Đồ án tốt nghiệp: Thiết kế kết cấu cầu dầm Super - T căng trước

THIẾT KẾ DẦM CHỦ

SỐ LIỆU ĐỒ ÁN THIẾT KẾ

1.1 ĐẶC ĐIỂM ĐIỀU KIỆN TỰ NHIÊN

- Tuyến đường Nguyễn Văn Bữa (Hóc Môn) – ĐT 824 (Đức Hòa) là một trong các tuyến đường huyết mạch nối Long An và TP HCM, trong đợt này có

7 tuyến đường nối Long An – HCM được nâng cấp, mở rộng từ 4 làn xe lên 6 làn xe, tổng kinh phí trên 24 000 tỷ đồng, bắt đầu triển khai từ năm 2021 và dự kiến hoàn thành vào năm 2025

- Đây đa số đều là những tuyến đường bị thắt cổ chai, cần đầu tư mở rộng để thông thương hàng hóa, phát triển kinh tế xã hội

- Dự án này cũng đồng thời nâng cấp các cây cầu đi qua trong đó có Cầu Lớn nằm trên đường Nguyễn Văn Bứa: Cầu Lớn hiện nay có bề rộng ngang cầu là 8.8m, chiều dài là 88m ẹũa chaỏt Địa chất tại khu vực phân lớp khá rõ ràng Địa tầng chủ yếu tương ứng với chiều sâu khoan 10 – 25m bao gồm các lớp như sau:

- Lớp 1(lớp bề mặt): bùn xét, màu xám đen, kết cấu rời rạc

- Lớp 2: Sét pha cát, màu xám vàng, trạng thái nửa cứng đến cứng

- Lớp 3: Sét pha cát, màu xám vàng, trạng thái dẻo cứng

- Lớp 4: Sét pha cát màu nâu nhạt trạng thái cứng

- Lớp 5: Cát hạt mịn đến cát hạt trung lẫn sỏi sạn rất chặt

- Lớp 6: Sét nâu vàng, lẫn sỏi sạn trạng thái cứng

1.2.1 Các yếu tố khí tượng đặc trưng

Kết quả các yếu tố khí tượng được thống kê như sau:

Khu vực có rất nhiều nắng Trong các thánh mùa khô từ tháng XI đến tháng V số giờ nắng vượt quá 200 giờ/tháng Các tháng ít nắng là tháng VI và tháng IX ứng với 2 cực đại của lượng mưa và lượng mây

Số giờ nắng trung bình trên khu vực:

Tháng I II III IV V VI VII VIII IX X XI XII

Biến trình độ ẩm trong năm tương ứng với biến trình mưa và ngược lại với biến trình nhiệt độ Thời kì mưa nhiều, độ ẩm lớn và ngược lại vào thời kì mùa khô độ ẩm nhỏ Độ ẩm tương đối (%) tháng và năm trên khu vực:

Tháng I II III IV V VI VII VIII IX X XI XII Năm

1.2.4 Chế độ nhiệt Đặc điểm nổi bật trong chế độ nhiệt của khu vực là nền nhiệt độ khá cao, nhiệt độ trung bình năm khoảng 27oC, nhiệt độ trung bình cao nhất tuyệt đối là 38.3oC và nhỏ nhất tuyệt đối là 13.2oC, chênh lệch trung bình tháng nóng nhất là 3 – 4oC, tháng lạnh nhất là 7 -8oC

Nhiệt độ không khí (oC) tháng vào năm trên khu vực:

Khu vực nghiên cứu nằm trong vùng mưa XVIII Phân bố mưa trong năm tập trung vào thời kì từ tháng V đến tháng XI – thời kì thịnh hành của gió mùa Tây Nam

Tổng lượng mưa của thời kì này chiếm khoảng 85% tổng lượng mưa năm Ngược lại, trong thời kì từ tháng XII đến tháng IV năm sau – thời kì thịnh hành của gió Đông, lượng mưa tương đối ít, chỉ chiếm khoảng 15% tổng lượng mưa năm

Biến trình mưa trong khu vực thuộc loại biến trình của vùng nhiệt đới gió mùa: lượng mưa tập trung vào mùa hè, chênh lệch lượng mưa giữa mùa mưa và mùa khô rất lớn Trong biến trình có một cực đại chính và một cực tiểu chính Cực đại chính thường xuất hiện vào tháng IX, X với lượng mưa tháng trên 300mm Cực tiểu chính xảy ra vào tháng I hoặc tháng II với lượng mưa tháng cực tiểu chỉ dưới 10mm

Biến động ngày mưa trong tháng có tương quan với lượng mưa tháng Tháng mưa nhiều nhất là tháng 9, còn tháng mưa ít nhất là tháng 2.

Lượng mưa (mm) và số ngày có mưa trên khu vực:

Lượng mưa ngày trong khu vực không lớn, lượng mưa một ngày lớn nhất theo các tần suất thiết kế tại một số trạm chính trong khu vực

Lượng mưa ngày lớn nhất (mm) theo các tần suất thiết kế trên khu vực:

Trên toàn khu vực gió tương đối đồng nhất về hướng và tốc độ Vào mùa đông hướng gió thịnh hành là Đông với tần suất từ 30% đến 70%, tốc độ trung bình thay đổi từ 1.8 đến 2.2 m/s

Vào mùa hè, hướng gió thịnh hành là Tây Nam với tần suất từ 30 đến 55%, tốc độ gió trung bình thay đổi từ 1.4 đến 1.8m/s Hoa tốc độ gió trung bình trong khu vực lấy theo trạm Tân Sơn Nhất

Tốc độ gió trung bình và lớn nhất tại trạm Biên Hòa (m/s): Đặc Trửng

I II III IV V VI VII VIII IX X XI XII

1.3 Các yếu tố thủy văn

Theo hồ sơ Báo cáo thủy văn, số liệu mực nước tại khu vực cầu như sau:

- Mức nước lớn nhất năm 1978, H 1978: +7.26

Trong dãy số liệu điều tra nêu trên, nhìn chung mực nước lớn nhất điều tra vào các năm 1978 và năm 2001 đều thấp hơn cao độ tự nhiên tại khu vực; còn với cao độ mực nước lớn nhất vào năm 1952 đã làm cho khu vực này bị ngập rất nghiêm trọng, với chiều cao ngập khoảng 2m đến 3m, thời gian ngập khoảng 24 giờ

1.3.2 Cao độ mực nước thiết kế

- Mức nước trung bình năm: +2.00

1.4 CÁC ĐỊNH HƯỚNG ĐỐI VỚI GIẢI PHÁP KỸ THUẬT

1.4.1 Lựa chọn khẩu độ nhịp và chủng loại dầm

Việc lựa chọn khẩu độ nhịp dựa trên những định hướng sau:

- Đối với các nhịp dẫn: L = 34m đang được sử dụng phổ biến và có hiệu qủa ở khu vực phía Nam

- Đối với các nhịp chính: Nhịp thông thuyền đòi hỏi khẩu độ lớn, ưu tiên xem xét sử dụng kết cấu dầm liên tục thi công theo công nghệ đúc hẫng cân bằng (đang phát triển mạnh ở Việt Nam) Điều này giúp giải quyết tốt một số vấn đề cốt lõi sau:

+ Tạo được hiệu quả kiến cao, hạn chế tính đơn điệu trong kết cấu nhờ việc sử dụng kết cấu nhịp liên tục có tiết diện thay đổi phù hợp đặc điểm sông nước bao la trên khu vực

+ Đưa các trụ đỡ nhịp thông thuyền vào gần bờ tối đa, tăng tĩnh ngang thông thuyền, tránh cản trở và thắt hẹp dòng chảy vì vậy giảm được đáng kể nguy cơ va đập của các phương tiện giao thông thủy vào trụ cũng như giảm mức độ xói lở cục bộ đáy lòng sông quanh trụ

THIẾT KẾ LAN CAN VÀ LỀ BỘ HÀNH

Trọng lượng riêng của bê tông:   c 2500 kg / m 3 25 kN / m 3 

Modun đàn hồi: Ec 32642 MPa 

Tỷ trọng cửa thép lan can:   s 7850 kg / m 3 78.5 kN / m 3 

Thép lan can: fy 280 MPa 

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

+ Chiều dài tác dụng lực: Lt 1070 mm 

+ Chiều dài tác dụng lực: LL 1070 mm 

+ Lực thẳng đứng, hướng xuống: Fv 80 kN 

+ Điểm đặt lực: H mine  810 mm 

+ Chiều cao nhỏ nhất của lan can: H min    810 mm  

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

2.2 THIẾT KẾ LAN CAN TAY VỊN THÉP

2.2.1 Tải tác dụng lên thanh lan can:

Hình 2.1: Sơ đồ tải trọng tác dụng lên thanh lan can

Chọn thanh lan can thép ống đường kính ngoài D = 100mm và đường kính trong d = 90mm

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

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

+ Hoạt tải: Tải phân bố: w0.37 N / mm 

 Tải tập trung P  890 N   được đặt theo phương hợp lực của g và w

2.2.2 Nội lực của 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

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

  hệ số dư thừa (mức thông thường)

  : hệ số tải trọng cho tĩnh tải

  : hệ số tải trọng cho hoạt tải

2.2.3 Khả năng chịu lực thanh lan can:

 1 :hệ số sức kháng M: là momnet lớn nhất do tĩnh tải và hoạt tải n y

S: là momnet kháng uốn của tiết diện

Ta có: Mn  1 74495127449512(Nmm)M 1225459.7 Nmm  

 Thanh lan can đủ khả năng chịu lực

2.2.4 Kiểm tra khả năng chịu lực của cột lan can:

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

Kiểm tra khả năng chịu lực cột lan can:

+ Kích thước: chiều cao cột h  600 mm  , chiều cao lực tác dụng h1 240 mm và

+ Lực tác dụng: (chỉ có hoạt tải)

Hình 2.2 Chi tiết cột lan can và mặt cắt chân cột

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

+ 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:

Với  là hệ số sức kháng,  1

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

- Momen kháng uốn của tiết diện chân cột:

 Tiết diện đủ khả năng chịu lực

2.2.5 Kiểm tra tỉ lệ cấu tạo cột lan can:

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

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

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

Vậy thỏa yêu cầu cấu tạo chung

2.2.6 Thiết kế bu lông neo:

Hình 2.3 Chi tiết vị trí bu lông neo

+ Đường kính bu lông:   14 A b  153.9 mm  2 

+ Số lượng bu lông: 4 bu lông

+ Cường độ chịu kéo nhỏ nhất: Fub 420 MPa 

+ Bề dày bản đế: 10 mm

Kiểm tra sức kháng cắt bu lông:

+ Sức kháng cắt của mỗi bu lông tinh tại vị trí có ren theo TCVN 11823-2017 là: n b ub s

+ Với Ns là số lượng mặt cắt tính toán N s  1

+ Lực cắt mà mỗi bu lông phải chịu là:

Vậy Rn 24562.44 N  Vi 8 51  N nên bu lông đảm bảo điều kiện chịu cắt

Kiểm tra sức kháng kéo của bu lông:

Sức kháng kéo danh định của Bu lông được tính theo 11823-2017 như sau:

T 0.76A F 0.76 153.9 420  49124.88 N Lực kéo lớn nhất gây ra cho bu lông được tính như sau: max max 2 i

- l i : khoảng cách giữa các hàng bu lông

- l max 80 mm là khoảng cách xa nhất giữa các hàng bu lông

- m2 là số buloong trên một hàng max 2  

Vậy Nmax 7793.4 N  Tn 49124.88 N  nên bu lông đảm bảo điều kiện chịu kéo

2.3 THIẾT KẾ LAN CAN BÊ TÔNG:

2.3.1 Số liệu thiết kế lan can:

Thiết kế lan can bê tông cốt thép chống va xe, cấp lan can cấp 4 (TL-4) với các thông số sau:

Kích thước và bố trí thép trong lan can như Hình 2.4 Giới hạn chảy của thép: fy 420 MPa 

Cường độ bê tông lan can: fc ' 30 MPa 

Trọng lượng riêng của bê tông:   c 25 kN / m  3 2500 kg / m 3 

Mô đun đàn hồi của bê tông: Ec 32642 MPa 

Mô đun đàn hồi của thép: Es 200000 MPa 

Các thông số thiết kế tương ứng:

+ Chiều dài tác dụng lực: Lt 1070 mm 

+ Chiều dài tác dụng lực: LL 1070 mm 

+ Lực thẳng đứng, hướng xuống: Fv 80 kN 

+ Chiều dài tác dụng lực: Lv 5500 mm 

+ Điểm đặt lực: H mine  810 mm 

+ Chiều cao nhỏ nhất của lan can: H min    810 mm  

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

+ Chọn chiều cao lan can: H  850 mm  

+ Diện tích mặt cắt ngang lan can: A lc  231 600 mm  2 

Hình 2.4 Kích thước và bố trí cốt thép lan can bê tông

2.3.2 Tính sức kháng của tường đối với trục thẳng đứng M w H:

Sức kháng danh định chịu tải trọng ngang Rw:

+ RW: Tổng sức kháng ngang của lan can;

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

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

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

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

- Đoạn I (Trên): chiều cao là 655 mm

- Đoạn II (Dưới): chiều cao là 195 mm

 Đoạn I: Chiều dày tường h1 250 mm , và thép mặt bên trái và bên phải giống nhau nên sức kháng uốn dương và âm của đoạn I bằng nhau

Cốt thép gồm 4 thanh đường kính 14mm cho mỗi phía, A s     7 2 4 615.8 mm  2 

  ds 250 50 200 mm trọng tâm cốt thép kéo đến mép vùng nén

 Đoạn II: Chiều dày tường h2 350 mm , và thép mặt bên trái và bên phải giống nhau nên sức kháng uốn dương và âm của đoạn I bằng nhau

Bề rộng đoạn II: b 195 mm   

Cốt thép chịu kéo gồm 2 thanh, đường kính 14mm với A s     7 2 2 307.9 mm  2 

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

2.3.3 Tính sức kháng uốn của tường đối với trục ngang M c :

Cốt thép chịu kéo là các thanh thép đứng có đường kính D14 ứng diện tích 153.9mm 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 1 mm   

Cốt thép chọn: A s 1.539 mm / mm 2

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 lan can bê tông đảm bảo khả năng chịu lực

Hình 2.5 Sơ đồ tính khi xe va giữa tường

2.4 THIẾT KẾ LỀ BỘ HÀNH:

Kích thước lề bộ hành:

+ Chiều rộng lề bộ hành: Bbh 1400 mm 

+ Chiều cao lề bộ hành tính tại mép đường: Hbh 255 mm 

+ Độ dốc lề bộ hành: i bh 1.5%

+ Lề bộ hành được tạo thành từ các tấm đan bê tông 1400 1000 80mm  Trên mặt tấm đan lát gạch dày 30mm và lớp vửa lát gạch dày 10mm

Tải trọng tác dụng lên lề bộ hành (xét trên 1000mm theo phương dọc cầu):

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

+ Hoạt tải người: PL 3000 N 2 1 m   3000 N m    3 kN m  m

Hình 2.6 Lề bộ hành và sơ đồ tính nội lực

G?ch lat day 30mm Lop vua lat gach 10mm Tam dan 1400x1000x80

2.4.1 Nội lực lề bộ hành:

Tổ hợp tải trọng theo TTGH cường độ:

Tổ hợp tải trọng theo TTGH sử dụng:

2.4.2 Thiết kế thép cho tấm đan lề bộ hành:

Tiết diện chịu lực: b h 00mm 80mm 

Bê tông lề bộ hành có: fc ' 30 MPa 

Mô đun đàn hồi của bê tông: Ec 32642 MPa 

Cường độ chịu kéo của cốt thép: fy 280 MPa 

Tải trọng theo TTGH cường độ: Mu 1.807 kNm  Điều kiện kiểm tra sức kháng uốn ở TTGH cường độ: M n M u ; A f s y 0.85f ab c '

Lấy mô men tại tâm cốt thép chịu kéo A f s y :

- Chọn khoảng cách từ mép chịu kéo ngoài cùng của tiết diện đến trọng tâm vùng cốt thép chịu kéo là: a1 25 mm 

- Chiều cao làm việc của tiết diện: ds   h a1 80 25 55 mm 

- Chiều cao vùng bê tông chịu nén:

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

- Kiểm tra điều kiện hàm lượng cốt thép tối đa: s c 1.73

- Diện tích cốt thép tính bởi công thức:

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu: s min g

- Tăng diện tích cốt thép lên: A s 0.0032 A g 0.0032 80 1000  256 mm 2 

Chọn 10a2001000mm có 5 thanh thép diện tích As 392.7 mm 2  và theo phương dọc lề bộ hành bố trí 10a200

Hình 2.7 Bố trí cốt thép trên lề bộ hành mặt cắt phương dọc cầu

2.4.3 Kiểm tra sức kháng cắt:

Kiểm toán theo điều kiện: V r   V n V CD Với:

Sức kháng cắt danh định của bê tông: V c 0.083 f b d c ' v v

Sức kháng cắt của cốt thép: v y v   s

Sức kháng do DUL hữu hiệu trên hướng lực cắt: V p 0

Trong đó: d v : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu

  v e e d max 0.72h ; 0.9d ; d a / 2 bv : Bề rộng bản bụng hữu hiệu

Av : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cựu ly s s : Cự ly cốt thép đai

 : Góc nghiêng của cốt thép ngang đối với trục dọc

 : Hệ số chỉ khả năng bê tông bị nứt chéo truyền lực kéo

 : Góc nghiêng của ứng suất nén chéo

0.72h 0.72 80 57.6 mm d max 0.9d 0.9 55 49.5 mm d 57.6 mm a 1.45 d 55 54.3 mm

Tổng chiều cao thấp hơn 400mm có: 2 0

Sức kháng cắt danh định:

Vậy thỏa điều kiện sức kháng cắt

2.4.4 Kiểm tra độ mở rộng vết nứt theo TTGH sử dụng:

Tiết diện chữ nhật có b h 00mm 80mm 

+ Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo gần nhất:

+ Diện tích của vùng bê tông bọc quanh 1 nhóm thép:

+ Diện tích trung bình của bê tông bọc quanh 1 thanh thép:

+ Moment do ngoại lực tác dụng lên tiết diện:

+ Trọng lượng riêng của bê tông:  c 25 kN / m 3 2500 kg / m 3 

+ Mô đun đàn hồi của bê tông: Ec 32642 MPa 

+ Mô đun đàn hồi của thép: Es 200000 MPa 

+ Hệ số quy đổi từ thép sang bê tông: s c

+ Chiều cao vùng nén của bê tông khi tiết diện nứt: s 3 s

+ Moment quán tính của tiết diện bê tông khi đã nứt:

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

+ Khí hậu khắc nghiệt: Z23000 N / mm 

+ Ứng suất cho phép trong cốt thép:

Vậy thỏa điều kiện về độ mở rộng vết nứt.

THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU

- Chiều dày bản mặt cầu: 18cm

- Độ dốc ngang cầu: i = 2%: được tạo dốc bằng cách tạo dốc ngang trên xà mũ trụ

- Lớp bê tông nhựa hạt mịn dày: 5cm;   1 2400kG / m 3

- Lớp phòng nước: Dùng lớp phòng nước ngoại nhập Radcom#7

Khi tính toán hiệu ứng lực trong bản, phân tích một dải bản rộng 1m theo chiều ngang cầu Các cấu kiện kê được coi là cứng tuyệt đối Ta có 2 sơ đồ tính:

+ Phần cánh hẫng ở dầm biên được tính theo sơ đồ dầm công xon

Mặt cầu bên trong tính theo sơ đồ bản ngàm tại hai sườn dầm chủ, đường lối phân tích gần đúng như mặt bản đơn giản kê hai cạnh Mặt cầu tính như dầm đơn giản sau đó xét hệ số điều chỉnh cho ngàm.

