Đồ án tốt nghiệp: Thiết kế cầu vượt ngã tư Tân Quy tiết diện dầm thép 1 liên hợp bản BTCT 7x36m

Sơ đồ tải trọng tác dụng lên lan can - Theo phương thẳng đứng Y:  Tĩnh tải: Trọng lượng tính toán của bản thân lan can... - Ta tiến hành tính toán cột lan can ở giữa với sơ đồ tính đượ

GIỚI THIỆU SƠ LƯỢC VỀ CÔNG TRÌNH

Q UY MÔ , TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ VÀ ĐẶC ĐIỂM TỰ NHIÊN KHU VỰC NGÃ 4 T ÂN Q UY

- Tiêu chuẩn quốc gia TCVN 11823:2017 THIẾT KẾ CẦU ĐƯỜNG BỘ

1.1.2 Các thông số thiết kế

- Quy mô xây dựng: cầu vĩnh cửu, tuổi thọ thiết kế 100 năm

 Vận tốc thiết kế: Vtk`km/h

 Tải trọng thiết kế: HL93

 Tĩnh không đường chui dưới cầu: H=4.75m Độ dốc dọc cầu tối đa: i=4%

- Đặc điểm địa chất Đất tầng tại khu vực dự án từ trên xuống dưới phân thành các lớp sau:

+ Lớp 1: Bùn sét lẫn hữu cơ xám đen, trạng thái chảy (0 – 4m) + Lớp 2: Sét pha màu xám xanh, trạng thái dẻo mềm dẻo cứng (4 – 17m) + Lớp 2a: Sét màu xám xanh xám nâu, trạng thái dẻo cứng (17 – 28.5m) + Lớp 3: Cát hạt thô lẫn sỏi sạn, kết cấu chặt vừa (28.5 – 41m)

+ Lớp 4: Cát hạt trung, trạng thái cứng (41-53.8m)

- Điều kiện khí tượng thuỷ văn

- Mưa Khu vực xây dựng nằm trong miền có hai mùa khí hậu rõ rệt:

 Mùa mưa: Từ trung tuần tháng 5 đến hết tháng 10

 Mùa nắng: Từ tháng 11 đến hết thượng tuần tháng 5

Số ngày mưa trung bình hàng năm là 154 ngày/năm

- Nhiệt độ Nhiệt độ trung bình trong các tháng từ (26-29) 0 C

Cao nhất trung bình là 32 0 C vào tháng 4

Thấp nhất trung bình là 26 0 C vào tháng 12

Độ ẩm không khí ở khu vực này biến động theo mùa rõ rệt Trong mùa mưa, độ ẩm tương đối trung bình đạt mức (80-86)%, cao nhất vào tháng 9 Ngược lại, trong mùa khô, độ ẩm tương đối trung bình lại giảm xuống (71-78)%, thấp nhất vào tháng 2 và tháng 3.

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 6 Độ ẩm tốt cao trung bình đạt (96-97) % vào mùa mưa và độ ẩm thấp nhất trung bình (43-64) % vào mùa khô

Vị trí cầu nằm trong khu vực không chịu ảnh hưởng trực tiếp của bão

Gió Tây – Nam thổi trong mùa mưa trung bình 3.6 m/s

Gió Đông – Bắc trung bình 2.4 m/s vào tháng 11 đến tháng 2

Gió Đông – Nam trung bình 2.4 m/s vào tháng 3 đến tháng 5

- Nắng, tình trạng bốc hơi nước và cân bằng nước

Số giờ nắng cao nhất vào tháng (1-4) đạt mức trung bình (7.6-8.6) giờ/ngày

Số giờ nắng thấp nhất vào tháng (7-10) đạt mức trung bình (5.6-5.9) giờ/ngày

Tổng lượng bốc hơi trong năm là 2114mm với độ bốc hơi cao nhất vào mùa khô Độ cân bằng nước đạt mức dương (20-228) mm trong các tháng mùa mưa và thiếu nước trong mùa khô

Kết luận: Nền đất nằm trong khu vực đất khá tốt, thời tiết, khí hậu của khu vực này không gây khó khăn cho công tác thi công khi sắp xếp thời gian thi công hợp lý.

T ỔNG QUAN VỀ VỊ TRÍ DỰ ÁN

Hình 1.1 Bản độ khu vực công trình

Hình 1.2 Mặt bằng dự án tại ngã tư Tân Qui

Hình 1.3 Khu vực dự án nhìn từ trên cao hướng đi Long An

Vì lưu lượng xe lưu thông trên Tỉnh lộ 8 đi từ Long An đến Bình Dương và từ Bình Dương đến Long An rất lớn, lớn hơn nhiều so với lưu lượng xe lưu thông trên Tỉnh lộ 15, vì thế ta chọn giải pháp xây dựng cầu trên đường Tỉnh lộ 8

G IẢI PHÁP KẾT CẤU CẦU

- Cầu giản đơn dầm thép liên hợp bản BTCT, gồm có 7 nhịp, chiều dài nhịp Ln6m, cầu được bố trí theo sơ đồ 7 x 36m

- Chiều dài toàn cầu: Ltc= 100 + 256.2 + 100 = 456.2 m

- Mố cầu: Là mố U bê tông cốt thép đặt trên kết cấu móng cọc khoan nhồi đường kính D1000mm

- Trụ cầu: Là trụ tròn rỗng thép đặt trên kết cấu móng cọc khoan nhồi đường kính D1000mm

- Chọn độ dốc dọc id= 4%

- Độ dốc ngang cầu in= 2%

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ SƠ BỘ

C ÁC LOẠI VẬT LIỆU

Mô đun đàn hồi của thép Es 200000 MPa

Cường độ chịu kéo nhỏ nhất Fu 485 MPa

Cường độ chảy nhỏ nhất Fy 345 MPa

Tỷ trọng của thép 78.5 kN/m 3

2.2.2 Bê tông bản mặt cầu

Cường độ nén của bêtông ở tuổi 28 ngày f ' c = 28 Mpa

Cường độ chịu kéo khi uốn : f r = 0,63 f c  = 3.33 Mpa

Mô đuyn đàn hồi (Eb): Ec =0,043 y 1,5 c f c  = 28442 Mpa

2.3 Chọn tiết diện sợ bộ

• Khoảng cách giữa các dầm chủ S

 Xác định chiều rộng cánh dầm :

4∗ 2 = 0.5𝑚 + Chọn chiều rộng bản biên trên dầm thép : bb = 600 (mm) + Chọn chiều rộng bản biên dưới thứ nhất : b1 = 600 (mm) + Chọn chiều rộng bản biên dưới thứ hai : b2 = 700 (mm)

 Xác định chiều dày của sườn :

 Xác định chiều dày bản cánh :

 Chọn chiều dày bản cánh trên = bản cánh dưới thứ nhất = bản cánh dưới thứ 2: b 1 2 30(mm)

BẢNG TỔNG HỢP KÍCH THƯỚC CỦA DẦM

Chiều cao bảng bê tông mặt cầu (hf) 200 mm

Khoảng cách giữa các dầm chủ (S) 2500 mm

Chiều cao dầm chủ (H) 2000 mm

Bề rộng bản cánh trên (𝒃 𝒄 ) 600 mm

Chiều dày bản cánh trên (𝒕 𝒄 ) 30 mm

Bề rộng bản cánh dưới (𝒃 𝟐 ) 600 mm Chiều dày bản cánh dưới (𝒕 𝟐 ) 30 mm Chiều dày sườn dầm thép (𝒕 𝒘 ) 16 mm Chiều cao sườn dầm thép (𝒉 𝒘 ) 1940 mm

Hình 2.1 Kích thước dầm chủ

Các vách ngang hoặc các khung ngang cho các dầm thép cán phải cao ít nhất bằng nửa chiều cao của dầm Do đó ta chọn liên kết ngang như sau :

Chọn liên kết ngang là thép hình góc đều cạnh L150×150×10 có các đặc trưng hình học như sau :

+ Diện tích : A = 2900 (mm 2 ) + Chiều cao : d = 150 (mm) + Chiều dày cánh : tf = 10 (mm) + Khối lượng trên một đơn vị chiều dài : 22.8 kg/m = 0.228 N/mm Mặt cắt ngang , bố trí dầm ngang thể hiện trên Hình 2.2

2.5 Các lớp phủ mặt cầu:

- Mặt đường gồm các lớp: + Bê tông asphal dày 75 cm + Lớp phòng nước dày 0.4 cm

Hình 2.2 - Bố trí chung trên cầu

L IÊN KẾT NGANG

Các vách ngang hoặc các khung ngang cho các dầm thép cán phải cao ít nhất bằng nửa chiều cao của dầm Do đó ta chọn liên kết ngang như sau :

Chọn liên kết ngang là thép hình góc đều cạnh L150×150×10 có các đặc trưng hình học như sau :

+ Diện tích : A = 2900 (mm 2 ) + Chiều cao : d = 150 (mm) + Chiều dày cánh : tf = 10 (mm) + Khối lượng trên một đơn vị chiều dài : 22.8 kg/m = 0.228 N/mm Mặt cắt ngang , bố trí dầm ngang thể hiện trên Hình 2.2.

C ÁC LỚP PHỦ MẶT CẦU

- Mặt đường gồm các lớp: + Bê tông asphal dày 75 cm + Lớp phòng nước dày 0.4 cm

Hình 2.2 - Bố trí chung trên cầu

TÍNH TOÁN ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC

Đ ẶC TRƯNG HÌNH HỌC PHẦN BẢN MẶT CẦU BÊ TÔNG CỐT THÉP

Hình 3.1 Bản bê tông cốt thép dầm trong + Diện tích phần bê tông :

+ Mô men tĩnh đối với trục đi qua phần tiếp xúc giữa bản bê tông và dầm thép:

+ Vị trí trọng tâm của phần bê tông (Ycb):

 Vị trí trục trung hòa cách mép dưới của BT về phía trên một đoạn là: 181.87 mm + Mô men quán tính của phần BT đối với trục trung hòa của phần BT:

X ÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC PHẦN DẦM THÉP

Hình 3.2 Tiết diện không có bản táp

+ Diện tích phần dầm thép (Ft):

+ Mô men tĩnh đối với trục đi qua trọng tâm sườn dầm thép (St):

+ Vị trí trọng tâm của phần dầm thép (Yct) :

 Vị trí trục trung hoà cách trọng tâm bản cánh dầm thép về phía dưới là: 985 mm

+ Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đến mép trên của dầm thép (Ytt) :

+ Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đến mép dưới của dầm thép (Ytd):

+ Mômen quán tính phần dầm thép đối với trục trung hoà của dầm thép :

3.3.1.1 Tiết diện liên hợp ngắn hạn

+ Tỷ số mô đun đàn hồi của thép trên bê tông trọng lượng trung bình n (Bảng 6.11 sách thiết kế cầu thép) :

+ Mô men tĩnh đối với trục đi qua mép tiếp xúc giữa bê tông và dầm thép :

+ Vị trí trọng tâm của tiết diện liên hợp (Yctd1) :

 Vị trí trục trung hòa cách mép trên dầm thép về phía dưới một đoạn là 391.08 mm

+ Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến biên dưới của dầm thép (Ytd1):

+ Khoảng cách trọng tâm dầm liên hợp đến biên trên của dầm thép (Ytd2) và biên dưới của bê tông (Ytd3):

+ Khoảng cách từ trọng tâm của dầm liên hợp đến biên trên của bê tông (Ytd4):

Ytd4 = hbt + Yctd = 391.08 + 300 = 691.08 mm + Mô men quán tính của tiết diện liên hợp:

Hình 3.3 Trục trung hoà tiết diện liên hợp ngắn hạn chưa có bản táp 3.3.1.2 Tiết diện liên hợp dài hạn

 + Mô men tĩnh đối với trục đi qua mép tiếp xúc giữa bê tông và dầm thép:

+ Vị trí trọng tâm của tiết diện liên hợp (Yctd1):

+ Khoảng cách trong tâm dầm liên hợp đén biên trên của dầm thép (Ytd2) và biên dưới của bê tông (Ytd3):

Ytd4 = hbt + Yctd = 300 + 690.83 = 990.83 mm + Mô men quán tính của tiết diện liên hợp:

Hình 3.4 Trục trung hòa tiết diện liên hợp dài hạn chưa có bản táp

T IẾT DIỆN LIÊN HỢP CÓ TẤM THÉP GIA CƯỜNG

3.4 Tiết diện liên hợp có tấm thép gia cường

+ Diện tích phần dầm thép (Ft):

+ Vị trí trọng tâm dầm thép (Yct) :

 Vị trí trục trung hòa cách trọng tâm sườn dầm thép về phía dưới là 242.11 mm

+ Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đến mép trên dầm thép (Ytt) :

+ Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đến mép dưới (Ytd) :

+ Mô men quán tính của phần dầm thép đối với trục trung hòa của dầm thép :

Hình 3.5 Trục trung hoà tiết diện có bản táp 3.4.1 Tiết diện liên hợp ngắn hạn

+ Tỷ số mô đun đàn hồi của thép trên bê tông trọng lượng trung bình n (Bảng 6.11 sách thiết kế cầu thép) :

+ Mô men tĩnh đối với trục đi qua mép tiếp xúc giữa bê tông và dầm thép :

+ Mô men quán tính của tiết diện liên hợp:

    Hình 3.6 Trục trung hòa tiết diện liên hợp ngắn hạn có bản táp

3.4.2 Tiết diện liên hợp dài hạn + Diện tích tương đương:

+ Mô men tĩnh đối với trục đi qua mép tiếp xúc giữa bê tông và dầm thép:

Hình 3.7 Trục trung hòa tiết diện liên hợp dài hạn có bản táp

TÍNH TOÁN LAN CAN

C ẤU TẠO LAN CAN

Chọn mức độ thiết kế của lan can là L4 – Mức cấp 4 – được chấp nhận áp dụng chung cho hầu hết các đường tốc độ cao với hỗn hợp các xe tải và xe tải nặng (mục 7.2 TCVN 11823 –

Các bộ phận của lan can thiết kế gồm có: tổ hợp tường phòng hộ bê tông và thanh lan can kim loại

4.2.2 Vật liệu dùng làm lan can

Giới hạn chảy, fy 420 MPa Đường kính cốt thép đai 1 và 2: 12 mm Đường kính cốt thép dọc: 14 mm

Lớp bê tông bảo vệ cho cốt đai: 50 mm

Khoảng cách giữa cốt đai: 200 mm

Dung thép lan can loại M270, cấp 250 có fy 250 MPa

Cường độ chịu nén của bê tông f’c = 28 Mpa

T HIẾT KẾ LAN CAN

4.3.1 Tính toán thanh lan can

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

- Chọn thanh lan can thép ống có:

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

Hình 4.1 Kích thước lan can

4.3.2 Tải trọng tác dụng lên thanh lan can

Hình 4.2 Sơ đồ tải trọng tác dụng lên lan can

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

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 17 + Tải tập trung P = 890 N được đặt theo phương hợp lực của g và w

4.3.3 Nội lực thanh lan can

+ Moment do tĩnh tải tại mặt cắt giữa nhịp:

+ 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:

: là hệ số điều chỉnh tải trọng

Với: hệ só 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

4.3.4 Kiểm tra khả năng chịu lực của thanh lan can

- Trong đó: φ: là hệ số sức kháng: φ= 1 M: là momnet lớn nhất do tĩnh tải và hoạt tải

Mn: Sức kháng của tiết diện

S: là momnet kháng uốn của tiết diện

Vậy thanh lan can đủ khả năng chịu lực

- Ta tiến hành tính toán cột lan can ở giữa với sơ đồ tính được thể hiện như ở trong hình

- Trong quá trình tính toán: Để đơn giản hóa ta chỉ kiểm tra khả năng chịu lực xô ngang vào cột và kiểm tra độ mảnh, bỏ qua lực thẳng đứng và trọng lượng bản thân

Kiểm tra khả năng chịu lực cột lan can:

+ Kích thước: h = 410 mm; h1 = 205 mm; h2 = 205 mm + Lực tác dụng: (chỉ có hoạt tải)

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 18 + 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:

- Momen tại mặt cắt chân cột lan can theo phương ngang cầu:

- Mặt cắt đảm bảo khả năng chịu lực khi:

- Sức kháng của tiết diện chân cột lan can: n y

- Momen kháng uốn của tiết diện chân cột:

Mặt cắt đảm bảo khả năng chịu lực

4.3.5 Tính toán phần bê tông đỡ lan can

- 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

+ Không bố trí dầm đỉnh M b 0

Lực tác dụng vào lan can

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

Phương nằm ngang Ft = 240 Lt = 1070

Phương thẳng đứng FV = 80 LV = 5500

Phương dọc cầu FL = 80 LL = 1070

4.3.6 Tính toán sức kháng momen

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

- Chiều cao lan can H0 mm

- Diện tích mặt cắt ngang lan can Alc64600 mm 2 Sức kháng danh định chịu tải trọng ngang RW

+ RW: Tổng sức kháng ngang của lan can

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

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 19 + MW: Sức kháng uốn của tường (sức kháng uốn của thép ngang trên 1 đơn vị chiều dài)

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

Chia lan can thành 3 đoạn có chiều dài tường thay đổi như sau:

