DƯL: e 732.73 192 540.73   

+ Tương tự tính các cho mặt cắt còn lại:

Bảng 7.5: Tính độ lệch tâm của thép DƯL và dầm

Ag611662.12(mm ) p pES cgp cgp cgp ci

Tìm P i i pi ps pi pi pF pA pES pES pES

Tìm f pES theo phương pháp lặp, tức là lần 1 cho f pES 0, tiến hành lặp cho đến khi nào hội tụ

             p pES cgp cgp cgp ci

             p pES cgp cgp cgp ci

             p pES cgp cgp cgp ci

Vậy, mất mát ứng suất do nén tại vị trí giữa dầm là f pES 31.70(MPa)

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 67 7.6.1.4 MẤT MÁT ỨNG SUẤT ĐÀN HỒI THEO THỜI GIAN

7.6.1.4.1 MẤT MÁT DO CO NGÓT fpSR 93 0.85H

H – độ ẩm tương đối của môi trường, lấy trung bình hằng năm (%) Đối với nước ta lấy

7.6.1.4.2 MẤT MÁT ỨNG SUẤT DO TỪ BIẾN pCR cgp cdp f 12 f 7 f 0

Trong đó: fcgp - ứng suất bê tông tại trọng tâm théo DƯL lúc truyền căng (MPa); fcdp

 - Thay đổi ứng suất tại trọng tâm cốt thép DƯL do tải trọng thường xuyên DC và DW

(là các tải tọng tác động sau khi căng – không kể do DƯL và TTBT dầm)

MDC1- Moment do tĩnh tải gây ra ở TTGH sử dụng trong giai đoạn 1 (bao gồm dầm chính, dầm ngang, bản mặt cầu)

MDC2- Moment do tĩnh tải gây ra ở TTGH sử dụng trong giai đoạn 2 (bao gồm lan can, lề bộ hành)

MDW- Moment do tĩnh tải lớp phủ gây ra ở TTGH sử dụng

Ig- Momemt quán tính của riêng dầm DƯL

Độ lệch tâm e giữa nhóm cáp DƯL và trọng tâm của dầm liên hợp là khoảng cách giữa hai điểm này, với e = y - y0 + e0, trong đó:- y là khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến đáy dầm- y0 là khoảng cách từ trọng tâm dầm chưa liên hợp đến đáy dầm- e0 là độ lệch tâm giữa nhóm cáp DƯL và trọng tâm của dầm chưa liên hợp.

Bảng 7.6: Tính ứng suất bê tông tại trọng tâm thép DƯL lúc truyền lực căng f cgp

Mg kNm 0 1530.78 2624.19 3280.24 3498.93 ei mm 45.14 103.84 302.86 448.87 540.73 fcgp MPa 7.85 7.47 7.37 7.30 7.22

Bảng 7.7: Tính mất mát do từ biến f pCR

Ic N 3.87E+11 3.22E+11 3.24E+11 3.27E+11 3.30E+11 ybc mm 2 995.4 1056.7 1050.7 1046.3 1043.5 ybg mm 4 804.9 752.4 743.5 736.9 732.7 ei kNm 45.14 103.84 302.86 448.87 540.73 ec mm 193.24 306.95 309.92 312.11 313.48 fcdg

7.6.1.4.3 MẤT MÁT ỨNG SUẤT DO TỰ CHÙNG Đối với thép DƯL có tính tự chùng thấp phù hợp với AASHTO M 203M (AASH A416 M) pR 2 pES pF pSR pCR f 30%[138 0.4 f 0.3 f 0.2( f f )]

Bảng 7.8: Tính mất mát do độ tự chùng f pR 2

7.6.1.5 TỔNG MẤT MÁT ỨNG SUẤT

Tổng mất mát dự ứng suất trong cấu kiện kéo sau: pT pF pA pES pSR pCR pR 2 f f f f f f f

Bảng 7.9: Tổng hợp mất mát ứng suấtf pT

 MPa 218.95 267.46 276.67 283.49 294.82 fpi MPa 1395.00 1395.00 1395.00 1395.00 1395.00 pT pi f f

Mất mát ứng suất trung bình : 19.60%

KIỂM TOÁN DẦM CHỦ

7.7.1 KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU UỐN CỦA DẦM TRONG GIAI ĐOẠN TRUYỀN LỰC

Thực hiện căng kích khi bê tông đủ 7 ngày, khi đó cường độ bê tông là:

Bê tông dầm được bảo dưỡng trong điều kiện dưỡng bằng hơi ẩm:

     Ứng suất nén cho phép: 0.6f ci '  0.6 41.17 24.70(MPa)   (Bảng 5.9.4.2.1-1) Ứng suất kéo cho phép: 0.25  41.17 1.60(MPa) 1.38(MPa)   Lấy 1.38 (MPa)

 Kiểm toán tại mặt cắt giữa nhịp Ứng suất cáp có xét đến mất mát: pi pi pF pA pES f f  f  f  f 1376.4 106.66 37.5931.701200.45(MPa)

Lực truyền vào cáp: i 1bo pi

Moment do tĩnh tải giai đoạn I tại giữa nhịp:   DC 1 g D

+ Ứng suất thớ trên: i i g t cct cct eq eq eq

      f mang dấu (-) có nghĩa thớ trên của dầm chịu nén vì vậy phải so sánh với ứng suất nén cho phép t cho phép Ta thấy f t  7.49 24.70(MPa)  , vì vậy thỏa mãn điều kiện chịu nén trong giai đoạn truyền lực của thớ trên dầm

+ Ứng suất thớ dưới: i i g t cct cct eq eq eq

    f mang dấu (-) có nghĩa thớ trên của dầm chịu nén vì vậy phải so sánh với ứng suất nén cho phép b cho phép Ta thấy f b  15.74 24.70(MPa)  , vì vậy thỏa mãn điều kiện chịu nén trong giai đoạn truyền lực của thớ trên dầm

 Kiểm toán tại mặt cắt gối Ứng suất cáp có xét đến mất mát: pi pi pF pA pES f f  f  f  f 1376.4 0 37.5931.701307.11(MPa) Lực truyền vào cáp: i ps pi

P A  f cos 1184.4 1307.11 5 7740705.42(N)   Moment do tĩnh tải giai đoạn I tại giữa nhịp:   DC 1 g DC DC (Nm

M   M 0 m) + Ứng suất thớ trên: i i g t cct cct eq eq eq

Với ứng suất nén trên thớ trên dầm ft = 6,03 < 24,70 Mpa (ứng suất nén cho phép), thỏa mãn điều kiện chịu nén ở giai đoạn truyền lực của thớ trên dầm.

+ Ứng suất thớ dưới: i i g b ccd ccd eq eq eq

    f mang dấu (-) có nghĩa thớ trên của dầm chịu nén vì vậy phải so sánh với ứng suất nén cho phép b cho phép Ta thấy f b  8.38  24.70 (MPa), vì vậy thỏa mãn điều kiện chịu nén trong giai đoạn truyền lực của thớ trên dầm

7.7.2 KIỂM TOÁN TIẾT DIỆN Ở TRẠNG TTGH SỬ DỤNG

7.7.2.1 KIỂM TOÁN ỨNG SUẤT LÚC SỬ DỤNG

7.7.2.1.1 KIỂM TRA ỨNG SUẤT NÉN THEO TỔ HỢP 1: DO DƯL + TĨNH TẢI

Bảng tổ hợp tải trọng sử dụng cho kiểm toán (Dầm biên)

Nội lực Đơn vị Gối L/8 L/4 3L/8 L/2

MDC2 MPa 0 749.89 1285.53 1606.91 1714.04 Ứng suất nén cho phép:

+ f pi 0.9 f py 0.9 1860 1674(MPa)  Ứng suất kéo cho phép: 0.5(f ) c ' 0.5  0.5(45) 0.5  3.35(MPa)

Bảng 7.10: Kiểm tra ứng suất thớ trên dầm

Giá trị Đơn vị Gối L/8 L/4 3L/8 L/2

M2 Nmm 0 7.50E+08 1.29E+09 1.61E+09 1.71E+09 fpf MPa 1307.10 1242.27 1226.08 1214.88 1200.46 cos rad 5.00 5.00 5.00 5.00 5.00

I lh Mm 4 3.87E+11 3.22E+11 3.24E+11 3.27E+11 3.30E+11 e mm 45.14 103.84 302.86 448.87 540.73 ycct mm 804.86 752.44 743.46 736.87 732.73 yct mm 995.38 1056.67 1050.67 1046.26 1043.49 ft d1  MPa -6.0 -17.5 -16.3 -14.6 -12.4