3.2 TÍNH TOÁN NỘI LỰC BẢN KIỂU DẦM

Chiều dài nhịp tính toán là: S = 1.24m

3.2.1 Tải trọng tác dụng lên bản

+ Trọng lượng bản thân bản mặt cầu:

+ Trọng lượng lớp phủ: m / KN 2 1 1 24 05 0 b t

Vì các dải bản chịu lực chính theo phương ngang cầu có chiều dài nhịp S=1.22m < 4.6m

Nên các dải bản phải được thiết kế theo các bánh xe của trục nặng xe tải 145kN Khi thiết kế, vị trí ngang của xe được bố trí hiệu ứng lực trong dải phân tích đạt giá trị lớn nhất Tải trọng bánh xe được mô hình hóa như tải trọng tập trung mà chiều dài dọc theo nhịp sẽ là chiều dài của diện tích tiếp xúc lốp bánh xe với mặt đường

- Diện tích tiếp xúc của lốp xe với mặt đường:

+ Chiều rộng (phương ngang cầu): b = 510mm

+ Chiều dài (phương dọc cầu) : P

 n : hệ số tải trọng của ôtô

IM: lực xung kích (%) P: tải trọng bánh xe: P = Ptr 5/2 r.5kN

- Diện tích phân bố của bánh xe lên bề mặt bản:

+ Chiều rộng (phương ngang cầu): b+hf = 510mm + 180mm = 690mm

+ Chiều dài (phương dọc cầu) : 3 n P h f

Theo trạng thái giới hạn cường độ I:

 n 1.75; IM = 33% => l = 461.59mm Theo trạng thái giới hạn sử dụng:

- Chiều rộng dải tương đương E (mm):

+ Đối với vị trí có momen dương M + :

E = 1.331m  1 8 m => Có 1 bánh xe đặt trong phạm vi chiều rộng của dải bản tương đương nên cường độ của tải trọng băng do bánh xe gây ra bằng:

+ Đối với vị trí momen âm M-:

=> Có 1 bánh xe đặt trong phạm vi chiều rộng của dải bản tương đương nên cường độ của tải trọng băng do bánh xe gây ra bằng:

S: là khoảng cách của trục cấu kiện đỡ

3.2.2 Tính nội lực cho bản

Khi tính toán hiệu ứng lực trong bản, phân tích 1 dải bản rộng 1m theo chiều dọc cầu

Mô hình có thể phân tích theo mô hình dải bản ngàm 2 đầu và tính gần đúng theo phương pháp momen dương ở mặt cắt giữa nhịp của mô hình giản đơn kê trên 2 gối khớp sau đó điều chỉnh theo hệ số ngàm

- Nội lực do tĩnh tải:

+ Momen do trọng lượng bản thân:

=> M DC tt  DC  M DC  1.25 0.93 1.16   kN m

+ Moment tại giữa nhịp do trọng lượng lớp phủ:

+ Lực cắt tại gối do trọng lượng bản thân:

=> V DC tt  DC  V DC  1.25 3.05   3.8125 kN + Lực cắt tại gối do trọng lượng lớp phủ:

- Nội lực do xe tải thiết kế:

+ Mômen dương tại giữa nhịp:

+ Nội lực ở TTGH cường độ:

Mu = (M tt DC + M tt DW + Mtr ) = 0.95x(1.16+ 0.334+33.75) = 33.48kNm

Vu= ( V DC tt + V DW tt + Vtr) = 0.95x(3.8125 + 1.098 + 110.65) = 110kN

Ms = MDC + MDW + Mtr = 0.93 + 0.223 + 33.75/1.75 = 20.44kN.m

- Giá trị nội lực dùng để tính toán thép và kiểm duyệt:

Momen tại mặt cắt giữa nhịp là : M  L / 2  0 5 M u 0.5x33.48 = 16.74kNm

Momen tại mặt cắt gối là: M  gối   0 8 M u 26.78 kNm

Momen tại mặt cắt giữa nhịp là : M  L / 2  0 5 M s 0.5x20.44 = 10.22kNm

Momen tại mặt cắt gối là: M  gối   0 8 M s 16.35 kNm

3.3 KIỂM TOÁN BẢN MẶT CẦU

+ Bê tông bản mặt cầu: f’c = 30MPa - Cường độ nén quy định ở tuổi 28 ngày

+ Coát theùp: fy = 280MPa - Giới hạn chảy tối thiểu quy định của thanh cốt thép

Es 200000MPa + Chọn lớp bê tông bảo vệ phía trên là 50mm, phía dưới là 25mm

3.3.1 Bố trí thép chịu moomen âm của bản mặt cầu và kiểm toán theo TTGH cường độ I

- Moment dương tính toán cho BMC: M - = 29.02 kN.m

=> Dieọn tớch coỏt theựp: As = 7

Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén:

Diện tích cốt thép chịu kéo As (mm2) được xác định dựa trên giới hạn chảy của cốt thép chịu kéo fy (MPa) và cường độ bê tông f'c (MPa) Trong trường hợp này, fy = 280 MPa và f'c = 30 MPa, hệ số quy đổi hình khối ứng suất 1 giúp chuyển đổi giữa ứng suất trên diện tích bê tông và diện tích cốt thép.

 bw bề rộng tính toán, bw = 1000mm

Chiều dày của khối ứng suất tương đương: a = 0.835x18.5 = 15.45mm

Moment kháng uốn danh định của mặt cắt:

Trong đó: ds là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu keùo ds = 180 - 50 -16/2 = 122(mm)

Moment kháng uốn thực tế là:

 là hệ số kháng: = 0.9 - bê tông cốt thép thường

Ta có: M = 40.51kNm > M  gối = 29.02 kNm

Vậy mặt cắt thỏa mãn về cường độ

Kiểm tra giới hạn cốt thép:

- Lượng cốt thép tối đa:

Hàm lượng thép dự ứng lực và không dự ứng lực phải được giới hạn sao cho:

0.42 e c d  Trong đó: c là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trục trung hoà: c = 18.5mm de làkhoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lực keùo cuûa coát theùp chòu keùo, de = ds = 142mm

Ta có 18.5 0.15 e 122 c d   < 0.42 Điều kiện hàm lượng thép tối đa thỏa mãn

- Lượng cốt thép tối thiểu: Đối với cấu kiện không cốt thép dự ứng lực thì lượng cốt thép tối thiểu quy định ở đây có thể coi là thỏa mãn nếu: min

Pmin là tỷ lệ giữa cốt thép chịu kéo với diện tích nguyên f’c là cường độ của bê tông(MPa) fy giới hạn chảy của thép (MPa)

 f => Điều kiện hàm lượng cốt thép tối thiểu thỏa mãn

3.3.2 Bố trí thép chịu moomen dương của bản mặt cầu và kiểm toán theo TTGH cường độ I

- Moment dương tính toán cho BMC: M + = 18.135 kN.m

=> Dieọn tớch coỏt theựp: As = 7

Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén:

As là diện tích cốt thép thường chịu kéo (mm 2 ) fy là giới hạn chảy của cốt thép chịu kéo (MPa) fy = 280MPa f’c là cường độ bê tông (MPa), f’c = 30MPa β1 là hệ số quy đổi hình khối ứng suất:

 bw bề rộng tính toán, bw = 1000mm

Chiều dày của khối ứng suất tương đương: a= 0.835x18.5 = 15.45mm

Moment kháng uốn danh định của mặt cắt:

Trong đó: ds là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu keùo ds = 180 - 25 -16/2 = 147(mm)

Moment kháng uốn thực tế là:

 là hệ số kháng: = 0.9 - bê tông cốt thép thường

Vậy mặt cắt thỏa mãn về cường độ

Kiểm tra giới hạn cốt thép:

0.42 e c d  Trong đó: c là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trục trung hoà: c = 18.5mm de làkhoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lực keùo cuûa coát theùp chòu keùo, de = ds = 147mm

Ta có 18.5 0.13 e 147 c d   < 0.42 =>Điều kiện hàm lượng thép tối đa thỏa mãn

- Lượng cốt thép tối thiểu: Đối với cấu kiện không cốt thép dự ứng lực thì lượng cốt thép tối thiểu quy định ở đây có thể coi là thỏa mãn nếu: min 0.03 ' c y

 f : Điều kiện hàm lượng cốt thép tối thiểu thỏa mãn

3.3.3 Kiểm toán ở TTGH sử dụng

Tiết diện kiểm toán: chữ nhật có b x h = 1000 x 180 (mm)

Bê tông có môđun đàn hồi Ec = 33014Mpa

Cốt thép có môđun đàn hồi: Es = 200000 Mpa a Kiểm toán nứt đối với moment âm

Khoảng cách từ mép bêtông chịu kéo đến trọng tâm cốt thép:

Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép chịu nén của bê tông là: d s   t s a 1 180 58 122  mm

Diện tích cốt thép đặt trong 1000mm là: s 2 1406 72 mm 2

Diện tích phần bêtông bọc quanh thép là:

Diện tích trung bình phần bêtông bọc quanh 1 cây thép:

Tỷ số môđun đàn hồi thép trên môđun đàn hồi bêtông:

Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén của bêtông là:

Mômen quán tính của tiết diện :

 Ứng suất của thép khi chịu mômen là:

       Ứng suất cho phép trong cốt thép:

Thông số bề rộng vết nứt: Z#000 N/mm

 Ứng suất cho phép trong cốt thép là:

  Mặt khác ta lại có:

Theo điều kiện khả năng chịu nứt:

3 104 f y sa s b Kiểm toán nứt đối với moment dương

Khoảng cách từ mép bêtông chịu kéo đến trọng tâm cốt thép :

Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép chịu nén của bê tông là : d s   t s a 1 180 33 147  mm

Diện tích cốt thép đặt trong 1000mm là: s 2 1406.72mm 2

Diện tích trung bình phần bêtông bọc quanh 1 cây thép: c 9428mm2

Mômen quán tính của tieỏt dieọn:

=> I cr  138290353 mm 4  Ứng suất của thép khi chịu mômen là :

       Ứng suất cho phép trong cốt thép:

Thông số bề rộng vết nứt: Z#000 N/mm

  Mặt khác ta lại có:

Vậy bản mặt cầu thoả mãn điểu kiện kiểm toán nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng.

THIẾT KẾ DẦM SUPER - T

- Khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối : a= 0.35 m

- Khẩu độ tính toán: Ltt = L - 2a = 33.3 m

- Lề người đi khác mức với mặt xe chạy: B2 = 1.5 m

- Tỷ trọng bê tông :  c  2450 kg / m 3

- Loại cốt thép DUL : Tao thép 7 sợi xoắn đường kính : Dps = 15.2 mm

+ Cường độ chịu kéo tiêu chuẩn : f pu  1860 MPa

- Tải trọng thiết kế: + Hoạt tải HL93

+ Tải trọng người đi bộ 3 kPa

Lựa chọn kích thước mặt cắt ngang cầu

- Số lượng dầm chủ: Nb = 7

- Khoảng cách giữa 2 dầm chủ: S = 2200 mm

- Bố trí dầm ngang tại các vị trí gối cầu: 2 mặt cắt

- Số lượng dầm ngang : Nn = (Nb – 1).2 = (7 – 1).2 = 12

- Chiều dày trung bình của bản : hf = 18 cm

- Lớp bê tông atphan: t = 70 mm

- Lớp phòng nước: Sử dụng lớp phòng nước ngoại nhập Radcom#7

Kích thước hình học dầm chủ

- Chieàu cao daàm Super T: H = 155 cm ; H' = 80 cm

- Chiều cao bầu dưới: h6 = 22 cm

- Chiều cao vút dưới: h5 = 5 cm ; h4 = 30 cm

- Chieàu cao vuùt treân: h2 = 7.5 cm

- Chiều cao cánh dầm: h1 = 7.5 cm

- Bề rộng bầu dưới: b1 = 70 cm ; b'1 = 89 cm ; b4 = 8 cm ; b5 = 21.5 cm

- Chiều cao toàn dầm tính cả BMC: h = H+hf = 195 cm

- Đoạn cắt khấc: Lck = 800 mm

- Đoạn dầm đặc: Lđặc = 1700 mm

- Chieàu cao daàm ngang: Hdn = H'= 7.25 cm

- Bề dày dầm ngang: tdn = 700 mm

- Chiều dài dầm ngang đỉnh: a'dn = 930 mm

- Chiều dài dầm ngang đáy: adn = 1250 mm

- Bề rộng vút trên: avdn = 100 mm

- Chieàu cao vuùt treân: hvdn= 75 mm

- Dieọn tớch mặt cắt daàm ngang:

S dn ' dn vdn vdn ' dn  vdn  dn  dn  vdn  2

4.4 TÍNH TOÁN ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC VÀ HỆ SỐ PHÂN BỐ TẢI TRỌNG 4.4.1 Tính toán đặc trưng hình học mặt cắt dầm Super - T

Xét các mặt cắt đặc trưng sau:

- Mặt cắt cách gối dv (kiểm tra lực cắt) : x2 = 1.59 m

- Mặt cắt không dính bám 1 : x3 = 3m

- Mặt cắt không dính bám 2 : x4 = 6 m

- Mặt cắt giữa nhịp L/2 : x5 = 18.815 m a Tính đặc trưng hình học của dầm giữa

Bảng kết quả tính toán đặc trưng hình học của mặt cắt tại giữa nhịp:

Bảng tổng hợp đặc trưng hình học của mặt cắt tại giữa nhịp:

Diện tích mặt cắt ngang: A 1 0.57 m 2

Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến thớ dưới dầm: yb

Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến thớ trên dầm: yt

Moment quán tính đối với trục trung hòa: Id

Moment tĩnh đối với đáy dầm: Sb 0.234 m 3

Moment tĩnh đối với thớ trên dầm: St 0.228 m 3

Bảng kết quả tính toán đặc trưng hình học của mặt cắt dầm đặc cách gối 1 đoạn dv:

Bảng tổng hợp đặc trưng hình học của mặt cắt cách gối 1 đoạn dv:

Bảng kết quả tính toán đặc trưng hình học của mặt cắt dầm cắt khấc:

Bảng tổng hợp đặc trưng hình học của mặt cắt khấc tại gối:

- Số làn thiết kế : nlàn = 3 làn

4.4.3 Hệ số phân bố hoạt tải theo làn đối với moment

- Cường độ chịu nén của bê tông làm dầm : f c ' 1  50 MPa

- Môđun đàn hồi của dầm: E cdam 0.0017 ( )  c 2  3 f c ' 1 3.9142 10 4 MPa

- Cường độ chịu nén của bê tông làm bản mặt cầu: f c ' 2  30 MPa

- Môđun đàn hồi của bản mặt cầu: E cban 0.0017 ( )  c 2  3 f c ' 2 3.3014 10 4 MPa a Hệ số phân bố hoạt tải đối với moment trong các dầm dọc giữa

Với dầm Super – T, hệ số phân bố ngang được tính theo công thức sau:

- Với một làn thiết kế chịu tải:

- Với hai làn thiết kế chịu tải:

Chọn giá trị cực đại làm hệ số phân bố moment thiết kế của các dầm giữa: gmg3 = max (gmg1; gmg2) = 0.529 Kiểm tra hệ số phân bố thỏa mãn tiêu chuẩn 11823-2017 đối với phạm vi áp dụng:

+ Với xe tải thiết kế:

Thiên về an toàn coi tải trọng làn theo phương ngang cầu là tải trọng tập trung Với 1 làn chất tải : gLan1 = 1.2

Vậy hệ số phân bố hoạt tải đối với moment của dầm dọc giữa như sau:

+ Với xe tải thiết kế : gmgHL = 0.273 + Với tải trọng làn : gmgLan = 1.2 b Hệ số phân bố hoạt tải đối với moment của dầm dọc biên

- Một làn thiết kế chịu tải: dùng phương pháp đòn bẩy

Phương trình tung độ đường ảnh hưởng:

Một làn thiết kế, hệ số làn = 1.2 ( Điều 3.6.1.1.2) y1 = ydb(S + Sk + 150mm – B3) = 1.409 y2 = ydb(S + Sk + 150mm – B3 – B2) = 0.723 y3 = ydb(S + Sk + 150mm – B3 – B2 – 600mm) = 0.545

+ Với xe tải thiết kế: gHL2 = 1.2 1 3 1.2 0.5 0.545

+ Với tải trọng người đi bộ:

- Hai hoặc nhiều làn thiết kế:

Khoảng cách giữa tim bản bụng phía ngoài của dầm biên và mép trong bó vỉa hoặc lan can chaén xe: de = Sk + 0.15m – B3 – B2 = -0.575m

Kiểm tra hệ số phân bố thỏa mãn tiêu chuẩn TCVN 11823 – 2017 đối với phạm vi áp duùng:

   de = -0.575m < 0 => Hệ số phân bố hoạt tải đối với moment trong các dầm biên sẽ được tính theo phương pháp đòn bẩy

Vậy hệ số phân bố hoạt tải đối với moment của dầm dọc biên như sau:

+ Với xe tải thiết kế : gmbHL = 0.327 + Với tải trọng người đi: gmbPL = 1.279 + Với tải trọng làn : gmbLan = 0.235

4.4.4 Hệ số phân bố hoạt tải theo làn đối với lực cắt a Hệ số phân bố hoạt tải đối với lực cắt trong các dầm dọc giữa

- Với một làn thiết kế chịu tải:

- Với hai hoặc nhiều làn thiết kế chịu tải:

                    0.723 Chọn giá trị cực đại làm hệ số phân bố lực cắt cho các dầm dọc giữa: gvg3 = max(gvg1; gvg2) = 0.723 Kiểm tra hệ số phân bố thỏa mãn tiêu chuẩn TCVN 11823-2017 đối với phạm vi áp duùng:

Với chiều cao dầm H = 1.75m thì thỏa mãn điều kiện trên

+ Với xe tải thiết kế:

Thiên về an toàn coi tải trọng làn theo phương ngang cầu là tải trọng tập trung

Với 1 làn chất tải : gLan1 = 1.2

Vậy hệ số phân bố hoạt tải đối với lực cắt của dầm dọc giữa như sau:

+ Với xe tải thiết kế : gvgHL = 0.273

+ Với tải trọng làn : gvgLan = 1.2 b Hệ số phân bố hoạt tải đối với lực cắt của dầm dọc biên

- Một làn thiết kế chịu tải: dùng phương pháp đòn bẩy

Phương trình tung độ đường ảnh hưởng:

Một làn thiết kế, hệ số làn mlan = 1.2 ( Điều 3.6.1.1.2) y1 = ydb(S + Sk + 150mm – B3) = 1.409 y2 = ydb(S + Sk + 150mm – B3 – B2) = 0.723 y3 = ydb(S + Sk + 150mm – B3 – B2 – 600mm) = 0.545

S  mmB B S  mm mm      S 2200mm < 2725 mm => y4 = 0

+ Với xe tải thiết kế: gHL2 = 1.2 1 3 1.2 0.5 0.545

+ Với tải trọng người đi bộ:

- Hai hoặc nhiều làn thiết kế:

Khoảng cách giữa tim bản bụng phía ngoài của dầm biên và mép trong bó vỉa hoặc lan can chaén xe: de = Sk + 0.15m – B3 – B2 = -0.575m

Kiểm tra hệ số phân bố thỏa mãn tiêu chuẩn TCVN 11823-2017 đối với phạm vi áp duùng:

0d e 1.4m de = -0.575m < 0 => Hệ số phân bố hoạt tải đối với lực cắt trong các dầm biên sẽ được tính theo phương pháp đòn bẩy

Vậy hệ số phân bố hoạt tải đối với lực cắt của dầm dọc biên như sau:

+ Với xe tải thiết kế : gvbHL = 0.327

+ Với tải trọng người đi: gvbPL = 1.279

+ Với tải trọng làn : gvbLan = 0.235

4.4.5 Hệ số điều chỉnh tải trọng

Hệ số điều chỉnh tải trọng được tính như sau:  D  R  I

D: Hệ số dẻo Đối với các bộ phận và liên kết thông thường:  D 1

R : Hệ số dư thừa Đối với mức dư thừa thông thường :  R 1

I : Hệ số quan trọng Cầu thiết kế là quan trọng :  I 1.05.

XÁC ĐỊNH NỘI LỰC

5.1 XÁC ĐỊNH NỘI LỰC TẠI CÁC MẶT CẮT ĐẶC TRƯNG

- Tải trọng tác dụng trên dầm chủ:

+ Tĩnh tải : Tĩnh tải giai đoạn 1 DCdc và tĩnh tải giai đoạn 2 (DCdc+ DW)

+ Hoạt tải: HL - 93 và người đi bộ PL

+ Nội lực do căng cáp ứng suất trước

+ Ngoài ra còn các tải trọng: Co ngót, từ biến, nhiệt độ, lún, gió, động đất( không xét)

5.1.1 Xác định tĩnh tải a Tĩnh tải dầm chủ

Tỷ trọng bê tông dầm chủ:   c 2500kg m/ 3

- Xét đoạn dầm cắt khấc:

+ Diện tích mặt cắt ngang: A0 = 0.726 m 2 + Trọng lượng đoạn dầm: DC d 0    c A 0 L ck  2 2.904 10 3 kg.

+ Diện tích mặt cắt ngang: A1 = 1.468 m 2 + Trọng lượng đoạn dầm: DC d 1    c A 1 L dac  2 8.808 10 3 kg.

- Xét đoạn dầm còn lại:

+ Diện tích mặt cắt ngang: A = 0.57 m 2 + Trọng lượng đoạn dầm: DC d      c A [ L 2 ( L dac  L ck )]42.75 10 3 kg Tĩnh tải dầm chủ coi là tải trọng rải đều trên suốt chiều dài dầm:

- Xét đoạn dầm cắt khấc:

+ Diện tích mặt cắt ngang: A0 = 0.726 m 2 + Trọng lượng đoạn dầm: DC d 0    c A 0 L ck  2 2.904 10 3 kg.

+ Diện tích mặt cắt ngang: A1 = 1.468 m 2

+ Trọng lượng đoạn dầm: DC d 1    c A 1 L dac  2 8.808 10 3 kg.

- Xét đoạn dầm còn lại:

+ Diện tích mặt cắt ngang: A = 0.57 m 2

+ Trọng lượng đoạn dầm: DC d      c A [L 2 (L dac L ck )]42.75 10 3 kg.

Tĩnh tải dầm chủ coi là tải trọng rải đều trên suốt chiều dài dầm:

   b Tĩnh tải bản mặt cầu

DC   A    kg m c Tĩnh tải dầm ngang m / kg 971

DC ( tt b n dn c dn dn 

 d Tĩnh tải ván khuôn lắp ghép m / kg 325 94 cm 5 b

DC vk  c  7   e Tĩnh tải vách ngăn m / kg 423 0

DC vn  f Lan can có tay vịn

- Phần thép có trọng lượng: DCt = 22 kg/m

- Phần bê tông có trọng lượng: DCbt = 386 kg/m => DClc = DCt + DCbt = 408 kg/m

- Gờ chắn: DCgc = 193 kg/m (Với chiều cao bó vỉa 0.3m) g Trọng lượng lớp phủ mặt cầu và tiện ích công cộng

- Lớp bê tông Atphan: t1 = 0.05m;  1  2300 kg / m 3

- Lớp phòng nước: Dùng lớp phòng nước ngoại nhập Racom#7

- Trọng lượng lớp phủ mặt cầu: DWlp = t1  1 S= 253 kg/m

- Các tiện ích: DWti = 5kg/m => DW = DWlp + DWti = 258 kg/m

5.1.2 Tổng cộng tĩnh tải tác dụng lên các dầm dọc chủ a Dầm giữa:

- Giai đoạn 1: chưa liên hợp bản mặt cầu

- Giai đoạn 2: liên hợp đổ bản mặt cầu

DCg = DCdcg + DCbmg + DCdn + DClcg + DCvk +

DWg = 253 kg/m = 2.53 KN/m b Daàm bieân:

- Giai đoạn 1: chưa liên hợp bản mặt cầu

- Giai đoạn 2: liên hợp đổ bản mặt cầu

DCb = DCdcb + DCbmb + DCdn + DClcb + DCvk + DCvn

5.1.3 Tính nội lực do tĩnh tải tác dụng lên dầm giữa và dầm biên Để xác định nội lực, ta vẽ đường ảnh hưởng cho các mặt cắt cần tính rồi xếp tĩnh tải rải đều lên đường ảnh hưởng

 Phương trình đường ảnh hưởng:

- Phương trình đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt xk như sau:

+ Trên đoạn x = 0 –> xk : f1(x, xk) tt k tt

+ Trên đoạn x = xk –> Ltt : f2(x, xk) = (L x)

Dưới dạng phương trình có thể viết:

+ Neáu 0xx k thì: yM(x, xk) = f1(x, xk) + Neáu x k  x  L tt thì: yM(x, xk) = f2(x, xk)

- Phương trình đường ảnh hưởng lực cắt:

+ Trên đoạn x = 0 –> xk : f3(x, xk) L tt x

+ Trên đoạn x = xk –> Ltt : f4(x, xk) L tt

+ Neáu 0xx k thì: yV(x, xk) = f3(x, xk) + Neáu x k  x  L tt thì: yV(x, xk) = f4(x, xk)

 Diện tích đường ảnh hưởng:

- Diện tích đường ảnh hưởng mômen: L y (x ,x )

- Diện tích đường ảnh hưởng lực cắt:

+ Diện tích phần đường ảnh hưởng dương: (L x ) y (x ,x )

+ Diện tích phần đường ảnh hưởng âm: x y (x ,x )

=> Tổng diện tích đường ảnh hưởng lực cắt:  Vk   Vk   Vk

 Đường ảnh hưởng tại các mặt cắt đặc trưng:

- Tại mặt cắt cắt khấc:

- Tại mặt cắt cách gối một đoạn d v :

- Tại mặt cắt không dính bám 1:

- Tại mặt cắt không dính bám 2:

- Tại mặt cắt giữa nhịp:

Bảng kết quả tính diện tích đường ảnh hưởng:

Mặt Cắt Chiều Dài Dầm Diện Tích đ.a.h

1.3.1.5 a Moment do tĩnh tải tác dụng lên dầm biên

- Giai đoạn 1: chưa đổ bê tông bản mặt cầu:

+ Moâmen: M DCdcb DC dcb  M (KN.m)

- Giai đoạn 2: đổ bê tông bản mặt cầu:

Bảng kết quả tính toán môment do tĩnh tải tác dụng lên dầm biên

Trọng lượng M1/2 Mdb2 Mdb1 Mdv Mgối Mck

KN/m KN.m KN.m KN.m KN.m KN.m KN.m

2.3.1.5 b Moment do tĩnh tải tác dụng lên dầm giữa

+ Moâmen: M DCdcg DC dcg  M (KN.m)