+ Đoạn 1 : chiều cao là 450 mm

- Cốt thép gồm 2 thanh đường kính 12mm cho mỗi phía,

As = 113.1×2 = 226.2 mm 2 ds = 300 - 50 = 250mm Tính toán sức kháng như tiết diện hình chữ nhật

- Đoạn 2: do độ nghiêng bên phải lớn nên sức kháng moment âm và dương sẽ được tính riêng biệt, sau đó lấy trung bình

Phần dương (căng thớ bên trái): b = 200 mm

- Cốt thép chịu kéo gồm 1 thanh bên trái, đường kính 12mm với As = 113.1 mm 2 ds = (300 + 500) /2 = 400 mm

Phần âm (căng thớ bên phải): b = 200mm

- Cốt thép chịu kéo gồm 1 thanh bên phải, đường kính 12mm với As = 113.1 mm 2 ds = 300- 50 = 250 mm

Sức kháng trung bình của đoạn 2 là:

- Cốt thép gồm 1 thanh, đường kính 12mm với As = 113.1 mm 2 ds = 500 - 50 = 450 mm

Vậy sức kháng tổng cộng của tường đối với trục thẳng đứng là:

4.3.7 Tính sức kháng uốn của tường đối với trục ngang Mc

Cốt thép chịu kéo là các thanh thép đứng có đường kính D14 ứng diện tích 153.9 mm 2 và bố trí khoảng cách 100mm Khi đó, diện tích thép chịu kéo trên 1 đơn vị chiều dài

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

As = 153.9/100 =1.539 mm 2 /mm ds = 300 - 50 +14/2 + 12/2 = 263 mm

- Đoạn 2 và 3: chỉ xét thanh thép chịu kéo ( xét lực va từ bên phải mặt nghiêng) có neo xuống bản mặt cầu:

Diện tích thép trên bề rộng đơn vị

As = 153.9/100 =1.539 mm 2 /mm ds = 200 +100 + 14/2 + 12/2 = 313 mm

- 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 ngang của lan can:

Vậy Rw = 745.41 (kN) > Ft = 240 (kN) → Lan can đảm bảo khả năng chịu lực

Hình 4.3 Bố trí thép lan can

TÍNH TOÁN BẢN MẶT CẦU

T ÍNH TOÁN THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU

5.2.1 Ảnh hưởng của tải trọng và hệ số sức kháng Ảnh hưởng của tĩnh tải

Các hệ số tải trọng cho tĩnh tải:

- Đối với bản mặt cầu và lan can tay vịn:

- Đối với các lớp mặt cầu

pDWmin = 0.65 Ảnh hưởng của hoạt tải

+ Hệ số xung kích: IM = 0.33

+ Hệ số tải trọng: LL = 1.75

Sử dụng phương pháp phân tích gần đúng để thiết kế bản mặt cầu BTCT đúc tại chỗ và đúc liền khối {6.2.2.1.6}

Mô hình tính toán coi mặt cầu như các dải bản vuông góc với các cấu kiện đỡ

Khi tính toán hiệu ứng lực trong bản, phân tích một dải bản rộng 1m theo chiều ngang cầu Các cấu kiện kê được giả thiết là tuyệt đối cứng Ta có 2 sơ đồ tính, phần cánh hẫng ở dầm biên tính theo sơ đồ công son, các bản mặt cầu phía trong tính theo sơ đồ dầm liên tục trên các gối cứng tại vị trí các dầm chủ.

T ÍNH TOÁN NỘI LỰC BẢN MẶT CẦU

Xét trường hợp bất lợi nhất bảng hẫng chịu tác dụng cả tĩnh tải và bánh xe ô tô

5.3.1 Tĩnh tải tác dụng cho dải bản rộng 1m theo phương ngang cầu

- Do trọng lượng bản thân:

- Do trọng lượng của lan can:

Tĩnh tải lan can tay vịn: Plc = 0.12 kN/m Tĩnh tải bệ đỡ lan can:

- Do trọng lượng bản thân các lớp mặt cầu Tính toán theo bảng sau:

STT Lớp Chiều dày (m)  (kN/m 3 ) DW (kN/m)

Mô hình tải trọng tác dụng lên cánh hẫng như hình vẽ:

Hình 5.1 Mô hình tải trọng tác dụng lên cánh hẫng

L2 – Khoảng cách từ tim lan can đến ngàm

L3 – Chiều dài phần có lớp phủ mặt cầu

L4 – Chiều dài đoạn phân bố tải trọng bánh xe

L5 – Chiều dài đoạn phân bố tải trọng người đi bộ

Với L1, L2, L3, L4, L5 được tính theo nhịp có hiệu của bản kê trên dầm dọc là chiều dài của bản cánh hẫng trừ đi một nữa chiều rộng bản cánh dầm dọc tức là bf/2

5.3.2 Hoạt tải tác dụng cho dải bản rộng 1m theo phương ngang cầu

- Do xe tải thiết kế (Design Truck)

Xét một bánh xe nặng của xe tải thiết kế có trọng lượng P đặt cách mép bệ đỡ lan can 300mm

Khoảng cách từ tim bánh xe tới ngàm x = 120mm Chiều rộng tiếp xúc của bánh xe b = 510mm

Chiều dày của bản mặt cầu tf = 200mm

Chiều rộng dải tương đương:

- Do người đi Chiều rộng lề người đi là 1m Tải trọng người đi bằng 300kg/m 2 = 3kN/m 2 Tổng hợp kết quả:

Giả sử chọn bf = 300mm, ta có các bảng tổng hợp kết quả chiều dài, tĩnh tải và hoạt tải như sau: Chiều dài

DC1 (kN/m) DC2 (kN) DW (kN/m)

Xét hệ số điều chỉnh tải trọng trường hợp sử dụng các giá trị cực đại của i

D – tính dẻo, trường hợp thiết kế thông thường D = 1

R – tính dư, bản hẫng không có tính dư R = 1.05

I – tầm quan trọng, cầu trên quốc lộ I = 1.05

= 13.69 kN.m Lực cắt tại ngàm

V = . p 1.DC 1.L 1 p 1.DC 2  p 2.DW.L 3 m. LL (LLIM).L 4  PL PL.L 5 

5.3.4 Tính toán nội lực bản kiểu dầm Đối với bản của cầu dầm có thể phân tích như mô hình dải bản liên tục, kê trên các dầm chủ Đối với bản mặt cầu của các dầm có mặt cắt hình hộp có thể phân tích theo mô hình dải bản ngàm 2 đầu và tính theo phương pháp gần đúng với đường lối tính toán mômen dương ở mặt cắt giữa nhịp của mô hình bản giản đơn kê trên 2 gối khớp Trị số mômen tại mặt cắt giữa nhịp của bản

2 đầu ngàm xác định theo công thức:

Với M 0 0 , 5 S – mômen do ngoại tải gây ra tại mặt cắt giữa nhịp dầm giản đơn k – hệ số điều chỉnh lấy bằng 0.5

S – nhịp có hiệu của bản, S = 2.5 – 0.3/2 = 2,35m (giả thiết bf = 0.3m)

5.3.5 Nội lực do tĩnh tải trên 1m dài cầu

Tĩnh tải tính toán toàn bộ:

Mômen tại mặt cắt giữa nhịp của dầm giản đơn tương đương:

Mômen tính toán của dầm thật:

5.3.6 Nội lực do hoạt tải trên 1m dài cầu

+ Bề rộng dài tương đương:

S = 2500mm < 4600mm nên ta chỉ xét xe tải thiết kế, không xét tải trọng làn và xe 2 trục

Bề rộng tiếp xúc của bánh xe: b = 510mm

Chiều dài tiếp xúc của bánh xe:

Theo mô hình tính toán theo sơ đồ phẳng, tác dụng của tải trọng bánh xe khi đi qua cầu có thể quy về một băng tải dài (b+ts) theo phương ngang của cầu với cường độ phân bố đều trên mỗi mét rộng bản.

Hình 5.2: Phân bố bánh xe trên dải bản mặt cầu

2 (0.51 0.2) 2.035   = 12.545 kNm Mômen tại mặt cắt giữa nhịp trên dầm giản đơn:

2 (0.51 0.2) 1.845   = 13.84 kNm Mômen tại mặt cắt giữa nhịp trên dầm giản đơn:

Mômen tính toán dương tại mặt cắt giữa nhịp:

Mômen tính toán âm tại mặt cắt gối:

B Ố TRÍ CỐT THÉP

- Sức kháng uốn của bản

Mr = ф.Mn ф – hệ số sức kháng quy định theo {5.5.4.2.1} ф = 0.9 đối với trạng thái giới hạn cường độ 1

Mr – sức kháng uốn tính toán

Mn = sức kháng uốn danh định Đối với cấu kiện chịu uốn khi sự phân bố ứng suất gần đúng theo hình chữ nhật như quy định ở {5.7.2.2} thì Mn xác định theo {5.7.3.2.3}

Vì không có cốt thép ứng suất trước, b = bw và coi A s ' = 0

As – diện tích cốt thép thường chịu kéo (mm 2 ) fy – giới hạn chảy quy định của cốt thép (MPa) ds – khoảng cách tải trọng từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép thường chịu kéo (mm)

A s – diện tích cốt thép thường chịu nén (mm 2 )

' f y – giới hạn chảy quy định của cốt thép chịu nén (MPa)

' d s – khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu nén (mm)

' f c – cường độ chịu nén của bêtông ở 28 ngày (MPa) b – bề rộng của mặt chịu nén của cấu kiện (mm) bw – chiều dày của bản bụng hoặc mặt cắt tròn (mm)

 1– hệ số chuyển đổi điểu đồ ứng suất quy định trong {5.7.2.2} h f – chiều dày cánh chịu nén của cấu kiện dầm I hoặc T (mm) a = c. 1 – chiều dày của khối ứng suất tương đương (mm) theo {5.7.2.2} a = c. 1 1 '

Theo trạng thái giới hạn cường độ 1, cốt thép phải bố trí sao cho mặt cắt đủ khả năng chịu lực

- Chọn tiết diện cốt thép tổng quát

- Cường độ nén của bê tông ở 28 ngày tuổi: f’c = 28MPa Ec = 33994,48MPa

- Giới hạn chảy của thép thanh: fy = 420MPa Es = 200000MPa

- Lớp bảo vệ: d = 50 mm Giả thiết dựng ỉ14 Diện tớch cốt thộp: Av = 154 mm 2

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 26 Biểu thức đơn giản để tính cốt thép có thể bỏ qua cốt thép chịu nén khi tính sức kháng mômen như sau:

Cốt thép nhỏ nhất {5.7.3.3.2} của cốt thép thường thỏa mãn nếu:

Với các tính chất vật liệu đã cho, diện tích nhỏ nhất của thép trên một đơn vị chiều rộng bản là: min As = 0.03 28 1

Khoảng cách lớn nhất của cốt thép chủ {5.10.3.2} của bản bằng 1,5 lần chiều dày bản hoặc

450mm Với chiều dày bản 200 mm:

5.4.1 Cốt thép chịu mômen dương

Theo phụ lục B, bảng B4, sỏch Cầu bờ tụng cốt thộp (tập 1), thử chọn ỉ14@200 cho

  = 7.1 mm Kiểm tra độ dẻo dai: a ≤ 0.357d = 0.357x150 = 53.55 mm  Đạt

Kiểm tra cường độ mômen:

= 22143.2 Nmm = 22.1 kNm > 13.65 kNm  Đạt Đối với cốt thộp ngang bờn dưới chịu mụmen dương dựng ỉ14@200mm

5.4.2 Cốt thép chịu mômen âm

 Chọn As = 0.5 mm 2 Theo phụ lục B, bảng B4, sỏch Cầu bờ tụng cốt thộp (tập 1), thử chọn ỉ14@200 cho

  = 8.8 mm Kiểm tra độ dẻo dai: a ≤ 0.357d = 0.357x150 = 53.55 mm  Đạt Kiểm tra cường độ mômen:

= 27518.4 Nmm = 27.5 kNm > 23.07 kNm  Đạt Đối với cốt thộp ngang bờn trờn chịu mụmen õm dựng ỉ14@200mm

5.4.3 Cốt thép chịu mômen âm cho phần hẫng của bản mặt cầu Để thuận lợi thi công: Bố trí 2 mặt phẵng lưới cốt thép cho bản mặt cầu nên cốt thép âm cho phần hẫng được bố trớ giống cốt thộp õm dựng ỉ14@200mm Chỉ tiến hành kiểm toỏn

Mômen tính toán cho mômen âm bản mặt cầu:

Do mômen tính toán Mu < Mômen tính toán của mômen âm của bản mặt cầu nên chắc chắn các kiểm toán trong kiểm toán về cường độ được thỏa mãn

Cốt thép phụ theo chiều dọc được đặt dưới đáy bản để phân bố tải trọng bánh xe dọc cầu đến cốt thép chịu lực theo phương ngang Diện tích yêu cầu tính theo phần trăm (%) cốt thép chính chịu mômen dương Đối với cốt thép chính đặt vuông góc với hướng xe chạy {9.7.3.2}

Trong đó Sc là chiều dài có hiệu của nhịp Sc = 2500 mm

Bố trí As = 0.67 x 0.4 = 0.268 mm 2 Đối với cốt thộp dọc bờn dưới dựng ỉ12@200mm.

K IỂM TRA NỨT

Nứt được kiểm tra bằng cách giới hạn ứng suất kéo trong cốt thép dưới tác dụng của tải trọng sử dụng fs nhỏ hơn ứng suất kéo cho phép fsa {5.7.3.4}:

Z = 23000N/mm (tham số chiều rộng vết nứt) dành cho điều kiện môi trường khắc nghiệt Chiều cao tính từ thớ chịu kéo xa nhất đến tâm thanh gần nhất (dc) phải nhỏ hơn hoặc bằng 50mm.

A – diện tích có hiệu của bê tông chịu kéo trên thanh có cùng trọng tâm với cốt thép

Dùng trạng thái giới hạn sử dụng để xét vết nứt của bê tông cốt thép thường {3.4.1} Trong trạng thái giới hạn sử dụng, hệ số thay đổi tải trọng  = 1.0 và hệ số tải trọng cho tĩnh tải và hoạt tải là 1,0 Do đó mômen dùng để tính ứng suất kéo trong cốt thép là:

Việc tính ứng suất kéo trong cốt thép do tải trọng sử dụng dựa trên đặc trưng tiết diện nứt chuyển sang đàn hồi {5.7.1} Dùng tỷ số môđun đàn hồi n = Es/Ec để chuyển cốt thép sang bê tông tương đương Môđun đàn hồi Ec được cho bởi:

5.5.1 Kiểm tra cốt thép chịu mômen dương

Mômen dương trong trạng thái giới hạn sử dụng tại vị trí giữa nhịp:

Tính các đặc trưng tiết diện chuyển đổi cho mặt cắt rộng 1mm có hai lớp cốt thép như trình bày ở trên Vì lớp bảo vệ tương đối dày, cốt thép phía trên giả thiết nằm ở phía chịu kéo của trục trung hòa Tổng mômen tĩnh đối với trục trung hòa ta có:

 x = 30.37 mm < 50mm vậy giả thiết đúng Mômen quán tính của tiết diện nứt chuyển đổi:

Và ứng suất kéo của cốt thép dưới bằng: fs I cr y nM.

Cốt thộp chịu kộo cho mụmen dương dựng thanh ỉ14@200mm Do đú: fsa = 0,6fy = 0.6x420 = 252 MPa > fs = 153.17 MPa  Đạt

5.5.2 Kiểm tra cốt thép chịu mômen âm

Mômen âm trong trạng thái giới hạn sử dụng tại vị trí gối:

Tiết diện ngang chịu mômen âm có cốt thép nén ở đáy bản Lần này giả thiết x < d ’ = 50mm, như vậy cốt thép đáy bản sẽ chịu nén Tổng mômen tĩnh đối với trục trung hòa ta có:

 x = 32.27 mm < 50mm vậy giả thiết đúng Mômen quán tính của tiết diện nứt chuyển đổi:

Và ứng suất kéo của cốt thép dưới bằng: fs I cr y nM.