KT Đạt Đạt Đạt Đạt Đạt

Bảng 7.11: Kiểm tra ứng suất thớ trên bản mặt cầu

I lh Mm 4 3.87E+11 3.22E+11 3.24E+11 3.27E+11 3.30E+11 nb mm 0.79 0.79 0.79 0.79 0.79 yb mm 774.62 713.33 719.33 723.74 726.51 ft b1  MPa 0 -1.3 -2.2 -2.8 -3.0

7.7.2.1.2 KIỂM TRA ỨNG SUẤT NÉN THEO TỔ HỢP 2: HOẠT TẢI + 0.5x(DƯL + TĨNH

Bảng tổ hợp tải trọng sử dụng kiểm toán (Dầm biên)

0.5M2 kNm 0 374945000 642765000 803455000 857020000 Ứng suất nén cho phép:

+ Của bản: 0.4f c '  0.4 30 12(MPa)   Ứng suất nén cho phép:

Bảng 7.12: Kiểm toán ứng suất thớ trên của dầm

I lh Mm 4 3.87E+11 3.22E+11 3.24E+11 3.27E+11 3.30E+11 yct mm 995.38 1056.67 1050.67 1046.26 1043.49 ft d1  mm -6.0 -17.5 -16.3 -14.6 -12.4 t d 2 f  MPa -3.0 -10.20 -10.6 -10.3 -9.4

Bảng 7.13: Kiểm toán ứng suất thớ trên của bản mặt cầu

I lh Mm 4 3.87E+11 3.22E+11 3.24E+11 3.27E+11 3.30E+11 yb mm 774.62 713.33 719.33 723.74 726.51 nb 0.79 0.79 0.79 0.79 0.79 ft b1  mm 0 -1.3 -2.2 -2.8 -3.0 ft b2  MPa 0 -1.9 -3.3 -4.0 -4.3

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 72 7.7.2.1.3 KIỂM TRA ỨNG NÉN THEO TỔ HỢP 3: DO DƯL + TĨNH TẢI + HOẠT TẢI

Bảng tổ hợp tải trọng sử dụng kiểm toán (Dầm biên)

- Ứng suất nén cho phép:

- Ứng suất kéo cho phép:

Bảng 7.14: Kiểm tra ứng suất thớ trên dầm

I lh Mm 4 3.87E+11 3.22E+11 3.24E+11 3.27E+11 3.30E+11 yct mm 995.38 1054.18 1048.25 1044.68 1043.49 ft d1  mm -6.0 -17.5 -16.3 -14.6 -12.4 ft d3  MPa -6.0 -19 -18.7 -17.6 -15.6

Bảng 7.15: Kiểm tra ứng suất thớ trên bản mặt cầu

I lh Mm 4 3.87E+11 3.22E+11 3.24E+11 3.27E+11 3.30E+11 yb mm 774.62 713.33 719.33 723.74 726.51 nb 0.79 0.79 0.79 0.79 0.79 ft b1  mm 0 -1.3 -2.2 -2.8 -3.0 ft b3  MPa 0 -2.5 -4.4 -5.4 -5.7

7.7.2.1.4 KIỂM TRA ỨNG SUẤT THỚ DƯỚI DẦM

- Tổ hợp nội lực sử dụng để kiểm toán: Do DƯL + Tĩnh tải + Hoạt tải

M2 kNm 0 7.50E+08 1.29E+09 1.61E+09 1.71E+09 Ứng suất kéo cho phép: 0.5 f c ' 0.5 454.025(MPa) Ứng suất nén cho phép: 0.6f c '  0.6 45 27(MPa)   fpi 1376.4(MPa)

Giái trị Đơn vị Gối L/8 L/4 3L/8 L/2

Ilh mm 4 3.87E+11 3.22E+11 3.24E+11 3.27E+11 3.30E+11 e mm 45.14 103.84 302.86 448.87 540.73 yb mm 774.62 713.33 719.33 723.74 726.51 lh y b mm 995.38 1056.67 1050.67 1046.26 1043.49 fb MPa -8.4 -2.2 0.4 0.95 -2.9 Điều kiện MPa 27 27 27 27 27

Kiểm tra Đạt Đạt Đạt Đạt Đạt

7.7.2.1.5 KIỂM TRA ĐỘ VỒNG, ĐỘ VÕNG DẦM

Xét tại mặt cắt giữa nhịp (có độ võng lớn nhất)

Quy ước: Độ võng xuống mang dấu dương, vồng lên mang dấu âm

+ Khi căng kích: tiến hành khi đủ 7 ngày tuổi (cường độ đạt 90% trở lên)

+ Khi đạt đủ cường độ: khi đủ 28 ngày tuổi

7.7.2.1.6 ĐỘ VỒNG DO DỰ ỨNG LỰC

+ Dự ứng lực tại thời điểm truyền lực:

+ Dự ứng lực sau tất cả mất mát:

+ Khoảng cách từ trọng tâm cáp dự ứng lực đến trọng tâm dầm: e  540.73   m m

+ Độ võng do lực dự ứng lực:

 Sau khi mất mát ứng suất: c c 2 2   c g

7.7.2.1.7 ĐỘ VỒNG DO TĨNH TẢI

 Độ võng do trọng lượng dầm:

 Độ võng do bản mặt cầu:

 Độ võng do lớp phủ:

 Độ võng do lan can:

Tổng độ vồng của dầm sau khi căng cáp DƯL: độ vồng tính toán do dự ứng lực và trọng lượng bản thân dầm

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 74 Độ võng của dầm khi khai thác dưới lác dụng các tải trọng thường xuyên:

7.7.2.1.8 ĐỘ VÕNG CỦA DẦM KHI KHAI THÁC DƯỚI TÁC DỤNG CỦA TẢI Điều kiện độ võng khi có hoạt tải sử dụng:   31400 39.25  

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

+ Độ võng của xe tải thiết kế

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

Tính toán độ võng do hoạt tải:

+ Để kiểm tra độ võng dầm chủ, ta xếp tải lên tất cả các làn

+ Khi tính toán độ võng, hệ số phân phối mômen có thể lấy bằng số làn chia cho số dầm :

/ 2 / 10 0.2 g  so lan so dam   Do đó khi tính toán độ võng, các giá trị mômen gây ra do hoạt tải cần được nhân với hệ số mg  1.0 0.2   0.2

+ Công thức tính độ võng: 1 m k

Hình 7.16 Moment do xe 3 trục và tải trọng đơn vị

+ Độ võng do tải trọng làn gây ra:

 + Độ võng do tải trọng xe 3 trục gây ra:

+ Độ võng do 25% xe 3 trục và tải làn gây ra:  0.25 3T Lan    0.25 2.86 1.98 2.70 mm     

Kiểm tra điều kiện: max max 3T; 0.25 3T Lan   2.86 mm     39.25 mm Đạt

7.7.2.2 KIỂM TOÁN TIẾT DIỆN DẦM Ở TRẠNG TTGH CƯỜNG ĐỘ

7.7.2.2.1 KIỂM TOÁN SỨC KHÁNG UỐN Điều kiện kiểm toán: M u M r  M n

Trong đó: + Mu : moment do ngoại lực tác dụng ở TTGH cường độ M u cd , 9571.39 kNm 

+  0.9 :hệ số sức kháng uốn (Điều 5.5.4.2)

+ Mn : sức kháng uốn danh định của bản thân tiết diện Được xác định theo các điều khoản tương ứng trong Điều 5.7.3 22TCN 272-05

 Ví dụ kiểm toán tại mặt cắt giữa nhịp

 Xác định sức kháng uốn danh định M n :

- Giới hạn chảy cáp DUL: f py  0.9  f pu  0.9 1860   1674 MPa

- Cường độ kéo đứt của cáp DUL: f pu 1860MPa

Hệ số quy đổi vùng nén:

 Quy đổi tiết diện dầm về dầm chữ I để xác định sức kháng uốn danh định của dầm:

 Để dễ tính toán quy đổi tiết diện dầm về dầm chữ I để xác định sức kháng uốn danh định của dầm:

+ Chiều cao bản cánh trên quy đổi: A 17875

+ Chiều cao bản cánh dưới quy đổi: A 22500

Trong đó A là diện tích phần vát xéo của dầm I

Hình 7.17: Tiết diện đã qui đổi

 Xác định trục trung hòa dầm:

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 76 Giả sử trục trung hòa qua cánh trên của dầm I

Ta quy đổi bê tông dầm thành bê tông bản mặt cầu:

Môđun đàn hồi của bê tông dầm: E cd 0.043 2500 1.5  4536056MPa

Môđun đàn hồi của bê tông bản: E cb 0.043 2500 1.5  3029440MPa

Bề rộng bầu dưới dầm quy đổi thành qd t t cd cb b b E 650 1.22 793mm

Bề rộng bản bụng dầm quy đổi thành qd w w cd cb b b E 200 1.22 244mm

Ta có phương trình cân bằng tĩnh học:

' ' ' ' ps pu s y s y 1 c w f ps pu 1 c w f pu pu

Trong đó: Aps : diện tích mặt cắt cốt thép DƯL Aps = 5922mm 2 fpu : cường độ kéo đứt của thép DƯL fpu = 1860Mpa

As : diện tích cốt thép thường chịu kéo As = 0

A ’ s : diện tích cốt thép thường chịu nén A ’ s = 0 (Bỏ qua) fy,f ’ y : giới hạn chảy của cốt thép thường chịu kéo và nén f ’ c : cường độ bê tông 28 ngày tuổi, f ’ cd = 45Mpa, f ’ cb = 30Mpa β1 : hệ số quy đổi vùng nén β1 = 0.728 bw : chiều rộng bản bụng bw = 200 mm k = 0.28 dps = 1570-192 = 1378mm (từ trọng tâm cáp đến đầu dầm L/2)

 Xác định sức kháng uốn danh định M n :

+ Khoảng cách TTH đến mép vùng nén: c = 418.09 (mm) + Chiều cao vùng nén: a   1 c 0.728x418.09304.37(mm)

+ Ứng suất trung bình trong tao cáp ứng suất trước (A 5.7.3.1.1-1): ps pu pu ps c 418.09 f f 1 k 1860 1 0.28 1702Mpa f 1860(MPa) d 1378

 Đảm bảo ứng suất trong cáp

 Sức kháng uốn danh định của dầm:

 Kiểm tra điều kiện ta có: M u 9571.39(kNm) M n 0.914281 12853.0 7(kNm)

Vậy thỏa điều kiện sức kháng uốn danh định

 Tương tự kiểm toán tại các mặt cắt còn lại:

 Bảng 9.23 Kiểm tra sức kháng uốn danh định của dầm

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 77 Giái trị Đơn vị Gối L/8 L/4 3L/8 L/2

A ps mm 2 5922 5922 5922 5922 5922 f pu MPa 1860 1860 1860 1860 1860 k 0.28 0.28 0.28 0.28 0.28 d ps mm 720 921.4 1129.4 1282 1378 c mm 373.1 392.4 406.3 414.0 418.1 a mm 285.0 299.8 310.4 316.3 319.4 f ps MPa 1590.13 1638.19 1672.65 1691.82 1701.99

7.7.2.2.2 KIỂM TRA HÀM LƯỢNG CỐT THÉP TỐI ĐA

Đảm bảo điều kiện hàm lượng cốt thép tối đa

 Kiểm toán tại các mặt cắt còn lại:

BẢNG KIỂM TOÁN HÀM LƯỢNG CỐT THÉP TỐI ĐA

7.7.2.2.3 KIỂM TRA HÀM LƯỢNG CỐT THÉP TỐI THIỂU

 Kiểm toán tại mặt cắt giữa nhịp: Điều kiện kiểm toán: M r min(1.2M ;1.33M ) cr u

Trong đó: + Mr : sức kháng uốn tính toán của dầm

M r  M n 0.9x14281.19 1428 1.19(kNm) + Mu: moment uốn ở TTGH cường độ

M u 9571.39 kNm)( + Mcr: moment nứt, moment gây ứng suất kéo khi uốn ở THSD

 Xác định moment gây nứt M cr :

+ Cường độ chịu kéo khi uốn (Điều 5.4.2.6):

' r c f 0.63 f 0.63 454.22Mpa + Moment do tĩnh tải giai đoạn I:

 Để thớ dưới dầm bị nứt bởi moment gây nứt thì cần phải xác định một moment phụ thêm:

DC1 LC DW i i r bc g bg bg bc

Kiểm tra điều kiện ta có: M r 14281.19(kNm) 1.33M u 12729.94(kNm)

 Không đảm bảo điều kiện hàm lượng cốt thép tối thiểu

 Kiểm toán với các mặt cắt còn lại:

BẢNG KIỂM TRA HÀM LƯỢNG CỐT THÉP TỐI THIỂU

7.7.2.2.4 KIỂM TRA SỨC KHÁNG CẮT CỦA DẦM

 KIỂM TOÁN TAI MẶT CẮT GỐI Điều kiện kiểm toán: V r  V n V u (A5.8.2.1 – 2 )

Trong đó: +  0.9 :hệ số sức kháng cắt (Điều 5.5.4.2)

+ Vu 94.61(kN): lực cắt lên dầm ở THCĐ

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

 Xác định sức kháng cắt danh định của dầm:

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

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

+ 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

+ Av : 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

Bước 1: Xác định chiều cao hữu hiệu d v

Ta có: Vu = 1,194,610 N Mu = 0 Nmm Khoảng cách từ trọng tâm vùng nén đến trọng tâm vùng kéo ps v ps v

Bước 2: Tính ứng suất cắt danh định và kiểm tra tỉ số ứng suất cắt

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 79 pf pj pT f f  f 1376.40218.941157.46Mpa

+ Lực cắt do cáp DUL dây ra:

+ Bề rộng bản bụng bw: bw 850(mm)

+ Ứng suất cắt danh định: u v p v v w

+ Kiểm tra tỉ số ứng suất cắt

0.021 0.25 f  45   Đạt Không cần tăng tiết diện

Bước 3: Tính biến dạng dọc :

Tính εx (5.8.3.4.2-2 22TCN 272-05) u u u p ps po v x s s ps ps

Nu = 0: lực dọc tính toán

Vp = 411200 (N): lực cắt do cáp gây ra

As, Aps : diện tích thép dọc và diện tích cáp DUL

Es, Eps : modul đàn hồi thép dọc và modul đàn hồi cáp DUL dv = 1130.4 (mm) fpo : ứng suất trong thép dự ứng lực khi ứng suất bê tông xung quanh nó bằng 0 Tính bằng công thức sau: ps po pf pc c

 Nhân εx với một lượng Fs tính theo công thức sau: s s ps ps s s s ps ps c c

Ta có ' c v 0.021 f  và    x 1.68x10  4 , dựa vào hình 5.8.3.4.2 – 1 ta tra được: θ = 27 0 , cot θ = 1.96

Lặp lần 1: s s ps ps s s s ps ps c c

 Tra bảng ta được θ = 27 0 , cot θ = 1.96 β = 5.63

Bước 5: Xác định lực cắt tác dụng lên cốt thép đai u ' s p c w v v

 Chọn cốt thép đai theo cấu tạo: chọn cốt đai 2 nhánh  12 có As = 226 (mm 2 ), fy = 250 (MPa)

Bước 6 Xác định bước cốt thép đai

+ Vì bố trí cốt đai theo cấu tạo nên chọn bước cốt đai: s = 200 (mm)

+ Kiểm tra điều kiện bước cốt thép đai lớn nhất theo công thức A5.8.2.7:

      Thỏa mãn điều kiện bước cốt đai lớn nhất

+ Tính toán lại khả năng chịu cắt của cốt thép đai: v y s v

 Sức kháng cắt danh định của dầm:

 Kiểm tra điều kiện ta có: V u = 1194 (kN) < 0.9V n = 3613.5 (kN)  Đạt

Bước 7: Kiểm tra khả năng chịu lực của cốt thép dọc (5.8.3.6.3) Điều kiện: ps ps s s u u p s v v

Fps = 1590.13 (MPa): xác định ở phần tính Mn

Kiểm tra điều kiện ta thấy: ps ps s s u u p s v v

 KIỂM TOÁN TẠI MẶT CẮT GIỮA NHỊP

Bước 1: Xác định chiều cao hữu hiệu d v

Ta có: Vu = 108.44 N Mu = 9,571,390,000 Nmm Khoảng cách từ trọng tâm vùng nén đến trọng tâm vùng kéo

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 81 ps v ps v

Bước 2: Tính ứng suất cắt danh định và kiểm tra tỉ số ứng suất cắt pf pj pT f f  f 1376.40 294.83 1081.57Mpa 

+ Lực cắt do cáp DUL dây ra:

+ Bề rộng bản bụng bw: bw 200(mm)

+ Ứng suất cắt danh định: u v p v v w

+ Kiểm tra tỉ số ứng suất cắt

0.010 0.25 f  45   Đạt Không cần tăng tiết diện

Bước 3: Tính biến dạng dọc

Tính εx (5.8.3.4.2-2 22TCN 272-05) u u u p ps po v x s s ps ps

Nu = 0: lực dọc tính toán

Vp = 0 (N): lực cắt do cáp gây ra

As, Aps : diện tích thép dọc và diện tích cáp DUL

Es, Eps : modul đàn hồi thép dọc và modul đàn hồi cáp DUL dv = 1240.2 (mm) fpo : ứng suất trong thép dự ứng lực khi ứng suất bê tông xung quanh nó bằng 0 Tính bằng công thức sau: ps po pf pc c

Ta có ' c v 0.01 f  và   x 1.1x10  3 , dựa vào hình 5.8.3.4.2 – 1 ta tra được: θ = 36.9 0 , cot θ = 1.33 β = 2.1