Bảng kết quả tính toán môment do tĩnh tải tác dụng lên dầm giữa

Trọng lượng M1/2 Mdb2 Mdb1 Mdv Mgối Mck

KN/m KN.m KN.m KN.m KN.m KN.m KN.m

3.3.1.5 c Lực cắt do tĩnh tải tác dụng lên dầm biên

+ Lực cắt: VDCdcb = DCdcb xV (KN)

+ Lực cắt: VDCb = DCb x V (KN)

Bảng kết quả tính toán lực cắt do tĩnh tải tác dụng lên dầm biên

Trọng lượng V1/2 Vdb2 Vdb1 Vdv Vgối Vck

KN/m KN KN KN KN KN KN

4.3.1.5 d Lực cắt do tĩnh tải tác dụng lên dầm giữa

+ Lực cắt: VDCdcg = DCdcg xV (KN)

+ Lực cắt: VDCg = DCg x V (KN)

Bảng kết quả tính toán lực cắt do tĩnh tải tác dụng lên dầm giữa

Trọng lượng V1/2 Vdb2 Vdb1 Vdv Vgối Vck

KN/m KN KN KN KN KN KN

5.3.1.5 e.Nội lực do tĩnh tải giai đoạn chưa đổ bản mặt cầu tác dụng lên dầm giữa có xét đến hệ số điều chỉnh 

6.3.1.5 f Nội lực do tĩnh tải giai đoạn đã đổ bản mặt cầu tác dụng lên dầm giữa có xét đến hệ số điều chỉnh 

Tĩnh tải tiêu chuẩn Hệ số ủieàu chổnh

Nội lực do DCg tieâu chuaồn

Nội lực do DWg tieâu chuaồn

Nội lực do DWg tính toán

Momen (KN.m) (KN.m) (KN.m) (KN.m)

Lực cắt (KN) (KN) (KN) (KN)

7.3.1.5 g Nội lực do tĩnh tải giai đoạn đã đổ bê tông bản mặt cầu tác dụng lên biên có xét đến hệ số điều chỉnh 

Nội lực do DCb tieâu chuaồn

Nội lực do DWb tieâu chuaồn

Nội lực do DCb tính toán

Nội lực do DWb tính toán

DCb (KN/m) DWb(KN/m)  (KN.m) (KN.m) (KN.m) (KN.m)

Momen (KN.m) (KN.m) (KN.m) (KN.m)

Lực cắt (KN) (KN) (KN) (KN)

5.1.4 Xác định nội lực do hoạt tải tác dụng lên dầm giữa và dầm biên

5.2 Nội lực do hoạt tải xe thiết kế

 Mômen do hoạt tải xe tác dụng tại các mặt cắt dầm: Đối với các mặt cắt đặc trưng trong phạm vi từ gối đến Ltt/2 ta xét 2 trường hợp xếp xe bất lợi nhất lên đường ảnh hưởng momen của mặt cắt đó như hình vẽ sau:

Nội lực do xe thiết kế sẽ được lấy bằng giá trị max của 2 trường hợp trên:

 Môment do xe 3 trục tác dụng tại các mặt cắt dầm

- Công thức xác định các tung độ đ.a.h yM khi xét tại mặt cắt xk bất kì trên chiều dài của daàm:

Phương trình đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt xk như sau:

+ Trên đoạn x = 0 –> xk : f1(x, xk) tt k tt

+ Trên đoạn x = xk –> Ltt : f2(x, xk) = (L x)

+ Neáu 0xx k thì: yM(x, xk) = f1(x, xk) + Neáu x k  x  L tt thì: yM(x, xk) = f2(x, xk)

Tính tung độ đ.a.h mômen cho mặt cắt giữa nhịp (đặt tải trong trường hợp 1 như hình vẽ)

Tính tung độ đ.a.h mômen cho mặt cắt giữa nhịp (đặt tải trong trường hợp 2 như hình vẽ)

Bảng kết quả tính mômen M HL do đặt xe tải 3 trục thiết kế

Xếp tải theo trường hợp 1

Tung độ đường ảnh hưởng Nội lực tại ví trí trục xe

Nội lực yM1 yM3 yM4 145 (KN) 145 (KN) 35 (KN) Tổng cộng

Tung độ đường ảnh hưởng Nội lực tại ví trí trục xe Tổng cộng

 Mômen do xe 2 trục tác dụng tại các mặt cắt dầm

Mtandem(x) = max(Mtandem1(x), Mtandem2(x)) Tung độ đ.a.h tại các vị trí đặt tải trọng của xe 2 trục:

- Xét mặt cắt giữa nhịp:

Bảng kết quả tính mômen M HL do đặt xe tải 2 trục thiết kế

Nội lực Tung độ đường ảnh hưởng Nội lực tại ví trí trục xe Tổng cộng

(KN.m) yM1 yM3 110 (KN) 110 (KN)

Xếp tải theo trường hợp 2:

Nội lực Tung độ đường ảnh hưởng Nội lực tại ví trí trục xe Tổng cộng

 Lực cắt do hoạt tải xe tác dụng tại các mặt cắt dầm: Đối với các mặt cắt đặc trưng trong phạm vi từ gối đến Ltt/2, trường hợp xếp xe bất lợi nhất lên đường ảnh hưởng lực cắt của mặt cắt đó như hình vẽ sau:

Nội lực do xe thiết kế sẽ được lấy bằng giá trị max của 2 trường hợp trên:

 Lực cắt do xe 3 trục tác dụng tại các mặt cắt dầm

- Công thức xác định các tung độ đ.a.h yV khi xét tại mặt cắt xk bất kì trên chiều dài của daàm:

Phương trình đường ảnh hưởng lực cắt tại mặt cắt xk như sau:

+ Trên đoạn x = 0 –> xk : f3(x, xk) L tt x

+ Trên đoạn x = xk –> Ltt : f4(x, xk) L tt

+ Neáu 0xx k thì: yV(x, xk) = f3(x, xk) + Neáu x k  x  L tt thì: yV(x, xk) = f4(x, xk) Tính tung độ đ.a.h lực cắt cho mặt cắt giữa nhịp:

Bảng kết quả tính lực cắt V HL do đặt xe tải 3 trục thiết kế

(KN) yV1 yV3 yV4 145 (KN) 145 (KN) 35 (KN)

 Lực cắt do xe 2 trục tác dụng tại các mặt cắt dầm

Tung độ đ.a.h tại các vị trí đặt tải trọng của xe 2 trục:

- Xét mặt cắt giữa nhịp:

Bảng kết quả tính lực cắt V HL do đặt xe tải 2 trục thiết kế

(KN) yV1 yV2 110 (KN) 110 (KN)

Qua tính toán ở trên ta thấy nội lực trong trường hợp đặt xe tải thiết kế lớn hơn nội lực trong trường hợp đặt xe hai trục thiết kế Do đó sử dụng nội lực do xe tải ba trục gây ra để tính toán thiết kế a Nội lực do hoạt tải xe tải thiết kế tính cho dầm giữa

- Nội lực tính toán: (chưa kể đến hệ số vượt tải) tc HLg tt

IM = 33% : Lực xung kích (Điều 3.6.2.1) gmgHL = gvgHL = 0.273 : Hệ số phân bố ngang của mômen và lực cắt dầm giữa

MHL, VHL: Nội lực tại các mặt cắt đặc trưng do xe tải 3 trục đã được xác định trong trường hợp xếp tải ở trường hợp 2

= 1.05 : Hệ số điều chỉnh tải trọng

Bảng kết quả tính toán nội lực tại các mặt cắt đặc trưng của dầm giữa

Nội lực tại các trục của xe tải

Heọ soỏ phaân boá ngang ggHL

Nội lực tiêu chuẩn Nội lực tính toán

Vgoái 297.27 1.33 0.273 1.05 107.93 113.33 b Nội lực do hoạt tải xe tải thiết kế tính cho dầm biên

- Nội lực tính toán: (chưa kể đến hệ số vượt tải) tc HLb tt HLb M

IM = 33% : Lực xung kích (Điều 3.6.2.1) gmbHL = gvbHL = 0.2862 : Hệ số phân bố ngang của mômen và lực cắt dầm biên

MHL, VHL: Nội lực tại các mặt cắt đặc trưng do xe tải 3 trục đã được xác định trong trường hợp xếp tải ở trường hợp 2

Bảng kết quả tính toán nội lực tại các mặt cắt đặc trưng của dầm biên

Nội lực tại các trục của xe tải

Heọ soỏ phaõn boá ngang gbHL

5.3 Xác định nội lực do tải trọng làn

- Tải trọng làn rải đều suốt chiều dài cầu và có độ lớn như sau: qlàn = 9.3 kN/m

- Mômen do tải trọng làn gây ra tại các mặt cắt xác định bằng phương pháp đường ảnh hưởng: nhân giá trị của qlàn với diện tích đ.a.h

- Lực cắt do tải trọng làn gây ra tại các mặt cắt xác định bằng phương pháp đường ảnh hưởng: nhân giá trị của qlàn với diện tích đ.a.h phần dương (đối với các mặt cắt từ gối trái đến Ltt/2)

Giá trị diện tích đ.a.h mômen và lực cắt phần diện tích dương tại các mặt cắt đặc trưng đã được tính ở trên a Xác định nội lực do tải trọng làn gây ra cho dầm giữa

- Nội lực tính toán: (chưa kể đến hệ số vượt tải) tc Lang tt

Trong đó: gmgLan = gvgLan = 1.2 : Hệ số phân bố ngang của mômen và lực cắt dầm giữa

= 1.05 : Hệ số điều chỉnh tải trọng m = 0.65 : Hệ số làn xe

M : Diện tích đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt đang xét

 + V: Diện tích đường ảnh hưởng lực cắt dương tại mặt cắt đang xét

Bảng kết quả tính toán nội lực tại các mặt cắt đặc trưng của dầm giữa

Heọ soỏ phaõn boá ngang ggLan

Nội lực tiêu chuẩn Nội lực tính toán

Vgoái 16.65 1.2 0.85 1.05 9.3 185.81 165.84 b Xác định nội lực do tải trọng làn gây ra cho dầm biên

- Nội lực tính toán: (chưa kể đến hệ số vượt tải) tc Lanb tt

Trong đó: gmbLan = gvbLan = 0.246 : Hệ số phân bố ngang của mômen và lực cắt dầm biên

= 1.05 : Hệ số điều chỉnh tải trọng m = 0.65 : Hệ số làn xe

 + V: Diện tích đường ảnh hưởng lực cắt dương tại mặt cắt đang xét

Heọ soỏ phaõn boá ngang gbLan

5.4 Xác định nội lực do tải trọng người đi gây ra ở dầm biên

- Coi như dầm biên chịu toàn bộ tải trọng người đi: PL = 3 KN/m

- Nội lực tính toán: (chưa kể đến hệ số vượt tải) tc PLb tt PLb M

Trong đó: gmbPL = gvbPL = 1.242 : Hệ số phân bố ngang của mômen và lực cắt

V : Tổng diện tích đường ảnh hưởng lực cắt tại mặt cắt đang xét

Heọ soỏ phaõn boá ngang gbPL

5.5 Tổ hợp nội lực do hoạt tải 5.5.1 Tổ hợp đối với dầm biên

- Tổ hợp mômen do hoạt tải: (Đã kể đến hệ số ) tt PLb tt Lanb tt HLb

- Tổ hợp lực cắt do hoạt tải: (Đã kể đến hệ số )

PLb tt Lanb tt HLb tt

Bảng kết quả tổ hợp nội lực do hoạt tải dầm biên

Nội lực Xe tải thiết kế Tải trọng làn Người đi bộ Tổng cộng

5.5.2 Tổ hợp đối với dầm giữa

- Tổ hợp mômen do hoạt tải: (Đã kể đến hệ số ) tt Lang tt

- Tổ hợp lực cắt do hoạt tải: (Đã kể đến hệ số ) tt Lang tt

Bảng kết quả tổ hợp nội lực do hoạt tải dầm giữa

Nội lực Xe tải thiết kế Tải trọng làn Tổng cộng

TỔ HỢP TẢI TRỌNG THEO CÁC TTGH

6.1 Tổ hợp nội lực theo các TTGH tại các mặt cắt dầm biên

6.1.1 TTGH CĐ1 a Nội lực Max:

Bảng kết quả tổ hợp

Nội lực Hoạt tải Tĩnh tải Hệ số tải trọng max

LLb DCb DWb LL DC DW

Nội lực Hoạt tải Tĩnh tải Hệ số tải trọng max Tổng cộng

6.1.3 TTGH CD3 a Nội lực Max:

6.2 Tổ hợp nội lực theo các TTGH tại các mặt cắt dầm giữa

LLg DCg DWg LL DC DW

6.2.5 Kết quả tính toán bằng phần mềm Midas

3 Nhận xét: Căn cứ trên các giá trị nội lực tính toán thì dầm giữa là dầm bất lợi hơn nên ta sẽ chọn dầm giữa là dầm tính duyệt

Bảng tổng hợp giá trị nội lực lớn nhất dầm giữa

Các trạng thái giới hạn Mômen (KN.m) Lực cắt (KN)

TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP DUL

7.1 Quy cách bê tông và cốt thép

7.1.1 Cốt thép dự ứng lực

- Loại ứng suất: Căng trước

- Môđun đàn hồi: Ep = 197000 Mpa

- Cường độ chịu kéo tiêu chuẩn của thép DƯL: fpu = 1860 Mpa

- Giới hạn chảy của thép DƯL: fpy =0.9 fpu = 1674 Mpa

- Ứng suất trong thép DƯL khi kích: fpj = 0.75 fpu = 1395 Mpa

- Sau khi mất mát ứng suất: fpi = 0.80 fpy = 1339 Mpa

- Đường kính sợi thép: 15.2 mm

- Diện tích mỗi tao cáp: 143.3 mm 2

- Mô đun đàn hồi: Es = 200000 Mpa

- Cường độ kéo của cốt thép có gờ: fsy = 420 Mpa

- Ứng suất kéo của cốt thép có gờ do tải trọng sử dụng: fsa = 0.6 fsy = 252 Mpa

- Cường độ kéo của cốt thép trơn: fsyr = 250 Mpa

- Ứng suất kéo của cốt thép trơn do tải trọng sử dụng: fsar = 0.6 fsyr = 150 Mpa

- Tỷ trọng của bê tông:  c 2450kg/m 3

- Hệ số giãn nở nhiệt của bê tông: 1.0810  5

- Hệ số tỷ lệ giữa bê tông và cốt thép: p = 0.2 a Daàm chính

- Cường độ nén lý thuyết của bê tông ở 28 ngày: f'c = 50 Mpa

- Cường độ nén của bê tông tại thời điểm truyền lực: f'ci = 0.85f'c = 42.5 Mpa

- Mô đun đàn hồi: E c 0.0017 ( )  c 2  3 f c ' 1 39142MPa3.9142 10 4 MPa

- Cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông: fr = 0.63 fc ' = 4.46 Mpa

- Ứng suất giới hạn của bê tông:

+ Ứng suất nén giới hạn tại thời điểm truyền lực: = 0.6 f'ci = 25.5 Mpa

+ Ứng suất kéo giới hạn tại thời điểm truyền lực: = 0.58 f c ' = 3.781 MPa

+ Ứng suất nén giới hạn khi mất mát ứng suất:

 Ứng suất trước + tải trọng lâu dài: = 0.45 f'c = 22.5 MPa

 Hoạt tải + 1/2(Ứng suất trước + tải trọng lâu dài): = 0.4 f'c = 20 MPa

 Ứng suất trước + tải trọng lâu dài+ tải trọng tức thời: = 0.6f'c = 30 MPa

 Ứng suất kéo sau khi mất mát ứng suất: = 0.5 f c ' = 3.54 MPa b Bản mặt cầu

- Cường độ nén lý thuyết của bê tông ở 28 ngày: f'cs = 30 MPa

- Mô đun đàn hồi: E c 0.0017 ( )  c 2  3 f c ' 2 3.1707 10 4 MPa

- Ứng suất nén giới hạn khi mất mát ứng suất:

+ Ứng suất trước + tải trọng lâu dài: = 0.45 f'cs = 13.5 MPa

+ Hoạt tải + 1/2(Ứng suất trước + tải trọng lâu dài): = 0.4 f'cs = 12 MPa

- Ứng suất kéo sau khi mất mát ứng suất: = 0.5 f cs ' 2.74MPa. c Hệ số qui đổi vật liệu

- Tỷ số giữa cốt thép ứng suất trước/Bê tông dầm chính: pc p c n E

- Tỷ số giữa cốt thép thường/Bê tông dầm chính: sc s c n E

- Tỷ số giữa bê tông bản mặt cầu/ Bê tông dầm chính: dc cb cd n E

7.2 Tính toán diện tích cốt thép

- Dùng loại tao tự chùng thấp Dps = 15.2 mm theo tiêu chuẩn ASTM A416M Grade 270

- Diện tích một tao cáp: Aps1 = 143.3 mm 2

- Môment tính toán: Mu = MuCDIg = 9486 KN.m

- Đối với cấu kiện BTCT chịu uốn và chịu kéo DƯL thì hệ số sức kháng   1

Aps : Diện tích mặt cắt ngang cốt thép DƯL

Apsg : Diện tích mặt cắt ngang cốt thép DƯL tính theo công thức kinh nghiệm sau:

Aps  Apsg Số tao cáp DƯL cần thiết tính theo công thức trên là:

Trên thực tế thì số tao thép cần thiết nhiều hơn do tính toán rất nhiều nên ta chọn nc = 40 tao theựp DệL Dps = 15.2 mm

7.3 Bố trí cốt thép DƯL 7.3.1 Bố trí cốt thép tại mặt cắt ngang dầm

Tại mặt cắt giữa dầm bố trí cốt thép DƯL như hình vẽ:

7.3.2 Bố trí cốt thép theo phương dọc dầm

Theo phương dọc cầu cốt thép DƯL được kéo thẳng, để tránh xuất hiện ứng suất kéo gây nứt ở thớ trên do dự ứng lực

Vị trí đầu dầm ta bố trí một số tao bọc không dính bám và 2 tao ở thớ trên dầm

- Mặt cắt trên gối và đoạn cắt khấc: không bố trí cốt thép DƯL bầu dầm dưới

- Mặt cắt dv: các tao không dính bám là 2, 4, 8, 10, 14, 16, 18, 20, 25, 32

- Mặt cắt không dính bám 1: các tao không dính bám là: 4, 8, 16, 18, 25, 32

- Boỏ trớ coỏt theựp DệL

Số tao cáp còn lại dính bám tại các mặt cắt như sau:

Khoâng dính bám2 Giữa nhịp

Tọa độ các nhóm cốt thép dự ứng lực tính đến đáy dầm có đơn vị là mm

 Tính tọa độ trọng tâm cốt thép DƯL tại các mặt cắt:

+ Diện tích cốt thép DƯL bầu dầm tại mặt cắt:

Aps1 = 143.3 mm 2 : Diện tích 1 tao cáp nps0i: Số tao cáp tại các hàng nps0i = 0 => Aps0 = 0 mm 2

+ Diện tích cốt thép DƯL thớ trên dầm tại mặt cắt:

Ta có: nps0 = 2 tao cáp

=> A' ps 0 nps 0 Aps 1 2Aps 1 2143.3286.6mm 2

+ Tọa độ trọng tâm cốt thép DƯL bầu dầm (tính đến đáy dầm):

Trong đó: ypsi : Tọa độ tao cáp DƯL (tính đến đáy dầm) nps0i: Số tao cáp tại các hàng nps0i = 0 => Cps0 = 0 mm

+ Tọa độ trọng tâm cốt thép thớ trên (tính đến đáy dầm):

+ Khoảng cách từ tọa độ trọng tâm cốt thép bầu dầm đến mép trên dầm Super – T: dps0 = H ’ – Cps0 = 0.725 – 0 = 0.725 m

+ Khoảng cách từ tọa độ trọng tâm cốt thép thớ trên đến mép trên dầm Super – T: d ' ps0 = H ’ – C ’ ps0 = 0.725 – 0.665 = 0.06 m

Bảng kết quả tính toán tại các mặt cắt đặc trưng

Mặt cắt Apsi(mm 2 ) Cpsi(m) dpsi(m)

ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA CÁC MẶT CẮT DẦM

Quy đổi thép DƯL thành diện tích Aps đặt tại trọng tâm các tao thép DƯL (bỏ qua 2 tao theùp phía treân)

- Diện tích mặt cắt ngang và moment quán tính của dầm Super T lấy đối với trục trung hòa tại các mặt cắt tính duyệt (đã được tính toán ở trên):

Bảng kết quả diện tích A mci và momen quán tính I di

Diện tích mặt cắt ngang Amci

- Môđun đàn hồi của bê tông: Ecdầm = 39142 Mpa

- Môđun đàn hồi của thép DƯL: Ep = 197000 Mpa

- Hệ số quy đổi thép dự ứng lực sang bê tông: n1 = p cdam

E 5.033 + Diện tích mặt cắt dầm Super T tính đổi (tính cả cốt thép):

Bảng kết quả tính A eqi

Mặt cắt Amci (m 2 ) (n1 -1).Apsi (m 2 ) Aeqi (m 2 )

+ Mômen tĩnh của tiết diện đối với đáy dầm:

Seqi = Amci ybi + (n1 – 1) Apsi Cpsi

Bảng kết quả tính S eqi

Mặt cắt Amci (m 2 ) ybi (m) (n1 -1).Apsi (m 2 ) Cpsi (m) Seqi (m 3 )

+ Khoảng cách từ trọng tâm của tiết diện chưa liên hợp đến đáy dầm: ybeqi eqi eqi

+ Mômen quán tính mặt cắt tính đổi:

Ieqi = Idi + Amci (ybi – ybeqi) 2 + (n1 – 1).Apsi (ybeqi – Cpsi) 2

Bảng kết quả tính y beqi và I eqi

Mặt cắt Seqi (m 3 ) Aeqi (m 2 ) ybeqi (m) Ieqi (m 4 )

8.2 Bề rộng bản cánh hữu hiệu a Dầm giữa

Bề rộng bản cánh hữu hiệu được lấy là giá trị nhỏ nhất trong các giá trị sau:

- 12 lần bề dày trung bình của bản cộng giá trị lớn hơn trong hai giá trị bề rộng sườn dầm và nửa bề rộng bản trên dầm Super – T:

Bban2 = 12.hf + max((max bwi) ; 6 0.445

2 2 b  ) bw: Bề dày bản bụng

Bề dày bản bụng b wi tại các mặt cắt

Mặt caét Goái Caét khaác Dv DB1 DB2 Ltt/2 bwi (m) 0.886 0.886 0.7 0.1 0.1 0.1

=> Bban2 = 12.hf + max((max bwi) ; 6 0.445

- Khoảng cách trung bình giữa các dầm: Bban3 = S = 2.2 m

Kết luận: Bề rộng bản hữu hiệu của dầm giữa: bhh.g = min(Bban1, Bban2, Bban3) = 2.2 m b Daàm bieân Đối với dầm biên, bề rộng hữu hiệu của bản có thể lấy bằng nửa bề rộng hữu hiệu dầm giữa cộng giá trị nhỏ hơn trong các giá trị sau:

- 1/8 chiều dài nhịp: Bban1 = Ltt/8 = 4.1625

- 6 lần bề dày trung bỡnh của bản cộng giỏ trị lớn hơn trong hai giỏ trị ẵ bề rộng sườn dầm và ẳ bề rộng cỏnh trờn dầm Super – T

- Bề rộng bản hẫng: Bban3 = Sk = 1.05 m

Bề rộng bản hữu hiệu của dầm biên: bhh.b = 

2 b hhg min(Bban1, Bban2, Bban3) = 2.15 m c Bề rộng quy đổi

- Chuyển đổi bê tông bản sang bê tông dầm: ' cban cdam n E

- Bề rộng bản quy đổi cho dầm giữa: bban g = n ’ bhh g = 0.81x2.2 = 1.782 m

- Bề rộng bản quy đổi cho dầm biên: bban b = n ’ bhh b = 0.81x2.15 = 1.742 m

8.3 Đặc trưng hình học giai đoạn II (tính cả bản mặt cầu) Đặc trưng hình học mặt cắt dầm giữa:

- Chiều dày của bản: hf = 0.18 m

- Khoảng cách từ trọng tâm của bản tới thớ dưới của bản là:

- Bề rộng tính toán của bản: lấy bằng bề rộng bản quy đổi cho dầm giữa: bban.gi (m)

Mặt caét Goái CK Dv DB1 DB2 Ltt/2 bban.gi

- Diện tích phần bản mặt cầu: Abmi = hf bban.gi

- Mômen quán tính của bản đối với TTH của bản:

Bảng kết quả tính toán A bmi và I bmi

Mặt cắt bban.gi (m) hf (m) Abmi (m 2 ) Ibmi (m 4 )

- Diện tích tiết diện mặt cắt liên hợp:

+ Mặt cắt nguyên không kể cốt thép DƯL: Alh.bti = Amci + Abmi

Mặt cắt Amci (m 2 ) Abmi (m 2 ) Alh.bti (m 2 )

+ Mặt cắt quy đổi (có cốt thép DƯL): Alhi = Aeqi + Abmi

Mặt cắt Aeqi (m 2 ) Abmi (m 2 ) Alhi (m 2 )

- Khoảng cách từ trọng tâm của tiết diện liên hợp đến đáy dầm:

+ Mômen tĩnh của mặt cắt liên hợp không kể cốt thép DƯL:

Slh.bti = Amci ybi + Abmi ybm

=> lhbti bti bti lh lh b A y  S

Bảng kết quả tính toán S lh.bti và y b.lh.bti

(m 3 ) Alh.bti(m 2 ) yb.lh.bti

+ Mômen tĩnh của mặt cắt liên hợp có kể cốt thép DƯL:

Slhi = Aeqi.ybeqi + Abmi.ybm

Bảng kết quả tính toán S lhi và y b.lhi

- Mômen quán tính mặt cắt liên hợp tính đổi: (đối với trục trọng tâm mặt cắt liên hợp):

+ Mômen quán tính của mặt cắt liên hợp không kể cốt thép DƯL:

Ilh.bti = Idi + Ibmi + Amci (ylh.bti – ybi) 2 + Abmi (yb.lh.bti – ybmi) 2

Bảng kết quả tính toán I lh.bti

Mặt cắt Idi (m 4 ) Ibmi (m 4 ) Ilh.bti (m 4 )

+ Mômen quán tính của mặt cắt liên hợp có kể cốt thép DƯL:

Ilhi = Ieqi + Ibmi + Aeqi (yblhi – yb.eqi) 2 + Abmi (yb.lhi – ybmi) 2

Bảng kết quả tính toán I lhi

Mặt cắt Ieqi (m 4 ) Ibmi (m 4 ) Ilhi (m 4 )

- Khoảng cách từ thớ nén mép trên dầm liên hợp đến trọng tâm cốt thép DƯL: dpi = dpsi + hf

Bảng kết quả tính toán d pi

Mặt cắt dpsi(m) hf(m) dpi(m)

TÍNH TOÁN CÁC MẤT MÁT DỰ ỨNG SUẤT

I.Tổng mất mát ứng suất (đối với DƯL kéo trước):

fpT = fpES +  fpSR +  fpCR + fpR2 Trong đó:

fpT: Tổng mất mát ứng suất (Mpa)

fpES: Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi (Mpa)

fpSR: Mất mát ứng suất do co ngót (Mpa)

fpCR: Mất mát ứng suất do từ biến (Mpa)

fpR2: Mất mát ứng suất do tự chùng cốt thép DƯL (Mpa)

9.1 Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi

- Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi trong từng bó cốt thép DƯL: cgp ci p pES f

Ep : Môđun đàn hồi của cốt thép DƯL

Eci : Môđun đàn hồi của bê tông lúc truyền lực

E     f  MPa  MPa nc: số lượng các tao cốt thép ứng suất trước giống nhau nc = 40 (tao) fcgp: Tổng ứng suất bê tông ở trọng tâm các bó thép DƯL do lực dự ứng lực sau khi truyền và tải trọng của cấu kiện ở các mặt cắt có mômen lớn nhất (Mpa) psli DCdci psli psli psi eqi psi cgpi S

+ Ứng suất trong cốt thép DƯL do lực dự ứng lực gây nên:

+ Tổng lực DƯL: Fpsi = fps Apsi (kN)

Bảng kết quả tính F psi

Mặt cắt fpsi (MPa) Apsi (m 2 ) Fpsi (KN)

+ Độ lệch tâm của cốt thép DUL đối với mặt cắt dầm Super T chưa liên liên hợp bản mặt cầu: epsli = ybeqi - Cpsi

Bảng kết quả tính e psli

Mặt cắt ybeqi(m) Cpsi (m) epsli (m)

+ Mômen tĩnh tại trọng tâm cốt thép DƯL của mặt cắt dầm Super T chưa liên hợp bản mặt cầu: Spsli psli eqi e I

Bảng kết quả tính S psli

Mặt cắt Ieqi(m 4 ) epsli (m) Spsli (m 3 )

+ Mômen do tĩnh tải dầm SuperT giữa giai đoạn chưa đổ Bản: MDCdc

Mặt cắt Gối CK Dv DB1 DB2 Ltt/2

Bảng kết quả tính f cgp : psli DCdci psli psli psi eqi psi cgpi S

Mặt cắt Fpsi (KN) epsli (m) Spsli (m 3 ) Aeqi (m 2 ) MDCdc (kN.m) fcgpi (MPa)

=> Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi: cgp ci p pES f

Bảng kết quả tính toán f pES Mặt cắt fcgp (MPa) Ep (MPa) Eci (MPa) fpES (MPa)

9.2 Mất mát ứng suất do co ngót bê tông

Với cấu kiện kéo trước: a pSR 117 1.03 H f   

Ha: là độ ẩm tương ứng môi trường khu vực cầu, lấy trung bình năm (%)

9.3 Mất mát ứng suất do từ biến cdp cgp pCR 12 f 7 f f    

Trong đó: fcgp: Tổng ứng suất bê tông tại trọng tâm cốt thép DƯL lúc truyền lực (MPa)

Bảng giá trị f cgp tại các mặt cắt dặc trưng

Mặt cắt Gối CK Dv DB1 DB2 Ltt/2 fcgp (MPa) 0 -2.53 9.505 18.757 20.297 17.184 fcdp

 : Thay đổi ứng suất bê tông tại trọng tâm cốt thép DƯL do tải trọng thường xuyên, trừ tải trọng tác dụng vào lúc thực hiện DƯL lhi psl txlhi psli cdpi txi S

Spsli : Mômen tĩnh tại trọng tâm cốt thép DƯL của mặt cắt dầm Super T chưa liên hợp bản bê tông

Mặt cắt Gối CK Dv DB1 DB2 Ltt/2

Spslhi: Mômen tĩnh tại trọng tâm cốt thép DƯL của mặt cắt dầm Super T liên hợp bản mặt cầu pslhi pslhi elhi

S  I epslhi : Độ lệch tâm của cốt thép DƯL đối với mặt cắt dầm Super T liên hợp bản mặt cầu epslhi = yblhi - Cpsi

Bảng kết quả tính e pslhi và S pslhi

Mặt cắt yb.lhi (m) Cpsi (m) epslhi (m) Ilhi (m 4 ) Spslhi (m 3 )

Mtxi : Mômen do tải trọng thường xuyên tác dụng lên dầm giữa chưa liên hợp bản

Mtxlhi : Mômen do tải trọng thường xuyên tác dụng lên dầm giữa đã liên hợp bản

Bảng kết quả tính M txi và M txlhi

Tĩnh tải tiêu chuẩn (KN/m) Hệ số ủieàu chổnh

DCbmg + DCvk + Dvn DWg  (KN.m) (KN.m)

Bảng kết quả tính fcdpi: lhi psl txlhi psli cdpi txi S

Mặt cắt Mtxi (KN.m) Mtxlhi (KN.m) Spsli (m 3 ) Spslhi (m 3 ) fcdpi (MPa)

=> Mất mát ứng suất do từ biến: fpCR 12fcgp 7fcdp (MPa)

Bảng kết quả tính toán f pCR

Mặt cắt fcgp (MPa) fcdpi (MPa) f pCR (MPa)

9.4 8.4 Mất mát do tự chùng cốt thép DƯL a Mất mát do chùng cốt thép lúc truyền lực

Có thể tính mất mát này theo công thức sau: pj py pj 1 pR 0 55 f f f 40

Trong đó: t: Thời gian từ lúc căng cốt thép đến lúc truyền lực (cắt cốt thép): t = 3 ngày fpy: Giới hạn chảy của thép DƯL: fpy = 0.9 fpu = 1674 Mpa fpj: Ứng suất trong thép DƯL khi kích: fpj = 0.75 fpu = 1395 Mpa

 b Mất mát do chùng cốt thép sau khi truyền lực

( 2 0 f 4 0 MPa 138 [ f pR 2    pES    pSR  pCR 

Bảng kết quả tính f pR 2 Mặt cắt fpES (MPa) f pSR (MPa) f pCR (MPa) fpR2 (MPa)

=> Mất mát ứng suất do tự chùng: f pR f pR 1 f pR 2

Bảng kết quả tính toán mất mát tự chùng fpR

Mặt cắt f pR 1 (MPa) f pR 2 (MPa) f pR (MPa)

9.5 Tổng mất mát dự ứng suất

fpT = fpES + fpSR + fpCR + fpR

Bảng tính tổng mất mát dự ứng suất

Mặt cắt fpES (MPa) f pSR (MPa)  f pCR (MPa) fpR (MPa) fpT (MPa)

Số phần trăm (%) mất mát: % Mất mát = 100 f f pj pTi 

Bảng tính % mất mát dự ứng suất

Mặt cắt fpj (MPa) fpTi (MPa) Mất mát (%)

TÍNH DUYỆT THEO MOMENT

- Mômen do tải trọng thường xuyên có xét đến bản mặt cầu và dầm ngang tác dụng lên dầm Super T giữa:

MDC1gi = (DCdc + DCbmg + DCdn + DCvk + DCvn)x Mi = 31.08 x Mi (KN.m)

- Momen do tải trọng thường xuyên giai đoạn sau khi liên hợp tác dụng lên bản mặt cầu:

MDC2g = DClcg x  Mi Ta có: DClcg = 0 => MDC2g = 0 (KN.m)

MDWg = DWg x Mi = 2.53 x Mi ( KN.m)

Bảng kết quả M DC1gi và M DWgi

Tĩnh tải tiêu chuẩn MDC1gi MDWgi

DC1gi (KN/m) DWg(KN/m) (KN.m) (KN.m)

- Khoảng cách từ trọng tâm dầm Super T chưa liên hợp bản đến thớ nén ngoài cùng:

+ Tại mặt cắt gối và cắt khấc: ynl0 = H ’ – yb.eq0 = 0.8 – 0.426 = 0.374 m

+ Các mặt cắt còn lại: ynli = H – yb.eqi = 1.75 – yb.eqi ( i= 26)

Bảng kết quả tính y nl0 và y nli

Mặt cắt H ’ (m) H (m) yb.eqi(m) ynli (m)

- Khoảng cách từ trọng tâm dầm Super T có cả bản mặt cầu đến thớ nén ngoài cùng: ynlh0 = H ’ – yb.lh0 (mặt cắt tại gối và cắt khấc) ynlhi = H – yb.lhi ( i= 26)

Bảng kết quả tính y nlh0 và y nlhi

Mặt cắt H ’ (m) H (m) yb.lhi(m) ynlhi (m)

- Khoảng cách từ trọng tâm dầm Super T có cả bản mặt cầu đến thớ nén ngoài cùng của bản mặt cầu: ynb0 = H ’ + hf – yb.lh0 = 0.8 + 0.2 - yb.lh0 = 1 - yb.lh0 (mặt cắt gối và cắt khấc) ynbi = H + hf – yb.lhi = 1.75 + 0.2 – yb.lhi = 1.95 – yb.lhi ( i= 26)

Bảng kết quả tính y nb0 và y nbi

Mặt cắt H ’ + hf (m) H + hf (m) yb.lhi(m) ynbi (m)

- Khoảng cách từ trọng tâm dầm Super T chưa liên hợp bản đến thớ chịu kéo ngoài cùng: ykli = yb.eqi

- Khoảng cách từ trọng tâm dầm Super T có tính bản mặt cầu đến thớ kéo ngoài cùng: yklhi = yb.lhi

Bảng kết quả tính y kli và y klhi

Mặt cắt yb.lhi(m) yb.eqi(m) yklhi(m) ykli (m)

Ltt/2 1.056 0.740 1.056 0.740 Điều kiện về ứng suất trong bê tông:

Quy ước: Ứng suất kéo mang dấu “ – “; ứng suất nén mang dấu “ + “

(1) Do tổng dự ứng lực hữu hiệu và tải trọng thường xuyên:

- Giới hạn ứng suất nén của bản mặt cầu: fcf1.nb = 0.45.f ’ c2 = 0.45x30 = 13.5 MPa

- Giới hạn ứng suất nén của thớ trên dầm Super T: fcf1.nd = 0.45.f ’ c1 = 0.45x50 = 22.5 MPa

(2) Do tổng hoạt tải, dự ứng lực hữu hiệu và 50% tải trọng thường xuyên:

- Giới hạn ứng suất nén của bản mặt cầu: fcf2.nb = 0.4.f ’ c2 = 0.4x30 = 12 MPa

- Giới hạn ứng suất nén của thớ trên dầm Super T: fcf2.nd = 0.4.f ’ c1 = 0.4x50 = 20 MPa

(3) Do tổng dự ứng lực hữu hiệu, tải trọng thường xuyên, nhất thời và vận chuyển:

- Giới hạn ứng suất nén của bản mặt cầu: fcf3.nb = 0.6.f ’ c2 = 0.6x30 = 18 MPa

- Giới hạn ứng suất nén của thớ trên dầm Super T: fcf3.nd = 0.6.f ’ c1 = 0.6x50 = 30 MPa

(4) Ứng suất kéo thớ dưới dầm:

Giới hạn ứng suất kéo của thớ dưới dầm Super T DƯL có dính bám trong điều kiện ăn mòn thông thường: fcf4kd = -0.5 f c ' 1 MPa= -0.5 50 3.536MPa

- Lực thực sự hữu hiệu trong cáp dự ứng lực:

Fpei = fpei Apsi fpei = fpj - f pTi

Bảng kết quả tính F pei

Mặt cắt fpj (Mpa) fpTi (MPa) fpei (MPa) Apsi(m 2 ) Fpei (KN)

- Lực trong tao cáp thớ trên dầm Super T: F ’ pei = fpei A ’ psi

Bảng kết quả tính F ’ pei

Mặt cắt fpj (Mpa) fpTi (MPa) fpei (MPa) A ’ psi(m 2 ) F ’ pei (KN)

- Ứng suất cho phép trong cốt thép dự ứng lực: fpe.cf = 0.8fpy = 0.8 x 1674 = 1339 MPa

TCN ủieàu 5.9.3 quy ủũnh: Max(fpe)  fpe.cf

Ta thấy: Max (fpe) = 1333.26 MPa < fpe.cf = 1339 MPa => Thỏa mãn

- Độ lệch tâm của cốt thép dự ứng lực thớ trên: e ' psl0 = yb0 – C ’ ps0 e ’ psli = ybi – ypsi

Bảng kết quả tính e ’ psi ybi

- Ứng suất thớ trên dầm do dự ứng lực:

 nli eqi ' ' psli pei nli eqi psli pei eqi

Bảng kết quả tính toán pe tdi

- Ứng suất thớ dưới dầm do dự ứng lực:

 nli eqi ' psli ' pei nli eqi psli pei eqi pei ' pei ddi pe y

Bảng kết quả tính toán  pe ddi

(m 2 ) Ieqi (m 4 ) epsli (m) e , psli (m) ynli (m)  pe ddi

10.1.2 Kiểm tra ứng suất nén trong bê tông khi khai thác

Khi chịu lực, dầm có thể nứt do ứng suất nén tại các sợi chịu nén ở phía trên của dầm vượt quá khả năng chịu nén cho phép Cụ thể, ứng suất nén lớn nhất xuất hiện tại biên chịu nén của dầm Đối với dầm giữa, ứng suất này lớn hơn do chịu mô men uốn lớn hơn các dầm khác.

Theo TTGH sử dụng, ứng suất nén trong dầm được kiểm tra thep các trường hợp sau:

- Do tác động của ứng suất do DƯL và tải trọng thường xuyên:

+ Ứng suất thớ trên bản: nbi lhi

Ta có: MDC2gi = DClcg  M = 0 (KN.m) (Vì DClcg = 0 KN/m)

Bảng kết quả tính  1 tbi Mặt cắt MDWgi (KN.m) Ilhi (m 4 ) ynbi (m)  1 tbi(MPa)

+ Ứng suất thớ trên dầm: tdi pe nli eqi gi 1 DC nlhi lhi DWgi gi

Ta có: MDC2gi = DClcg  M = 0 (KN.m) (Vì DClcg = 0 KN/m)

=> nli pe tdi eqi gi 1 DC nlhi lhi DWgi tdi y

Bảng kết quả tính  1 tdi

(KN.m) Ilhi (m 4 ) ynlhi (m) Ieqi (m 4 ) ynli (m)  pe tdi

+ Kiểm tra ứng suất thớ trên bản: ẹieàu kieọn kieồm tra:

Max(1 tb )f cf 1 nb = 13.5 MPa

Ta thấy: Max(1 tb ) = 0.694 MPa < fcf1.nb = 13.5 MPa => Thỏa mãn

+ Kiểm tra ứng suất thớ trên dầm: ẹieàu kieọn kieồm tra:

Max( 1 td )  f cf 1 nd = 22.5 MPa

Ta thấy: Max(1 td ) = 17.802 MPa < fcf1.nd = 22.5 MPa => Thỏa mãn

- Do tác động của hoạt tải và 50% tải trọng thường xuyên:

Bảng kết quả tính 2 tbi

(KN.m) Ilhi (m 4 ) ynbi (m)  1 tbi (MPa) 2 tbi (MPa)

+ Ứng suất thớ trên dầm: nlhi lhi LLgi tdi tdi y

Bảng kết quả tính 2 tdi

(KN.m) Ilhi (m 4 ) ynlhi (m)  1 tdi (MPa) 2 tdi (MPa)

Max(2 tb )f cf 2 nb = 12 MPa

Ta thấy: Max( 2 tb ) = 4.215 MPa < fcf2.nb = 12 MPa => Thỏa mãn

Max(2 td )f cf 2 nd = 20 MPa

Ta thấy: Max( 2 td ) = 3.097 MPa < fcf2.nd = 20 MPa => Thỏa mãn

- Do tổng dự ứng lực hữu hiệu, tải trọng thường xuyên và tải trọng nhất thời:

Trong đồ án này không xét tải trọng khi vận chuyển

Bảng kết quả tính  3 tbi

(KN.m) Ilhi (m 4 ) ynbi (m)  1 tbi (MPa)  3 tbi (MPa)

+ Ứng suất thớ trên dầm: nlhi lhi

Bảng kết quả tính  3 tdi

(KN.m) Ilhi (m 4 ) ynlhi (m)  1 tdi (MPa)  3 tdi (MPa)

Max(3 tb )f cf 3 nb = 18 MPa

Ta thấy: Max( 3 tb ) = 4.125 MPa < fcf3.nb = 18 MPa => Thỏa mãn

Max(3 td )f cf 3 nd = 30 MPa

Ta thấy: Max( 3 td ) = 3.106 MPa < fcf3.nd = 30 MPa => Thỏa mãn

+ Đề phòng trường hợp thớ trên dầm các mặt cắt gần gối có thể bị kéo ta kiểm tra ứng suất keùo: ẹieàu kieọn kieồm tra:

Min(1 tb , 1 td ,  2 tb ,  2 td ,  3 tb ,  3 td ) f cf 4 kd 3.536(MPa)

Ta thaáy: Min(1 tb , 1 td ,  2 tb ,  2 td ,  3 tb ,  3 td ) = -0.022 MPa > -3.536 MPa

10.1.3 Kiểm tra ứng suất kéo trong bê tông khi khai thác

Kiểm tra ứng suất thớ dưới dầm liên hợp

Cũng kiểm tra trong trạng thái giới hạn về sử dụng, khi dầm đang chịu tải, thớ dưới sẽ chịu keùo Điều kiện để dầm không nứt là ứng suất kéo không vượt quá ngưỡng cho phép: ẹieàu kieọn kieồm tra: fk  f cf 4 kd = -3.536 MPa fk : ứng suất kéo lớn nhất ở biên chịu kéo của dầm (ở đây tính cho dầm giữa vì dầm giữa chịu mômen uốn lớn hơn)

 kl eq g 1 DC klh lh

LLg DWg g 2 DC kl eq psl pe eq pe k y

 kli eqi gi 1 DC klhi lhi

LLgi DWgi gi 2 DC ddi

Ta có: MDC2gi = DClcg  M = 0 (KN.m) (Vì dầm giữa: DClcg = 0 KN/m)

 kli eqi gi 1 DC klhi lhi LLgi DWgi ddi pe ddi y

Bảng kết quả tính  4 ddi

+ Kiểm tra ứng suất thớ dưới dầm: ẹieàu kieọn kieồm tra:

Ta thấy: Min ( 4 ) ddi  0.86MPa f cf 4 kd  3.536MPa=> Thỏa mãn

10.1.4 Kiểm toán ứng suất trong bê tông giai đoạn thi công

- Kiểm toán ứng suất thớ trên trong quá trình thi công

Khi dầm vừa chế tạo xong, dự ứng lực trong cốt thép là lớn nhất trong khi chưa có hoạt tải mà mới chỉ có tải trọng bản thân của dầm chống lại lực nén của dự ứng lực Dầm có khả năng bị nứt thớ trên ẹieàu kieọn kieồm tra: f t 0.58 f ci ' Trong đó: ft: Ứng suất thớ trên của dầm (có thể là ứng suất kéo do DƯL) f ' ci: Cường độ chịu nén của bê tông dầm khi truyền lực