Cốt thộp chịu kộo cho mụmen õm dựng thanh ỉ14@200mm Do đú: fsa = 0,6fy = 0,6.420 = 252 MPa > fs = 166.82 MPa  Đạt

HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG

H Ệ SỐ PHÂN BỐ NGANG CHO DẦM BIÊN

CHƯƠNG 6: HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG

- Xác định tham số độ cứng dọc : K g n I( Ae g 2 )

Ig: momen quán tính của dầm

A: diện tích của phần dầm chủ e g : Độ lệch tâm của dầm chủ và bản mặt cầu (khoảng cách giữa 2 Trục Trung Hoà)

6.2 Hệ số phân bố ngang cho dầm trong

6.2.1 Hệ số phân bố momen dầm trong

Một làn xe chất tải:

SI mg M            Hai hay nhiều làn xe chất tải:

6.2.2 Hệ số phân bố lực cắt dầm trong

Một làn xe chất tải

Hai hay nhiều làn xe chất tải

6.3 Hệ số phân bố ngang cho dầm biên 6.3.1 Hệ số phân bố momen dầm biên

Một làn xe chất tải (hệ số làn xe m = 1,2) - theo nguyên tắc đòn bẩy

(mg) e m (mg) Với e là hệ số điều chỉnh

2800 2800 e m e   d     Chọn em=1 de = 1000-500 = 500 mm là khoảng cách từ trọng tâm dầm biên đến mép trong bó vỉa

6.3.2 Hệ số phân bố lực cắt dầm biên

Một làn xe chất tải ( hệ số làn xe m = 1,2) - theo nguyên tắc đòn bẩy

Mô men Số làn Dầm giữa Dầm biên

Lực cắt Số làn Dầm giữa Dầm biên

TÍNH TOÁN NỘI LỰC DẦM CHỦ DO HOẠT TẢI

L ỰC CẮT VÀ MÔMEN TẠI VỊ TRÍ GỐI X = 0

Sơ đồ xếp tải như hình dưới đây : Đường ảnh hưởng của lực cắt tại L=0 ( Tại gối)

L ỰC CẮT VÀ MÔMEN CHO VỊ TRÍ L /2 ( X =35000/2=17500 MM )

Sơ đồ xếp tải như hình dưới đây: Đường ảnh hưởng của lực cắt tại L/2

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 31 Đường ảnh hưởng của Moment tại L/2

L ỰC CẮT VÀ MÔMEN TẠI VỊ TRÍ L /4 ( X = 8750 MM )

Sơ đồ xếp tải như hình dưới đây: Đường ảnh hưởng của lực cắt tại L/4

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 32 Đường ảnh hưởng của Moment tại L/4

Các vị trí xét 3L/8 và L/8 ta tính giống như tại vị trí L/4 Từ đó ta lập được bảng giá trị nội lực cho các tiết diện như sau :

Bảng nội lực tại các vị trí trên dầm do hoạt tải HL93 gây ra

TÍNH TOÁN NỘI LỰC DẦM CHỦ DO TĨNH TẢI

T ĨNH TẢI GIAI ĐOẠN 1

+ Trọng lượng bản thân dầm thép có bản táp :

+ Trọng lượng bản thân dầm thép không có bản táp :

+ Trọng lượng dầm ngang – sườn tăng cường :

Ta đang làm bài toán thiết kế do đó ta có thể lấy trọng lượng dầm ngang và sườn tăng cường theo trọng lượng của dầm chủ :

Trọng lượng dầm ngang và sườn tăng cường tác dụng lên một dầm chủ phía trong là :

DC dn    N mm có bản táp

DC dn    N mm không có bản táp

Trọng lượng dầm ngang và sườn tăng cường tác dụng lên một dầm chủ phía ngoài ta lấy bằng 50% của dầm chủ phía trong :

DC dn    N mm có bản táp

DC dn    N mm không có bản táp

Tĩnh tải giai đoạn I là:

DC DC DC DC     N mm

T ĨNH TẢI GIAI ĐOẠN 2

+ Trọng lượng lớp phủ bêtông nhựa dày 70mm:

D        N mm + Trọng lượng lan can:

Hệ số phân bố ngang của lan can:

Vậy trọng lượng của lan can là:

Bảng tổng hợp lực tĩnh tải dầm ngoài

Tĩnh tải Có bản táp

Không có bản táp (Tại 0, L/8)

Trọng lượng bản thân DC 121.17(kN m/ ) DC 1 19.45(kN m/ )

Trọng lượng lớp phủ DC D W 2.7(kN m/ ) DC D W 2.7(kN m/ )

Trọng lượng của lan can DC 2 12(kN m/ ) DC 2 12(kN m/ )

Bảng tổng hợp lực tĩnh tải dầm trong

Trọng lượng bản thân DC 121.57(kN m/ ) DC 1 19.76(kN m/ )

Trọng lượng lớp phủ DC D W 3.86(kN m/ ) DC D W 3.86(kN m/ )

X ÁC ĐỊNH NỘI LỰC TẠI CÁC MẶT CẮT ĐẶC TRƯNG L=0, L/2, L/4, L/8, 3L/8 CHO DẦM NGOÀI

8.3.1 Tính toán nội lực do tĩnh tải tại vị trí gối Đường ảnh hưởng của lực cắt tại L=0 (Tại gối)

8.3.2 Tính toán nội lực do tĩnh tải tại vị trí giữa nhịp L/2 Đường ảnh hưởng của Moment tại L/2

8.3.3 Tính toán nội lực do tĩnh tải gây ra tại vị trí L/4 Đường ảnh hưởng của lực cắt tại L/4 Đường ảnh hưởng của Moment tại L/4

8.3.5 Tính toán nội lực do tĩnh tải gây ra tại vị trí 3L/8 Đường ảnh hưởng của lực cắt tại 3L/8 Đường ảnh hưởng của Moment tại 3L/8

Bảng nội lực tại các vị trí trên dầm ngoài do Tĩnh tải gây ra

Do trọng lượng bản thân dầm

X ÁC ĐỊNH NỘI LỰC TẠI CÁC MẶT CẮT ĐẶC TRƯNG L=0, L/2, L/4, L/8, 3L/8 CHO DẦM TRONG

Đường ảnh hưởng của lực cắt tại L=0 (Tại gối)

8.4.2 Tính toán nội lực do tĩnh tải tại vị trí giữa nhịp L/2 Đường ảnh hưởng của Moment tại L/2

8.4.5 Tính toán nội lực do tĩnh tải gây ra tại vị trí 3L/8 Đường ảnh hưởng của lực cắt tại 3L/8 Đường ảnh hưởng của Moment tại 3L/8

Bảng nội lực tại các vị trí trên dầm trong do Tĩnh tải gây ra

Do trọng lượng bản thân dầm

TỔ HỢP TẢI TRỌNG

T Ổ HỢP NỘI LỰC THEO CÁC TRẠNG THÁI GIỚI HẠN

BẢNG HỆ SỐ TẢI TRỌNG

Loại tải trọng Trạng thái giới hạn cường độ I

Trạng thái giới hạn sử dụng

Trạng thái giới hạn mỏi

HỆ SỐ XUNG KÍCH (1+IM)

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

+ Tổ hợp nội lực theo trạng thái giới hạn sử dụng:

 (1 )  s DC DW PL M lan M xetai

 (1 )  s DC DW PL V lan V xetai

+ Tổ hợp nội lực theo trạng thái giới hạn mỏi:

+ η : hệ số điều chỉnh tải trọng

+ IM = 33% cho TTGHCĐ, TTGHSD hoặc 15% cho TTGH Mỏi: hệ số xung kích + mg : Hệ số phân bố ngang

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

T Ổ HỢP TẢI TRỌNG CHO DẦM TRONG

- Các thông số tải trọng của hoạt tải:

+ Hệ số phân phối moment: mg M 0.684

+ Hệ số phân phối lực cắt: mg V 0.689

- Hệ số xung kích: TTGH CĐ , TTGHSD IM = 33%; TTGH Mỏi IM = 15%

 Tổ hợp tải trọng tại vị trí L/2:

2 3 3 max( T , T ) T 2456.75 xetai xetai xetai xetai

Tương tự với các vị trí còn lại, ta được bảng tổng hợp sau:

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

M DC M DW M lan M xe TTGHCĐ TTGHSD TTGH

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

Q DC Q DW Q lan Q xe TTGHCĐ TTGHSD TTGH

T Ổ HỢP TẢI TRỌNG CHO DẦM BIÊN

- Các thông số tải trọng của hoạt tải:

+ Hệ số phân phối moment: mg M 0.72

+ Hệ số phân phối lực cắt: mg V 0.72

- Hệ số xung kích: TTGH CĐ , TTGHSD IM = 33%; TTGH Mỏi IM = 15%

 Tổ hợp tải trọng tại vị trí L/2:

Tương tự với các vị trí còn lại, ta được bảng tổng hợp sau:

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

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

Sau khi tính toán nội lực cho dầm chủ trong và biên so sánh ta thấy dầm biên bất lợi hơn nên ta tính toán thiết kế cho dầm biên

Bảng giá trị lực cắt

P HẦN MỀM M IDAS KIỂM TRA TẢI TRỌNG

Khai báo nhịp và bề rộng cầu

Khai báo vị trí của dầm chủ và dầm ngang

Khai báo mặt cắt ngang trên cầu

Khai Báo Các Loại Tĩnh Tải Có Trên Cầu

Khai báo tải trọng bản thân dầm Khai báo tải trọng lớp phủ

Khai báo tải trọng lan can Khai báo định nghĩa làn

Khai báo tải trọng xe 2T Khai báo tải trọng xe 3T

Khai báo tải trọng làn

Khai báo hệ số phân bố ngang cho xe 3 trục

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 50 Đường ảnh hưởng momen do tải trọng xe 2 Trục gây ra tại vị trí nguy hiểm nhất Đường ảnh hưởng momen do tải trọng xe 3 Trục gây ra tại vị trí nguy hiểm nhất Đường ảnh hưởng lực cắt do tải trọng xe 2 Trục gây ra tại vị trí nguy hiểm nhất Đường ảnh hưởng lực cắt do tải trọng xe 3 Trục gây ra tại vị trí nguy hiểm nhất

Khai báo hệ số phân bố ngang cho tải làn Khai báo hệ số phân bố ngang cho xe 2 trục

Khai báo các tổ hợp tải

Chạy kết quả tải trọng

Biểu đồ moment tổng hợp TTGHCĐ

Biểu đồ moment tổng hợp TTGHSD

Biểu đồ lực cắt tổng hợp TTGHCĐ

Biểu đồ lực cắt tổng hợp TTGHSD

BẢNG SO SÁNH TÍNH THỦ CÔNG VÀ PHẦN MỀM

Lực cắt (kN) mặt cắt gối 1406.46 1013.63

Tính bằng phần mềm Midas

Lực cắt (kN) mặt cắt gối 1510.5 958.2

Phần trăm chênh lệch %

Qua kiểm tra ta thấy nội lực không bị thay đổi nhiều nên ta sử dụng tổ hợp tải trọng dầm tính tay dùng cho công tác kiểm toán

KIỂM TRA TRẠNG THÁI GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ

KIỂM TRA TỈ LỆ CÁC PHẦN TỬ

Trong đó: Iy: Momet quán tính của mặt cắt thép với trục thẳng đứng trong mặt phẳng bản bụng

Iyc: Momet quán tính của bản cánh chịu nén của mặt cắt thép quanh trục thẳng đứng trong mặt phẳng bản bụng

 Điều kiện này đã được kiểm tra và thỏa mãn trong phần tính đặc trưng hình học của tiết diện.

KIỂM TRA ĐỘ MẢNH BẢN BỤNG CÓ MẶT CẮT ĐẶC CHẮC

 Bản bụng được xem là đặc chắc nếu:

Các lực dọc trong cốt thép dọc có thể bỏ qua, xét thiên về an toàn Để thực hiện điều đó, đặt

- Dcp: chiều cao bản bụng chịu nén tại lúc moment dẻo

- Fyc = 345 (MPa): cường độ chảy dẻo của bán cánh chịu nén

- Để xác định Dcp phải xác định trục trung hòa dẻo của mặt cắt liên hợp

TTHD của mặt cắt được xác định dựa trên sự cân bằng các lực dẻo của các thành phần của mặt cắt

- Lực dẻo trong thành phần thép của diện tích ngang là tích số của diện tích bản biên, vách ngăn và cốt thép với cường độ chảy thích hợp

- Lực dẻo trong phần bê tông chịu nén của tiết diện xác định trên cơ sở tương đương giữa khối ứng suất hình chữ nhật và khối ứng suất phân bố đều 0.85f ’ c

- Bỏ qua vùng bê tông chịu kéo

Ta có giá trị các lực dẻo là:

+ Lực dẻo trong bản mặt cầu:

+ Lực dẻo bản cánh chịu nén: P c F A yc c 345 600 30  6210000( )N + Lực dẻo bản cánh chịu kéo: P t F A yt t 345 600 30  6210000( )N + Lực dẻo trong bản bụng: P w F A yw w 345 1940 16  10708800( )N w t s c

    : TTHD nằm ở BẢN CÁNH TRÊN DẦM THÉP Xác định vị trí trục trung hòa dẻo bằng cách cân bằng giữa lực kéo và lực nén Đặt x là khoảng cách từ vị trí trục TH dẻo đến mép trên bản cánh trên của dầm thép:

Mặt cắt có bản bụng đặc chắc.

KIỂM TRA DẦM THEO TTGH CƯỜNG ĐỘ

10.3.1 Kiểm tra sức kháng uốn

 Điều kiện: M u M r M n Trong đó: 1 : hệ số sức kháng uốn

Mn: sức kháng uốn danh định của mặt cắt liên hợp đặc chắc

Xác định moment dẻo M p có bản táp:

+ Lực dẻo bản cánh chịu nén: P c F A yc c 345 600 30  6210000( )N + Lực dẻo bản cánh chịu kéo: P t 1 F A yt t 345 600 30  6210000( )N + Lực dẻo bản táp chịu kéo: P t 2 F A yt t 345 700 30  7245000( )N + Lực dẻo trong bản bụng: P w F A yw w 345 1940 16  10708800( )N w t s c

    : TTHD nằm ở SƯỜN DẦM THÉP

Xác định vị trí trục trung hòa dẻo bằng cách cân bằng giữa lực kéo và lực nén

Bỏ qua sự làm việc của ụ bê tông Đặt x là khoảng cách từ vị trí trục TH dẻo đến mép dưới bản cánh trên của dầm thép:

+ Dcp = 397.45: chiều cao bản bụng chịu nén tại lúc moment dẻo

+ D = 1940 (mm): chiều cao bản bụng

+ Cánh tay đòn của mỗi lực dẻo đối với TTHD là:

Phần bản bê tông: ds = 397.45 + 30 + 181.87 = 609.32(mm)

Phần bản cánh trên chịu nén: dt1 = 412.45 (mm)

Phần bản cánh dưới chịu kéo: dt1 = 1940 – 397.45 + 15 = 1557.55 (mm) Phần bản táp chịu kéo: dt2 = 1940 – 397.45 + 30 + 15 = 1587.55 (mm) Phần bản bụng chịu kéo: dwt = (1940 – 397.45)/2 = 771.28 (mm)

Phần bản bụng chịu nén: dwc = 397.45/2 = 198.73 (mm) + Tổng moment dẻo của các lực dẻo đối với TTHD là moment dẻo: wc w w w 1 1 2 2 p c t t s s t t c c t t

Xác định moment dẻo M p không có bản táp:

+ Lực dẻo bản cánh chịu nén: P c F A yc c 345 600 30  6210000( )N + Lực dẻo bản cánh chịu kéo: P t F A yt t 345 600 30  6210000( )N + Lực dẻo trong bản bụng: P w F A yw w 345 1940 16  10708800( )N w t s c

    : TTHD nằm ở BẢN CÁNH TRÊN DẦM THÉP Xác định vị trí trục trung hòa dẻo bằng cách cân bằng giữa lực kéo và lực nén

Bỏ qua sự làm việc của ụ bê tông Đặt x là khoảng cách từ vị trí trục TH dẻo đến mép trên bản cánh trên của dầm thép:

  + Dcp = 0: chiều cao bản bụng chịu nén tại lúc moment dẻo

+ D = 1940 (mm): chiều cao bản bụng + Cánh tay đòn của mỗi lực dẻo đối với TTHD là:

Phần bản bê tông: ds = 181.87 + 23.1 = 204.97 (mm) Phần bản cánh trên chịu kéo: dt = (30-23.1)/2 = 3.45 (mm)

Phần bản cánh trên chịu nén: dc = 23.1/2 = 11.55 (mm)

Phần bản cánh dưới: dt = 1940 + 30 + 15 – 23.1 = 1931.9 (mm)

Phần bản bụng: dwt = 1940/2 + (30-23.1) = 976.9 (mm)

+ Tổng moment dẻo của các lực dẻo đối với TTHD là moment dẻo: w w 1 1 2 2 p s s t t c c t t

Chọn moment dẻo M p có bản táp để tính toán:

 Xác định sức kháng uốn danh định M n :

Trong đó: + Dp: khoảng cách từ TTHD đến đỉnh bản

Dp = 397.45 + 30 + 100 +200 = 727.45 (mm) + D ’ : khoảng cách được qui định ở điều 6.10.4.2.2b

Với: + Fy = 345 (MPa)   0.7 + d = 2030 (mm): chiều cao dầm thép + ts = 200 (mm): chiều dày bản bê tông + th = 100 (mm): chiều dày bản vuốt bê tông

 Xác định sức kháng uốn danh định theo TH2

 Xác định M y : M y – Khả năng chịu moment chảy ban đầu của mặt cắt liên hợp ngắn hạn chịu moment dương

Trong đó: + MD1 : moment do tải trọng thường xuyên có hệ số lên tiết diện thép khi bê tông vẫn còn làm việc theo moment kháng uốn của tiết diện không liên hợp S b + MD2 : moment do phần còn lại của tải trọng thường xuyên có hệ số do moment kháng uốn của tiết diện liên hợp dài hạn chịu S b 3n

+ MAD: moment bổ sung do yêu cầu đạt tới giới hạn chảy một trong các biên thép Moment này do hoạt tải có hệ số và moment kháng uống của tiết diện liên hợp ngắn hạn chịu S b n Ta tìm MAD từ phương trình:

+ Ví dụ tính toán tại mặt cắt L/2:

Kiểm tra điều kiện, ta thấy: M u 12236.42(kNm)M r M n  1 32635.36(kNm)OK

Kiểm tra tất cả mặt cắt còn lại ta có bảng tính:

Kiểm tra điều kiện OK OK OK OK OK

10.3.2 Kiểm tra sức kháng cắt

 Để kiểm tra sức kháng cắt TTGH cường độ, ta sử dụng nội lực dầm biên

 Điều kiện: v u  V r V n Trong đó: 1 : hệ số sức kháng cắt (Điều 6.5.4.2)

Vn: Sức kháng cắt danh định đối với bản bụng có gờ tăng cường (Điều 6.10.7.3)

 Xác định sức kháng cắt V n Đối với bản bụng có sườn tăng cường:

+ Kiểm tra điều kiện: M u 12236.42(kNm)0.5 f M p 0.5 1 39000  19500(kNm)  f 1 : hệ số sức kháng cắt (Điều 6.5.4.2)

 Xác định sức kháng cắt theo TH1

+ C: tỷ số ứng suất oằn do cắt với cường độ chảy do cắt

Ta có: d0 = 2000: khoảng các giữa các sườn tăng cường ngang

D = 1940 (mm): chiều cao bản bụng

 Sau khi xác định được sức kháng cắt danh định, ta có bảng kiểm toán tại các vị trí dầm như sau:

Kiểm tra OK OK OK OK OK

KIỂM TRA TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG

KIỂM TRA ỨNG SUẤT TẠI BIÊN TRÊN VÀ BIÊN DƯỚI DẦM THÉP DO TẢI TRỌNG DÀI HẠN

TRỌNG DÀI HẠN Đối với 2 bản biên tiết diện liên hợp, ứng suất bản cánh trong uốn dương và uốn âm không được vượt quá: f f 0.95R R F b h y

Trong đó: - Rh: hệ số lai được qui định ở điều 6.10.4.3.1, với bản cánh đồng nhất Rh = 1

- Rb: hệ số truyền tải trọng được qui định ở điều 6.10.4.3.2

- Fy = 345 (MPa): cường độ chảy bản cánh

- ff: ứng suất tại biên bản cánh

+ Đối với bản cánh chịu nén:

Nếu dầm có sườn tăng cường dọc hoặc 2 c b w c

D E t  f thì Rb = 1 + Đối với bản cánh chịu kéo Rb = 1

 Ví dụ kiểm toán tại mặt cắt giữa nhịp:

Ta tiến hành tính ứng suất lớn nhất của TTGH sử dụng cho dầm biên do moment gây ra bởi tải trọng tĩnh tải không hệ số DC1, LANCAN và DW và hoạt tải có hệ số 1.33[(LL+IM) + PL]:

Kiểm tra ứng suất tại biên trên dầm thép (bản cánh chịu nén):

Trong đó: Dc = 940 (mm): chiều cao bản bụng chịu nén khi chưa liên hợp bản mặt cầu tw = 16 (mm): bề dày bản bụng

E = 200000 (MPa): modul đàn hồi thép bản cánh fc: ứng suất bản cánh do tải trọng thiết kế gây ra

St n = 155771844 (mm 3 ) + Ứng suất tại biên trên dầm thép:

Kiểm tra điều kiện ta có:

• Kiểm tra ứng suất tại dưới dầm thép (bản cánh chịu kéo) : + Đối với bản cánh chịu kéo ta có Rb = 1

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 60 + Ứng suất bản cánh tại biên dưới dầm thép :

Kiểm tra điều kiện ta có:

 Tương tự với các vị trí còn lại, ta có bảng kiểm toán sau:

- Chú ý, giống như khi kiểm tra sức kháng uốn, ta phải sử dụng đặc trưng hình học của tiết diện dầm thích hợp ứng với từng mặt cắt để tính toán

BẢNG TỔNG HỢP KIỂM TRA ỨNG SUẤT TẠI BIÊN TRÊN DẦM THÉP

BẢNG TỔNG HỢP KIỂM TRA ỨNG SUẤT TẠI BIÊN DƯỚI DẦM THÉP

KIỂM TRA ĐỘ VÕNG TIỂU CHUẨN VÀ TÍNH ĐỘ VỒNG NGƯỢC

Điều kiện độ võng khi có hoạt tải sử dụng:

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:

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 61 g = 2/5 = 0.4 Do đó khi tính toán độ võng, các giá trị mômen gây ra do hoạt tải cần được nhân với hệ số mg = 1 x 0.4 = 0.4

+ Công thức tính độ võng: 1 m k

Các giá trị moment do xe 3 trục và tải trọng làn gây ra như hình: + Độ võng do xe 3 trục gây ra:

+ Độ võng do tải làn gây ra:

+ Độ võng do 25% xe 3 trục và tải làn gây ra:

 Kiểm tra điều kiện ta thấy: max max( 3 T ; 0.25 3   T Lane ) 10.74     43.75(mm)

Thỏa điều kiện về độ võng

11.2.2 Thiết kế độ vồng ngược cho dầm:

 Độ võng dầm thép khi chịu tĩnh tải giai đoạn I:

 Độ võng dầm thép khi chịu tĩnh tải giai đoạn 2:

+ Dầm trong: DC2 = DW = 3.86 (N/mm)

+ Dầm biên: DC2 = DW + DLC = 2.7 +12= 14.7 (N/mm)

Ta có: Tổng độ võng tĩnh tải cho dầm trong:   T 47.14 5.44 52.58(mm)

Tổng độ võng tĩnh tải cho dầm biên:   B 46.27 14.7 60.97(mm)

 Vậy độ vồng ngược cần chế tạo cho tất cả các dầm là: max( ; ) 0.5 max 60.97 0.5 10.74 66.34( ) vong T B mm

KIỂM TRA DẦM THEO THGH MỎI

KIỂM TRA MỎI DO TẢI TRỌNG GÂY RA

 Sức kháng mỏi danh định được lấy như sau:

- Xác định chu kì xe chạy (N):

+ Cầu nằm trên đường liên tỉnh miền nông thôn với lưu lượng 20000 xe cộ trong một làn một ngày

Tỉ lệ xe tải trong luồng = 0.2 ADTT 0.2 20000 2 8000   (xe tải/ngày)

+ p = 0.85: hai làn xe thiết kế

+ (ADTT) SL  ADTT p 0.85 8000 6800(xe tải/ngày)

+ n = 1: Dầm có nhịp lớn hơn 12000 (mm) (6.6.1.2.5-2)

- Sức kháng mỏi danh định:

Với (F) TH 165(MPa):ngưỡng mỏi biên độ không đổi được qui định ở bảng 6.6.1.2.5-3

- Ứng suất lớn nhất do tải trọng mỏi: được giả thiết bằng 2 lần biên độ ứng suất lớn nhất gây ra do hoạt tải mỏi đi qua Tuy nhiên biên độ ứng suất không cần nhân 2 vì sức kháng mỏi đã chia cho 2

 Ứng suất mỏi lớn nhất:

 Kiểm tra điều kiện, ta thấy: f 35.92(MPa) ( F) n 82.5(MPa)

 Đảm bảo yêu cầu sức kháng mỏi.

SỨC KHÁNG MỎI DO CONG VÊNH GÂY RA

 Tổng ứng suất lớn nhất gây ra bởi mỏi trong bản bụng dầm thép:

M D    kN m Ứng suất lớn nhất trong bản bụng dầm thép:

 Kiểm tra điều kiện, ta có: f cf  186.89  MPa   250  MPa   OK

12.2.2 Mỏi do bản bụng chịu cắt

 Ứng suất cắt lớn nhất trong bản bụng phải thỏa mãn điều kiện sau:

 Tính ứng suất cắt lớn nhất:

DC DW LL IM cf w

Trong đó: VDC1 = 345.8 (kN); VDW = 67.55 (kN)

D = 1940 (mm) : chiều cao bản bụng tw = 16 (mm): chiều dày bản bụng

Ta có: d0 = 2000: khoảng các giữa các sườn tăng cường ngang

D = 1940 (mm): chiều cao bản bụng

 Kiểm tra điều kiện ta thấy:

THIẾT KẾ SƯỜN TĂNG CƯỜNG

TỈ LỆ CHUNG

Điều kiện kiểm tra : 0.1 yc 0.9 y

 I  Điều kiện này đã được kiểm tra ở trong phần tính đặc trưng hình học của tiết diện và thoả mãn.

ĐỘ MẢNH CỦA VÁCH

Đối với vách không có sườn tăng cường dọc:

D c : chiều cao bản bụng chịu nén ở trạng thái đàn hồi, D c được lấy ở giai đoạn chỉ có dầm thép làm việc khi đã đổ bê tông bản ( đối với cầu nhịp giản đơn – khi đó bê tông chưa làm việc do đó phần dầm thép chịu nén là lớn nhất )

Tải trọng tính toán : M D 1 = 0.95×1.25×3302.91 = 3922.21 kNm ( dầm trong) Ứng suất trong bản cánh :

ĐỘ MẢNH BIÊN CHỊU NÉN

+Đối với bản cánh chịu nén có mặt cắt đặc chắc:

Theo quy định tại điều 6.10.4.1.7, cần tính toán bản gằng chịu nén có mặt cắt đặc chắc Loại bản gằng này chỉ có mục đích làm việc tạm thời, hỗ trợ khi bê tông bản mặt cầu chưa khô cứng, sau khi bê tông khô cứng thì bản gằng sẽ được tháo dỡ.

+ Chiều dài không được giằng:

Mô men nhỏ hơn do tác dụng của tải trọng tính toán tại mỗi đầu của chiều dài không được giằng là M1 (đơn vị: N-mm) Để đảm bảo an toàn, giá trị M1 lớn nhất sẽ được sử dụng trong tính toán.

Khoảng cách giữa các dầm ngang là 7000 mm , do đó giả thiết chiều dài không được giằng bằng khoảng cách giữa các dầm ngang ( tức là ta giằng bản cánh chịu nén tại vị trí dầm ngang ) -> L b = 7000 mm

Từ sơ đồ bố trí dầm ngang ở trên , ta nhận thấy M 1 đạt giá trị lớn nhất tại vị trí dầm ngang thứ 2 tính từ đầu gối (khoảng cách từ vị trí này đến gối là 7000 mm

Tính mômen M 1 do tải trọng tính toán

+Tính r y - Bán kính hồi chuyển nhỏ nhất của mặt cắt thép đối với trục thẳng đứng (mm)

Vậy điều kiện về giằng bản cánh chịu nén được thoả mãn

4 Thiết kế sườn tăng cường gối

+Các gờ tăng cường gối phải được đặt lên các bản bụng của các dầm thép cán ở tại tất cả các vị trí gối và các điểm của các tải trọng tập trung khác mà ở đó :

V u    V (6.10.8.2.1-1) Trong đó: φb= hệ số sức kháng đối với gối quy định ở Điều 6.5.4.2, φb = 1.00

Vu = lực cắt do các tải trọng tính toán (N)

Vn = sức kháng cắt danh định từ Điều 6.10.7 (N)

1406.46 kN < 0.75×1× 5721.35 = 4291.01 kN -> Không cần bố trí sườn tăng cường gối

5 Thiết kế sường tăng cường đứng trung gian

- Kích thước sườn tăng cường chọn: 200x16 mm +Kiểm tra:

TÍNH TOÁN BỐ TRÍ NEO CHỐNG CẮT

C HỌN NEO HÌNH NẤM

+ Khoảng cách giữa tim của neo đến mép của bản cánh trên là 100 mm

+ Khoảng cách giữa hai hàng neo là 200 mm

K IỂM TOÁN NEO

+ Chiều cao bản vút: hvut = 100 mm vậy neo chôn vào bản bê tông:

+ Đỉnh neo cách mép trên bản bê tông 100 mm và cách mép dưới 100 mm

Vậy thỏa mãn điều kiện cấu tạo và bố trí

+ Sức kháng danh định của một neo

D mm đường kính neo đinh

Vậy lấy Zr = 7600 N để tính toán

Xác định biên độ lực cắt do LL+IM cho trạng thái giới hạn mỏi

Vsr: biên độ lực cắt tại các tiết diện do xe tải mỏi gây ra ta tính toán cho các mặt cắt tại gối, L/4, 3L/8, L/2 max min

Mg = 0.689 đối với dầm giữa khi có một làn xe thiết kế

Biên độ lực cắt: 0.689 1.15 2 0.75 (437.16 0) 432.98  sr 1.2

Mặt cắt tại vị trí L/2, x= 17500 mm:

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 68 Xác định Vmax:

Biên độ lực cắt: 0.689 1.15 2 0.75 193.29 193.29 382.88  sr 1.2

Mặt cắt tại vị trí L/4, x= 8750 mm:

Biên độ lực cắt: 0.689 1.15 2 0.75 315.22 76.94 388.41  sr 1.2

Mặt cắt tại vị trí 3L/8, x= 13125 mm:

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 69 Xác định Vmax:

Biên độ lực cắt: 0.689 1.15 2 0.75 254.26 132.5 383.06  sr 1.2

X ÁC ĐỊNH BƯỚC NEO

Bước của các neo chống cắt không được lớn hơn:

P: bước của các neo chống cắt theo trục n = 3 số lượng các neo chống cắt trong một mặt cắt ngang I: momen quán tính của tiết diện liên hợp ngắn hạn

Q: momen thứ nhất của tiết diện tích quy đổi với trục trung hòa liên hợp ngắn hạn

Bảng tính toán các bước neo tại vị trí trên dầm

Vị trí n Z r (kN) I (mm 3 ) Q (mm 3 ) V sr (kN) p (mm)

Từ bảng trên ta bố trí bước neo như sau

 Từ đầu dầm đến vị trí L/4, n = 3, p = 120 mm, số neo yêu cầu là 219 neo

 Từ vị trí L/4 đến vị trí L/2, n = 3, p = 200 mm, số neo yêu cầu là 132 neo

Vậy tổng số neo đinh hình nấm cần thiết là 702 neo

+Trạng thái giới hạn cường độ:

Sức kháng tính toán của neo chống cắt Q phải được lấy như sau: r sc n

+ Qn: là sức kháng cắt danh định +  sc 0.85 : hệ số sức kháng đối với các neo chống cắt

Asc = 314 mm 2 : diện tích mặt cắt ngang của neo chống cắt

F’c = 28 Mpa: cường độ chịu nén 28 ngày quy định của bê tông

Ec = 29440 Mpa: mô đun đàn hồi của bê tông

Fu = 345 Mpa cường độ kéo nhỏ nhất của neo

Do đó lấy Qn = 108330 N để tính toán

Sức kháng cắt tính toán của một neo chống cắt (xét đến sự khác thường trong chế tạo)

Số lượng neo chống cắt bố trí mặt cắt momen dương lớn nhất và điểm momen bằng 0 h s r n V

 Vậy sau khi thiết kế theo trạng thái giới hạn mỏi, ta chọn số lượng neo là n = 666 (neo), đường kính neo d = 20 (mm)

Bố trí neo theo phương ngang

Bố trí neo từng đoạn theo phương dọc

TÍNH TOÁN LIÊN KẾT BIÊN DẦM VÀO SƯỜN DẦM

CHỌN LIÊN KẾT HÀN

+ Biên dầm và sườn dầm được liên kết với nhau bằng mối hàn góc có bề mặt cong lõm, tỷ số giữa hai cạnh của mối hàn là 1:2

+ Chiều cao cạnh lớn mối hàn là h mm , hệ số mối hàn là  = 0,7 -> Chiều dày có hiệu của đường hàn là h =  h= 0.7×10 = 7 mm

+ Kiểm tra yêu cầu cấu tạo của liên kết hàn:

- Chiều dày lớn nhất của liên kết hàn : h min ban = 16 mm -> h max han = 14 mm

- Chiều dày có hiện nhỏ nhất : ta có T = 16 mm < 20 mm -> h min han = 6 mm

+Chiều dài có hiệu nhỏ nhất của đường hàn góc phải lớn hơn 4 lần kích thước và phải lớn hơn 40 mm -> Thoả mãn (chiều dài đường hàn bằng chiều dài dầm) OK

TÍNH TOÁN ỨNG SUẤT TRƯỢT

Xét tải trọng tác dụng theo từng giai đoạn của dầm là cần thiết để đảm bảo tính chịu lực và đơn giản hóa quá trình tính toán Việc lấy giá trị Vmax trong mỗi giai đoạn giúp đánh giá khả năng chịu lực của dầm một cách chính xác.