 Tra bảng ta được θ = 36.9 0 , cot θ = 1.33 β = 2.1

Bước 5: Xác định lực cắt tác dụng lên cốt thép đai u ' s p c w v v

+ Chọn cốt đai cấu tạo: cốt thép đai 2 nhánh  12 có As = 226 (mm 2 ), fy = 250 (MPa)

Bước 6 Xác định bước cốt thép đai

Chọn bước cốt đai: S = 200 (mm)

+ Kiểm tra điều kiện bước cốt thép đai lớn nhất theo công thức A5.8.2.7:

      Thỏa mãn điều kiện bước cốt đai lớn nhất

+ Tính toán lại khả năng chịu cắt của cốt thép đai: v y s v

 Sức kháng cắt danh định của dầm:

 Kiểm tra điều kiện ta có: V u = 108.44 (kN) < 0.9V n = 676.8 (kN)  Đạt

Bước 7: Kiểm tra khả năng chịu lực của cốt thép dọc (5.8.3.6.3) Điều kiện: ps ps s s u u p s v v

Fps = 1701.98(MPa): xác định ở phần tính Mn

Kiểm tra điều kiện ta thấy: ps ps s s u u p s v v

CHƯƠNG VIII: THIẾT KẾ MỐ CẦU M1 VÀ M2 8.1 GIỚI THIỆU CHUNG

- Loại mố thiết kế: Mố đặc chữ U BTCT không DƯL

- Quy trình thiết kế: TCVN 272-05

- Hoạt tải thiết kế: HL-93

- Các kích thước cơ bản:

+ Số liệu mố thiết kế: N = 10 (gối)

+ Chiều cao gối thiết kế: hg = 200 (mm)

+ KC giữa cái gối theo PNC: S = 2000 (mm)

+ KC từ gối tới mép tường thân: a10 = 650 (mm)

- Các kí hiệu kích thước mố:

- Các thông số kích thước cụ thể mố:

Bảng tổng hợp kích thước mố M1 theo phương dọc cầu

STT Tên kích thước Ký hiệu Giá trị Đơn vị

1 Chiều rộng bệ mố ( dọc cầu) a1 5000 m

2 Bề rộng tường cánh ( phần dưới ) a2 1.000 m

4 Khoảng cách từ tường thân đến mép ngoài bệ a4 1.000 m

5 Bề rộng tường cánh ( phần đuôi ) a5 3.000 m

6 Bề rộng tường cánh ( toàn bộ) a6 4.000 m

7 Khoảng cách từ tường đỉnh đến mép ngoài bệ a7 1.000 m

9 Kích thước phần đỡ bản dẫn a9 0.300 m

10 Khoảng cách từ tim gối đến mép ngoài tường thân a10 0.650 m

11 Kích thước đá kê gối theo phương dọc cầu a11 0.700 m

12 Chiều rộng đất đắp trước mố a12 0.000 m

14 Kích thước tường cánh ( phương đứng) b2 0.570 m

17 Chiều cao mố ( từ đáy bệ đến đầu tường đỉnh) b5 6.170 m

20 Tổng chiều cao tường thân và tường đầu b8 4.170 m

21 Chiều cao đá kê gối b9 0.200 m

22 Chiều cao từ đỉnh mấu đỡ bản quá độ tới đỉnh gờ lan can b10 1.036 m

23 Kích thước mấu đỡ bản quá độ b11 0.300 m

24 Chiều dày bản quá độ tqd 0.35 m

25 Bề rộng bản quá độ bqd 10 m

Bảng tổng hợp kích thước mố theo phương ngang cầu

STT Tên kích thước Ký hiệu Giá trị Đơn vị

2 Chiều rộng bệ mố (phương ngang cầu) c2 19.50 m

3 Bề rộng mố ( phương ngang cầu ) c3 19.50 m

4 Bề rộng đá kê gối c4 0.7 m

5 Số lượng đá kê gối ng 10.0 chiếc

- Mođun đàn hồi BT: Ec = 29400 MPa

- Giới hạn chảy CT: fy = 400 MPa

- Mođun đàn hồi CT: Es = 200000 MPa

 Các thông số đất đắp

- Trọng lượng riêng đất đắp:   s 18kN / m 3

- Góc ma sát trong của đất đắp: φ = 35 0

- Góc ma sát giữa đất và tường: δ = 24 0

8.3 MẶT CẮT CẦN KIỀM TRA

- Chọn và tính duyệt 5 mặt cắt đặc trưng của mố :

Hình : Sơ đồ các mặt cắt kiểm toán của mố cầu

- Mặt cắt đáy móng(I-I): Dùng để kiểm toán móng cọc: số lượng cọc, nội lực trong cọc

- Mặt cắt chân tường thân (II-II): Dùng để bố trí cốt thép và kiểm toán tường thân

- Mặt cắt chân tường đỉnh (III-III): Dùng để bố trí cốt thép và kiểm toán tường đỉnh

- Mặt cắt tường cánh (IV-IV): Dùng để bố trí cốt thép và kiểm toán tường cánh

- Mặt cắt (V- V): Dùng để bố trí cốt thép và kiểm toán bệ móng

8.4 XÁC ĐỊNH LOẠI TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN MỐ

- Các loại tải trọng tác dụng lên mố cầu:

+ Trọng lượng bản thân mố

+ Trọng lượng bản thân đất trong lòng mố

+ Phản lực gối do trọng lượng TLBT KCN

+ Phản lực gối do trọng lượng lớp phủ mặt cầu

+ Phản lực gối do hoạt tải HL93 (LL) và tải trọng người (PL) xếp trên KCN

+ Áp lực đất: 1 Áp lực đất ngang tĩnh (EH)

2 Áp lực đất ngang do hoạt tải xếp sau mố (LS)

3 Áp lực thẳng đứng do lớp đất chất thêm (ES + Tải trọng gió: 1 Gió trên kết cấu (WS)

2 Gió tác dụng lên xe cộ (WL)

3 Tải trọng gió thẳng đứng (WV) + Lực hãm xe (BR)

+ Lực ma sát gối cầu (FR) + Áp lực ngang do động đất EAE

8.4.1.1 TĨNH TẢI 8.4.1.1.1 TĨNH TẢI DO TRỌNG LƯỢNG MỐ

Bảng tổng hợp nội lực cho mặt cắt I-I do trọng lượng bản thân mố

STT Kết cấu P(kN) e(m) M(kNm)

4 Mấu đỡ bản quá độ P4 59.74 0.900 53.764

Bảng tổng hợp nội lực cho mặt cắt II-II do trọng lượng bản thân mố

3 Mấu đỡ bản quá độ P4 59.74 0.90 53.76

Bảng tổng hợp nội lực cho mặt cắt III-III do trọng lượng bản thân mố

2 Mấu đỡ bản quá độ P4 59.74 0.40 23.90

8.4.1.1.2 TĨNH TẢI DO KẾT CẤU PHẦN TRÊN a) Trọng lượng dầm chủ, dầm ngang, ván khuôn

- Trọng lượng bản thân dầm chủ, dầm ngang:DC1=0.5 x qDC x ndamxLn

DC1 0.5 (17.39 1.75) 10 30     3062.4kNm b) Trọng lượng lan can

- Trọng lượng gờ bê tông lan can: DC2= Aclcx Lx cx0.5x 2+0.5 x qmn x ndamxLn

=(0.30625x30x25x0.5x2)+(0.2x30x0.5x2)%2.4kNm c) Trọng lượng lớp phủ mặt cầu DW=0.5 x qlp x ndamxLn=0.5 x 4.31 x 10 x 30 h9.6kNm Với cánh tay đòn là tâm đá kê gối tới tâm bệ mố e = -100 mm ta tính được bẳng tổng hợp sau:

Bảng tổng hợp tĩnh tải giai đoạn 1

Trọng lượng bản thân dầm chủ, dầm ngang 3062.4 -306.24

Bảng tổng hợp tĩnh tải giai đoạn 2

Trọng lượng lan can+ Gờ chắn 252.4 -25.24

Tổng (DW) 942 -94.20 d) Hoạt tải tác dụng lên KCN

- Xếp tổ hợp tải trọng HL93 và tải trọng người lên đường ảnh hưởng phản lực gối:

Xếp hoạt tải lên ĐAH phản lực gối:

Tải trọng Vị trí y i Tải trọng P i P i y i Đơn vị

Xe ba trục y1 1.00 145 145.00 kN y3 0.86 145 125.14 kN y4 0.73 35 25.71 kN

Xe hai trục y1 1.00 110 110 kN y2 0.96 110 105.80 kN

Tải trọng làn 9.3 kN/m 146.01 kN

Tổ hợp tải trọng lớn nhất 1030.913 kN

- Tải trọng lề bộ hành PL = 211.95kN

- Lấy bằng 25% 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 thep phương dọc cầu,và đặt cách mặt đường xe chạy 1.8m,ở đây do trên mố đặt gối di động nên ta có: BR= 25%  m g   n LL kN Trong đó: mg là hệ số làn xe mg=0.253 n là sô làn xe n=2

LL là trọng lượng các trục xe tải thiết kế: LL5+145+3525 KN

8.4.1.3 LỰC MA SÁT GỐI CẦU

Lực ma sát gối cầu được xác định dựa trên giá trị hệ số ma sát cực đại giữa các bề mặt tiếp xúc Cụ thể, lực ma sát tĩnh khi đầu dầm tiếp xúc với gối thép bị bỏ qua do lực ma sát này không đáng kể.