Tải trọng tác dụng lên dầm khi thi công: nl eq nl DCdc eq psl pe eq pe t y

Lực thực sự trong cáp dự ứng lực:

Bảng kết quả tính f pete và F pete

Mặt cắt f (MPa) pj f pES

(MPa) fpR1 (MPa) fpete (MPa) Apsi (m 2 ) Fpete

=> nli eqi DCdci nli eqi psli petei eqi petei ti y

Bảng kết quả tính toán f ti

(KN) Aeqi (m 2 ) Ieqi (m 4 ) epsli (m) MDcdci

Ta thấy: Min (f ti ) 3.56MPa 0.58 f ci '  3.668MPa=> Thỏa mãn

- Kiểm toán ứng suất thớ dưới trong giai đoạn thi công: Đồng thời với khả năng nứt thớ trên, nếu như ta dự ứng lực vượt quá khả năng chịu nén của bê tông thì bê tông sẽ bị nứt dọc ở thớ dưới

Kiểm tra khả năng này bằng phương trình dưới đây: ẹieàu kieọn kieồm tra: fd 0.6f ci ' 0.64024MPa. fd: Ứng suất thớ dưới của dầm (ở đây tính cho dầm giữa vì dầm giữa chịu mômen uốn lớn hơn) kli eqi

DCdci kli eqi psli petei eqi petei d y

Bảng kết quả tính toán f di

(KN) Aeqi (m 2 ) Ieqi (m 4 ) epsli (m) MDcdci

Ta thấy: Max (f di )23.9MPa0.6 f ci ' 24MPa=> Thỏa mãn

10.1.5 Kiểm tra đồ vồng, độ võng dầm

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

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

Mômen quán tính của mặt cắt nguyên đối với trọng tâm (không xét cốt thép):

+ Đối với dầm Super T chưa liên hợp: Ig = Id5 = 0.179 m 4 = 1.79x10 11 mm 4

+ Đối với dầm liên hợp: Ig = Ilh.bt 5 = 0.337 m 4 = 3.37x10 11 m 4

- Độ vồng do dự ứng lực: Độ vồng do DƯL có thể xác định theo công thức sau:

8 8 39142 1000 0.179 ps psl tt v ps ci d

- Độ võng do trọng lượng dầm:

- Độ võng do bản mặt cầu, dầm ngang, ván khuôn, vách ngăn:

4 tt vn vk dn bmg

Ta có: DCbmg + DCdn + DCvk + DCvn = 10.729 KN/m

- Độ võng do gờ chắn, lan can: g cdam

Ta có: DClcg = 0 KN/m => fv.DC3 = 0 mm (Tính cho dầm giữa)

- Độ võng do lớp phủ và trang bị trên cầu:

- Độ vồng của dầm sau khi căng cáp dự ứng lực: fv.TC = fv.ps + fv.DC 1 = -44.479 mm (voàng leân)

- Độ võng của dầm khi khai thác dưới tác dụng của các tải trọng thường xuyên: fv.TTTX = fv.ps + fv.DC 1 + fv.DC 2 + fv.DC 3 + fv.DW = -81.479 + 37 + 24.52 + 0 + 3.071 = -16.888 mm

- Độ võng của dầm khi khai thác dưới tác dụng của các hoạt tải tải trọng thường xuyên: Điều kiện kiểm toán:

Ltt = 33.3 m : Chiều dài nhịp tính toán fv.LL : Độ võng lớn nhất tại giữa nhịp do xe

Độ võng lớn nhất tại giữa nhịp do xe và người đi bộ gây ra (fv.LLvPL) được tính bằng cách lấy giá trị lớn hơn trong hai trường hợp sau: kết quả tính của xe tải thiết kế đơn và 25% của giá trị xe tải thiết kế chạy cùng tải trọng làn.

Hệ số phân bố độ võng có thể lấy bằng số làn/số dầm, vì tất cả các làn thiết kế đều chất tải và tất cả các dầm đỡ đều giả thiết võng như nhau

+ Tính độ võng do xe tải đơn:

Bố trí xe tại vị trí bất lợi như hình vẽ:

Khoảng cách từ trục xe đến gối: c1 = 4.3 33.3 4.3 12.35

L tt c      m Độ võng do các trục xe:

   Độ võng do xe tải thiết kế: fv.truck = fv.1 + fv.2 + fv.3 =3.841+4.228+0.909= 8.978 mm

+ Tính độ võng do tải trọng làn:

384 384 39142 1000 0.337 lan tt v lan cdam g q L f m mm

+ Tính độ võng do tải trọng người đi:

+ Độ võng do 25% xe tải thiết kế với tải trọng làn thiết kế: fv.xe = 25%.fv.truck + fv.lan = 0.25x8.978 + 11.288 = 13.53 mm fv.kt = max(fv.xe, fv.truck) = max(13.53 mm, 8.978 mm) = 13.53 mm

Kiểm tra độ võng do xe nói chung: ẹieàu kieọn kieồm tra: fv.kt 41.625

Ta thấy: fv.kt = 13.53 mm < 41.625 mm => Thỏa mãn

Kiểm tra độ võng do xe và tải trọng người đi: fv.kt + fv.PL = 13.53 + 5.462 = 18.992 mm ẹieàu kieọn kieồm tra: (fv.kt + fv.PL) 33.3

Ta thấy: (fv.kt + fv.PL)= 18.992 mm < 33.3 mm => Thỏa mãn

10.2 Tính duyệt theo TTGH cường độ 10.2.1 Tính duyệt theo moment uốn

Sức kháng uốn Mr được tính như sau: Mr = Mn

Mn: Sức kháng uốn danh định

Theo quy định của điều 5.5.4.2 ta có: = 0.9

Coi thớ dưới chỉ có cốt thép dự ứng lực chịu lực

+ Với mặt cắt hình chữ T thì quy đổi sức kháng danh định Mn được xác định như sau:

  (*) + Với mặt cắt hình chữ nhật thì sức kháng danh định Mn được xác định như sau:

Aps: Diện tích thép dự ứng lực (mm 2 )

Bỏ qua diện tích cốt thép thường: As = A ’ s = 0 (mm 2 ) dp : Khoảng cách từ thớ nén mép trên dầm liên hợp đến trọng tâm cốt thép dự ứng lực dpi = dpsi + hf

Bảng kết quả tính toán d pi

Mặt cắt dpsi(m) hf(m) dpi(m)

Ltt/2 1.424 0.18 1.604 b: Bề rộng mặt cắt chịu nén của cấu kiện: b = bban.g bban.g: Bề rộng bản quy đổi cho dầm giữa bw : Bề dày bản bụng

Bảng số liệu b = b bang và b w

Mặt cắt bwi (m) bban.gi (m)

Ltt/2 0.1 1.782 hf = Chiều dày cách chịu nén: hf = 0.18 m

1: Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất quy định trong điều 5.7.2.2:

Ta có: 28MPa Thỏa mãn điều kiện cốt thép tối thiểu.

TÍNH DUYỆT THEO LỰC CẮT VÀ XOẮN

11.1 Xác định sức kháng cắt danh định

Sức kháng danh định lấy giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị sau:

Sức kháng cắt có thể chia thành:

Vc : Do ứng suất kéo trong bê tông

Vs : Do coát theùp chòu caét

Vp : Do thành phần dự ứng lực thẳng đứng

Sức kháng danh định của mặt cắt bê tông: Vc = 0.083 f c 1 b v d v

Sức kháng danh định do cốt thép chịu cắt: s sin ) g cot g (cot d f

Sức kháng danh định do thành phần dự ứng lực thẳng đứng: Vp = 0 kN

Bỏ qua cốt thép thường chịu kéo: ds = 0 m ; As = 0 m 2

Chiều cao chịu cắt hữu hiệu:

- Xác định thông số  và 

Tra bảng để xác định  từ thông số ứng suất cắt '

1 f c v Ứng biến dọc trong cốt thép phía chịu uốn: ps p s s

Bề rộng hữu hiệu: bv = bw

Chiều cao chịu cắt hữu hiệu: dv = 1.44 m

Hệ số chỉ khả năng của bê tông bị nứt chéo truyền lực kéo :  Góc nghiêng của ứng suất nén chéo :  Ứng suất cắt trong bê tông được xác định theo công thức : v v v p v u d b V v V

Lực cắt đã nhân hệ số tại mặt cắt kiểm tra lực cắt x2 = 1.59m: Vu = VuCDIg2

Tại mặt cắt đang xét: Vu = 1010 kN Hệ số sức kháng cắt:  v 0.9. Ứng suất cắt trong bê tông:

Lực dọc do DƯL: Fps2 = 4365 kN Ứng suất trong thép DƯL khi ứng suất bê tông xung quanh nó bằng 0:

 Chiều dài truyền lực hữu hiệu của thép DƯL:

Vì chiều dài truyền lực: Ltl = 0.912 m nhỏ hơn khoảng cách đến mặt cắt tính duyệt lực cắt x2 = 1.59m, nên toàn bộ ứng suất trong thép DƯL tại mặt cắt đó là hữu hiệu

Mômen có nhân hệ số tại mặt cắt:

Mu = Max(MuCDIg2; Vu dv) = Max(1751 kN.m; 1010x1.59 = 1751 kN.m)

=> Mu = 1751 kN.m Để xác định ứng biến trong thép dọc ta giả định thông số: = 27 0

x= -5.096x10 -3 < 0 => Không thỏa Ứng biến có giá trị âm thì phải tính lại theo công thức

Ac : Dieọn tớch beõ toõng phớa chũu uoỏn cuỷa daàm:

A2 =1.468m 2 : Diện tích dầm không liên hợp tại mặt cắt kiểm tra

H = 1.55m : Chiều cao dầm Super T ; h = 1.73m : Chiều cao dầm liên hợp

Tính lại giá trị ứng biến:

Thoâng soá v ' 0.02 f  => Tra bảng các giá trị của  và có thể lất như sau:

Góc xiên ứng suất nén: = 27 0 ; Hệ số:  = 5.64

Góc xiên ứng suất nén phù hợp với giả thiết -> Tiếp tục sử dụng để tính toán

Sức kháng cắt danh định của mặt cắt: kN 3684 1000

Để thuận lợi cho thi công, lựa chọn đường kính cốt thép đai chống cắt không đổi với giá trị Dct d = 16 mm Tuy nhiên, để phù hợp với sự giảm dần lực cắt theo chiều dài dầm, khoảng cách giữa các cốt đai sẽ được điều chỉnh linh hoạt.

Bước cốt đai sctd chọn như sau:

Mặt cắt Gối Cắt khaác Dv DB1 DB2 Ltt/2 sctd

Diện tích cốt đai tại các mặt cắt trong cự ly sctd:

Bảng kết quả tính toán A vi

Mặt cắt bvi (mm) sctdi (mm) fsy (Mpa) f ’ c1 (Mpa) Avi (mm 2 )

11.2 Tính duyệt lực cắt theo TTGH cường độ

Cường độ kháng cắt danh định tại mặt cắt x2:

Vn1 = Vc + Vs + Vp = 3684 + 1001 + 0 = 4685kN

Vn2 = 0.25.f ’ c1 bv2 dv + Vp = 0.25x50x0.7x1.59x1000 = 13913 kN

=> Vn = Min(Vn1 ; Vn2) = 4685 kN

Cường độ kháng cắt phải thỏa mãn điều kiện: u n vV V

=> Thỏa mãn điều kiện kháng cắt

11.3 Kiểm tra lại bố trí cốt đai

Lực cắt tính toán tại các mặt cắt: Vui = VuCDIgi

- Neáu Vui < 0.1.f ’ c1.bvi dv thì: m 6 0 ) 6 0

- Neáu Vui  0.1.f ’ c1.bvi dv thì: m 3 0 ) m 3 0

Chọn khoảng cách cốt đai: scd  smax

Ta có: 0.1.f ’ c1.bvi dv = 0.1x50xbvix1.59x1000 = 7950bvi kN

Mặt cắt Vui (kN) bvi (m) 0.1.f ’ c1.bvi dv (kN) scd (mm)

11.4 Tính duyệt cốt thép dọc chịu xoắn Để mặt cắt không bị xoắn cốt thép dọc phải được bố trí cân xứng sao cho tại mỗi mặt cắt khả năng chịu kéo của cốt thép phần chịu kéo uốn của cấu kiện có tính đến các trường hợp không phát huy hết của cốt thép này

Phương trình lực yêu câu trong cốt thép dọc:

  a Tại mặt cắt kiểm tra lực cắt x 2 = 1.59 m

  Với: Mu2 = MuCDIg2 = 1751 kN.m; Vu2 = VuCDIg2 = 1010 KN

Dieọn tớch coỏt theựp chũu moõmen dửụng: Aps2 = 3.7x10 3 mm 2 Lực dọc tương đương trong cốt thép: Td2 = Fps2 = 4365 kN ẹieàu kieọn kieồm tra: Td2  T2

Ta có: Td2 = 4365 kN > T2 = 2177 kN

=> Đủ diện tích cốt thép dọc chịu xoắn b Tại mặt cắt gối

  Với: Mu0 = MuCDIg0 = 0 kN.m; Vu0 = VuCDIg0 = 1158 KN

Lực dọc do dự ứng lực: Fpsd0 = Aps0 fpe0 = 0 kN

Do tại đầu dầm cắt khấc không bố trí cốt thép DƯL nên ta sẽ bố trí các thanh D32 dọc để chịu lực dọc và lực cắt

Dieọn tớch 1 thanh: AD32 = .R 2 = 3.14x16 2 = 803.84 mm 2 = 0.804x10 -3 m 2

Diện tích cốt thép thường chịu lực As phải đảm bảo điều kiện:

Lực dọc tương đương trong cốt thép: Td0 = Asfsy  T0

Vậy diện tích cốt thép thường: min 0 1001 2.383 10 3 2

Số lượng thanh D32 tối thiểu: nD32.min = min

Chọn nD32 = 4 thanh => As = nD32 AD32 = 4x0.804x10 -3 = 3.216x10 -3 m 2

Lực dọc tương đương: Td0 = As fsy = 3.216x10 -3 x420x1000 = 1350 kN

Ta thaáy: Td0 = 1350 kN > T0 = 1001 kN

=> Đủ diện tích cốt thép dọc.

THIẾT KẾ MỐ CẦU

SỐ LIỆU CHUNG

- Loại cầu: bê tông cốt thép dự ứng lực

SỐ LIỆU KẾT CẤU PHẦN TRÊN

Hạng mục Kí hiệu Giá trị Đơn vò

• Chiều dài nhịp tính toán Ls 33.3 m

• Số lề người đi nng 2 Lề

•Bề rộng lề người đi bộ bng 1.5 m

•Tải trọng bộ hành q 3 KN/m 2

• Heọ soỏ xung kớch IM 0.33

•Trọng lượng riêng của bê tông δ c 25.00 kN/m 3

•Số lượng mối nối nmn 2

•Diện tích của một mối nối Fmn 0.09 m 2

•Số lượng dầm ngang ndn 12 Dầm

•Diện tích của một dầm ngang Fdn 1.150 m 2

•Chiều rộng dầm ngang dọc cầu bdn 0.8 m

•Diện tích của gờ lan can Fglc 0.27 m 2

•Chiều dày lớp bê tông tạo dốc t 0 m

•Chieàu cao goái caàu hg 0.08 m

Số lượng gối cầu ng 7 Chiếc

•Chiều cao từ đáy dầm tính đến lớp phuû h 1.73 m

Số liệu đặc trưng dầm Super T dài 33.3m

- Diện tích mặt cắt ngang giữa nhịp A0 0.57m 2

- Diện tích mặt cắt ngang đoạn dầm đặc A1 1.468 m 2

- Chiều dài đoạn dầm đặc L1 1.2 m

- Chiều dài đoạn dầm còn lại L0 29 m

- Diện tích mặt cắt ngang dau khac 0.726 m 2

- Diện tích dầm ngang đầu dầm Fdn 1.15m 2

XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN MỐ

Trọng lượng riêng của vật liệu:

- Trọng lượng riêng của bê tông γc = 25kN/m 3

- Trọng lượng riêng lớp phủ γlp = 23.5kN/m 3

- Trọng lượng riêng của đất đắp: γđ = 18kN/m 3

14.1.1 Tĩnh tải (DC) và lớp phủ (DW): kết cấu phần trên

- Lớp bê tông tạo dốc:

Bảng kết quả tĩnh tải kết cấu phần trên

Lớp bê tông tạo dốc 0 kN Đèn chiếu sáng 4 kN

Tổng tĩnh tải DC 3363.8 kN

Trọng lượng lớp phủ mặt cầu

14.1.2 Tĩnh tải do trọng lượng bản thân mố: Kết cấu phần dưới

- Loại mố : Mố chữ U bằng bê tông cốt thép M300 đặt trên nền móng cọc khoan nhồi

 Kích thước hình học của Mố:

Kích thước của mố theo phương dọc cầu

Kích thước của mố theo phương ngang cầu

Số liệu kích thước hình học theo phương dọc cầu

STT Tên kích thước Ký hieọu ẹụn vị Giá trị

1 Chiều rộng bệ mố (dọc cầu) a1 m 7

2 Bề rộng tường cánh (phần dưới ) a2 m 3.5

4 Khoảng cách từ tường thân đến mép ngoài bệ a4 m 1.5

5 Bề rộng tường cánh (phần đuôi ) a5 m 2

6 Bề rộng tường cánh (toàn bộ) a6 m 6

7 Khoảng cách từ tường đầu đến mép ngoài bệ a7 m 0.8

9 Kích thước phần đỡ bản dẫn a9 m 0.3

10 Khoảng cách từ tim gối đến mép ngoài tường thân a10 m 0.43

11 Kích thước đá kê gối theo phương dọc cầu a11 m 0.65

12 Chiều rộng đất đắp trước mố a12 m 1.5

14 Kích thước tường cánh (phương đứng) b2 m 0.815

15 Kích thước tường cánh (phương đứng) b3 m 2

16 Kích thước tường cánh (phương đứng) b4 m 1.765

17 Chiều cao mố (từ đáy bệ đến đỉnh tường đầu) b5 m 6.345

20 Tổng chiều cao tường thân và tường đầu b8 m 4.345

22 Chiều cao từ đỉnh mấu đỡ bản quá độ tới đỉnh gờ lan can b10 m 1.065

23 Kích thước mấu đỡ bản quá độ b11 m 0.3

Kích thước theo phương ngang cầu

STT Tên kích thước Ký hieọu ẹụn vò tính

2 Chiều rộng bệ mố (phương ngang caàu) c2 m 15.5

3 Bề rộng mố (phương ngang cầu ) c3 m 15.5

14.1.3 Tĩnh tải do trọng lượng bản thân mố

Tĩnh tải tiêu chuẩn gây ra bởi trọng lượng bản thân mố được tính như sau:

Vi : Thể tích các bộ phận kết cấu (m 3 ) γc: Trọng lượng riêng của bê tông: γc = 25 KN/m 3

- Thể tích các bộ phận kết cấu Vi: + Beọ moỏ:

+ Mấu đỡ bản quá độ:

Vmủ = (b11+ a9/2) a9 (c3 -2c1) = (0.3 + 0.3/2)x0.3x(15.5-2x0.5) = 1.9575 (m 3 ) + Tường cánh (phần đuôi):

Bảng tính toán tĩnh tải do trọng lượng bản thân mố

STT Tên kết cấu Thể tích Vi γc Trọng lượng Pi

4 Mấu đỡ bản quá độ 1.9575 25 48.94

14.1.4 Nội lực do trọng lượng bản thân mố

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

- Mô men tại tiết diện cần tính:

Pi: Các lực gây ra mômen tại tiết diện tính toán (kN) ei: Độ lệch tâm của điểm đặt lực so với trục trung hoà của mặt cắt cần tính toán

Qui ước dấu Moment: Mô men mang dấu dương khi hướng về phía nền đường, dấu âm khi hướng ra phía sông

- Độ lệch tâm ei của Pi so với trục trung hòa của mặt cắt A – A:

+ Mấu đỡ bản quá độ: emủ = ( 1 4 3 9 ) ( 7 1.5 1.3 0.3 )

+ Tường cánh (phần đuôi): etcd 2 2

+ Tường cánh (phần thân): etct = 1 0.1 2 7 0.1 3.5 1.65

Bảng tính nội lực cho tiết diện A-A bởi trọng lượng bản thân

STT Keỏt caỏu Tieỏt dieọn A-A

4 Mấu đỡ bản quá độ P4 48.938 -0.55 -26.91563

- Độ lệch tâm ei của Pi so với trục trung hòa của mặt cắt B – B:

+ Mấu đỡ bản quá độ: emủ = 3 9 1.3 0.3 0.8

Bảng tính nội lực cho tiết diện B-B bởi trọng lượng bản thân

STT Keỏt caỏu Tieỏt dieọn B-B

3 Mấu đỡ bản quá độ P4 48.9375 0.784 38.37

- Độ lệch tâm ei của Pi so với trục trung hòa của mặt cắt A – A:

+ Mấu đỡ bản quá độ: emủ = 0.35

Bảng tính nội lực cho tiết diện C-C bởi trọng lượng bản thân

STT Keỏt caỏu Tieỏt dieọn C-C

2 Mấu đỡ bản quá độ P4 48.94 0.38 18.60

14.2 Hoạt tải xe ô tô (LL) và tải trọng người đi (PL) 14.2.5 Hoạt tải xe trên kết cấu nhịp (LL):

Sơ đồ hoọat tải trên kết cấu nhịp

- Tung độ đường ảnh hưởng:

- Diện tích đường ảnh hưởng:

- Phản lực do hoạt tải gây ra:

Ri = Pi yi (Với Pi là tải trọng trục của xe tải và xe hai trục)

RL = PL WL (Với PL= 9.3 kN/m : tải trọng làn)

Bảng kết quả tính toán phản lực do hoạt tải xe và tải trọng làn

Tải trọng Vị trí Tung độ đường ảnh hưởng Tải trọng truùc

Xe hai truùc 1' 1 110 110 kN thieát keá 2' 0.964 110 106.04 kN

Xe tải HL93 thieát keá

Tải trọng làn WL 16.65 9.3 154.845 kN

Hoạt tải xe (LL) 668.15 kN

14.2.6 Tải trọng bộ hành (PL)

- Tải trọng bộ hành phải thiết kế cùng với hoạt tải xe thiết kế nhưng không xét xung kích cho hoạt tải làn Tải trọng làn có độ lớn phân bố đều

- Người trên lề bộ hành: q = 3x10 -3 Mpa = 3KN/m 2

- Trị số của tải trọng bộ hành: PL = qbng nng Ls/2 Trong đó: bng = 1.5m : Bề rộng lề người đi nng = 2 : Số lề người đi

Ls = 33.3 : Chiều dài nhịp tính toán

- 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 theo phương dọc cầu, và cách mặt cầu:1.8m

- Ở đây do gối di động đặt tại mố nên ta có: BR = 0

- 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

- FR được xác định như sau:

FR = fmaxN(kN) Trong đó:

+ fmax là hệ số ma sát giữa bê tông và gối cầu (di dộng) lấy hệ số là 0.3

+ N là phản lực gối do tĩnh tải và hoạt tải (không kể xung kích gây ra): = 6372 kN