+ Kết quả tính toán cho theo bảng: Đơn vị

Tĩnh tải 1 Tĩnh tải 2 Hoạt tải

Vmax-i : Lực cắt lớn nhất trong giai đoạn thứ “i’’

Sb : Mômen tĩnh của tiết diện biên dầm thép hoặc biên dầm thép và bản BTCT đối với trục trung hoà tương ứng

I : Mômen quán tính của của tiết diện ở giai đoạn làm việc thứ “i’’

T0-i : Lực trượt trên một đơn vị chiều dài ứng với giai đoạn thứ “i’’

+Lực trượt tổng cộng trên một đơn vị chiều dài:

+Ứng suất tiếp của mối hàn do lực trượt:

2 0.7 10  = 107.05 (N/mm 2 ) +Ứng suất tiếp gây ra do lực trượt cục bộ của bánh xe :

P = 72.5 kN – tải trọng của một bánh xe

Diện tích tiếp xúc của bánh xe là một hình chữ nhật có chiều rộng là 510 mm và chiều dài  cho bởi :

+Sức kháng tính toán của đường hàn (R r ) : R r phải được lấy bằng giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị sau:

Sức kháng tính toán của kim loại hàn:

- Sức kháng tính toán của vật liệu liên kết:

Với : -  v = hệ số sức kháng đối với cắt theo quy định tại điều 6.5.4.2 ,  v =1.0

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 73 Vậy : R r *  v * 0.58*A g F y 1.0 0.58 A g 250 145 A g ( N)

Do đó sức kháng tính cho một đơn vị diện tích là : R r R r * / A g = 145 Mpa

Do đó ta lấy :R r = 120 Mpa

=> Liên kết hàn đảm bảo điều kiện chịu lực

THIẾT KẾ MỐI NỐI

CHỌN KÍCH THƯỚC BẢN TÁP TẠI MỐI NỐI

- Chiều dày bản táp cánh trên: 20 mm

- Chiều rộng bản táp cánh trên: 600 mm

- Chiều rộng bản táp ốp lưng trên: 200 mm

- Chiều dày bản táp cánh dưới: 20 mm

- Chiều rộng bản táp cánh dưới: 600 mm

- Chiều rộng bản táp ốp lưng dưới: 200 mm

- Chiều dày bản táp sườn dầm: 16 mm

- Chiều cao bản táp sườn dầm: 1700 mm

Hình 16.1 Chi tiết bu lông dầm

- Sử dụng mối nối bằng bu lông cường độ cao:

+ Đường kính bu lông d = 24 mm, kích thước lỗ tiêu chuẩn 26 mm

- Khi sử dụng mối nối liên kết bằng bu lông, tiết diện sẽ bị giảm yếu

+ Đặt 4 hàng bu lông trên mỗi mặt cắt ngang trên biên của dầm thép + Tiết diện sườn sẽ bị giảm yếu 30%.

ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC PHẦN THÉP

+ Diện tích phần dầm thép:

FT = (Fb - Flô) + (F1 - Flô) + (F2 - Flô) + Fw 0.7

+ Vị trí trọng tâm dầm thép (Yct) :

 Vị trí trục trung hòa cách trọng tâm sườn dầm thép về phía dưới là 261.62 mm + Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đếm mép trên dầm thép (Ytt) :

+ Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đén mép dưới (Ytd) :

+ Mô men quán tính của phần dầm thép đối với trục trung hòa của dầm thép :

ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC PHẦN BÊ TÔNG

Hình 16.3 Khoảng cách từ trục trung hòa đến các điểm tính toán + Diện tích phần bê tông :

+ Mô men tĩnh đối với trục đi qua phần tiếp xúc giữa bản bê tông và dầm thép:

Sb = 2500 200 200 + 100 100 66.67 + 600 100 50 = 103666700 mm 3 + Vị trí trọng tâm của phần bê tông (Ycb):

Vị trí trục trung hòa nằm cách mép dưới bê tông cốt thép (BT) là 181,87 mm về phía trên Trục trung hòa là trục nằm tại vị trí mà ứng suất nén và ứng suất kéo của BT bằng nhau Mô men quán tính của phần BT đối với trục trung hòa là một thước đo khả năng chịu lực uốn của phần BT, cho biết khả năng chống lại biến dạng khi chịu tác động lực uốn.

16.3.1 Tiết diện liên hợp ngắn hạn

+ Tỷ số mô đun đàn hồi của thép trên bê tông trọng lượng trung bình n (Bảng 6.11 sách thiết kế cầu thép):

+ Mômen tĩnh đối với trục đi qua mép tiếp xúc giữa bê tông và dầm thép :

 Vị trí trục trung hòa cách mép trên dầm thép về phía dưới một đoạn là 530.22 mm + Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến biên dưới của dầm thép (Ytd1):

Hình 16.4 Khoảng cách giữa các trục trung hòa tiết diện liên hợp ngắn hạn 16.3.2 Tiết diện liên hợp dài hạn

+ Mô men tĩnh đối với trục đi qua mép tiếp xúc giữa bê tông và dầm thép:

 Vị trí trục trung hòa cách mép trên dầm thép về phía dưới một đoạn là 762.5 mm + Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến biên dưới của dầm thép (Ytd1):

Ytd4 = hbt + Yctd = 893.45+300 = 1193.45 mm + Mô men quán tính của tiết diện liên hợp:

TÍNH MỐI NỐI BẢN CÁNH

- Sử dụng mối nối bằng bulong cường độ cao

- Bu lông cường độ cao sử dụng có:

+ Đường kính bu lông d = 24 mm

+ Cường độ chảy min Fyb = 1400 Mpa

- Khả năng chịu kéo của bu lông:

- Cường độ chịu kéo nhỏ nhất của thép làm cầu:F y 345Mpa

Lực kéo đứt trong bản cánh dưới:

Lực kéo đứt trong bản cánh trên:

-Khả năng chịu lực tính toán của mỗi mặt ma sát như sau:

Với f : hệ số ma sát,

-Khả năng chịu cắt của bu lông:

Với m số mặt ma sát ở mối nối, m=2

Số bu lông cần thiết cho mối nối bản cánh trên:

Hình 16.6 Chi tiết bu lông bản cánh trên

Số bu lông cần thiết cho mối nối bản cánh dưới:

Ta có: N bf N tf 6900KN

Nên số bu lông cần thiết là 32 bu lông và bố trí như bản cánh trên

TÍNH MỐI NỐI BẢN BỤNG

Đối với dầm chủ của cầu dài 36 m ta tiến hành nối dầm chủ tại 2 vị trí, cách mỗi đầu dầm 12 m

+ Vị trí nối dầm cách đầu dầm một khoảng 12 m => vị trí này cách gối một khoảng 12000 – 500 = 11500 mm

+ Nội lực do tải trọng tính toán gây ra tại vị trí nối dầm (tính cho dầm ngoài)

- Do tĩnh tải giai đoạn 1: DC 1 21.17 (kN m/ )

Trọng lượng bản thân DC 1 21.17 (kN m/ ) DC 1 19.45 (kN m/ )

Trọng lượng lớp phủ DC D W 2.7 (kN m/ ) DC D W 2.7 (kN m/ )

Trọng lượng của lan can DC 2 12 (kN m/ ) DC 2 12 (kN m/ )

-Do tĩnh tải giai đoạn 2: DC 2  12 2.7 14.7 ( kN m/ )

+Vậy nội lực tại vị trí mối nối dầm gây ra do hoạt tải là:

-Đối với dầm liên hợp:

+ Mô men quán tính của bản bụng so với trục trung hòa trong giai đoạn 1:

+ Mô men quán tính của bản bụng so với trục trung hòa trong giai đoạn 2, tiết diện liên hợp ngắn hạn

+Mô men quán tính của bản bụng so với trục trung hòa trong giai đoạn 2, tiết diện liên hợp dài hạn

+Đối với dầm liên hợp, mômen do sườn dầm chịu là:

DC DC n LL IM n thep thep thep

+Lực cắt do sườn dầm chịu là: w DC 1 DC 2 Truck 126.49 87.83 392.33 606.65

- Chọn đường kính bu lông: d= 24mm

- Số hàng bu lông: n = 11 hàng

- Số cột bu lông ở 1 bên mối nối: 2 cột

- Khoảng cách từ hàng bu lông ngoài cùng đến mép bản táp sườn dầm: 50mm

- Khoảng cách giữa các cột bu lông : 100mm

- Khoảng cách giữa các hàng bu lông : 150mm

- Chiều dày bản táp sườn 16mm

- Chiều cao bản táp sườn 1700mm

- Chiều rộng bản táp sườn dầm : 600mm Kiểm tra khả năng chịu cắt của bu lông:

      Trong đó : y max - khoảng cách từ bu lông xa nhất đến trục trung hòa của nhóm:y max u0 mm;

 = 2 x 4 x (150x150 + 300x300 + 450x450 + 600x600 + 750x750) = 9900000 mm2 n- tổng số bu lông bố trí ở mỗi bên mối nối bụng dầm, n = 22

Thay số vào ta được: Nb = 120.99 kN OK

Hình 16.7 Chi tiết bu lông sườn dầm

THIẾT KẾ LIÊN KẾT NGANG

L Ý THUYẾT THIẾT KẾ LIÊN KẾT NGANG

- Giằng bản cánh chịu nén của tiết diện dầm thép trong giai đoạn thi công

- Phân bố tĩnh tải và hoạt tải tác dụng lên kết cấu

- Đảm bảo độ ổn định của bản cánh chịu nén ở TTGH Cường độ I

- Truyền tải trọng gió ngang vào các dầm trong:

+ Tải trọng giú tỏc dụng lờn lan can, bản mặt cầu, vỳt dầm, ẵ chiều cao dầm chớnh phía trên sẽ do bản biên trên chịu

+ Tải trọng giú tỏc dụng lờn ẵ chiều cao dầm chớnh phớa dưới sẽ do bản biờn dưới chịu

+ Những thanh của hệ LKN liên kết gần với bản biên trên dầm sẽ chịu toàn bộ tải trọng gió tác dụng lên bản biên trên

+ Những thanh của hệ LKN liên kết gần với bản biên dưới dầm sẽ chịu toàn bộ tải trọng gió tác dụng lên bản biên dưới

- Nếu sử dụng dầm ngang thì có thể dung dầm chữ I hay chữ C nhưng cần chú ý là chiều cao dầm ngang khụng được nhỏ hơn ẵ chiều cao dầm chủ

- Đối với dầm chủ có chiều cao >1.4 (m), nên chọn LKN hệ giằng

 Ở đây ta chọn liên kết ngang giằng dạng chữ Z, các thanh ngang là 2 thanh thép định hình chữ C đối xứng.

C HỌN KÍCH THƯỚC LIÊN KẾT NGANG (LKN)

Chiều cao giữa 2 thanh ngang: h = 1500 (mm)

- Chiều dài thanh giằng ngang: L = 2300 (mm)

- Chiều dài thanh giằng chéo: L = 2500 (mm)

- Khoảng cách giữa các LKN: ng ng

- Số lượng LKN theo phương dọc cầu: n = 5 (LKN)

- Tổng số LKN ngang: nd = 5 x 7 = 35 (LKN)

- Chọn thanh LKN là thép định hình C125x65 có các đặc trưng hình học như sau (tra bảng): o Chiều cao: h = 125 (mm) o Chiều dày bụng: tw = 6 (mm) o Chiều dày cánh: tf = 8 (mm) o Diện tích mặt cắt ngang: As = 1711 (mm 2 ) o Moment quán tính đối với trục y: Iy = 618000 (mm 4 ) o Moment quán tính đối với trục x: Ix = 4240000 (mm 4 ) o Bu lông liên kết thanh ngang, sử dụng 2 bu lông cường độ cao có: o Đường kính bu lông: d = 20 mm o Cường độ chảy min Fyb = 1400 Mpa (Điều 6.4.3.1)

X ÁC ĐỊNH LỰC GIÓ TÁC DỤNG LÊN CÁC DẦM

Tải trọng tác dụng lên dầm ngang là tải trọng gió ngang, áp lực gió do tải trọng gió tạo ra được xác định theo điều 3.8.1.2.1 như sau: P D 0.006V C 2 d 1.8(kN / m ) 2

Trong đó: + V (m/s) – tốc độ gió thiết kế xác định theo điều 3.8.1.1

+ Cd – Hệ số sức cản xác định dựa vào hình 3.8.1.2.1.1

 Xác định tốc độ gió thiết kế:

Giả sử cầu nằm trong vùng tính gió cấp II, cao độ mặt cầu so với mặt nước là 10 (m) và ở khu vực mặt nước thoáng

Theo điều 3.8.1.1 ta có: V = VBS = 45 x 1.09 = 49.05 (m/s)

 Xác định hệ số sức cản:

Dựa vào đồ thị hình 3.8.1.2.1.1 ta có: b/d = 11 / 1.65 =6.67  Cd = 1.3

+ b = 11 (m): chiều rộng toàn bộ cầu giữa các cấu kiện lan can

+ d = 0.85+ 0.6 + 0.3 = 1.75 (m): chiều cao kết cấu bao gồm các lan can đặc nếu có

 Áp lực gió ngang tác dụng theo phương ngang cầu là:

 Xác định lực gió tác dụng lên liên kết ngang

- Lực gió tác dụng vào nửa dưới đáy dầm chủ tác dụng lên thanh liên kết ngang phía dưới: bot D h 2 w P 1.4x1.88x 2.6(kN / m)

- Lực gió tác dụng vào nửa trên dầm chủ tác dụng lên thanh liên kết ngang phía trên: top D f lc h 2 w P (t h ) 1.4x1.88x(0.3 0.95 ) 5.92(kN / m)

Trong đó: + h = 1.8 (m): chiều cao dầm ngang

+ Lb =7 (m): khoảng cách giữa các dầm ngang

+ tf = 0.3 (m): chiều dày BMC và bản vút

+ hlc = 0.95 (m): chiều cao phần lan can chắn gió

 Chọn P top = 41.44 (kN) để kiểm tra khả năng chịu lực của thanh ngang.

K IỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU LỰC DỌC CỦA THANH NGANG

Vì lực gió tác dụng lên thanh ngang phía trên lớn hơn nên ta sẽ kiểm tra khả năng chịu lực của thanh ngang phía trên

 Kiểm tra tỉ số độ mảnh giới hạn: Đối với các bộ phận liên kết: KL r 140

Trong đó: + K =0.75 (mm): hệ số chiều dài hiệu dụng (Điều 4.6.2.5)

+ L = 1500 (mm): chiều dài không giằng + r (mm): bán kính hồi chuyển quanh trục y y s

 Thay số ta có: KL 0.75 1500

 Kiểm tra sức kháng nén dầm ngang:

         Tính sức kháng nén theo TH1:

Với As = 1711 (mm 2 ): tiết diện thanh tại mặt cắt bu lông

 Kiểm tra điều kiện ta thấy: P n = 1029 (kN) > P top = 41.44 (kN)  Đạt.

K IỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU CẮT CỦA BU LÔNG MỐI NỐI

+ Khả năng chịu kéo của bu lông:

N = 0.4d 2 Fyb = 0.4 x 20 2 x 1800 x 10 -3 = 288 kN + Khả năng chịu lực tính toán của mỗi mặt ma sát:

Với f: hệ số ma sát, f =0.45 + Khả năng chịu cắt của 1 bu lông:

[Nb] = m.S = 2 x 97.2 = 194.4 kN Với m = 2: số mặt ma sát

 Khả năng chịu cắt của bu lông mối nối:

N = n [Nb] = 2 x 194.4 = 388.8 (kN) > P top = 41.44 (kN)  Đạt

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MỐ CẦU

CẤU TẠO MỐ CẦU

Hình Mặt cắt trước mố

Hình 3D Tổng thể mố Bảng tổng hợp kích thước mố theo phương dọc cầu

STT Tên kích thước Giá trị Đơn vị

1 Chiều rộng bệ mố (dọc cầu) 5.000 m

2 Bề rộng tường cánh (phần dưới) 0.500 m

4 Khoảng cách từ tường thân đến mép ngoài bệ 1.500 m

5 Khoảng cách từ tường đỉnh đến mép ngoài bệ 1.000 m

5 Bề rộng tường cánh (phần đuôi) 1.600 m

6 Bề rộng tường cánh (toàn bộ) 4.100 m

8 Kích thước đá kê gối theo phương dọc cầu 0.3 m

10 Chiều cao mố (từ đáy bệ đến đầu tường đỉnh) 6.960 m

13 Tổng chiều cao tường thân và tường đầu 5.16 m

14 Chiều cao đá kê gối 0.2 m

Bảng tổng hợp kích thước mố theo phương ngang cầu

STT Tên kích thước Giá trị Đơn vị

2 Chiều rộng bệ mố (phương ngang cầu) 12.00 m

3 Bề rộng mố (phương ngang cầu) 12.00 m

4 Bề rộng đá kê gối 0.7 m

5 Số lượng đá kê gối 5.00 chiếc

KÍCH THƯỚC KẾT CẤU NHỊP CẦU DẪN

18.2.1 Cấu tạo mặt cắt ngang KCN cầu dẫn:

Hình Mặt cắt ngang cầu

18.2.2 Các chỉ tiêu cơ lý của vật liệu mố:

- Bêtông có: f’c = 30 Mpa;  bt = 23.2 kN/m 3

- Cốt thép theo TCVN 1651:2018 có: fy = 400 Mpa; Es = 200000Mpa

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

Sơ đồ các mặt cắt kiểm toán của mố cầu

Bản vẽ mặt cắt được sử dụng để kiểm tra và bố trí cốt thép cho các kết cấu khác nhau trong công trình:- Mặt cắt đáy móng: Kiểm toán móng cọc (số lượng, nội lực).- Mặt cắt chân tường thân: Bố trí cốt thép, kiểm toán tường thân.- Mặt cắt chân tường đỉnh: Bố trí cốt thép, kiểm toán tường đỉnh.- Mặt cắt tường cánh: Bố trí cốt thép, kiểm toán tường cánh.