- Trên bình đồ cầu nằm trên đường thẳng, do vậy không có lực ly tâm:

8.4.1.5 TẢI TRỌNG GIÓ 8.4.1.5.1 TẢI TRỌNG GIÓ TÁC ĐỘNG LÊN CÔNG TRÌNH a Tải trọng gió ngang

- Tải trọng gió ngang phải được lấy theo chiều tác dụng nằm ngang và đặt trọng tâm tại trọng tâm của các phần diện tích chắn gió

PD = 0.0006V 2 AtCd (kN) (TCVN 11823-2017) Trong đó:

V là tốc độ gió thiết kế (m/s)

At diện tích của kết cấu hay cấu kiện cần tính tải trọng gió ngang (m 2 )

Cd là hệ số cản

- Công thức tính áp lực gió ngang:

Ta giả thiết công trình được xây dựng tại khu vực I (tra bảng) ta có: VB = 38 m/s

Tra bảng ta có, Cd là tỉ số giữa b/d

- Ta phải tính áp lực gió ngang tác dụng lên mố và lên KCN

Bảng tải trọng gió ngang xét tới mặt cắt I-I

Kết cấu e z At (m 2 ) P D (kN) M x (KNm) P D25 (kN) M x25 (KNm)

Bảng tải trọng gió ngang xét tới mặt cắt II-II

Kết cấu e z At (m 2 ) P D (kN) M x (KNm) P D25 (kN) M x25 (KNm)

Tổng 77.27 228.14 33.44 98.75 b Tải trọng gió dọc

- Đối với mố trụ có kết cấu phần trên là giàn hay các dạng kết cấu có bề mặt chắn gió là đáng kể thì ta sẽ phải xét đến áp lực gió dọc Vì vậy trong trường hợp này ta có áp lực gió dọc bằng 0

8.4.1.6 TẢI TRỌNG GIÓ THẲNG ĐỨNG Pv

Tải trọng ly tâm chỉ được tính khi xác định trạng thái giới hạn kết cấu không liên quan đến tải trọng gió tác động lên tải trọng hoạt động và chỉ được tính riêng khi hướng gió vuông góc với trục dọc của cầu.

- Công thức tính áp lực gió thẳng đứng:

Trong đó:Av = 18.5x 32= 592 m 2 (Diện tích phẳng của mặt cầu hay cấu kiện cần tính)

- Trị số tải trọng thẳng đứng: Pv = 0.00045*38 2 *592x0.5= 190.20 kN

- Do áp lực gió tác dụng thẳng đứng lên bề mặt mố là không đáng

8.4.1.7 TẢI TRỌNG GIÓ TÁC DỤNG LÊN XE CỘ a Tải trọng gió ngang

- 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 của kết cấu và đặt cách mặt đường 1.8 m

- Trị số tải trọng gió ngang tác dụng lên xe cộ: WLN = 1.532/2$ kN b Tải trọng gió dọc

- Áp lực gió dọc tác dụng lên xe cộ được lấy bằng 0.75 kN/m, tác dụng theo hướng nằm ngang, dọc với tim dọc của kết cấu và đặt cách mặt đường 1.8 m

- Vì tại mố đặt gối cầu di động nên ta có: WLD = 0 Kn

8.4.1.8 TẢI TRỌNG DO TRỌNG LƯỢNG ĐẤT ĐẮP

- Chiều cao đất đắp sau mố: b8 = 4.170 m

- Chiều rộng mố chịu tác dụng của các lớp (c5=c3-2.c1): c5 = 17.7 m

- Diện tích tác dụng của các lớp (Stđ=c5.(a1-a3-a4)): Stđ = 17.7 m 2

- Trọng lượng riêng của lớp đất đắp sau mố: gđ = 18 kN/m 3

- Chiều cao đắp đất trước mố: b12 = 0.915 m

- Chiều rộng đất đắp trước mố: a12 = 0.915 m

Bảng tính nội lực cho mặt cắt I-I bởi trọng lượng đất đắp

1.Đất sau mố Ps=b8.Stđ.γđ 1328.56 1.2000 1594.274

2.Đất trước mố Ptr=0.5xb12.a12.c3.γđ 139.40 -0.7500 -104.548

K = Ka nếu là tường chắn công xon

K = K0 nếu là tường chắn trọng lực K0=1-sin

Ka= 0.24 Trong đó:  : Góc ma sát giữa đất và vật liệu làm tường (độ) β: Góc nghiêng giữa mặt phẳng đất đắp và phương nằm ngang (độ) θ: Góc nghiêng giữa mặt sau tường chịu áp lực với phương nằm ngang (độ) φ: Góc nội ma sát hữu hiệu của đất đắp (độ)

Tiết diện Áp lực ngang của đất đắp lên tường

8.4.1.9.2 ÁP LỰC NGANG DO HOẠT TẢI SAU MỐ LS

K: là hệ số áp lực ngang của đất heq : là chiều cao của đất tương đương (mm) γ: là tỉ trọng của đất kg/m 3

H: là chiều cao của đất đắp

- Kết quả tính toán áp lực do hoạt tải sau mố LS:

Tiết diện Áp lực ngang của hoạt tải sau mố (LS)

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 91 8.4.1.9.3 ÁP LỰC ĐẤT TẠI MẶT CẮT IV-IV

Tên tải trọng Công thức tính Qy e M x kN m kNm Áp lực ngang của đất (EH) Qy=0.5Ka γđhtpa5(h1+h2) 37.16 1.22 45.23

Hoạt tải sau mố (LS) Qy=0.5Ka γđheqa5(h1+h2) 46.72 1.22 56.88

H1-b1-b2=3.0m, heq =1.5 chiều cao lớp đất tương đương ứng với chiều cao tường h2/2, htp=1.083 Là chiều cao của trọng tâm diện tích phần đuôi tường cánh

8.5 TỔ HỢP TẢI TRỌNG TẠI CÁC MẶT CẮT

Trạng thái giới hạn V Hx Hy Mx My kN kN kN kNm kNm

8.5.2 MẶT CẮT TƯỜNG THÂN II-II

8.5.3 MẶT CẮT TƯỜNG ĐỈNH III-III

8.5.4 MẶT CẮT TƯỜNG CÁNH IV-IV

Trạng thái giới hạn V Hx Hy Mx My

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 92 kN kN kN kNm kNm

8.6 TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP CHO CÁC MẶT CẮT

8.6.1.1 TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP CHỊU MOMENT UỐN

- Diện tích cốt thép cần thiết được xác định theo công thức sau: ct u s y e

BẢN LIÊN TỤC NHIỆT

SƠ BỘ KÍCH THƯỚC, SỐ LIỆU THIẾT KẾ

Giới thiệu về bản liên tục nhiệt:

- Trong xây dựng cầu, người ta đã sử dụng rộng rãi kết cấu nhịp có số lượng khe biến dạng ít nhất với loại hình cầu có sơ đồ tổ hợp cái nhịp dầm giản đơn Dầm giản đơn được sử dụng rộng rãi ở nước ta bởi tính cơ giới hóa, tiêu chuẩn hóa, tính dễ lắp đặt, lao lắp và vận chuyển phù hợp với trình độ của các đơn vị thi công trong nước hiện nay Nhưng thực tế thì các công trình cầu giản đơn có khe co giãn thường bị bong bật, làm giảm khả năng khai thác, tạo ra các xung kích khi xe cộ chạy qua các vị trí này

- Để đảm bảo về điều kiện xe chạy, tạo thuận lợi tối đa cho việc khai thác công trình cầu, cần phải giảm số lượng khe co giãn và chi phí bảo dưỡng khe co giãn Giải pháp liên tục nhiệt là một trong những giải pháp được dùng phổ biến hiện nay

- Kết cấu nhịp liên tục nhiệt là kết cấu được tạo ra bằng cách nối kết cấu nhịp dần hoặc giản đơn với nhau ở mức bản mặt cầu, sao cho dưới tác dụng của lực ngang và nhiệt độ, cầu làm việc như dầm liên tục, còn dưới tác dụng của tải trọng thẳng đứng vẫn làm việc như dầm giản đơn