- Lực ly tâm được lấy bằng tích số của các trọng lượng trục của xe tải hay xe hai trục với hệ số C lấy như sau:

Tốc độ thiết kế : v = 80km/h = 22m/s

Bán kính cong của làn xe: R = 4000m Đặt cách mặt xe chạy là 1.8m

=> Hệ số tính toán lực ly tâm: C = 0.02m

14.6 Tải trọng gió (WS,WL)

14.6.7 Tải trọng gió tác dụng lên công trình (WS)

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

PD = 0.0006V 2 At Cd >= 1.8At (KN)

V : Tốc độ gió thiết kế = 38 m/s

V25 : Tốc độ gió xét thêm = 25 m/s

VB : Tốc độ gió giật cơ bản trong 3 giây với chu kỳ xuất hiện 100 năm thích hợp với vùng tính gió tại vị trí cầu đang nghiên cứu

S: Hệ số điều chỉnh đối với khu đất chịu gió và độ cao mặt cầu theo quy định (3.8.1.1- 2) Độ cao mặt caàu S

At : Diện tích của kết cấu hay cấu kiện phải tính tải trọng gió ngang (m 2 )

Cd : Hệ số cản phụ thuộc vào tỷ số b/d = 1.2 b : Chiều rộng toàn bộ của cầu giữa các bề mặt lan can(mm) = 16400mm d : Chiều cao KCPT bao gồm cả lan can (mm) = 2292mm

Bảng tính toán tải trọng gió ngang WS xét tới mặt cắt A-A

Keát caáu ez At PD Mx PD25 Mx25

Bảng tính toán tải trọng gió ngang WS xét tới mặt cắt B-B

Keát caáu ez At PD Mx PD25 Mx25

- Tải trọng gió dọc: Đối với mố, trụ, kết cấu phần trên là giàn hay các dạng kết cấu khác có một bề mặt cản gió lớn song song với tim dọc của kết cấu thì phải xét tải trọng gió dọc Vì vậy ở đây ta không phải tính đến tải trọng gió dọc

14.6.8 Tải trọng gió tác dụng lên xe cộ (WL)

+ Áp lực gió ngang tác dụng lên xe cộ được lấy bằng 1.5 KN/m, tác dụng theo hướng nằm ngang, ngang với tim dọc kết cấu và đặt cách mặt đường: 1.8 m

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

+ Áp lực gió dọc tác dụng lên xe cộ được lấy bằng 0.75 KN/m, tác dụng theo hướng nằm ngang, song song với tim dọc kết cấu cầu và đặt cách mặt đường: 1.8m

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

14.6.9 Tải trọng gió thẳng đứng

+ Chỉ tính tải trọng này cho các trạng thái giới hạn không liên quan đến gió lên hoạt tải và chỉ tính khi lấy hướng gió vuông góc với trục dọc của cầu

+ Phải lấy tải trọng gió thẳng đứng PV tác dụng vào trọng tâm của diện tích thích hợp theo công thức:

V : Tốc độ gió thiết kế = 38m/s

AV : Diện tích phẳng của mặt cầu: AV = WxL/2 = 15.5x33.3/2 = 258.075m 2

=.> Trị số tải trọng thẳng đứng PV : PV = 279.5kN

14.7 Nội lực do trọng lượng đất đắp (EV)

- Chiều cao đất đắp sau mố: b8 = 4.345 m

- Chiều rộng mố chịu tác dụng của các lớp: c5 = c3 -2c1 = 15.5 – 2x0.5 = 14.5 m

- Diện tích tác dụng của các lớp: Stđ = c5 (a1 – a3 – a4) = 14.5x(7 – 1.3 – 1.5) = 60.9 m 2

- Chiều cao đắp đất trước mố: b12 = 1.5 m

- Chiều rộng đất đắp trước mố: a12 = 1.5 m

- Trọng lượng riêng của lớp đất đắp: γđ = 18 kN/m 3

- Độ lệch tâm ei so với trục trung hòa của mặt cắt A – A:

Bảng tính nội lực cho tiết diện A-A bởi trọng lượng đất đắp

1 Đất sau mố Ps = b8 Stđ γđ 4762.989 1.7 8097.08

14.8 Nội lực do áp lực đất (EH, LS) 14.8.10 Áp lực ngang của đất EH

Sơ đồ áp lực đất

- Áp lực ngang của đất đắp lên mố tính theo công thức:

đ : Trọng lượng riêng của đất đắp, đ = 18 kN/m 3

H : Chiều cao áp lực đất

HA : Chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện A-A, HA = 6.345m

HB : Chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện B-B, HB = 4.345m

HC : Chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện C-C, HC = 1.345m

K : Hệ số áp lực ngang của đất Đối với tường có dịch chuyển K được lấy bằng

Ka là hệ số áp lực chủ động của đất

 24 o : Góc ma sát giữa đất đắp và tường

= 0 o : Góc của đất đắp với phương nằm ngang

90 o : Góc của đất đắp sau tường với phương thẳng đứng

' = 35 o : Góc nội ma sát có hiệu

=> T = 3.124 => K = Ka = 0.235 Áp lực ngang lên mặt cắt A – A:

EHA = (ủ H 2 A Kc5)/2 = (186.345 2 0.23514.5)/2 = 1234.64 (KN) Áp lực ngang lên mặt cắt B – B:

EHB = (ủ H 2 B Kc5)/2 = (184.345 2 0.23514.5)/2 = 578.97 (KN) Áp lực ngang lên mặt cắt C – C:

EHC = (ủ H 2 C Kc5)/2 = (181.345 2 0.23514.5)/2 = 55.47 (KN) Độ lệch tâm của đất đắp lên mố so vơi mặt cắt A-A: eA = -1/3xHA = -1/3x6.345 = -2.12 (m) Độ lệch tâm của đất đắp lên mố so vơi mặt cắt B- B: eB = -1/3xHB = -1/3x4.345 = -1.45 (m) Độ lệch tâm của đất đắp lên mố so vơi mặt cắt C - C: eC = -1/3xHC = -1/3x1.345 = -0.45 (m)

Bảng tính toán nội lực do áp lực ngang của đất

Tiết diện Áp lực ngang của đất đáp lên tường (EH)

14.8.11 Áp lực ngang do hoặt tải sau mố LS

- Khi hoạt tải đứng sau mố trong phạm vi bằng chiều cao tường chắn, tác dụng của hoạt tải có thể thay bằng lớp đất tương đương có chiều cao heq

- Áp lực ngang do hoạt tải sau mố tính theo công thức:

Vị trí hợp lực đặt tại 0.5H heq: Chiều cao lớp đất tương đương phụ thuộc vào chiều cao tường chắn (m)

Bảng tính toán nội lực do áp lực ngang hoạt tải sau Mố

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

Ngoài Áp Lực ngang LS nói trên, còn phải tính đến Áp Lực thẳng đứng (VS) do lớp đất tương đương tác dụng tới mặt cắt A-A khi thiết kế mố Trị số VS được tính như sau:

Với: Chiều dài cột đất tương đương heq gây ra áp lực thẳng đứng xét tới mặt cắt A-A heq = 0.822m a1 – a3 – a4 = 4.2 m c5 = 14.5m

TỔ HỢP TẢI TRỌNG

Tổ hợp tải trọng theo công thức: Q =   i   i  Q i

BẢNG TÓM TẮT TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT A-A

TÊN TẢI TRỌNG  V Hx Hy M x My kN kN.m

Tính tải nhịp và mố (DC)  DC 11237.

7 Áp lực ngang của đất (EH) EH 1234.6

Tính tải đất đắp (EV) EV 5056.6

Hoạt tải xe ô tô (LL) LL 668.15 -

Lực hãm xe (BR) BR 0 0

Tải trọng người đi (PL) PL 149.85 -78.07 Áp lực ngang do hoạt tải sau mố (LS) LS 319.9 -

8 Áp lực thẳng đứng do hoạt tải sau mố

Gió lên công trình (WS)

Gió lên xe cộ (WL)

Lực ma sát (FR) FR 1911.6 -

Ghi chú: Giá trị WS, ngang cầu của hàng dưới là ứng với v = 25m/s

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT A-A Ứng với hệ số tải trọng max (Ghi chú:  A = LL,PR, PL, LS, VS)

DW  EH  EV  A  WS  WL  FR

KẾT QUẢ TỔ HỢP MAX

(kN) (kN) (kN) (kN•m) (kN•m)

Sử dụng 18454 3466.14 81.87 435.666 -9158.9 Ứng với hệ số tải trọng  min (Ghi chú:  A = LL,PR, PL, LS, VS)

DW  EH  EV  A  WS  WL  FR

KẾT QUẢ TỔ HỢP MIN

BẢNG TÓM TẮT TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT B-B

TÊN TẢI TRỌNG  V Hx Hy Mx My kN kN.m

Tính tải nhịp và mố (DC)  DC 5273.505 -450.53

Lớp phủ (DW) DW 357 76.76 Áp lực ngang của đất (EH) EH 578.97 -755

Hoạt tải xe ô tô (LL) EV 668.15 143.65

Lực hãm xe (BR) BR 0 0

Tải trọng người đi (PL) PL 149.85 32.22

Hoạt tải sau mố (LS) LS 271.56 -589.97

Gió lên công trình (WS)

Gió lên xe cộ (WL) Ngang caàu 24.975 219.09

Gió thẳng đứng (PV) WS 279.5 60.09

Lực ma sát (FR) FR 1911.6 -

Ghi chú: Giá trị WS, ngang cầu của hàng dưới là ứng với v = 25m/s

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT B-B Ứng với hệ số tải trọng max

Trạng thái giới hạn  DC  DW 

Ghi chuù:  B = LL,PR, PL, LS

Sử dụng 6532.36 2762.13 81.8712 403.272 -4153.3 Ứng với hệ số tải trọng  min

Trạng thái giới hạn  DC  DW  EH  B  WS  WL  FR

Ghi chuù:  B = LL,PR, PL, LS

BẢNG TÓM TẮT TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT C-C

TÊN TẢI TRỌNG  V Hx Hy Mx My

Tính tải mố (DC) DC 309.54 - - 0 18.6 Áp lực ngang của đất (EH) EH 55.47 - - -29.84

Hoạt tải sau mố (LS) LS 108.4 - - -72.9

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT C-C Ứng với hệ số tải trọng max

Hệ số tải trọng  V Hx Hy Mx My

 DC  EH  LS (kN) (kN) (kN) (kN•m) (kN•m)

PHÂN TÍCH TƯỜNG CÁNH

BẢNG TÓM TẮT TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT G1

TRỌNG Công thức tính Vy e Mz kN m kNm Áp lực ngang của đất (EH)

Ghi chú: heq = 1.628m : Chiều cao lớp đất tương đương với chiều cao tường là 0.845m e = a2/2 = 3.5/2 = 1.75m

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT G1 Ứng với hệ số tải trọng max

Sử dụng 1.00 1.00 25.65 44.89 Ứng với hệ số tải trọng min

BẢNG TÓM TẮT TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT G2

TÊN TẢI TRỌNG Công thức tính Qy e Mz kN m kNm Áp lực ngang của đất

(EH) Qy = Ka a2 a2 ủ (b5 - b1 - 2a2/3)0.5 52.12 1.167 60.82 Hoạt tải sau mố (LS) Qy= Ka đ heq a2 a2/2 35.88 1.167 41.87

Ghi chú: heq = 1.385m : Chiều cao lớp đất tương đương với chiều cao tường là 2.595 m e = a2/3 = 3.5/3 = 1.167m

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT G2 Ứng với hệ số tải trọng max

BẢNG TÓM TẮT TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT H3

TRỌNG Công thức tính Vy e Mz kN m kNm

1 Áp lực ngang cuûa đất (EH)

2 Hoạt tải sau moỏ (LS) Qy = Ka ủ heq a2 a2/2 29.56 1.167 34.49

Ghi chú: heq = 1.141m : Chiều cao lớp đất tương đương với chiều cao tường là 4.345m

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT H3 Ứng với hệ số tải trọng max

KIỂM TOÁN CÁC MẶT CẮT

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT B-B

Sử dụng 6532.36 2762.13 81.8712 403.272 -4153.3 a Kích thước mặt cắt kiểm toán

- Chiều rộng mặt cắt: bw = 15500 mm

- Chiều cao mặt cắt: h = 1300 mm

- Cường độ chịu nén của bê tông f’c = 30 MPa

- Cường độ thép: fy = 420 MPa b Tổ hợp dùng để kiểm toán: Trạng thái giới hạn cường độ I

 Kieồm tra caỏu kieọn chũu uoỏn theo hai phửụng:

- Trị số tải trọng dọc trục tính toán: N = 6532 kN

- Nếu lực tính toán dọc trục nhỏ hơn 0,1..f'c.Ag thì kiểm tra theo công thức sau:

- Nếu lực tính toán dọc trục không nhỏ hơn 0,1..f'c.Ag thì kiểm tra theo công thức:

Po = 0,85.f'c.(Ag – Ast) + Ast.fy (N)

Hệ số sức kháng = 0,75 với cấu kiện chịu nén dọc trục

Prxy : Sức kháng dọc trục tính toán khi uốn theo hai phương (N)

Prx : Sức kháng dọc trục tính toán khi chỉ có độ lệch tâm ey (N)

Pry : Sức kháng dọc trục tính toán khi khi chỉ có độ lệch tâm ex (N)

Ag : Diện tích mặt cắt nguyên (mm 2 )

Ast : Giới hạn chảy quy định của cốt thép (Mpa)

- Kiểm tra giá trị 0,1..f'c.Ag so với lực dọc trục:

 f'c = 30 Mpa: Cường độ quy định của bê tông, tuổi 28 ngày

Ag = hxbW = 1.3x15.5 = 20.15 m 2 : Diện tích mặt cắt nguyên

=> Kiểm toán theo công thức (1 – a)

- Mrx : Sức kháng uốn tính toán theo trục y (phương ngang cầu)

Mrx = .Asx.fy.(dsy – ay/2)

- Mry : Sức kháng uốn tính toán theo trục x (phương dọc cầu)

Mry = .Asy.fy.(dsx – ax/2) Trong đó:

 : Hệ số sức kháng, với cấu kiện chịu uốn: 

Chọn thép theo phương ngang cầu : 2016@150 => Asy = 4021mm 2 Chọn thép theo phương dọc cầu : 10416@150 => Asx = 20910mm 2 fy = 420 Mpa : Cường độ thép dc: Chiều dày lớp phủ bê tông: dc = 75 mm : Phương dọc cầu dc = 75 mm : Phửụng ngang caàu ds : Chiều cao có hiệu của mặt cắt:

+ Phửụng ngang: dsy = 15500 – 75 – 16/2 = 15417 mm a= c1 : Chiều dày của khối ứng suất tương đương

1 : Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất:

 + Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén theo phương dọc:

+ Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén theo phương ngang:

=> Trị số sức kháng uốn tính toán:

Mrx = .Asy.fy.(dsy – ay/2) = 0.9x4021x10 -6 x420x10 3 x(15.417 – 0.195/2) = 23284 kN.m + Phương dọc:

Mry = .Asx.fy.(dsx – ax/2) = 0.9x20910x10 -6 x420x10 3 x(1.217 – (4.276*10^-3)/2) = 9602 kN.m

- Mux : Mô men tính toán theo trục y : Mux = 0 KNm

- Muy : Mô men tính toán theo trục x: Muy = 4991KNm(xem bảng tổ hợp tải trọng)

- Đối với kết cấu chịu nén dọc trục, khi lực nén dọc tác dụng lệch tâm, biến dạng do tải trọng sẽ làm tăng độ lệch tâm của lực dọc so với trọng tâm của kết cấu gây hiệu ứng độ mảnh Vì vậy khi tính kết cấu chịu nén dọc cần phải xác định tỷ số độ mảnh K.Lu/r

Trong đó r là bán kính quán tính: x x r I

 A + Diện tích mặt cắt ngang : A = bxh = 15.5x1.3= 23.25 m 2

+ K = 2 : Hệ số chiều dài hữu hiệu

+ Lu = b6 + b7 = 3 + 1.345 = 4.345m : Chiều dài thanh chịu nén

=> Tỷ số độ mảnh theo phương ngang:

=> Bỏ qua hiệu ứng độ mảnh

=> Tỷ số độ mảnh theo phương dọc:

Kết quả kiểm toán theo công thức (1 – a)

TTGH Mux Muy Mrx Mry

Kết luận kNm kNm kNm kNm

 Kieồm tra caỏu kieọn chũu caột:

Kiểm toán theo công thức: Vu ≤ Vn = Vr

- Dieọn tớch coỏt theựp ngang: khoõng boỏ trớ coỏt theựp ngang => Av = 0 mm 2

- Vu là lực cắt tính toán: Vu = 8420 KN

- Vn là sức kháng danh định: Sức kháng danh định Vn phải được lấy trị số nhỏ hơn của:

Vc : Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông: Vc = 0.083 f b d' c v v

Vs : Sức kháng cắt của cốt thép ngang s sin ) g cot g (cot d f

 bv = bw = 15.5m: Bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chieàu cao dv dv = 1.217m: Chiều cao chịu cắt hữu hiệu

 = 2 : Hệ số biểu thị khả năng của bê tông bị nứt chéo truyền lực

 : Góc nghiêng của ứng suất nén chính 45 0

 : Góc ngang của cốt thép nghiêng đối với trục dọc :   0 0

Av : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm 2 ) Av = 0 mm 2

- Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông:

- Sức kháng cắt của cốt thép ngang :

=> Lấy sức kháng cắt danh định: Vn = Vn1 = 17151 kN

=> Sức kháng cắt tính toán : Vr = vVn = 0.9x17151 = 15435 kN

Kieồm tra: Vu = 8420 kN < Vr = 15435 kN

Kết luận: Tiết diện đủ sức kháng cắt

Tổ hợp dùng để kiểm toán: Trạng thái giới hạn sử dụng

- Ứng suất trong cốt thép chịu kéo ở trạng thái giới hạn sử dụng không được vượt quá 0,6fy

Diện tích cốt thép đặt trong 15500mm là:

                   Mômen quán tính của tiết diện :

  Ứng suất cho phép trong cốt thép :

Thông số bề rộng vết nứt : Z#000 N/mm

Mặt khác ta lại có : 0.6fy = 0.6x420 = 252 Mpa Theo điều kiện khả năng chịu nứt:

Vậy thoả mãn điểu kiện kiểm toán nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT C-C

Sử dụng 309.54 163.87 0 0 -84.14 a Kích thước mặt cắt kiểm toán

- Chiều dày lớp phủ bê tông: dc = 75 mm

 Kieồm tra caỏu kieọn chũu uoỏn:

- Công thức kiểm toán: Mu   Mn  Mr

Mr : Sức kháng uốn tính toán (N.mm)

- Chọn thép 10416@150 => As = 20910mm2 fy = 420 Mpa.- Cường độ thép dc: Chiều dày lớp phủ bê tông: dc = 75mm.- ds : Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 500 – 75 – 16/2 = 417 mm.- a= c1 : Chiều dày của khối ứng suất tương đương.

 + Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén:

Mr = .As.fy.(ds – a/2) = 3208 kN.m

Mu : Mô men tính toán: Mu = 149 KNm(xem bảng tổ hợp tải trọng)

Vậy cốt thép dọc đủ sức kháng uốn

+ Kiểm tra giới hạn cốt thép:

0.42 e c d  Trong đó: c là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trục trung hoà: c = 26.45 mm de làkhoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lực kéo cuûa coát theùp chòu keùo, de = ds = 417mm

- Lượng cốt thép tối thiểu : Đối với cấu kiện không cốt thép dự ứng lực thì lượng cốt thép tối thiểu quy định ở đây có thể coi là thỏa mãn nếu: min 0.03 ' c y

 f Điều kiện hàm lượng cốt thép tối thiểu thỏa mãn

 Kieồm tra caỏu kieọn chũu caột

Kiểm toán theo công thức: V ≤ Vn

- Dieọn tớch coỏt theựp ngang: khoõng boỏ trớ coỏt theựp ngang => Av = 0 mm 2

- Vu là lực cắt tính toán: Vu = 272.9 KN

- Vn là sức kháng danh định:

Sức kháng danh định Vn phải được lấy trị số nhỏ hơn của:

Vc : Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông

 bv = bw = 15.5m: Bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chieàu cao dv dv = 0.417 m: Chiều cao chịu cắt hữu hiệu

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

 : Góc nghiêng của ứng suất nén chính :  45 0

 : Góc ngang của cốt thép nghiêng đối với trục dọc

Av = 0 : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm 2 )

- Sức kháng cắt của cốt thép ngang : Vs = 0 kN

=> Lấy sức kháng cắt danh định: Vn = 5876 kN

Kieồm tra: Vu = 272.9 kN < Vr = 5288 kN

 Kiểm tra nứt Tổ hợp dùng để kiểm toán: Trạng thái giới hạn sử dụng

- Ứng suất trong cốt thép chịu kéo ở trạng thái giới hạn sử dụng không được vượt quá 0,6fy (ủieàu 5.7.3.4 – 22 TCN 272 – 05)

Ms = 84 kN.m Lớp bảo vệ: a75mm Khoảng cách từ mép bêtông chịu kéo đến trọng tâm cốt thép:

Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép chịu nén của bê tông là: d s   t s a 1 500 83 417mm Diện tích cốt thép đặt trong 17000mm là:

Mặt khác ta lại có :

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT G1

Sử dụng 25.65 44.89 a Kích thước mặt cắt kiểm toán

Mr = .As.fy.(ds - a/2) Trong đó:

Chọn thép 1016 => As = 2010 mm 2 fy = 420 Mpa : Cường độ thép dc: Chiều dày lớp phủ bê tông: dc = 50mm ds : Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 500 – 50 – 16/2 = 442 mm a= c1 : Chiều dày của khối ứng suất tương đương

+ Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén:

Mr = .As.fy.(ds – a/2) = 328.7 kN.m

Mu : Mô men tính toán: Mu = 76.25 KNm(xem bảng tổ hợp tải trọng)

0.42 e c d  Trong đó: c là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trục trung hoà: c = 22.3mm de làkhoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lực kéo cuûa coát theùp chòu keùo, de = ds = 442mm

Lượng cốt thép tối thiểu đối với cấu kiện không cốt thép dự ứng lực được quy định để đảm bảo an toàn và độ bền của cấu kiện Theo quy định, lượng cốt thép này phải thỏa mãn giá trị tối thiểu bằng 0,03 lần chiều cao hữu hiệu của tiết diện kết hợp với cường độ chịu kéo cho phép của thép (0,03 ' c y).

- Dieọn tớch coỏt theựp ngang: Av = 0 mm 2

 bv : Bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao dv dv : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu

Av : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm 2 )

=> Lấy sức kháng cắt danh định:

=> Sức kháng cắt tính toán :

Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép chịu nén của bê tông là: d s t s a 1 50058442mm

Mặt khác ta lại có : 0.6fy = 0.6x420 = 252 Mpa

Theo điều kiện khả năng chịu nứt: 55.51 228

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT G2

- Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 442 mm

Diện tích thép As của tiết diện là 4021 mm2 với thép 2016 có cường độ thép fy = 420 Mpa Chiều dày lớp phủ bê tông dc là 50mm, chiều cao có hiệu của mặt cắt ds là 442 mm Chiều dày của khối ứng suất tương đương a được xác định theo công thức a = c1 với c là chiều cao của khối nén tương đương và 1 là hệ số sức chịu nén của khối bê tông.

 + Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén:

=> Trị số sức kháng uốn tính toán: Mr = .As.fy.(ds – a/2) = 657 kN.m

Mu : Mô men tính toán: Mu = 246.7 KNm(xem bảng tổ hợp tải trọng)

Kieồm tra: Mu = 246.7 kN.m < Mr = 657 kN.m Vậy cốt thép dọc đủ sức kháng uốn

- Vu là lực cắt tính toán: Vu 0.97 KN

 : Góc nghiêng của ứng suất nén chính   45 0

- Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông: Vc = 1406 kN

Ms = 154 kN.m Lớp bảo vệ: a50mm Khoảng cách từ mép bêtông chịu kéo đến trọng tâm cốt thép:

Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép chịu nén của bê tông là: d s t s a 1 50058442mm Diện tích cốt thép đặt trong 3500mm là:

Mặt khác ta lại có :

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT H3

- Chiều dày lớp phủ bê tông: dc P mm

- Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 442 mm

- Công thức kiểm toán: MuMnMr

Mr = .As.fy.(ds - a/2) Trong đó:

Chọn thép đường kính 20mm, tiết diện thép là 4021 mm2, cường độ thép fy = 420 MPa Chiều dày lớp phủ bê tông dc = 50mm Chiều cao có hiệu của mặt cắt ds = 500 – 50 – 16/2 = 442 mm Chiều dày của khối ứng suất tương đương là a = cβ1.

+ Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén:

Mr = .As.fy.(ds – a/2) = 657 kN.m

Mu : Mô men tính toán: Mu = 204.52 KNm (xem bảng tổ hợp tải trọng)

Kieồm tra: Mu = 204.52 kN.m < Mr = 657 kN.m

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

- Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông: Vc = 1406 kN

Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép chịu nén của bê tông là: d s   t s a 1 500 58 442mm

Vậy thoả mãn điểu kiện kiểm toán nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng.

THIẾT KẾ TRỤ CẦU VÀ MÓNG TRỤ

SỐ LIỆU CHUNG

- Chiều dài dầm chủ nhịp : 33.3m

- Khoảng hở 1.70m giữa 2 đầu dầm của 2 nhịp cạnh nhau được giải quyết bằng chiều rộng mũ trụ kết hợp đổ bản mặt cầu lên trên.

SỐ LIỆU THIẾT KẾ TRỤ T1

19.1 Số liệu kết cấu phần trên

Hạng mục Kí hiệu Giá trị Đơn vò

Chiều dài dầm chính nhịp 2 L 33.3 m

Chiều cao gờ đỡ lan can hglc 0.257 m

Chieàu cao lan can hlc 1.15 m

Số làn xe thiết kế n 3 Làn

Heọ soỏ xung kớch IM 0.33

Trọng lượng riêng bêtông  c 24.5 kN/m²

Trọng lượng riêng nước n 10 kN/m³

Lớp phủ mặt cầu DW 0.05 m

•Số lượng dầm ngang ndn 12 Dầm

•Diện tích của một dầm ngang Fdn 1.15 m 2

•Chiều rộng dầm ngang dọc cầu bdn 0.8 m

•Diện tích của gờ lan can Fglc 0.27 m 2

Số lượng gối cầu ng 7 Chiếc

•Chiều cao từ đáy dầm tính đến lớp phuû h 1.73 m

Số liệu đặc trưng dầm Super T

- Diện tích mặt cắt ngang giữa nhịp A 0.57 m 2

- Diện tích mặt cắt ngang đoạn dầm đặc A1 1.468 m 2

- Diện tích mặt cắt ngang đoạn dầm cắt khấc A0 0.726 m 2

- Chiều dài đoạn dầm đặc L1 1.2 m

- Chiều dài đoạn dầm cắt khấc L0 0.8 m

- Chiều dài đoạn dầm còn lại L 30 m

- Diện tích dầm ngang đầu dầm Fdn 1.15m 2

XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN TRỤ

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

- Lực theo phương dọc cầu: Hy

- Lực theo phương ngang cầu: Hx

Các lực này sẽ sinh ra các lực cắt, lực dọc, momen Mx; My

20.1.1 Tĩnh tải (DC) và lớp phủ (DW): kết cấu phần trên

- Lớp bê tông tạo dốc:

Bảng kết quả tĩnh tải kết cấu phần trên

•Lớp bê tông tạo dốc 0 kN

Tổng tĩnh tải DC 3363.8 kN

Trọng lượng lớp phủ mặt cầu

20.1.2 Tĩnh tải do trọng lượng bản thân trụ: kết cấu phần dưới

 Kích thước hình học của trụ

Số liệu kích thước hình học theo phương ngang cầu

T Tên kích thước Ký hiệu Giá trị Đơn vò

1 Bề rộng xà mũ trụ bh 15.5 m

2 Bề rộng cánh hẫng xà mũ trụ b1 2.15 m

6 Chiều cao xà mũ trụ h2 0.8 m

7 Bề rộng thân trụ bc 11.2 m

8 Bề rộng ở giữa thân trụ bc1 5 m

9 Bề rộng ở 2 đầu thân trụ bc2 3.1 m

10 Chieàu cao thaõn truù hc 7.4 m

11 Khoảng cách từ MĐTN đến đáy móng hd 2.75 m

12 Khoảng cách từ MNTC đến đáy móng hn 5.65 m

15 Chieàu cao taám theùp keâ goái h3 0.285 m

16 Bề rộng tấm thép kê gối b3 0.700 m

17 Số lượng gối cầu n 7 Chiế c

Kích thước theo phương dọc cầu

STT Tên kích thước Ký hieọu

Giá trò ẹụn vò tính

1 Bề rộng xà mũ trụ dh 3.2 m

2 Bề rộng mũ trụ db 1.6 m

3 Bề rộng ở giữa thân trụ dc1 1.4 m

4 Bề rộng ở 2 đầu thân trụ dc2 1.8 m

6 Bề rộng tấm thép kê gối d3 0.65 m

 Tính toán vị trí tim các gối cầu trên trụ:

Dưới tác dụng của tải trọng do tĩnh tải tiêu chuẩn của kết cấu nhịp, trụ chịu nén đúng taâm

R1 và R2: Phản lực gối của nhịp 1 và nhịp 2 do tĩnh tải tiêu chuẩn e1, e2: Khoảng cách từ đường tim trụ đến tim của hai gối

Chiều “+” của mômen Mx lấy hướng vào nhịp lớn

 Tĩnh tải do trọng lượng bản thân Trụ:

Tĩnh tải tiêu chuẩn gây ra bởi trọng lượng bản thân trụ được tính như sau:

Trong đó: Vi : Thể tích các bộ phận kết cấu (m 3 )

c: Trọng lượng riêng của bê tông: c = 25 KN/m 3

- Thể tích các bộ phận kết cấu Vi:

+ Thaõn truù: Vtht = (2bc2 dc2 + bc1 dc1) hc = (2x3x1.8 + 5.2x1.4)x7.4 = 133.79 (m 3 )

+ Xà mũ trụ: Vmt = h1 db (bh – 0.3) + h2 dh bh = 1.085x1.6x15.5 + 0.8x3.2x15.5 = 66.59 (m 3 )

Phần hẫng của xà mũ trụ: V =h1*db*b1+h2*dh*b1= 1.085x1.6x2.15 + 0.8x3.2x2.15 9.236 m 3

Trọng lượng phần cánh hẫng xà mũ: P = cV = 25x9.236 = 230.9 kN

Cánh tay đòn đối với mặt cắt hẫng: e = 2.15/2 = 1.075

Đá kê gối được chế tạo từ thép tấm kích thước 285x700x650, liên kết với mũ trụ bằng bu lông và lót bằng vữa Sika 214 – 11 phía dưới Thông tin chi tiết cấu tạo đá kê gối được thể hiện trong bản vẽ gối đính kèm.

Bảng tính toán tĩnh tải do trọng lượng bản thân trụ

STT Tên kết cấu Thể tích Vi c Trọng lượng Pi

Bảng tổng hợp tĩnh tải tại 2 mặt cắt

Stt Hạng mục Đỉnh móng (kN) Đáy móng (kN)

Mômen tiêu chuẩn do tấm thép kê gối đối với mặt cắt đỉnh bệ:

20.2 Hoạt tải xe ô tô (LL) và tải trọng người đi (PL) 20.2.1 Hoạt tải xe trên kết cấu nhịp (LL)

- Tung độ đường ảnh hưởng:

- Diện tích đường ảnh hưởng của tải trọng làn:

- Phản lực gối do hoạt tải gây ra:

Ri = Pi yi .n lan (Với Pi là tải trọng trục của xe tải và xe hai trục)

RL = PL WL (Với PL= 9.3 kN/m : tải trọng làn)

Bảng kết quả tính toán phản lực do hoạt tải xe và tải trọng làn

Tải trọng Vị trí Tung độ đường ảnh hưởng Tải trọng trục Phản lực gối

Xe hai truùc thieát keá

Xe tải HL93 thieát keá

Tải trọng làn WL 34.575 9.3 964.64 kN

Do xe hai trục 648.55 kN

- Hoạt tải trên kết cấu nhịp:

LL = 0.9[(1 + IM)Rxetk + Rlan] = 0.9x[(1+0.33)x1284.49 + 964.64) = 2405.71 kN

- Momen của phản lực gối do hoạt tải xe đối với mặt cắt đỉnh trụ:

20.2.2 Tải trọng bộ hành (PL)

- Tải trọng tiêu chuẩn người đi bộ: q = 3x10 -3 Mpa = 3KN/m 2

- Tải trọng: P = qxWPL (Với WPL: Diện tích đ.a.h của tải trọng người bộ hành)

 Trường hợp người đi trên cả hai lề trên cả hai nhịp:

- Phản lực gối do tải trọng người đi bộ: PLt = qxWPL/2 = 3x34.575/2 = 51.86 kN

- Momen do phản lực gối: Mx = -51.86x1.225 + 51.86x1.225 = 0 kN.m

 Trường hợp người đi trên cả 2 lề trên nhịp phải:

- Phản lực gối do tải trọng người đi bộ:

- Momen do phản lực gối: Mx = 51.86xe2 = 51.86x1.225 = 63.53 kN.m

 Trường hợp người đi trên 1 lề trên cả 2 nhịp (Xếp lệch tâm):

- Phản lực gối do tải trọng người đi bộ:

- Momen của phản lực gối do hoạt tải người đối với mặt cắt đỉnh trụ:

Với e = 6.85 m: Khoảng cách từ tim lề bộ hành đến tim trụ

20.2.3 Xếp hoạt tải theo phương ngang cầu để xác định nội lực trên đỉnh trụ

Tạo các trường hợp đặt hoạt tải để xuất hiện các nội lực lớn nhất tại các mặt cắt

Xếp tải để momen đạt giá trị lớn nhất tại mặt cắt trên đỉnh trụ, bằng cách tạo cho phản lực trên gối tựa V1 (hoặc V8) đạt giá trị lớn nhất, sơ đồ xếp tải:

Sk = 0.925m : Khoảng cách từ tim gối 1 đến mép trong gờ lan can

- Theo đ.a.h phản lực tại gối 1, ta có:

- Theo đ.a.h phản lực tại gối 2, ta có:

+ Momen của phản lực gối V1 và V2 đối với mặt cắt hẫng của xà mũ trũ:

Cánh tay đòn của V1 và V2

+ Momen của phản lực gối V1 và V2 đối với mặt cắt đỉnh trụ:

Cánh tay đòn của V1 và V2:

- Lấy bằng 25% tổng trọng lượng các trục xe tải hay xe hai trục thiết kế trên tất cả các làn xe chạy cùng một hướng Lực hãm được phân bố đều cho 8 gối tựa

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

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

Tại mỗi gối tựa lực hãm tạo một cặp lực:

Khoảng cách từ mặt cầu đến mặt cắt đỉnh trụ:

Mômen đối với mặt cắt đỉnh trụ:

Mx = 207.19x(2.075+ 1.8) = 802.86 kN.m Khoảng cách từ mặt cầu đến mặt cắt đỉnh bệ:

Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ:

Mx = 207.19x(9.475+ 1.8) = 2336.07 kN.m Khoảng cách từ mặt cầu đến đáy bệ:

Mômen đối với mặt cắt đáy bệ:

- Lực ly tâm được lấy bằng tích số của các trọng lượng trục của xe tải hay xe hai trục với hệ số C lấy như sau:

Tốc độ thiết kế : v = 80km/h = 22m/s

Gia tốc trọng lực: g = 9.81m/s 2 Bán kính cong của làn xe: R = 0m Đặt cách mặt xe chạy là hCE = 1.8m

=> Hệ số tính toán lực ly tâm: C = 0.02m

=> Lực ly tâm: CE = 4xCxmx(2x145+35) = 4x0.02x0.85x(2x145+35) = 22.1 KN

Tại mỗi gối tựa lực ly tâm tạo một cặp lực:

Khoảng cách từ mặt cầu đến mặt cắt đỉnh trụ:

Và một mômen đối với mặt cắt đỉnh trụ:

Khoảng cách từ mặt cầu đến mặt cắt đỉnh bệ:

Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ:

Khoảng cách từ mặt cầu đến đáy bệ:

Mômen đối với mặt cắt đáy bệ:

Cầu được thiết kế với cấp đường sông cấp III, nên theo điều 3.14.2 ta có :

+ Tải trọng va tàu đối với tàu tự hành:

Vận tốc va tàu thiết kế : V = 2.5 + Vs = 2.5 + 2.56 = 5.06 m/s

Lực va tàu vào trụ theo phương ngang cầu:

Lực va tàu vào trụ theo phương dọc cầu: = 0.5Ps = 5360.5 kN Điểm đặt của lực : Cách mặt cắt đỉnh móng : MNTT – CĐIM = 2.87 – 1.89 = 0.98m

Cách mặt cắt đáy móng : MNTT – CĐAM = 2.87 + 0.11 = 2.98 m

Momen của lực va ngang tại đỉnh bệ: My = 10721x0.98 = 10506 kN.m

Momen của lực va ngang tại đáy bệ: My = 10721x2.98 = 31948 kN.m

Momen của lực va dọc tại đỉnh bệ: Mx = 5360.5x0.98 = 5253 kN.m

Momen của lực va doc tại đáy bệ: Mx = 5360.5x2.98 = 15974 kN.m + Tải trọng va đối với xà lan :

Năng lượng va tàu : KE = 500CH M V 2 Với : CH = 1.05: hệ số khối lượng thuỷ động học

M : lượng nước rẽ cuả tàu, giả sử lượng nước rẽ tàu M = 400Mg

V =1.6+2.56 = 4.16 m/s => KE = 3634176 (joule) Chiều dài hư hỏng của mũi xà lan : mm 662 ) 1 KE 10 3 1 1 3100 a B     7  

Lực va của xà lan vào trụ theo phương ngang cầu:

PB = 6 10 6 +1600aB q98kN Lực va của xà lan vào trụ theo phương dọc cầu: 0.5PB = 0.5x7198 = 3599kN Điểm đặt của lực : Cách mặt cắt đỉnh móng : MNTT – CĐIM = 2.87 – 1.89 = 0.98m Cách mặt cắt đáy móng : MNTT – CĐAM = 2.87 + 0.11 = 2.98 m Momen của lực va ngang tại đỉnh bệ: My = 7198x0.98 = 7054 kN.m

Momen của lực va ngang tại đáy bệ: My = 7198x2.98 = 21450 kN.m Momen của lực va dọc tại đỉnh bệ: Mx = 3599x0.98 = 3527 kN.m Momen của lực va dọc tại đáy bệ: Mx = 3599x2.98 = 10725 kN.m

20.6 Tải trọng gió (WS,WL)

KẾT CẤU HỨNG GIÓ Kí hieọu ẹụn vò m

Chiều cao dầm và bề dày lớp phủ hg 1.8

Chiều cao toàn bộ kết cấu trên hs 3.15

Chiều cao gối cầu và thép kê gối hb 0.36

Chiều cao xà mũ hcb 1.9

Khoảng cách từ đáy dầm đến trọng tâm chắn gió của kết cấu phần trên hcg 1.575

Chieàu cao thaõn truù hc 7.4

Bề rộng xà mũ bh 15.5

Bề rộng thân trụ bc 11.2

20.6.1 Tải trọng gió tác dụng lên công trình (WS)

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

PD = 0.0006V 2 At Cd >= 1.8At (KN)

V : Tốc độ gió thiết kế = 38 m/s

V25 : Tốc độ gió xét thêm = 25 m/s

VB : Tốc độ gió giật cơ bản trong 3 giây với chu kỳ xuất hiện 100 năm thích hợp với vùng tính gió tại vị trí cầu đang nghiên cứu

S: Hệ số điều chỉnh đối với khu đất chịu gió và độ cao mặt cầu theo quy định (3.8.1.1-

At : Diện tích của kết cấu hay cấu kiện phải tính tải trọng gió ngang (m 2 )

Cd : Hệ số cản phụ thuộc vào tỷ số b/d b : Chiều rộng toàn bộ của cầu giữa các bề mặt lan can(mm) = 15000mm d : Chieàu cao KCPT (mm) = 3150mm

Diện tích của các bộ phận hứng gió và cánh tay đòn đến các mặt cắt tính duyệt:

Z1 : Cánh tay đòn tính từ điểm đặt lực đến đỉnh trụ

Z2 : Cánh tay đòn tính từ điểm đặt lực đến đỉnh bệ

Z3 : Cánh tay đòn tính từ điểm đặt lực đến đáy bệ

 Tải trọng gió ngang tương ứng với MNTT = 2.87m

At = (CẹIM + hc – MNTT)xdc2 = (1.89 + 7.4 – 2.87)x1.8 = 11.56 m 2

Bảng tính toán tải trọng gió ngang WS với V = 38 m/s và cánh tay đòn Z i

Bảng kết quả tải trọng gió ngang WS với V = 25 m/s và cánh tay đòn Z i

Bảng kết quả tính momen do tải trọng gió ngang ứng với MNTT

(kN.m) Đỉnh trụ Đỉnh bệ Đáy bệ Keát caáu nhòp 192.78 3.84 11.24 13.24 739.31 2165.88 2551.44

Tải trọng gió tác dụng lên kết cấu nhịp tạo một lực tại mỗi gỗi là:

 Tải trọng gió ngang tương ứng với MNTN = 1.1m, cao độ mặt đất tự nhiên sau xói MĐTN = 6.3m

At = (CẹIM + hc – MẹTN)xdc2 = (1.89 + 7.4 – 6.3)x1.8 = 5.38m 2

Bảng kết quả tính momen do tải trọng gió ngang ứng với MNTN

(kN.m) Đỉnh trụ Đỉnh bệ Đáy bệ Keát caáu nhòp 192.78 3.84 11.24 13.24 739.3 2165.9 2551.4

- Tải trọng gió dọc: Đối với mố, trụ, kết cấu phần trên là giàn hay các dạng kết cấu khác có một bề mặt cản gió lớn song song với tim dọc của kết cấu thì phải xét tải trọng gió dọc Vì vậy ở đây ta không xét đến tải trọng gió dọc

20.6.2 Tải trọng gió tác dụng lên xe cộ (WL)

+ Áp lực gió ngang tác dụng lên xe cộ được lấy bằng 1.5 KN/m, tác dụng theo hướng nằm ngang, ngang với tim dọc kết cấu và đặt cách mặt đường: 1.8 m

+ Trị số tải trọng gió ngang tác dụng lên xe cộ: WLN = 1.5xL = 1.5x34 = 51 KN

+ Tại mỗi vị trí gối tựa dầm tác dụng một lực: 51/7 = 7.29 kN

+ Điểm đặt lực cách đỉnh trụ là : Z1 = 3.84m

+ Momen của lực gió ngang đối với mặt cắt đỉnh trụ :My = 51x(3.84+1.8) = 287.6 kN.m

+ Khoảng cách từ mặt cầu đến mặt cắt đỉnh bệ: Z2 = Z1 + 7.4 = 3.84 + 7.4 = 11.24 m

+ Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ: My = 51x(11.24+ 1.8) = 665.04 kN.m

+ Khoảng cách từ mặt cầu đến đáy bệ: Z3 = Z2 + 2 = 13.24 m

+ Mômen đối với mặt cắt đáy bệ: My = 51x(13.24 + 1.8) = 767.04 kN.m

+ Áp lực gió dọc tác dụng lên xe cộ được lấy bằng 0.75 KN/m, tác dụng theo hướng nằm ngang, song song với tim dọc kết cấu cầu và đặt cách mặt đường: 1.8m

+ Bề rộng mặt đường xe chạy là: B = 12m

+ Trị số tải trọng gió dọc tác dụng lên xe cộ : WLD = 0.75x12 = 9 kN

+ Momen của lực gió dọc đối với mặt cắt đỉnh trụ :

+ Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ:

+ Mômen đối với mặt cắt đáy bệ:

20.6.3 Tải trọng gió thẳng đứng

Tải trọng này chỉ được tính khi cầu chịu trạng thái giới hạn không liên quan đến lực gió lên hoạt tải và chỉ áp dụng cho hướng gió vuông góc với trục dọc của cầu.