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

XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN MỐ CẦU

- 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) 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

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 85 + 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)

18.3.2 Xác định các tải trọng tác dụng lên mố:

Tải trọng do trọng lượng bản thân mố

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

STT Kết cấu V (𝑚 3 ) P=VxƔ(kN) e(m) M=Pxe(kNm)

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

STT Kết cấu V (𝑚 3 ) P(kN) e(m) M(kNm)

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

STT Kết cấu V (𝑚 3 ) P(kN) e(m) M(kNm)

Tải trọng do tĩnh tải kết cấu phần trên a) Trọng lượng dầm chủ, dầm ngang

- Trọng lượng bản thân dầm chủ: DC1=0.5 x qDC x ndam x Ln

- Trọng lượng bản bê tông mặt cầu, dầm ngang, ván khuôn: DC1=0.5 x qbmc x ndamxLn b) Trọng lượng lan can

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

- Trọng lượng lan can thép: DC2= 0.1 x Lx0.5x 2 c) Trọng lượng lớp phủ mặt cầu DW=0.5 x qlp x ndamxLn

Bảng tổng hợp tĩnh tải giai đoạn 1

Trọng lượng bản thân dầm chủ 610.2 -61.78

Trọng lượng bê tông bản mặt cầu, dầm ngang 1037.48 -100.58

Bảng tổng hợp tĩnh tải giai đoạn 2

Trọng lượng lan can+ Gờ chắn 295.44 -29.54

Tổng (DW) 590 -59 d) Hoạt tải tác dụng lên KCN

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

Xếp hoạt tải lên ĐAH phản lực gối

Tải trọng Vị trí yi Tải trọng Pi Pi.yi Đơn vị

Xe tải thiết kế y1 1.00 145 145.00 kN y3 0.88 145 127.6 kN y4 0.75 35 26.25 kN

Xe hai trục y1 1.00 110 110.00 kN y2 0.97 110 106.7 kN

Tải trọng làn 9.3 kN/m 162.75 kN

Xe tải thiết kế + Làn 923.3 kN

Tổ hợp tải trọng lớn nhất 923.3 kN

- 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=0.58 n là sô làn xe n = 2

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

Lực ma sát gối cầu

- Lực ma sát gối cầu phải được xác định trên cơ sở của giá trị cực đại của hệ số ma sát giữa các mặt trượt Lực ma sát FR=0.Do ma sát giữa đầu dầm lên đá kê gối phụ thuộc vào chất liệu của gối (giả sử dùng gối thép nên lực ma sát không đáng kể nên có thể bỏ qua)

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

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 = 0.0006xV 2 xAtxCd≥1.8xAt (kN) (TCVN 11823-2017)

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: VB2 = 45 m/s + S = 1.09

Tra bảng ta có, Cd = 1.3 + VB1 = 25m/s

Ta phải tính áp lực gió ngang tác dụng lên mố và lên kết cấu nhịp

Bảng tải trọng gió ngang

Kí hiệu Ứng với V 1 Ứng với V 2 Đơn vị

P D 52.4 52.4 kN b Tải trọng gió dọc

Đối với các mố trụ có kết cấu phần trên là giàn hoặc bề mặt chắn gió lớn, cần cân nhắc áp lực gió dọc Trong trường hợp này, áp lực gió dọc sẽ được xem xét và được xác định bằng 0.

Tải trọng gió thẳng đứng PV

Chỉ tính tải trọng này cho các trạng thái giới hạn không liên quan đến gió lên hoạt tải, nghĩa là chỉ tính trong trường hợp gió thổi vuông góc với trục dọc của cầu.

- Công thức tính áp lực gió thẳng đứng:

Trong đó: Av = 12 x 40= 480 m 2 (Diện tích phẳng của mặt cầu hay cấu kiện cần tính)

- Trị số tải trọng thẳng đứng: Pv = 0.00045*49 2 *480= 518,6 kN

- Do áp lực gió tác dụng thẳng đứng lên bề mặt mố là không đáng kể do đó ở đây ta chỉ tính áp lực gió tác dụng thẳng đứng lên KCN và truyền xuống mố

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 1.46 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 = 1.46x40/2 = 29.2 kN b Tải trọng gió dọc

- Áp lực gió dọc tác dụng lên xe cộ được lấy bằng 0.73 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

18.3.3 Tải trọng do trọng lượng đất đắp

• Chiều cao đất đắp sau mố: b8 = 5.160 (m)

• Chiều rộng mố chịu tác dụng của các lớp (c5=c3-2.c1): c5 = 12 (m)

• Diện tích tác dụng của các lớp (Stđ=c5.(a1-a3-a4)): Stđ = 6.00 (m 2 )

• Trọng lượng riêng của lớp đất đắp sau mố: γđ = 18 (KN/m 3 )

• Chiều cao đắp đất trước mố: b12 = 0 (m)

• Chiều rộng đất đắp trước mố: a12 = 0 (m)

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

1.Đất sau mố Ps=b8.Stđ.γđ 557.28 0.95 529.4

2.Đất trước mố Ptr=0.5xb12.a12.c3.γđ 0.00 -0.75 0.00

18.3.4 Áp lực đất Áp lực ngang của đất EH

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)

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 88 Tiết diện Áp lực ngang của đất đắp lên tường

Tính áp lực đất tại mặt cắt IV-IV

Tên tải trọng Công thức tính

Phản lực ngang của đất (EH)

18.3.5 Tổ hợp tải trọng tại các mặt cắt

- Các tổ hợp tải trọng và hệ số tải trọng tương ứng:

 Giá trị lớn hơn đối với hệ số tải trọng của TU, CR và SH để tính đến biến dạng, giá trị nhỏ hơn để tính đến các hiệu ứng khác

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

- Hệ số tải trọng dùng cho tải trọng thường xuyên:

Bảng 1: Tổ hợp tải trọng và hệ số tải trọng

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

Cường độ I 11174.65 2843.47 3270.11 Cường độ II 9054.11 2424.53 4339.82

Mặt cắt tường thân II-II

Mặt cắt tường đỉnh III-III

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

Mặt cắt tường cánh IV-IV

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP

18.4.1 MẶT CẮT ĐÁY MÓNG (MẶT CẮT I-I)

18.4.1.1 Tính toán và bố trí cốt thép chịu mômen uốn

Cường độ I 11174.65 2843.47 3270.11 Cường độ II 9054.11 2424.53 4339.82

Kích thước mặt cắt kiểm toán:

- Chiều rộng mặt cắt b, bw = 12000 mm

- Chiều cao mặt cắt h= 5000 mm

- Cường độ chịu nén của bê tông fc’= 25 MPa

Tổ hợp dùng để kiểm toán: Cường độ I

Kiểm tra cấu kiện chịu uốn theo 2 phương

- Trị số tải trong dọc trục tính toán: N= 11175 kN o Nếu lực tính toán dọc trục nhỏ hơn 0.1    f c ' A g : ux x uy 1 r ry

M M  (1-a) o Nếu lực dọc tính toán không nhỏ hơn 0.1    f c ' A g : x x 0

Hệ số sức kháng dọc trục tính toán khi uốn theo hai phương o Prx phụ thuộc vào hệ số sức kháng P 0 , diện tích mặt cắt thép (A g ), diện tích mặt cắt bê tông (A st ), ứng suất chảy của thép (f y ) và hệ số sức kháng () Trong cấu kiện chịu nén dọc trục, hệ số sức kháng  bằng 0,75 Sức kháng dọc trục chịu độ lệch tâm theo trục y được ký hiệu là o Pry , còn sức kháng dọc trục chịu độ lệch tâm theo trục x được ký hiệu là o Prx

Kiểm tra hệ số sức kháng nén dọc trục: f'c = 25MPa, hệ số sức kháng = 0,75, diện tích mặt cắt nguyên là 21,6 mét vuông.

- Mrx sức kháng uốn tính toán theo trục x (N.mm) x x ( ) r s y s 2

- Mry sức kháng uốn tính toán theo trục y (N.mm)

M   A  f d a o  là hệ số sức kháng = 0.9 với cấu kiện chịu uốn o As là diện tích thép

 Phương dọc = 8-D14  A s  1231.5 mm 2 o fy Cường độ thép = 420 MPa o dc chiều dày lớp phủ bê tông dc = 100 mm o Chiều cao có hiệu của mặt cắt

- Xác định chiều cao vùng nén: o Phương dọc s s s s

M ux (kNm) M uy (kNm) M rx (kNm) M ry (kNm) M ux /M rx

- Kiểm tra cường độ mặt cắt: o Ta có: 133437 40.8 1.33

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu: o Pmin =0.0003 < 0.03.fc/fy = 0.002  OK.

Mặt cắt đảm bảo khả năng chịu lực

18.4.1.2 Kiểm tra cấu kiện chịu cắt

- Diện tích cốt thép ngang 24- D14  A v  3695 mm 2

- Cự ly giữa các cốt thép ngang: S = 600mm

- Hệ số biểu thị khả năng của bê tông bị nứt chéo truyền lực kéo   2

- Sức kháng cắt Vn phải được xác định bằng trị số nhỏ hơn của:

- Góc nghiêng nén của ứng suất chéo: q  45 

- Sức kháng danh định do ứng suất kéo trong bê tông V c 14860kN (5.8.3.3 22TCN 272-01)

- Sức kháng cắt của cốt thép ngang V s 4411kN (5.8.3.3 22TCN 272-01)

- Sức kháng cắt tính toán:  V r 375000kN

- Kiểm tra khả năng chịu cắt:

- Ta có: Vr 75000kN > Vu175kN  OK.

- Kiểm tra cự ly tối đá của cốt thép ngang  s s m ax 600mmOK

 Kết luận: Như vậy ta thấy với tiết diện bê tông của mặt cắt cũng đã đảm bảo khả năng chịu cắt nhưng ta vẫn bố trí cốt thép đai theo cấu tạo

18.4.1.3 Kiểm toán khả năng chống nứt

- Ứng suất trong cốt thép chịu kéo ở trạng thái giới hạn sử dụng không được vượt quá 0.6fy.

18.4.2 MẶT CẮT VUÔNG GÓC VỚI ĐÁY BỆ (MẶT CẮT II-II)

18.4.2.1 Tính toán và bố trí cốt thép moment chịu uốn

- Chiều cao mặt cắt h $00 mm

- Trị số tải trong dọc trục tính toán: N= 8911.3 kN o Nếu lực tính toán dọc trục nhỏ hơn 0.1    f c ' A g : ux x uy 1 r ry

Trong đó : P 0  0.85   f c ' ( A g  A st )  A st  f y ( ) N o  là hệ số sức kháng = 0.75 với cấu kiện chịu nén dọc trục o Prx sức kháng dọc trục tính toán khi uốn theo 2 phương (N) o Prx sức kháng dọc trục khi chỉ có độ lệch tâm ey (N) o Pry sức kháng dọc trục tính toán khi chir có độ lệch tâm ex (N)

 Kiểm tra: 0.1    f c ' A g o  là hệ số sức kháng = 0.75 với cấu kiện chịu nén dọc trục o fc’ cường độ quy định của bê tông tuổi 28 ngày = 25MPa o Ag là diện tích mặt cắt nguyên = 28.8 m 2 Trị số: 0.1    f c ' A g  54000( kN )

- Xác định chiều cao vùng nén:

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 92 o Phương dọc s s ' s s c

M ux (kNm) M uy (kNm) M rx (kNm) M ry (kNm) M ux /M rx M uy /M ry M ux /M rx +M ux /M ry Kết luận

- Kiểm tra cường độ mặt cắt: o Ta có: 42702.7 13.9 1.33

- Diện tích cốt thép ngang 18- D12 A v 2036 mm 2

- Sức kháng danh định do ứng suất kéo trong bê tông V c 14860kN

- Sức kháng cắt của cốt thép ngang V s 4411kN

- Ta có: Vr 0000kN > Vu = 8911.3kN  OK.

Ta có thể thấy, tiết diện bê tông của mặt cắt đủ khả năng chịu cắt Tuy nhiên, để đảm bảo an toàn và đáp ứng các tiêu chuẩn xây dựng, vẫn cần bố trí thêm cốt thép đai theo cấu tạo đề ra Bố trí cốt thép đai có tác dụng tăng cường khả năng chịu cắt của tiết diện, ngăn ngừa hiện tượng tách rời giữa các khối bê tông và đảm bảo độ bền vững cho kết cấu.

18.4.3 MẶT CẮT CHÂN TƯỜNG ĐỈNH

- Chiều cao mặt cắt h85 mm

- Trị số tải trong dọc trục tính toán: NH4.3 kN o Nếu lực tính toán dọc trục nhỏ hơn 0.1    f c ' A g : ux x uy 1 r ry

Hệ số sức kháng dọc trục có thể tính bằng công thức: P 0  0.85   f c ' ( A g  A st )  A st  f y ( ) N với hệ số sức kháng o  là 0.75 đối với cấu kiện chịu nén dọc trục Tùy thuộc vào trường hợp chỉ có độ lệch tâm ex hoặc ey hoặc cả hai, sức kháng dọc trục chịu uốn theo hai phương (o Prx), khi chỉ có độ lệch tâm ey (o Prx), hoặc khi chỉ có độ lệch tâm ex (o Pry) có thể được tính toán bằng những công thức khác nhau.

 Kiểm tra: 0.1    f c ' A g o  là hệ số sức kháng = 0.75 với cấu kiện chịu nén dọc trục o fc’ cường độ quy định của bê tông tuổi 28 ngày = 25MPa o Ag là diện tích mặt cắt nguyên = 22.62m 2

- Xác định chiều cao vùng nén: o Phương dọc s s ' s s c

M ux (kNm) M uy (kNm) M rx (kNm) M ry (kNm) M ux /M rx

- Diện tích cốt thép ngang 4 - D12 A v 452.3 mm 2

- Sức kháng danh định do ứng suất kéo trong bê tông V c 14860kN

- Sức kháng cắt của cốt thép ngang V s 4411kN

- Ta có: Vr = 141375kN > VuH4.22kN  OK.

 Kết luận: Như vậy ta thấy với tiết diện bê tông của mặt cắt cũng đã đảm bảo khả năng chịu cắt nhưng ta vẫn bố trí cốt thép đai theo cấu tạo

18.4.4 MẶT CẮT TƯỜNG CÁNH (MẶT CẮT IV-IV)

- Chiều cao mặt cắt h= 5160 mm

- Trị số tải trong dọc trục tính toán: N= 92.15 kN o Nếu lực tính toán dọc trục nhỏ hơn 0.1    f c ' A g : ux x uy 1 r ry

M M  (1-a) o Nếu lực dọc tính toán không nhỏ hơn 0,1    f c ' A g : x x 0

Trong đó: P 0  0.85   f c ' ( A g  A st )  A st  f y ( ) N o  là hệ số sức kháng = 0.75 với cấu kiện chịu nén dọc trục o Prx sức kháng dọc trục tính toán khi uốn theo 2 phương (N) o Prx sức kháng dọc trục khi chỉ có độ lệch tâm ey (N) o Pry sức kháng dọc trục tính toán khi chir có độ lệch tâm ex (N)

Hệ số sức kháng cho cấu kiện chịu nén dọc trục là 0,75 Cường độ quy định của bê tông tuổi 28 ngày là 25MPa Diện tích mặt cắt nguyên của cấu kiện là 2,6 m2.

 Phương ngang = 25-D22  A s  9503.3 mm 2 o fy Cường độ thép = 420 MPa o dc chiều dày lớp phủ bê tông dc = 100 mm o Chiều cao có hiệu của mặt cắt

- Xác định chiều cao vùng nén: o Phương dọc s s ' s s c

M ux (kNm) M uy (kNm) M rx (kNm) M ry (kNm) M ux /M rx M uy /M ry M ux /M rx +M ux /M ry Kết luận

- Diện tích cốt thép ngang 13- D12  A v  904.7 mm 2

- Sức kháng danh định do ứng suất kéo trong bê tông V c 14860kN (5.8.3.3 22TCN 272-01)

- Sức kháng cắt của cốt thép ngang V s 4411kN (5.8.3.3 22TCN 272-01)

- Ta có: Vr 125kN > Vu= 92.15kN  OK.

Vậy ta thấy với tiết diện bê tông của mặt cắt cũng đã đảm bảo khả năng chịu cắt nhưng ta vẫn bố trí cốt thép đai theo cấu tạo.