- Ln là Chiều dài bản nối liên tục nhiệt, Ln = 2.4m

- Hn: Chiều dày bản liên tục nhiệt, Hn = 0.2m

- Ic: Moment quán tính của tiết diện liên hợp với bản mặt cầu, Ic = 0,369m 4

- Bê tông dầm chủ có cường độ 45MPa

- Bản liên tục nhiệt dùng bê tông có cường độ như dầm 30MPa

- Modul đàn hồi của dầm:

- Modul đàn hồi của bản mặt cầu:

- c: khoảng cách 2 tim gối ở trụ, c = 1.1 m

- Chiều dài tính toán Ltt = 31.4m

TÍNH TOÁN BẢN LIÊN TỤC NHIỆT DƯỚI TÁC DỤNG TẢI TRỌNG

10.2.1.1 TRỌNG LƯỢNG BẢN THÂN BẢN LIÊN TỤC NHIỆT

- Tải trọng phân bố: q DC  c B H n n  24.5 2.4 0.2    11.76(kN/ m)

- Giá trị moment gữa nhịp: max 1 2 1 11.76 2.4 2 8.47(kN.m)

- Giá trị moment sau khi nhân hệ số điều chỉnh:

Tại giữa nhịp: M ( )  DC  0.5  M max  0.5 8.47   4.23(kN.m) Tại gối: M ( )  DC   0.7  M max   0.7 8.47    5.93(kN.m)

- Giá trị lực cắt tại gối: Q DC  0.5  q DC  L n  0.5 11.76 2.4    14.11(kN)

- Tải trọng phân bố: q D W  c B H n n  24.5 2.4 0.075    4.41(kN/ m)

- Giá trị moment gữa nhịp: max 1 W 2 1 4.41 2.4 2 3.17(kN.m)

- Giá trị moment sau khi nhân hệ số điều chỉnh:

Tại giữa nhịp: M ( ) W  D  0.5  M max  0.5 3.17   1.59(kN.m) Tại gối: M ( ) W  D   0.7  M max   0.7 3.17    2.22(kN.m)

- Giá trị lực cắt tại gối: Q D W  0.5  q D W  L n  0.5 4.41 2.4    5.30(kN)

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 121 10.2.1.3 TRỌNG LƯỢNG LAN CAN

Do các nhịp bằng nhau nên: trai phai trai

Với được xác bằng PP nhân biểu đồ:

- Trọng lượng phần lan can: DC LC 25 0.2425 0.12  6.18(kN / m)

- Trọng lượng phần lề bộ hành: DC LBH 25 0.13 3.25(kN / m) 

- Trọng lượng phần bó vỉa: DC BV 25 0.062 1.55(kN / m) 

- Tải trọng lan can trên 1m dài:

- Tải trọng lan can phân bố trên 1 dầm:

- Moment quán tính tiết diện bản gối:

- Góc xoay tại đầu dầm do lan can, bó vỉa:

- Giá trị moment của bản nối:

- Giá trị lực cắt tại gối: QDW = 0

- Sơ đồ đặt tải theo phương dọc cầu để nội lực gây ra lớn nhất

+ Do tải trọng xe 2 trục:

- Dùng pp nhân biểu đồ để xác định góc xoay do từng bánh xe gây ra góc xoay được xác dịnh bởi công thức:

Trong đó: Df là hệ số phân bố ngang Df = N/Nd = 6/10 = 0.6

- Chuyển vị thẳng đứng ngang tại mặt cắt ngàm xác định theo công thức:

- Tính toán cho trục thành phần

- Hướng xe chạy (Từ trái qua phải dấu +)

- Góc xoay tại bản đầu nối do trục 1:

- Góc xoay do xe 2 trục gây ra:

- Chuyển vị tại đầu bản nối:

Giá trị moment của bản nối:

- Giá trị lực cắt tại gối:

- Dùng pp nhân biểu đồ để xác định góc xoay do từng bánh xe gây ra góc xoay được xác dịnh bởi công thức:

- Chuyển vị thẳng đứng ngang tại mặt cắt ngàm xác định theo công thức:

- Tính toán cho từng thành phần

- Hướng xe chạy (Từ trái qua phải dấu +)

- Góc xoay do xe 3 trục gây ra:

- Chuyển vị tại đầu bản nối:

- Giá trị lực cắt tại gối:

+ Chọn nội lực thiết kế gây ra: Do xe tải 3 trục

- Giá trị moment của bản nối

Giá trị tải trọng làn phân bố qlan = 9.3kN/m

Góc xoay tại đầu bản do tải trọng làn:

Khi đó tải ngàm BN chuyển vị xuống đoạn:

* Để moment max thì tải trọng phân bố lên 2 nhịp của bản nối

- Giá trị lực cắt tại gối QDC2 = 0

* Để lực cắt max thì tải trọng làn phân bố trên 1 nhịp của bản nối

- Giá trị lực cắt tại gối

10.2.3 LỰC DỌC CẦU DO HÃM PHANH (CÙNG CHIỀU VỚI CHUYỂN ĐỘNG)

Lực hãm phanh được chia đề cho mỗi gối

Trong đó: n là số nhịp trong chuỗi, n = 5 nhịp

Lực hãm phanh trên một dầm:

Phản lực tại mỗi gối do lực hãm phanh:

Nội lực phát sinh trong bản nối:

10.2.4 HOẠT TẢI ĐẶT CỤC BỘ TRÊN BẢN

Bề rộng bản hữu hiệu

Giá trị tải trọng trục thiết kế: P ( ) '   174 kN

10.2.4.2 XẾP TẢI THEO PHƯƠNG DỌC

Sơ đồ xếp tải để moment trong bản max

Giá trị lực cắt max khi P’ sát gối:

Giá trị tải trọng làn phân bố:

Do SW(+) = 1980 mm < 3000 mm nên:

Do SW(-) = 1820 mm < 3000 mm nên:

10.2.4.4 XẾP TẢI THEO PHƯƠNG DỌC

Giá trị moment của bản nối:

Giá trị lực cắt max khi P’ sát gối

- Dưới tác dụng của biện dạng dọc trục do tác dụng của tải trọng nhiệt độ sẽ gây ra lực kéo hoặc nén tỏng bản nối biến dạng tại mặt cắt cách mặt cắt cố định trong chuỗi một đoạn được xác định như sau:

: Hệ số giãn nở vì nhiệt

Với bê tông có tỷ trọng thông thường   10.8 10   6

   : Độ chênh lệch nhiệt độ t1: Tại thời điểm đổ bê tông 20 o t2: Tại thời điểm đang xét 29 o

L: Khoảng cách từ mặt cắt cố định của chuỗi đến mặt cắt cần xác định chuyển vị:

Ta có gối cao su: 700x850x200(mm)

Hpi: Tổng chiều dày các lớp cao su của gối thứ I (cm) Ứng suất tiếp:     G

Vậy lực dọc tác dụng: i b

=> phản lực tại mỗi gối do nhiệt độ Ni = Δi.Ab.G / hb

Vậy lực dọc trong 10 dầm:

BẢNG TỔ HỢP LỰC DỌC (N)

Xét giá trị trên 1m rộng của bản nối (theo phương ngang cầu)

Lực dọc do hãm phanh

Lực dọc do nhiệt độ

Bảng giá trị các hệ số tải trọng

Bảng tổng hợp moment uốn (Mx)

Tải trọng tác dụng Vị trí

Gối trái Giữa nhịp Gối phải

Trọng lượng BT BTLN M DC -5.93 4.23 -5.93

Trọng lượng LP BLTN M DW -2.22 1.59 -2.22

Trọng lượng TT GĐ2 M DC2 -8.6 -8.6 -8.6

Do hoạt tải – xe 3T M LL1 -490.82 -206.66 155

Do hoạt tải – TT làn M LN1 -355.66 -355.66 -355.66

Các giá trị đã chia cho bề rộng bản nối để xét trên 1m rộng bản

Bảng giá trị các hệ số tải trọng

TTGH  DC  D W  LN  LL 1+IM

TÍNH TOÁN CỐT THÉP TRONG BẢN LIÊN TỤC NHIỆT (THEO TTGH CĐ)

- Lực dọ thiết kế: Nu = Max(NuTTGHCĐ) = 20.6kN

Thớ trên Mu(-) = Min(MuTTGHCĐ) = -1502.17 kNm Thớ dưới Mu(+) = Max(MuTTGHCĐ) = 971.57 KNm + Thiết kế cho cặp lực (Nu , Mu) thớ trên bản

- Diện tích thép trên 1m dài:

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu:

Vậy thỏa điện kiện cốt thép tối thiểu

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa

Vậy thỏa điều kiện cốt thép tối đa

- Tương tự cho thớ dưới, chọn D20a150

KIỂM TRA NỨT

A d b mm nthanh n ds bf x mm bf n As

Moment quán tính của tiết diện:

Icr fsa z MPa fy dc A

TỔ CHỨC THI CÔNG

1.1.1 CÔNG TÁC TRẮC ĐỊA VÀ ĐỊNH VỊ TIM CẦU

- Dùng máy kinh vĩ có độ chính xác cao để định vị tim cầu và nối với cao độ tiêu chuẩn của nhà nước Việc đo đạc này yêu cầu phải thực hiện nghiêm túc và đòi hỏi độ chính xác cao Xác định rõ mực nước cao nhất, mực nước thấp nhất

- Để tiến hành thi công trước hết ta phải định tim mố trụ cầu rồi mới tiến hành cắm cọc định vị

- Xác định tim mố trụ cầu bằng phương pháp giao hội tim ngắm.

THIẾT KẾ TỔ CHỨC THI CÔNG

THUYẾT MINH BIỆN PHÁP THI CÔNG

1.1.1 CÔNG TÁC TRẮC ĐỊA VÀ ĐỊNH VỊ TIM CẦU

- Dùng máy kinh vĩ có độ chính xác cao để định vị tim cầu và nối với cao độ tiêu chuẩn của nhà nước Việc đo đạc này yêu cầu phải thực hiện nghiêm túc và đòi hỏi độ chính xác cao Xác định rõ mực nước cao nhất, mực nước thấp nhất

- Để tiến hành thi công trước hết ta phải định tim mố trụ cầu rồi mới tiến hành cắm cọc định vị

- Xác định tim mố trụ cầu bằng phương pháp giao hội tim ngắm

SVTH: LÊ CHÍ DIỄN– 17127006 131 1.1.2 CÔNG TÁC CHUẨN BỊ

- Chuẩn bị mặt bằng thi công: Bãi đúc cọc, bãi tập kết vật liệu, thiết bị xe máy, kho chứa vật liệu như xi măng, sắt thép, dụng cụ thi công …

- Khảo sát lại khu vực xây dựng cầu, đưa vào những cột mốc chuẩn mà đơn vị khảo sát thiết kế đã lập ra

- Làm đường tạm dẫn đến vị trí xây dựng cầu, san lấp mặt bằng xung quanh khu vực thi công, song song với việc này tiến hành dựng lán trại

- Vận chuyển vật liệu cơ bản và bán thành phẩm, trang thiết bị máy móc đến công trường

1.1.3 THIẾT KẾ TỔ CHỨC THI CÔNG MỐ

- Móng mố được xây dựng ở nơi không có nước mặt, do không bị hạn chế bởi điều kiện mặt bằng và đảm bảo tính đơn giản để thực hiện trong thi công, ta tiến hành thi công móng mố theo trình tự sau.-

Bước 1: Chuẩn bị mặt bằng

- San ủi dọn dẹp mặt bằng thi công

- Làm đường vận chuyển từ đường chính vào cầu

- Chuẩn bị máy móc, thiết bị, vật tư đến công trường

- Định vị tim mố, tim cọc

- Lắp dựng máy đóng cọc

- Vận chuyển cọc và búa đến vị trí mố, tiến hành đóng cọc đúng cao độ thiết kế và đóng đủ số cọc thiết kế

- Đối với cọc xiên phải có giá đóng để cọc có độ xiên đúng thiết kế Trong lúc đóng cọc phải thường xuyên theo dõi độ chối của cọc, độ xiên của cọc xiên Đối với cọc mố, độ xiên của cọc là

Khi đóng cọc, việc lựa chọn trình tự đóng cọc hợp lý là rất quan trọng để tối ưu hóa năng suất và thuận tiện cho quá trình thi công Nguyên tắc là giảm thiểu khoảng cách di chuyển của giá búa càng nhiều càng tốt Điều này giúp tiết kiệm thời gian vận hành máy móc, tăng hiệu quả làm việc, đồng thời đảm bảo an toàn khi thi công.

Bước 3: Đào đất hố móng

Đào hố móng theo kích thước đã thiết kế Sử dụng máy đào gầu nghịch kết hợp với đào thủ công đạt được độ cao đáy lớp bê tông lót móng theo đúng bản vẽ thiết kế.

- Gia cố thành hố móng, làm rãnh thoát nước Chuẩn bị sẵn máy bơm đề phòng nước ngầm hoặc nước mưa

- Làm khô hố móng bằng máy bơm

- Đập đầu cọc và vệ sinh đầu cọc

- Đập vỡ đầu cọc 65cm, lưu ý để lại 15 cm cọc nguyên ngàm vào bệ

- Xử lý cốt thép đầu cọc: xòe cốt thép cọc nghiêng so với phương thẳng đứng, để nối vào bệ

Bước 4: Thi công bệ mố

- Thi công lớp bê tông lót móng dày 10 cm

- Đổ bê tông bệ mố

Bố trí cốt thép bệ móng và liên kết cốt thép đầu cọc Đổ bê tông bệ mố

- Bảo dưỡng bê tông bằng cách tưới nước tạo ẩm tránh cho bê tông không bị nứt nẻ do co ngót và do chênh lệch nhiệt độ

- Khi bê tông đạt cường độ tiến hành tháo ván khuôn

- Đắp trả lại đất hố móng

Bước 5: Thi công các bộ phận còn lại của mố

- Lắp đặt ván khuôn và cốt thép thân mố, tường cánh, tường đỉnh

- Đổ bê tông thân mố, tường cánh, tường đỉnh

- Bảo dưỡng bê tông và khi bê tông đạt cường độ thì tháo ván khuôn

- Đắp đất sau mố, thi công bản quá độ, đường dẫn đầu cầu

- Giữa các bước phải có đủ thời gian để đảm bảo bê tông đạt đủ cường độ rồi mới tháo ván khuôn thi công hạng mục tiếp theo

1.1.4 THIẾT KẾ TỔ CHỨC THI CÔNG TRỤ

Bước 1: Biện pháp thi công đóng cọc trên sàn đạo

- Định vị tim trụ bằng máy kinh vĩ và thước thép theo phương pháp giao hội tia ngắm

- Đóng khung định vị cọc I300, lắp dựng đà dọc đà ngang, giằng chéo khung địng vị bằng cẩu

- Dùng cẩu 70 T đưa cọc vào vị trí cần đóng, kiểm tra độ xiên và hàn các đầu cọc

- Dùng cẩu 70 T cẩu búa 2.5 T đưa lên đầu cọc để đóng

- Các thao tác được lập lại cho đến khi thi công xong các cọc trong trụ

Bước 2: Rung hạ vòng vây cọc ván thép và thi công lớp bê tông bịt đáy

Sử dụng xà lan, cẩu kết hợp với búa rung để rung hạ vòng vây cọc ván thép

Sau khi khép mối nối vòng vây tiến hành đổ đất vào hố móng đến cao độ đáy lớp bê tông bịt đáy

Thi công lớp bê tông bịt đáy bằng phương pháp vữa dâng

Sử dụng máy bơm tiến hành bơm hút cạn nước trong hố móng

Bước 3: Thi công bệ trụ

Vệ sinh hố móng Đập đầu cọc và vệ sinh đầu cọc: Đập vỡ đầu cọc 50 cm, lưu ý để lại 10 cm cọc nguyên ngàm vào bệ

Xử lý cốt thép đầu cọc : xòe cốt thép cọc ra nghiêng so với phương thẳng đứng nối

Bố trí cốt thép bệ móng và liên kết cốt thép đầu cọc

Dựng ván khuôn thành bệ móng theo đúng kích thước thiết kế Đổ bê tông bệ móng:

Khi bê tông đạt cường độ, tháo ván khuôn

Bước 5: Thi công thân trụ

Lắp dựng cọc định vị I350 Lắp đặt ván khuôn và cốt thép thân trụ Tiến hành đổ bê tông thân trụ

Bước 6: Thi công xà mũ và hoàn thiện

Lắp đặt ván khuôn và cốt thép xà mũ trụ Đổ bê tông xà mũ trụ Bảo dưỡng bê tông và khi bê tông đạt cường độ thì tháo ván khuôn, cọc ván thép ,sàn đạo… Hoàn thiện trụ

Giữa các bước phải có đủ thời gian để đảm bảo bê tông đạt đủ cường độ rồi mới tháo ván khuôn thi công hạng mục tiếp theo

1.1.5 THIẾT KẾ TỔ CHỨC THI CÔNG KẾT CẤU NHỊP Bước 1: Thi công nhịp 1 Đúc và vận chuyển dầm đến bãi tập kết taị công trường Dùng 2 cẩu 80T đứng trên đường công vụ cẩu các dầm vào vị trí

Di chuyển cẩu vào vị trí thích hợp để lao dầm vào chính xác vị trí trên kết cấu nhịp

Buớc 2: Thi công nhịp 2 Đúc và vận chuyển dầm đến bãi tập kết taị công trường

Dùng 2 cẩu 80T đứng trên đường công vụ cẩu các dầm vào vị trí

Di chuyển cẩu vào vị trí thích hợp để lao dầm vào chính xác vị trí trên kết cấu nhịp

Thi công mối nối dầm ngang, dầm chủ

Thi công bản mặt cầu, lan can, khe co giãn, thoát nước,…

Thi công đất đắp sau mố và bản quá độ

Thanh thải đường công vụ, khơi dòng

Các công tác hoàn thiện.