- Kết luận: Mặt cắt đảm bảo khả năng chịu chống nứt

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỌC

Lớp đất Loại đất Bề dày

1 Bùn sét lẫn hữu cơ, xám đen, trạng thái chảy 4 17.5 7.1667 17.38

2 Sét pha màu xám xanh, trạng thái dẻo mèm dẻo cứng 13 20.7 4.5 14.07

2a Sét màu xám xanh, xám nâu, trạng thái dẻo cứng 11.5 49.3 25.33 19.59

3 Cát hạt thô lẫn sỏi sạn, kết cấu chặc vừa 12.5 3.2 23.166 18.53

4 Cát hạt trung, trạng thái cứng 12.8 1.5 24.167 18.6

STT Lớp đất Loại đất H (m) H tổng

18.5.2 Lựa chọn thông số cơ bản cho cọc: Đường kính cọc: D 1.0 m   

Chiều dài cọc L  45 m   tính từ đáy đài cọc trong đó chiều dài cọc từ đáy đài, chiều dài cọc ngàm trong đài cọc là 200mm

Chu vi mặt cắt ngang cọc: 3.14m

Diện tích mặt cắt ngang cọc: 0.785m 2 Đường kính cốt thép dọc: 25mm gồm 20 thanh Đường kính cốt thép đai: 14mm cánh nhau 200mm

Giới hạn chảy của thép làm cọc: fy 420 MPa 

Khoảng cách tim đến tim giữa các cọc: 3d và 3.5d

Trọng lượng riêng của vật liệu làm cọc:   c 25 kN / m  3 

Cường độ chịu nén của bê tông: fc ' 30 MPa 

Modul đàn hồi bê tông: Ec 32642 MPa 

18.5.3 Tính sức chịu tải cọc khoan nhồi:

18.5.3.1 Sức chịu tải của cọc theo vật liệu:

Sức chịu tải của cọc theo vật liệu cho bởi công thức sau (sử dụng cốt đai xoắn):

 : Hệ số sức kháng nén dọc trục,  0.90

A : Diện tích mặt cắt ngang cọc, c A c  785398 mm  2 

A : Tổng diện tích cốt thép mặt cắt ngang cọc, s A s  9817.5 mm  2 

Vậy sức chịu tải cọc:

18.5.3.2 Sức chịu tải của cọc theo đất nền:

Ta có công thức sức chịu tải cọc theo điều kiện đất nền như sau:

Qp : Sức kháng mũi cọc (kN)

Q : Sức kháng thân cọc (kN) s

Ap : Diện tích mũi cọc (m 2 )

A : Diện tích bề mặt thân cọc (ms 2 )

qp : Hệ số sức kháng đối với sức kháng mũi cọc quy định trong bảng 10.5.5-3 dùng cho các phương pháp tách rời sức kháng của cọc do sức kháng của mũi cọc, sức kháng thân cọc qp 0.55

qs : Hệ số sức kháng đối với sức kháng thân cọc quy định trong bảng 10.5.5-3 dùng cho các phương pháp tách rời sức kháng của cọc do sức kháng của mũi cọc, sức kháng thân cọc qs 0.65

W: Trọng lượng của cọc (kN)

+ Cao độ mặt đất tự nhiên: CĐMĐTN = -5.2m + Loại đất tại mũi cọc: Sét

+ Chu vi măt cắt ngang cọc: 3.14m + Diện tích mặt cắt ngang cọc: 0.785m 2

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 98 + Cao độ đáy bệ móng: CĐĐB = -3.5m

Sức kháng thân cọc: Q s q s A si l i

Asi : Chu vi mặt cắt ngang cọc (m) l : Bề dày phân lớp (m) i q : Sức kháng thành đơn vị được tính như sau: s Đối với đất cát: Tính theo Reese và Wright (1977)

Với N: Số búa SPT trung bình dọc theo thân cọc Đối với đất sét: Dùng phương pháp  s u q   S

Su: Cường độ kháng cắt không thoát nước trung bình (MPa)

 : Hệ số dính bám (DIM) tính theo bảng 10.8.3.3.1-1

Giá trị Qs được tính cho từng phân lớp thể hiện ở bản sau:

Bảng tính toán sức kháng thân cho nhóm đất sét

Lớp đất L i (m) S ui (kN/m 2 )  q s (kN/m 2 )  qs Q s (kN)

Bảng tính toán sức kháng thân cho nhóm đất cát

Lớp đất L i (m) SPT q s (kN/m 2 )  qs Q s (kN)

Sức kháng mũi cọc: Q p q p A p Trong đó:

Ap : Diện tích mặt cắt ngang cọc A p  0.785 m   2 qp : Sức kháng đơn vị mũi cọc (kN/m 2 )

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 99 Đối với đất sét: q p N c  S u 4000 kN / m 2 

Chiều sâu chôn cọc trong lớp đất: Z  43300 mm  

Lực dính đơn vị tại mũi cọc: c  1.5 kN / m  2 

Góc ma sát trong vị trí mũi cọc:   0.422 rad  

Hệ số sức kháng:   qp 0.55 Ứng suất bản thân đến vị trí mũi cọc

STT H (m) (kN/m 3 )  v (kN/m 2 ) c (kN/m 2 ) φ (rad) S ui (kN/m 2 )

Sức kháng đơn vị tại mũi cọc:

Vậy sức kháng tại mũi cọc: p p p  

Sức chịu tải của cọc theo đất nền:

Vậy sức chịu tải của cọc:

18.5.4 Tính toán số lượng cọc trong đài:

Tổng áp lực thẳng đứng truyền lên bệ cọc: Pu 17174.65 kN 

Số lượng cọc trong nhóm tính theo công thức:

 : Hệ số kể đến ảnh hưởng của tải trọng ngang và mô men  1.0 1.5

Qtt : Sức chịu tải tính toán của cọc theo đất nền

Bố trí cọc trong đài:

18.5.5 Tính nội lực cọc bằng phần mềm fb-Multipier:

Mặt bằng bố trí cọc

Mô hình bệ mố và cọc khoan nhồi Kết quả kiểm toán cọc

Tải trọng Lực dọc trong cọc thứ “n” (kN)

Cọc 1 Cọc 2 Cọc 3 Cọc 4 Cọc 5 Cọc 6 Cọc 7 Cọc 8

Từ bảng giá trị ở trên cọc có lực nén đầu cọc lớn nhất là: 3693.4 (kN) Kiểm tra: Pcoc max 3693.4 kN Qtt 4520.81 kN Đạt

Tổ hợp cường độ I-1 có tổng lực nén trong cọc 1, 2, 3, 4 lớn nhất

18.5.6 Tính toán cốt thép bệ mố:

Sơ đồ tính: công xôn ngàm tại chân cột

Vì đài móng có mặt bằng chữ nhật 2 hàng cọc nên ta chọn phương có phản lực đầu cọc lớn nhất để tính

Tổng diện tích cốt thép được xác định theo công thức:

+ M : Mô men uốn tác dụng lên mặt cắt u

+ f y : Giới hạn bền của thép: fy 420 MPa 

+ d : Chiều cao hữu hiệu của mặt cắt Chọn e d e 0.9 h 0.9 1.8 1.62 m   

Chọn cốt thộp ỉ25 cú A s  490.87 mm  2 

Số thanh thép cần bố trí:

Bố trí dọc theo phương cạnh ngắn, 2 thanh thép ngoài cùng cách mép đài 50mm

Vậy theo phương ngắn, bố trớ cỏc thanh thộp: ỉ25a100

Phương cạnh dài chọn bố trớ thộp: ỉ25a200

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ TRỤ CẦU

CÁC KÍCH THƯỚC CƠ BẢN CỦA TRỤ CẦU

Hình 19.1 Kích thước trụ cầu

- Bảng tổng hợp kích thước trụ theo phương dọc cầu:

STT Tên kích thước Kí hiệu Đơn vị Giá trị

1 Bề rộng xà mũ(phần trên) bh1 m 0.6

2 Bề rộng xà mũ(phần dưới) bh2 m 1.5

3 Khoảng cách 2 tim gối bg m 1.1

5 Đường kính thân trụ bth m 1.50

6 Chiều cao thân trụ hth m 5.2

7 Chiều dày bệ trụ hb m 1.8

8 Bề rộng bệ trụ bd m 5

- Bảng tổng hợp kích thước trụ theo phương ngang cầu:

STT Tên kích thước Kí hiệu Đơn vị Giá trị

1 Bề rộng xà mũ theo phương ngang cầu bl m 12.00

2 Chiều dày xà mũ ht m 2.05

3 Bề rộng bệ trụ theo phương ngang cầu bn m 8.0

4 Khoảng cách tim gối theo phương ngang cầu bg m 2.5

XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN TRỤ

19.2.1 Các chỉ tiêu cơ lý của vật liệu trụ

- Bêtông có: f’c = 30Mpa;  bt = 23.2 kN/m 3 ; Ec = 28111Mpa

- Cốt thép theo TCVN A615M có: fy = 420 Mpa; Es = 200 000Mpa

Chiều dài dầm tác dụng lên trụ: vì kết cấu cầu là kết cấu đúc trên đà giáo nên chiều dài dầm tác dụng lên trụ bằng: 2x0.5 chiều dài dầm = 2x16= 32m

Trong các tính toán dưới đây ta quy định: trục x là theo phương dọc cầu, trục y là theo phương ngang cầu

Tại mỗi vị trí gối các lực tồn tại theo 3 phương vuông góc tác dụng

+ Lực theo phương dọc cầu: Hx

+ Lực theo phương ngang cầu: Hy

19.2.3 Tĩnh tải a Trọng lượng trụ và bệ trụ (DC 1 )

Tĩnh tải tiêu chuẩn gây ra bởi trọng lượng bản thân trụ được tính bằng công thức:P  V i  c

- Bảng tính toán tĩnh tải do trọng lượng bản thân trụ:

STT Tên kết cấu Thể tích (m 3 ) Trọng lượng N(kN)

Tổng cộng 87.33 3003.16 b Trọng lượng của kết cấu phần trên (DC 1 )

- Trọng lượng bản thân dầm chủ: DC1=2x 0.5 x ndamxqdc xLn

- Trọng lượng bản bê tông mặt cầu + DN: DC1=2x 0.5 x qbmc,dn x ndamxLn c Trọng lượng lan can

- Trọng lượng gờ bê tông lan can: DC2= qclcx Lnx 2

- Trọng lượng lan can thép: DC2= qtvx Lnx 2 d Trọng lượng lớp phủ mặt cầu

- Trọng lượng lớp phủ mặt cầu: DW=2x0.5 x qlp x ndamxLn

Bảng tổng hợp tĩnh tải giai đoạn 1 và giai đoạn 2

Trọng lượng bản thân dầm chủ 1220.4 Trọng lượng bê tông bmc, dầm ngang 2074.96 Trọng lượng gờ lan can + tay vịn thép 590.88

Bảng tổng hợp tĩnh tải lớp phủ

19.2.4 Hoạt tải 19.2.4.1 Hoạt tải trên kết cấu nhịp (LL)

+ Vẽ đường ảnh hưởng phản lực gối

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 106 + Xếp tải lên đường ảnh hưởng

+ Tính phản lực do hoạt tải tác dụng trên kết cấu nhịp Lấy giá trị lớn nhất trong 3 trường hợp sau:

1 Trường hợp 1: 1 Xe tải thiết kế + Tải trọng làn

2 Trường hợp 2: Xe hai trục + Tải trọng làn

3 Trường hợp 3: 90%(2 xe tải đặt cách nhau 15m + Tải trọng làn)

Bảng tổng hợp kết quả tính toán

Tính toán giá trị hoạt tải

Tải trọng Điểm Tung độ ĐAH Tải trọng trục Phản lực gối

Tổng cộng Ri 90% (2 xe tải*IM+làn)+Người 1472.24 kN

Xe 2 trục + làn+ người 1142.45 kN

Lực hãm phải lấy giá trị lớn hơn giữa:

 Lực hãm xe 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 hoặc,

 5% của xe tải thiết kế cộng tải trọng làn hoặc 5% trọng lượng của xe hai trục cộng tải trọng làn

Lực hãm xe theo phương dọc cầu, và nằm cách mặt cầu hBR = 1.8m

BR = 0.25x mx Nbx LL Trong đó: Nb: số làn xe = 2 m: hệ số làn = 0.58 LL: 1 làn = 35+145+145 = 325 kN

19.2.4.3 Lực ma sát gối cầu (FR)

- Lực ma sát chung gối cầu phải được xác định trên cơ sở của giá trị cực đại của hệ số ma sát giữa các mặt trượt

- Cầu nằm trên đường thẳng nên lực ly tâm CE= 0 kN

Kích thước kết cấu hứng gió (m)

Chiều cao gối cầu và đá kê gối hb 0.3

Chiều cao xà mũ hcb 2

Chiều cao lan can hlc 0.46

Khoảng cách từ đáy dầm đến trọng tâm chắn gió của kết cấu phần trên hcg 0.8

Chiều cao thân trụ hc 5.2

Bề rộng xà mũ dh 12.00 Đường kính thân trụ dc 1.5

19.2.4.5.1 Tải trọng gió tác động lên công trình (WS) 19.2.4.5.1.1 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 = 0.0006xV 2 xAtxCd≥1.8xAt (kN)

- 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 + S = 0.81

Bảng tổng hợp tải trọng gió ngang xét tới mặt cắt xà mũ

Kết cấu ez At PD Mx PD25 Mx25

Bảng tổng hợp tải trọng gió ngang xét tới mặt cắt đỉnh bệ

Bảng tổng hợp tải trọng gió ngang xét tới mặt cắt đáy bệ

- Tải trọng gió dọc lấy bằng 25% tải trọng gió ngang

Bảng tổng hợp tải trọng gió dọc xét tới mặt cắt xà mũ (Đơn vị: e z (m); A t (m 2 ); P D (kN); M x (kN.m))

Bảng tổng hợp tải trọng gió dọc xét tới mặt cắt đỉnh bệ

Bảng tổng hợp tải trọng gió dọc xét tới mặt cắt đáy bệ

19.2.4.5.2 Tải trọng gió tác động lên xe cộ (WL) 19.2.4.5.2.1 Tải trọng gió ngang

Tải trọng gió ngang tác dụng lên xe cộ được lấy bằng 1.46 kN/m, tác dụng theo hướng nằm ngang, ngang với tim dọc kết cấu và đặt cách mặt đường bằng hWL = 1.8 m

Trị số tải trọng gió ngang tác dụng lên xe cộ:

 Tải trọng phân bố do tải trọng gió ngang tác dụng lên xe cộ là qgio= 1.46 kN/m

 Điểm đặt lực cách mặt đường xe chạy h= 1.8 m

 Tải trọng do gió ngang WLn= 1.46 x (36+36)/2= 53.56 kN

- Tải trọng gió dọc tác dụng lên xe cộ được lấy bằng 0.73 kN/m, tác dụng theo hướng nằm ngang, song song với tim dọc kết cấu và đặt cách mặt đường bằng hWL = 1.8 m

- Trị số tải trọng gió dọc tác dụng lên xe cộ:

+ Tải trọng phân bố do tải trọng gió ngang tác dụng lên xe cộ là qgio= 0.73 kN/m + Điểm đặt lực cách mặt đường xe chạy h= 1.8 m

+ Tải trọng do gió dọc WLd= 0.73 x (36+36)/2= 26.28 kN

TỔ HỢP TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN CÁC MẶT CẮT

19.3.1 Tính hệ số phân bố tải trọng

Trong phần tính toán dầm ta đã tính hệ số phân bố ngang đối với dầm biên do hoạt tải HL 93 và người gây ra:

Tải trọng Tung độ Đường ảnh hưởng

Xe hai trục thiết kế 0.955 0.136 0.655

Tải trọng làn thiết kế 0.655

19.3.2 Tải trọng xét tới mặt cắt xà mũ

Bảng tải trọng xét tới mặt cắt xà mũ

Tải trọng Kí hiệu N (kN) ex (m) Mx (kN-m)

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 108 Phản lực gối do tĩnh tải kết cấu trên DC 1070.520 1.250 1338.150

Phản lực gối do hoạt tải LL 1091.647 1.250 1364.559

Phản lực gối do tải trọng lớp phủ DW 228.690 1.250 285.863 Đá kê gối DC 5.950 1.250 7.438

Bảng các hệ số tải trọng

TTGH Hệ số tải trọng i

DC DW LL , IM PL

Bảng tổng hợp tải trọng xét tới mặt cắt xà mũ

TTGH Hệ số tải trọng i Tải trọng thẳng đứng

DC DW LL , IM PL

19.3.3 Tải trọng xét tới mặt cắt đỉnh móng

Bảng tổng hợp tải trọng xét tới mặt cắt đỉnh móng

19.3.4 Tải trọng xét tới mặt cắt đáy móng

Bảng tổng hợp tải trọng xét tới mặt cắt đáy móng

TTGH Dọc cầu Ngang cầu

KIỂM TOÁN TRỤ

19.4.1 Sức kháng uốn 19.4.1.1 Kiểm tra độ mảnh giới hạn

19.4.2 Kiểm tra sức kháng nén(có kết hợp uốn của thân trụ) 19.4.2.1 Nén dọc trục

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 109 Đối với các cọc ống: P n  0.87 F A y s  0.87 345 1767146    530408872 N

19.4.2.2 Nén dọc trục và uốn kết hợp

19.4.3 Sức kháng cắt Áp dụng TCVN 11823-2016, Chương 6, Mục 12.1.2.3.3

19.4.3.1 Kiểm toán mặt cắt xà mũ

- Sơ đồ tính toán: Sơ đồ dầm công xon, tính toán như dầm thép không liên hợp

+ Trọng lượng bản thân xà mũ + Trọng lượng bản thân kết cấu phần trên + Phản lực do hoạt tải