TÍNH TOÁN THI CÔNG

1.2.1 KIỂM TRA CỌC BTCT TRONG KHI VẬN CHUYỂN VÀ LẮP DỰNG

- Chiều sâu đóng cọc vào đất là 17.5 m

- Do chiều dài cọc BTCT bị giới hạn bởi chiều dài thép, điều kiện vần chuyển nên ta chia cọc ra làm các đốt như sau:

- Các đoạn cọc nối gồm 1 đoạn dài 9m

- Ta chi tính toán cho cọc có chiều dài lớn nhất: L= 9.0m

- f’c : cường độ chịu nén của bê tông thân cọc: f’c = 30MPa

- fy: Giới hạn chảy của thép: fy = 420 MPa

- Kiểm tra cốt thép dọc trong cọc BTCT khi vận chuyển và lắp dựng

- Sơ đồ tính: dầm đơn giản , gối tựa vào vị trí móc cẩu khi vận chuyển vị trí móc cẩu cách mỗi đầu đoạn cọc 0.207L, nhằm tạo mô men gối và mômen nhịp bằng nhau

- Tải trọng q (kN/m): là trọng lượng bản thân cọc kể thêm hệ số động khi vận chuyển là 1.5 q = 1.5x d 2 x bt = 1.5x (0.40) 2 x 25 = 6.0 kN/m

- Mô men lớn nhất : Mmax=0.5x qx L 2 = 0.5x(0.207x 9.0) 2 x6.0 = 10.41 kNm

- Diện tích cốt thép cần thiết trong cọc :

-Diện tích cốt trép bố trí trong cọc :

Ta thấy : As bt>As ct→ Thỏa mãn về điều kiện vận chuyển

- Sơ đồ tính: dầm đơn giản , gối tựa vào vị trí móc cẩu khi lắp dựng vào vị trí dựng cọc vị trí móc cẩu cách mỗi đầu đoạn cọc 0.294L, nhằm tạo mô men gối và moomen nhịp bằng nhau

- Tải trọng q (kN/m): là trọng lượng bản thân cọc kể thêm hệ số động khi vận chuyển là 1.5 q = 1.5x d 2 x bt = 1.5x (0.40) 2 x 25 = 6.00 kN/m

- Mô men lớn nhất : Mmax=0.5x qx L 2 = 0.5x(0.294x 9.0) 2 x6.00= 21.003 kNm

- Diện tích cốt thép bố trí trong cọc:

- Diện tích cốt trép bố trí trong cọc:

Ta thấy : As bt >As ct→ Thỏa mãn về điều kiện vận chuyển

1.2.2 TÍNH TOÁN BÚA ĐÓNG CỌC

1.2.2.1 LỰA CHỌN BÚA ĐÓNG CỌC

Theo TCVN 9394-2012 thì lựa chọn búa đóng cọc theo khả năng chịu tải của cọc trong thiết kế và trọng lượng cọc:

-Tra bảng ta chọn loại búa đóng cọc diesel song động hiệu: MC Kierman-Terry DE-40 (Mỹ)

- Trọng lượng phần va đập: 1814 kG

- Trọng lượng toàn bộ búa: 4491 kG

- Năng lượng xung kích của búa: 4410 kG

- Năng lượng cần thiết của nhát búa đập

E: Năng lượng đập của búa (kG.m) a: hệ số (a% kG.m/T)

P: Khả năng chịu tải của cọc (T)

- Loại búa được chọn với năng lượng nhát đập phải thỏa mãn điều kiện sau: n tt

Trong đó: k: hệ số chọn búa đóng

Qn: Trọng lượng toàn phần của búa Qn= 4491 kG q: Trọng lượng cọc (kG)

Với búa diezen song động ta có k=6 Trọng lượng cọc q=0.40x 0.40x 9.0 x 25 = 36 kN = 3600 kG

- Đối với búa diezen dạng búa ống thì E =0.9×Q×H tt Trong đó:

Q: Trọng lượng phần đập của búa(kG) Q= 1814 kG H: Chiều cao rơi thực tế phần đập búa khi đóng ở giai đoạn cuối, với búa ống H= 2.8m Vậy E =0.9×1814×2.8= 4571.28 (kG.m) tt n tt

1.2.2.2 XÁC ĐỊNH ĐỘ CHỐI KHI ĐÓNG CỌC Độ chối của cọc đóng được tính theo công thức:

Trong đó: e: độ chối của lực xung kích n : hệ số, đối với cọc BTCT có mũ đệm lấy n = 150 T/m 2 F: diện tích tiết diện ngang cọc F = 0.4x 0.40 = 0.160 m 2

Ett: Năng lượng tính toán của nhát đập, Ett= 4571.28 (kG.m) = 457.13 (T.cm) k: Hệ số an toàn về đất k=1.4

M: hệ số, khi đóng bằng búa xung kích M = 1

P: khả năng chịu tải tính toán của cọc P = 133.6 T

 : hệ số phục hồi va chạm  2 = 0.2

QT: trọng lượng toàn phần của búa Q = 4491 KG = 4.491 T q: trọng lượng cọc và mũ cọc q = 0.4x0.4x9.0x25= 3.63 q1: Trọng lượng cọc đệm

Kết luận : Độ chối tính toán cho cọc BTCT 40x40 cm là: ebq = 1.79 mm/1 nhát búa đập

1.2.3 CHỌN MÁY TRỘN BÊ TÔNG

- Sử dụng đầm rung, có bán kính hoạt động Rb = 0.75m

- Chiều cao bê tông đổ trong 1h mà máy làm việc có hiệu quả

4h – thời gian đông kết của bêtông, từ chiều cao h = 0.1875m chọn máy trộn có công suất tương đương:

Fb – diện tích mặt cắt ngang bệ cọc

Chọn máy có công suất 5 m 3 /h

- Ván khuôn sử dụng bằng thép định hình, tính toán ván khuôn bao gồm:

+ Tấm lợp (ván lát ngang) thép tấm dày 5mm + Thanh nẹp đứng, nẹp ngang dùng dùng thép góc L100x100x10 + Thanh đỡ dùng thép góc liên kết bằng bulông

- Yêu cầu đối với ván kuôn:

+ Bảo đảm độ cứng, chắc bền và không bị biến dạng ít dính bám bêtông + Đúng hình dạng kích thước theo thiết kế

+ Kết cấu ván khuôn phải dễ tháo lắp không gây hư hại cho bêtông + Không gây khó khăn khi lắp đặt cốt thép, đổ và đầm bêtông + Phải bảo đảm độ kín khít, bằng phẳng tại vị trí giáp mối giữa các bộ phận

1.2.4.1 XÁC ĐỊNH KHOẢNG CÁCH l CÁC NẸP ĐỨNG p 6 , 3 R l max  5 u

 - Chiều dày tấm lợp  = 0.5cm

P – Tải trọng tác dụng lên ván khuôn thành bệ trụ, trường hợp có đầm rung xem như bêtông lỏng

 - trọng lượng riêng của bêtông  = 2.5 T/m 3 h = Rb = 0.75m

Pg – lực xung kích ngang Pg = 0.2 T/m 2

Công suất máy trộn trong 4 giờ: v = 6*4 = 24 m 3

Chiều cao đổ bêtông trong 4 giờ b

Ta chọn H = Rb = 0.75m để tính áp lực ngang lớn nhất max

Thép góc L100x100x10 có ix = 11.2cm 4 ; wx = 3.13cm 3

Khoảng cách giữa các nẹp ngang chọn l = 0.5 m

1.2.4.2 DUYỆT THEO CƯỜNG ĐỘ Áp lực ngang trên 1m nẹp đứng:

2 2 max max 2 x q=pl 75 0.537.5 kg/m ql 1037.5 0.63

2 2 σ44.4 kg/cm

Tiêu đề	Thiết kế cầu Phước Kiển với dầm I BTCT nhịp 30M
Tác giả	Lê Chí Diễn
Người hướng dẫn	TS. Đỗ Tiến Thọ, TS. Nguyễn Huỳnh Tấn Tài
Trường học	Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật TPHCM
Chuyên ngành	Kỹ thuật Xây dựng Công trình Giao thông
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp
Năm xuất bản	2022
Thành phố	Tp Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	175
Dung lượng	18,31 MB