- Mặt cắt tính toán: Mặt cắt xà mũ

 Kiểm toán khả năng chịu mô men theo TTGH cường độ

19.4.3.2 Kiểm toán khả năng chịu uốn của mặt cắt

1- Tải trọng kiểm tra Kí hiệu Đơn vị Giá trị

Mô men tính toán Mu kN.m 4498.76

Lực cắt tính toán Vu kN 3599.01

Lực dọc tính toán Nu kN 0.00

2- Các kích thước mặt cắt

Chiều cao mặt cắt h mm 1600

Chiều rộng mặt cắt b mm 1500

3- Kiểm tra sức kháng uốn

Sức kháng uốn danh định Mn = Mp kN.m 6848.4

Hệ số sức kháng uốn  0.90

Sức kháng uốn tính toán Mr kN.m 6163.6

19.4.3.3 Kiểm toán khả năng chịu cắt của mặt cắt

Giá trị tuyệt đối của mô men uốn, không nhỏ hơn (Vu-Vp).dv Mu N.mm 4498757000

Lực dọc tính toán (kéo ->dương, nén->âm) Nu N 0

Lực cắt tính toán Vu N 3599010

Chiều cao mặt cắt h mm 1600

Bề rộng bản bụng hữu hiệu bw mm 1500

Chiều cao chịu cắt hữu hiệu dv mm 1215

Sức kháng cắt danh định, Vn = min {(Vc + Vs + Vp); 0.25f'cbvdv + Vp} Vn N 5462582

Hệ số sức kháng cắt  0.9

Sức kháng cắt tính toán Vr N 4916324

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỌC

Lớp đất Loại đất Bề dày

1 Bùn sét lẫn hữu cơ, xám đen, trạng thái chảy 4 17.5 7.1667 17.38

2 Sét pha màu xám xanh, trạng thái dẻo mèm dẻo cứng 13 20.7 4.5 14.07

2a Sét màu xám xanh, xám nâu, trạng thái dẻo cứng 11.5 49.3 25.33 19.59

3 Cát hạt thô lẫn sỏi sạn, kết cấu chặc vừa 12.5 3.2 23.166 18.53

4 Cát hạt trung, trạng thái cứng 12.8 1.5 24.167 18.6

STT Lớp đất Loại đất H (m) H tổng

19.5.2 Lựa chọn thông số cơ bản cho cọc: Đường kính cọc: D 1.0 m   

Chiều dài cọc L  45 m   tính từ đáy đài cọc trong đó chiều dài cọc từ đáy đài, chiều dài cọc ngàm trong đài cọc là 200mm

Chu vi mặt cắt ngang cọc: 3.14m

Diện tích mặt cắt ngang cọc: 0.785m 2 Đường kính cốt thép dọc: 25mm gồm 20 thanh Đường kính cốt thép đai: 14mm cánh nhau 200mm

Giới hạn chảy của thép làm cọc: fy 420 MPa 

Khoảng cách tim đến tim giữa các cọc: 3d và 3.5d

Trọng lượng riêng của vật liệu làm cọc:   c 25 kN / m  3 

Cường độ chịu nén của bê tông: fc ' 30 MPa 

Modul đàn hồi bê tông: Ec 32642 MPa 

19.5.3 Tính sức chịu tải cọc khoan nhồi:

19.5.3.1 Sức chịu tải của cọc theo vật liệu:

Sức chịu tải của cọc theo vật liệu cho bởi công thức sau (sử dụng cốt đai xoắn):

 : Hệ số sức kháng nén dọc trục,  0.90

A : Diện tích mặt cắt ngang cọc, c A c  785398 mm  2 

A : Tổng diện tích cốt thép mặt cắt ngang cọc, s A s  9817.5 mm  2 

Vậy sức chịu tải cọc:

19.5.3.2 Sức chịu tải của cọc theo đất nền:

Ta có công thức sức chịu tải cọc theo điều kiện đất nền như sau:

Qp : Sức kháng mũi cọc (kN)

Q : Sức kháng thân cọc (kN) s

Ap : Diện tích mũi cọc (m 2 )

A : Diện tích bề mặt thân cọc (ms 2 )

Hệ số sức kháng đất đối với sức kháng mũi cọc quy định trong bảng 10.5.5-3 dùng cho việc phân tách sức kháng của cọc thành sức kháng mũi cọc và sức kháng thân cọc Giá trị cụ thể được quy định là 0,55.

qs : Hệ số sức kháng đối với sức kháng thân cọc quy định trong bảng 10.5.5-3 dùng cho các phương pháp tách rời sức kháng của cọc do sức kháng của mũi cọc, sức kháng thân cọc qs 0.65

W: Trọng lượng của cọc (kN)

+ Cao độ mặt đất tự nhiên: CĐMĐTN = -5.2m + Loại đất tại mũi cọc: Sét

+ Chu vi măt cắt ngang cọc: 3.14m + Diện tích mặt cắt ngang cọc: 0.785m 2

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 113 + Cao độ đáy bệ móng: CĐĐB = -3.5m

Sức kháng thân cọc: Q s q s A si l i

Asi : Chu vi mặt cắt ngang cọc (m) l : Bề dày phân lớp (m) i q : Sức kháng thành đơn vị được tính như sau: s Đối với đất cát: Tính theo Reese và Wright (1977)

Với N: Số búa SPT trung bình dọc theo thân cọc Đối với đất sét: Dùng phương pháp  s u q   S

Su: Cường độ kháng cắt không thoát nước trung bình (MPa)

 : Hệ số dính bám (DIM) tính theo bảng 10.8.3.3.1-1

Giá trị Qs được tính cho từng phân lớp thể hiện ở bản sau:

Bảng tính toán sức kháng thân cho nhóm đất sét

Lớp đất L i (m) S ui (kN/m 2 )  q s (kN/m 2 )  qs Q s (kN)

Bảng tính toán sức kháng thân cho nhóm đất cát

Lớp đất L i (m) SPT q s (kN/m 2 )  qs Q s (kN)

Sức kháng mũi cọc: Q p q p A p Trong đó:

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 114 Đối với đất sét: q p N c  S u 4000 kN / m 2 

Chiều sâu chôn cọc trong lớp đất: Z  43300 mm  

Lực dính đơn vị tại mũi cọc: c  1.5 kN / m  2 

Góc ma sát trong vị trí mũi cọc:   0.422 rad  

Hệ số sức kháng:   qp 0.55 Ứng suất bản thân đến vị trí mũi cọc

STT H (m) (kN/m 3 )  v (kN/m 2 ) c (kN/m 2 ) φ (rad) S ui (kN/m 2 )

Sức kháng đơn vị tại mũi cọc:

Vậy sức kháng tại mũi cọc: p p p  

Sức chịu tải của cọc theo đất nền:

Vậy sức chịu tải của cọc:

19.5.4 Tính toán số lượng cọc trong đài:

Tổng áp lực thẳng đứng truyền lên bệ cọc: Pu 17491.84 kN 

Số lượng cọc trong nhóm tính theo công thức:

 : Hệ số kể đến ảnh hưởng của tải trọng ngang và mô men  1.0 1.5

Qtt : Sức chịu tải tính toán của cọc theo đất nền

Bố trí cọc trong đài:

19.5.5 Tính nội lực cọc bằng phần mềm fb-Multipier:

Mặt bằng bố trí cọc

Mô hình bệ cọc và cọc khoan nhồi

Kết quả kiểm toán cọc

STT Tải trọng Lực dọc trong cọc thứ “n” (kN)

Cọc 1 Cọc 2 Cọc 3 Cọc 4 Cọc 5 Cọc 6

Từ bảng giá trị ở trên cọc có lực nén đầu cọc lớn nhất là: 4389.1 (kN) Kiểm tra: Pcoc max 4389.1 kN Qtt 4520.81 kN Đạt

Tổ hợp cường độ I-1 có tổng lực nén trong cọc 1, 2, 3 lớn nhất

19.5.6 Tính toán cốt thép bệ trụ:

Sơ đồ tính: công xôn ngàm tại chân cột

Vì đài móng có mặt bằng chữ nhật 2 hàng cọc nên ta chọn phương có phản lực đầu cọc lớn nhất để tính

Tổng diện tích cốt thép được xác định theo công thức:

+ M : Mô men uốn tác dụng lên mặt cắt u

+ f y : Giới hạn bền của thép: fy 420 MPa 

+ d : Chiều cao hữu hiệu của mặt cắt Chọn e d e 0.9 h 0.9 1.8 1.62 m   

Chọn cốt thộp ỉ18 cú A s  254.47 mm  2 

Số thanh thép cần bố trí:

Bố trí dọc theo phương cạnh ngắn, 2 thanh thép ngoài cùng cách mép đài 50mm

Vậy theo phương ngắn, bố trớ cỏc thanh thộp: ỉ18a110

Phương cạnh dài chọn bố trớ thộp: ỉ18a170

THIẾT KẾ TỔ CHỨC THI CÔNG

THUYẾT MINH BIỆN PHÁP THI CÔNG

20.1.1 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 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

- 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

Để chuẩn bị thi công cầu, đơn vị thi công sẽ triển khai làm đường tạm phục vụ việc ra vào khu vực xây dựng Họ cũng sẽ san lấp mặt bằng xung quanh để tạo không gian làm việc và dựng lán trại làm nơi ở và làm việc cho đội thi công.

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

20.1.3 Thiết kế tổ chức thi công mố

Móng mố được thi công tại khu vực không có nước mặt, do đó không bị hạn chế bởi điều kiện mặt bằng Để đảm bảo tính đơn giản và dễ dàng thi công, quá trình xây dựng móng mố sẽ tuân theo trình tự nhất định.

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

Bước 2: Rung tạo ống vách, khoan tạo lỗ

- Tác dụng của ống vách: định vị, dẫn hướng cho máy khoan đi, giữ độ ổn định cho bề mặt của hố khoan, chống sập trên hố, bảo vệ để đất đá hay thiết bị rơi xuống hố khoan, làm sàn để đỡ tạm và để thao tác buộc nối, lắp dựng cốt thép.

- Quá trình hạ ống vách: trước tiên là chuẩn bị máy rung, tiếp đến là lắp máy rung vào ống vách, tiếp là rung hạ ống vách với sai số của tâm móng lớn hơn 30mm Và cuối cùng sau khi hạ ống vách dùng thước nivo áp vào thành trong ống vách để kiểm tra độ thẳng đứng

- Khoan tạo lỗ: để mũi khoan chạm tới đáy hố thì máy mới bắt đầu quay, ban đầu tốc độ chậm và sau đó nhanh dần, trong khi khoan cần khoan có thể nâng lên hạ xuống 1 đến 2 lần để giảm đi sự ma sát thành cũng như lấy đất đầy vào gầu, đặc biệt nên dùng tốc độ thấp khi khoan để tang mô men quay

Bước 3: Vét đáy hố khoan

- Khi kiểm tra độ sâu của hố khoan thì bạn cần xác định chiều sâu của lớp mùn khoan cần nạo vét, vì lớp mùn có khả năng ảnh hưởng đến khả năng làm việc có hiệu quả hay không của cọc

- Độ sâu của hố khoan khi đạt đến độ sâu thiết kế thì những công việc tiếp theo của quá trình thi công cọc nhồi được phép tiếp tục Khi nạo vét có thể dùng gầu hình trụ

Bước 4: Thổi rửa đáy hố khoan

Tại quá trình khoan, ống thổi rửa được lắp ghép và đưa xuống hố khoan Các ống thổi rửa được nối với nhau bằng ren và có đường kính F90 Trên đỉnh ống có hai cửa, một cửa dùng để nối với ống dẫn dùng để tái sử dụng dung dịch bentonite và cát về máy lọc, cửa còn lại có kích thước F45 để dẫn khí.

- Bơm khí với áp suất 7 at và duy trì trong cả thời gian thổi rửa khoảng 20 – 30 phút, sau đó lấy mẫu dung dịch ỏ đáy hố khoan và giữa hố lên để kiểm tra Nếu dung dịch này đạt so với yêu cầu thì có thể dừng để chuẩn bị cho công tác lắp dựng cốt thép

- Lỗ khoan sau khi vét phải được ít nhất 3 giờ thì tiến hành đổ bê tông Trường hợp nếu quá trình quá dài thì phải lấy mẫu dung dịch ở đáy hố, nếu dung dịch không tốt thì phải lưu chuyển dung dịch đến khi đạt yêu cầu

- Mẻ bê tông đầu tiên cần sử dụng nút bằng bao tải chứa vữa xi măng nhão, đảm bảo cho bê tông không bị tiếp xúc trực tiếp với nước hay dung dịch khoan và nhớ loại trừ khoảng chân không khi tiến hành đổ bê tông

Bước 6: Lắp đầu cọc nhồi

- Thực hiện việc tháo ra toàn bộ các giá đỡ của ống phần trên

- Cắt các thanh thép treo trên lồng thép

- Lấp đá 1x2 và đá 4x6 vào đầu cọc và lấp bằng mặt đất tự nhiên vốn có

- Trong các bước thi công khoan cọc thì đối với bước này, việc thực hiện yêu cầu tay nghề khá cao khi phải dùng máy rung để đằm xuống và rút ống lên một cách từ từ

Bước 8: Kiểm nghiệm sản phẩm cọc khoan nhồi

Bước 9: Thi công bệ mố

- Thi công bê tông lót móng dày 10cm

- Đổ bê tông bệ mố

+ Bố trí cốt thép hệ móng và liên kết cốt thép đầu cọc

+ Đổ bê tông bê 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 10: 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 bê tông đạt đủ cường độ rồi mới tháo ván khuôn thi công hạng mục tiếp theo

20.1.4 Thiết kế tổ chức thi công trụ

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

Bước 2: Thi công cọc khoan nhồi như tương tự thi công mố

Rung tạo ống vách, khoan tạo lỗ Vét đáy hố khoan

Thổi rửa đáy hố khoan Đổ bê tông Lắp đầu cọc nhồi Rút ống vách

Bước 3: Thi công bệ trụ

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 dựng thân trụ thép

Bước 6: Thi công xà mũ trụ và hoàn thiện

- Ghép xà mũ thép trụ

20.1.5 Thiết kế tổ chức thi công kết cấu nhịp

Bước 1: Chế tạo kết cấu nhịp thép 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 Đánh dấu và sơn bảo vệ

Bước 2: Lắp ráp nhịp cầu

- Dầm thép được chia làm nhiều đốt để giảm kích thước vận chuyển và tạo độ vồng

- Trong mỗi nhịp từng đốt dầm ghép lại với nhau bằng mối nối tạo độ vồng

- Trên mặt cắt ngang có nhiều dầm nhưng ban đầu từng nhóm gồm 2,3 dầm liên kết với nhau bằng hệ liên kết dọc và liên kết ngang tạo thành 1 cụm

- An toàn, dễ thi công, xây dựng trụ tạm tốn kém

- Hệ trụ tạm bố trí tại các vị trí có mối nối

- Lắp tuần tự đầu này qua đầu kia, từ dưới lên trên: thanh biên + hệ dầm mặt cầu – hệ thanh bụng + hệ liên kết ngang, dọc trên

- Cần cẩu có thể đi hai bên hoặc đi vào trong lòng cầu(tiến-lùi)

- Liên kết tạm bằng coi lói + bu lông, liên kết chính thức sau khi điều chỉnh chính xác

Bước 3: Thi công bản mặt cầu

- Biện pháp đổ bê tông tại chỗ bản mặt cấu

- Ván khuôn bản mặt cầu là ván đáy bằng gỗ hoặc bằng thép

- Ván khuôn chế tạo thằng bộ, cấu tạo từ các tấm để dễ tháo dỡ trong điều kiện không gian chật hẹp

- Ván khuôn của bản mặt cầu phía bên trong chủ yếu được gác lên hệ liên kết của dầm

- Ván khuôn bản công xon của dầm biên cần có hệ liên kết đà giáo riêng để chống đỡ

- Đà giáo đỡ bản công xon có thể là dầm chìa được lắp treo vào đáy các dầm chủ

- Tổ chức thi công bản mặt cầu:

+ Đối với dầm giản đơn tổ chức thi công từng nhịp một, lần lượt từ nhịp trong tiến ra, từ 1 phía hoặc từ 2 phía bờ

+ Trong một nhịp đổ bê tông từ ngoài lùi vào phía trong, kết thúc đổ bê tông thì người và thiết bị phải rút ra khỏi nhịp

+ Khi bê tông đạt 25% cường độ có thể tiến hành đổ bê tông nhịp tiếp theo, nhưng chỉ được dỡ ván khuôn khi đạt 70% cường độ

Thi công mối nối dầm ngang

Thi công lan can, khe co giãn, thoát nước

Thi công đất đắp sau mố

Các công tác hoàn thiện.

TÍNH TOÁN THI CÔNG

20.2.1 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 cần dễ dàng tháo lắp để không làm hỏng bê tông sau khi đông kết Ngoài ra, ván khuôn cũng không được ảnh hưởng đến quá trình gia cố cốt thép, đổ bê tông và đầm nén Bên cạnh đó, độ kín khít, bằng phẳng tại vị trí giáp mối giữa các bộ phận của ván khuôn phải được đảm bảo để tạo nên kết cấu đồng nhất và vững chắc cho công trình.

Xác định khoảng cách l các nẹp đứng theo công thức 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

NGUYỄN HỒNG LĨNH MSSV:17127035 123 h = Rb = 0.75m

Pg – lực xung kích ngang Pg = 0.2 T/m 2

P = 2.5*0.75 + 0.2 = 2.075 T/m 3 = 0.2075 kg/cm 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

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 vượt ngã tư Tân Quy kết cấu dầm thép I giản đơn 7 x 36 m
Tác giả	Nguyễn Hồng Lĩnh
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Huỳnh Tấn Tài
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp

Định dạng
Số trang	152
Dung lượng	24,41 MB