+ Phải lấy tải trọng gió thẳng đứng PV tác dụng vào trọng tâm của diện tích thích hợp theo công thức:

Với cầu thiết kế, hướng gió không vuông góc với trục dọc của cầu:

=.> Trị số tải trọng thẳng đứng PV : PV = 0kN

20.7 Tải trọng nước 20.7.1 Áp lực nước tĩnh (WA)

- Tính tại mặt cắt đỉnh bệ:

+ Chiều cao cột nước từ MNTT đến mặt cắt đỉnh bệ h1: h1 = MNTT – CẹIM = 2.87 – 1.89 = 0.98 m

n: Trọng lượng riêng của nước: n = 10 KN/m 3 + Vị trí đặt lực tính từ mặt cắt đang xét:

+ Momen đối với mặt cắt đỉnh bệ:

- Tính tại mặt cắt đáy bệ:

+ Chiều cao cột nước từ MNTT đến mặt cắt đáy bệ h2: h2 = MNTT – CẹAM = 2.87 – 0.11 = 2.76 m

n: Trọng lượng riêng của nước: n = 10 KN/m 3 + Vị trí đặt lực tính từ mặt cắt đang xét:

+ Momen đối với mặt cắt đáy bệ:

- Tính tại mặt cắt đỉnh trụ:

 Ứng với MNTN = 1.1 m Áp lực nước tĩnh tại các mặt cắt: WA = 0kN

- Tính tại mặt cắt đỉnh trụ:

B1 = - nh1Aủib = -10x0.98x(2xbc2xdc2 + bc1xdc1) = -10x0.98x(2x3.1x1.8 + 5x1.4) = -177.97 kN

n: Trọng lượng riêng của nước: n = 10 KN/m 3

Ađib: Diện tích tại mặt cắt ngang đỉnh bệ

+ Chiều cao cột nước từ MNTT đến mặt cắt đáy bệ h2: h2 = MNTT – CẹAM = 2.87 – 0.11 = 2.76 m

n: Trọng lượng riêng của nước: n = 10 KN/m 3

Ađab: Diện tích mặt cắt ngang của bệ trụ

20.7.3 Áp lực dòng chảy: tương ứng với MNTT

 Áp lực dòng chảy theo phương dọc Áp lực dòng chảy tác dụng theo phương dọc tính theo công thức: p = 5.14x10 -4 CDV 2

Trong đó: p : Áp lực của nước chảy (Mpa)

CD : Hệ số cản của trụ theo phương dọc

Với trụ đầu vuông: CD = 1.4

V : Vận tốc nước thiết kế : V = 2.56 m/s

+ Diện tích chắn dòng của trụ: Ap = h1xdc2 = 0.98x1.8 = 1.764 m 2 + Lực cản dọc của dòng chảy: P1 = pxAp = 4.72x1.764 = 8.33 kN

+ Vị trí đặt lực tính từ mặt cắt đang xét: Zp = h1/2 = 0.98/2 = 0.49 m

+ Momen đối với mặt cắt đỉnh bệ:

+ Chiều cao cột nước từ MNTT đến mặt cắt đáy bệ h2: h2 = MNTT – CẹAM =2.87 – 0.11 = 2.76 m

+ Diện tích chắn dòng của bệ:

Ap = hxd = 2x6.75 = 13.5m 2 + Lực cản dọc của dòng chảy:

+ Vị trí đặt lực tính từ mặt cắt đang xét:

+ Momen đối với mặt cắt đáy bệ:

 Áp lực dòng chảy theo phương ngang Áp lực dòng chảy tác dụng theo phương dọc tính theo công thức: p = 5.14x10 -4 CLV 2 Trong đó: p : Áp lực của nước chảy theo chiều ngang (Mpa)

CL : Hệ số cản của trụ theo phương ngang

Góc giữa hướng dòng chảy và trục dọc của trụ  0 0 => CL = 0.0

V : Vận tốc nước thiết kế : V = 2.56 m/s

TỔ HỢP TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN CÁC MẶT CẮT TÍNH DUYỆT

- Trang thái giới hạn cường độ I:

1.25DC + 1.5DW + 1.75(LL + IM) + 1.75BR + 1.75CE

- Trang thái giới hạn cường độ II: 1.25DC + 1.5DW + 1.4WS

- Trang thái giới hạn cường độ III:

1.25DC + 1.5DW + 1.35(LL + IM) + 1.35BR + 1.35CE + 0.4WS + 1WL

- Trạng thái giới hạn sử dụng:

1.DC + 1.DW + 1.(LL + IM) + 1.BR + 1.CE + 0.3.WS +1.WL

- Trạng thái giới hạn đặc biệt:

1.25DC + 1.5DW + 1.B + 0.5(LL + IM) + 1.Ps + 1.PB + 1.P

21.1 Tổ hợp tải trọng tác dụng lên mặt cắt A - A

Bảng thống kê các tải trọng tác dụng lên mặt cắt A – A

TÊN TẢI TRỌNG Kí hieọu

Tĩnh tải kết cấu nhịp DC 961 1 961

Lớp phủ mặt cầu DW 68.5 1 68.5

Trọng lượng bản thân xà mũ DC 1664.8 0 0

Trọng lượng cánh hẫng xà mũ DC 230.9 1.075 248.2175

Taám theùp keâ goái DC 22.75 1 22.75

Hoạt tải xe thiết kế LL 362.8 1 362.8

Gió lên coâng trình (WS)

Gió lên xe cộ (WL)

Gió thẳng đứng (PV) WS 0

Bảng hệ số tải trọng (Ghi chú:  A =  LL, PR,  PL,  CE )

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

(kN) (kN) (kN) (kN.m) (kN.m)

21.2 Tổ hợp tải trọng tác dụng lên mặt cắt B -B

BẢNG THỐNG KÊ CÁC TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN MẶT CẮT B - B

Tĩnh tải kết cấu nhịp 6727.6 32.27

Lực đẩy nổi với MNTT -177.97 0

Hoạt tải xe thiết kế (phương dọc cầu) 2405.7 -85.84

Hoạt tải xe thiết kế (phương ngang cầu) 442.9 5697.7

Hoạt tải người bộ hành (phương dọc caàu) 51.86 1.04

Hoạt tải người bộ hành (phương ngang caàu) 38.9 289.9

Gió ngang lên kết cấu với MNTT v>25m/s 214.78 2732.79

Gió ngang lên kết cấu với MNTN v>25m/s 193.52 2322.4

Gió dọc lên kết cấu với v>25m/s 0 0

Gió ngang tác động lên xe cộ v>25m/s 51 665.04 Gió dọc tác động lên xe cộ v>25m/s 9 117.36

Gió ngang lên kết cấu với MNTT v%m/s 214.78 2732.79

Gió ngang lên kết cấu với MNTN v%m/s 193.52 2322.4

Gió dọc lên kết cấu với v%m/s 0 0

Gió ngang tác động lên xe cộ v%m/s 51 665.04 Gió dọc tác động lên xe cộ v%m/s 9 117.36

Lực va tàu theo phương dọc cầu 5360.5 3527

Lực va tàu theo phương ngang cầu 10721 7054 Áp lực dòng chảy ngang cầu với MNTT 0 0 Áp lực dòng chảy dọc cầu với MNTT 8.33 4.08

CÁC TỔ HỢP TẢI TRỌNG THEO PHƯƠNG NGANG CẦU

Trạng thái giới hạn cường độ I

Tải trọng tiêu chuẩn Tải trọng tính toán

Tĩnh tải kết cấu nhịp 1.25 6727.6 8409.5

Lực đẩy nổi với MNTT 1.00 -178 -178.0

Hoạt tải xe thiết kế 1.75 2405.71 5697.7 775.1 9971.0

Hoạt tải người bộ hành 1.75 38.9 289.9 68.1 507.3 Áp lực dòng chảy ngang cầu với MNTN 1.00 0 0

Trạng thái giới hạn cường độ II

Gió ngang lên kết cấu với MNTN v>25m/s 1.4 193.52 2322.4 270.93 3251.4 Áp lực dòng chảy ngang cầu với MNTN 1.00 0 0

Trạng thái giới hạn cường độ III

Tĩnh tải kết cấu nhịp 1.25 1.25 6727.6 8409.5

Hoạt tải người bộ hành 1.35 1.35 38.9 289.9 52.5

Gió ngang lên kết cấu với MNTN v%m/s 0.40 0.4 193.52 2322.4 77.4

Gió ngang tác động lên xe cộ v%m/s 1.00 1 51 665.04 51 Áp lực dòng chảy ngang cầu với MNTN

Trạng thái giới hạn sử dụng

Tĩnh tải keát caáu nhòp 1.00 6727.6 6727.6

Lực đẩy nổi với MNTT

Hoạt tải xe thieát keá

Hoạt tải người bộ hành

Gió ngang leân keát cấu với

Gió ngang tác động leân xe cộ v%m/s

1.00 51 665.04 51 665.04 Áp lực dòng chảy ngang cầu với

Trạng thái giới hạn đặc biệt

Lực va tàu theo phương ngang caàu 1.00 10721 7054 10721 7054 Áp lực dòng chảy ngang cầu với MNTT 1.00 30.98 56.67 30.98 56.67

CÁC TỔ HỢP TẢI TRỌNG THEO PHƯƠNG DỌC CẦU

Tĩnh tải kết cấu nhòp 1.25 6727.6 32.3 8409.5 40.3

Hoạt tải xe thiết kế 1.75 2405.7 -85.8 4210.0 -150.2

Hoạt tải người bộ hành 1.75 51.86 90.8

Lực hãm xe 1.75 207.19 2336.1 362.5825 4088.1 Áp lực dòng chảy dọc cầu với MNTN 1.00 8.33 8.33

Trạng thái giới hạn cường độ II Tên tải trọng Tải trọng tiêu chuẩn Tải trọng tính toán

Tĩnh tải kết cấu nhịp 1.25 6727.6 32.3 8409.5 40.34

Lực đẩy nổi với MNTT 1.00 -178 -178

Gió dọc lên kết cấu với

MNTN v>25m/s 1.40 0 0 Áp lực dòng chảy dọc cầu với MNTN 1.00 0 0

Gió dọc lên kết cấu với MNTN v%m/s 0.40 0 0

Gió dọc tác động lên xe cộ v%m/s 1.00 9 117.36 10.5 117.36 Áp lực dòng chảy dọc cầu với MNTN 0.4 0 0

Lực đẩy nổi với MNTT 1.00 -178 -178

Trạng thái giới hạn đặc biệt Tên tải trọng Tải trọng tiêu chuẩn Tải trọng tính toán

Lực va tàu theo phương dọc cầu 1.00 5360.5 3527 5360.5 3527 Áp lực dòng chảy dọc cầu 1.00 0 0

TỔNG HỢP TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN ĐỈNH BỆ

Trong đó: Mdh: Momen do tải trọng dài hạn

Ndh: Lực dọc do tải trọng dài hạn

Các tải trọng dài hạn bao gồm:

- Tĩnh tải kết cấu nhịp

- Áp lực dòng chảy theo phương dọc sông

21.3 Tổ hợp tải trọng tác dụng lên mặt cắt đáy bệ BẢNG THỐNG KÊ CÁC TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN MẶT CẮT ĐÁY BỆ

Tĩnh tải kết cấu nhịp 6727.6 32.27

Lực đẩy nổi với MNTT -2272.8 0

Hoạt tải xe thiết kế (phương dọc cầu) 2405.7 -85.84

Hoạt tải xe thiết kế (phương ngang cầu) 442.9 5697.7

Hoạt tải người bộ hành (phương dọc cầu) 51.86 1.04

Hoạt tải người bộ hành (phương ngang caàu) 38.9 289.9

Gió ngang lên kết cấu với MNTT v>25m/s 214.78 2732.8

Gió ngang lên kết cấu với MNTN v>25m/s 193.52 2752

Gió dọc lên kết cấu với v>25m/s 0 0

Gió ngang tác động lên xe cộ v>25m/s 51 767

Gió dọc tác động lên xe cộ v>25m/s 9 135.4

Gió ngang lên kết cấu với MNTT v%m/s 214.78 2732.8

Gió ngang lên kết cấu với MNTN v%m/s 193.52 2752

Gió dọc lên kết cấu với v%m/s 0 0

Gió ngang tác động lên xe cộ v%m/s 51 767

Gió dọc tác động lên xe cộ v%m/s 9 135.4

Lực va tàu theo phương dọc cầu 5360.5 10725

Lực va tàu theo phương ngang cầu 10721 21450 Áp lực dòng chảy ngang cầu với MNTT 63.67 87.8 Áp lực dòng chảy dọc cầu với MNTT 0 0

CÁC TỔ HỢP TẢI TRỌNG THEO PHƯƠNG NGANG CẦU

Hoạt tải người bộ hành 1.75 38.9 289.9 68.1 507.3 Áp lực dòng chảy ngang cầu với MNTN 1.00 0 0

Gió ngang lên kết cấu với MNTN v>25m/s 1.4 193.52 2752 270.93 3852.8 Áp lực dòng chảy ngang cầu với MNTN 1.00 0 0

Tĩnh tải kết cấu nhòp 1.25 6727.6 8409.5

Hoạt tải xe thiết keá 1.35 442.9 5697.7 597.9 7691.895

Gió ngang lên kết cấu với MNTN v%m/s 0.40 193.52 2752 77.4 1100.8

Gió ngang tác động lên xe cộ v%m/s 1.00 51 767 51 767.0 Áp lực dòng chảy ngang cầu với

Gió ngang lên kết cấu với MNTN v%m/s 0.30 193.52 2322.4 58.056 696.72

Gió ngang tác động lên xe cộ v%m/s 1.00 51 665.04 51 665.04 Áp lực dòng chảy ngang cầu với MNTN 1.00 0 0

Lực đẩy nổi với MNTT 1.00 -

Lực va tàu theo phửụng ngang caàu 1.00 10721 21450 10721 21450 Áp lực dòng chảy ngang cầu với MNTT 1.00 30.98 56.67 30.98 56.67

CÁC TỔ HỢP TẢI TRỌNG THEO PHƯƠNG DỌC CẦU

Hoạt tải người bộ hành 1.75 207.19 2750.4 362.5825 4813.2 Áp lực dòng chảy dọc cầu với MNTN 1.00 0 0

Lực đẩy nổi với MNTT 1.00 -

MNTN v>25m/s 1.40 0 0 Áp lực dòng chảy dọc cầu với MNTN 1.00 0 0

Hoạt tải người bộ hành 1.35 207.19 2750.4 285.19 3713

Gió dọc lên kết cấu với MNTN v%m/s 0.40 0 0

Gió dọc lên kết cấu với MNTN v%m/s 0.30

Lực va tàu theo phương dọc cầu 1.00 5360.5 10725 5360.5 10725 Áp lực dòng chảy dọc cầu với MNTT 1.00 0 0

TỔNG HỢP TẢI TRỌNG T/D LÊN ĐÁY BỆ

Trong đó: Mdh: Momen do tải trọng dài hạn

Ndh: Lực dọc do tải trọng dài hạn

Các tải trọng dài hạn bao gồm:

- Tĩnh tải kết cấu nhịp

- Áp lực dòng chảy theo phương dọc sông.

KIỂM TOÁN CÁC MẶT CẮT

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT A – A

III 4266.50 127.8 318.56 1234.40 2699.7 Đặc biệt 3911.11 0 114.65 444.27 1851.8 a Kích thước mặt cắt kiểm toán

- Chiều rộng sườn mặt cắt: bw = 1600 mm

- Chiều rộng cánh bản b = 3200 mm

- Chiều dày cánh bản hf = 800 mm

- Cường độ thép: fy = 420 MPa b Tổ hợp dùng để kiểm toán:

Chiều dày lớp phủ bê tông dc = d’c = 50 mm

Momen tại vị trí giới hạn mép cánh bản của tiết diện Mf với giả thiết A’s = 0:

=> Mf > Mu = 2699.7 kN.m: Trục trung hòa đi qua cánh bản => Tính toán theo tiết diện chữ nhật bxh = 3200mmx1885mm

- Mry : Sức kháng uốn tính toán (kN.m)

Chọn thép: lớp 1028@150 cách nhau 100mm

+ Cốt thép thớ chịu nén: 2220@150 => A’s = 6908mm 2 fy = 420 Mpa : Cường độ thép dc: Chiều dày lớp phủ bê tông: ds : Chiều cao có hiệu của mặt cắt:

Chiều dày lớp phủ bê tông: dc = d’c = 50mm => ds = 1885 – 150 – 28/2 = 1721 mm a= c1 : Chiều dày của khối ứng suất tương đương

 + Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén: mm

Mry = .[0.85f’c a.b.(ds - a/2) + A’sx(fy – 0.85f’c)(ds – d’c)] = 0.9[0.85x30x10 3 x x0.064 x3.2(1.721 – 0.064/2) + 6908x10 -3 (420 – 0.85x30)(1.721 – 0.05)] => Mry = 12037 kN.m

- Muy : Mô men tính toán: Muy = 2699.7 KNm(xem bảng tổ hợp tải trọng)

 Kiểm tra giới hạn cốt thép:

0.42 e c d  Trong đó: de làkhoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lực kéo cuûa coát theùp chòu keùo, de = ds = 1721mm

Ta có 76 0.044 e 1721 c d   < 0.42 Điều kiện hàm lượng thép tối đa thỏa mãn

Lượng cốt thép tối thiểu đối với kết cấu không cốt thép dự ứng lực được quy định ở mức 0,03 ' c y Đây là mức tối thiểu để đảm bảo an toàn cho kết cấu, giúp kết cấu chịu được tác động của tải trọng và lực bên ngoài Việc tuân thủ lượng cốt thép tối thiểu này rất quan trọng để đảm bảo độ bền và khả năng chịu lực của kết cấu.

- Dieọn tớch coỏt theựp ngang: coỏt ủai 18@150 => Av = 6968 mm 2

 bv = bw = 1.6m: Bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chieàu cao dv dv = 1.721 m: Chiều cao chịu cắt hữu hiệu

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

 = 90 0 : Góc ngang của cốt thép nghiêng đối với trục dọc

Av = 0 : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm 2 )

- Sức kháng cắt của cốt thép ngang :

Diện tích cốt thép đặt trong 1600mm là: s 2 18463mm 2

             Ứng suất của thép khi chịu mômen là:

BẢNG TỔ HỢP TẢI TRỌNG XÉT TỚI MẶT CẮT B – B

Cường độ II - 15240.9 49.16 độ III 295.69 18558.7 3203.28

Sử dụng 221.75 14518.8 2408.14 Đặc bieọt 5466.1 16469.7 4701.79 a Kích thước mặt cắt kiểm toán

Quy đổi mặt cắt ngang đỉnh bệ tiết diện chữ “I” về tiết diện chữ nhật:

- Bề rộng mặt cắt nguyên: b = 11.2m

- Diện tích mặt cắt nguyên: Ag = 2x2.9x1.8 + 5.4x1.4 = 18 m 2

- Momen quán tính mặt cắt nguyên:

Quy đổi mặt cắt ngang về hình chữ nhật có momen quán tính tương đương Ig

Giữ nguyên bề rộng b = 11.2m, tìm chiều cao h

MẶT CẮT QUY ĐỔI MẶT CẮT NGUYÊN

Kích thước mặt cắt kiểm toán:

- Cường độ chịu nén của bê tông f’c = 30 MPa b Tổ hợp dùng để kiểm toán: Trạng thái giới hạn cường độ I

 Kieồm tra caỏu kieọn chũu uoỏn theo hai phửụng:

- Trị số tải trọng dọc trục tính toán: N = 19541 kN

- Nếu lực tính toán dọc trục nhỏ hơn 0,1..f'c.Ag thì kiểm tra theo công thức sau:

- Nếu lực tính toán dọc trục không nhỏ hơn 0,1..f'c.Ag thì kiểm tra theo công thức sau:

Po = 0,85.f'c.(Ag – Ast) + Ast.fy (N)

Hệ số sức kháng = 0,75 với cấu kiện chịu nén dọc trục

Prxy : Sức kháng dọc trục tính toán khi uốn theo hai phương (N)

Prx : Sức kháng dọc trục tính toán khi chỉ có độ lệch tâm ey (N)

Pry : Sức kháng dọc trục tính toán khi khi chỉ có độ lệch tâm ex (N)

Ag : Diện tích mặt cắt nguyên (mm 2 )

Ast : Giới hạn chảy quy định của cốt thép (Mpa)

- Kiểm tra giá trị 0,1..f'c.Ag so với lực dọc trục:

 f'c = 30 Mpa: Cường độ quy định của bê tông, tuổi 28 ngày

Ag = hxbW = 1.63x11.2 = 18.256 m 2 : Diện tích mặt cắt nguyên

- Mrx : Sức kháng uốn tính toán theo phương dọc cầu

Mrx = .Asx.fy.(dsy – ay/2)

- Mry : Sức kháng uốn tính toán theo phương ngang cầu

Mry = .Asy.fy.(dsx – ax/2)

Chọn thép theo phương ngang cầu : 9625@125 => Asx = 47100 mm 2

Chọn thép theo phương dọc cầu : 1625@125 => Asy = 7850 mm 2 fy = 420 Mpa : Cường độ thép dc: Chiều dày lớp phủ bê tông: dc = 100 mm : Phương dọc cầu dc = 100 mm : Phửụng ngang caàu ds : Chiều cao có hiệu của mặt cắt:

+ Phửụng ngang: dsx = 11200 – 100 – 25/2 = 11088 mm a= c1 : Chiều dày của khối ứng suất tương đương

+ Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén theo phương dọc: mm 5

+ Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén theo phương ngang: mm 4

Mry = .Asy.fy.(dsx – ax/2) = 0.9x7850x10 -6 x420x10 3 x(11.088 – 0.079/2) = 32784 kN.m + Phương dọc cầu:

Mrx = .Asx.fy.(dsy – ay/2) = 0.9x47100x10 -6 x420x10 3 x(1.518 – 0.069/2 = 26412 kN.m

- Mux : Mô men tính toán theo trục x : Mux = 3988 KNm

- Muy : Mô men tính toán theo trục y: Muy = 10478 KNm (xem bảng tổ hợp tải trọng)

- Đối với kết cấu chịu nén dọc trục, khi lực nén dọc tác dụng lệch tâm, biến dạng do tải trọng sẽ làm tăng độ lệch tâm của lực dọc so với trọng tâm của kết cấu gây hiệu ứng độ mảnh Vì vậy khi tính kết cấu chịu nén dọc cần phải xác định tỷ số độ mảnh K.Lu/r

Trong đó r là bán kính quán tính: x x r I

 A + Diện tích mặt cắt ngang : A = bxh = 11.2x1.63 = 18.256 m 2 + Mô men quán tính:

256 3 18 84 190 A r y  I y   + K = 2 : Hệ số chiều dài hữu hiệu

+ Lu = 7.4m : Chiều dài thanh chịu nén

+ Tỷ số độ mảnh theo phương ngang:

=> Xét đến hiệu ứng độ mảnh

Hệ số khuếch đại moment:

= 0.75 : Hệ số sức kháng nén dọc trục

Cm = 1: Đối với trụ cầu được xem là dạng kết cấu không giằng

Pu = 19541 kN: Lực dọc tính toán

Pe: lực nén dọc trục Euler

E = 33014 MPa: mođun đàn hồi của bêtông

I = Ix = 4.04m 4 : moment quán tính mặt cắt với trục đang xét

Momen tính toán tăng lên phản ánh tác dụng của biến dạng như sau:

+ Tỷ số độ mảnh theo phương dọc:

Kết quả kiểm toán theo công thức (1 – a):

Kết luận: Cấu kiện đủ sức kháng uốn

 Kiểm tra giới hạn cốt thép:

0.42 e c d  Trong đó: c là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trục trung hoà: cy = 82.5mm de làkhoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lực kéo cuûa coát theùp chòu keùo, de = dsy = 1518 mm

 < 0.42 Điều kiện hàm lượng thép tối đa thỏa mãn

0.42 e c d  Trong đó: c là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trục trung hoà: cx = 94.4mm de làkhoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lực kéo cuûa coát theùp chòu keùo, de = dsx = 11088 mm

 < 0.42 Điều kiện hàm lượng thép tối đa thỏa mãn

Pmin là tỷ lệ giữa cốt thép chịu kéo với diện tích nguyên f’c là cường độ của bê tông(MPa)

Ta có: 3 sy min sx 2.77 10

 f Điều kiện hàm lượng cốt thép tối thiểu theo phương ngang cầu thỏa mãn

Ta có: 3 sx sy min 2.77 10

 f Điều kiện hàm lượng cốt thép tối thiểu theo phương dọc cầu thỏa mãn

 Kieồm tra caỏu kieọn chũu caột:

Kiểm toán theo công thức: Vu ≤ Vn = Vr

- Vn là sức kháng danh định: Sức kháng danh định Vn phải được lấy trị số nhỏ hơn của:

Vc : Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông:

 chieàu cao dv dv = 1.518m: Chiều cao chịu cắt hữu hiệu

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

 : Góc ngang của cốt thép nghiêng đối với trục dọc : 0 0

Diện tích cốt thép chịu cắt Av là diện tích cốt thép tham gia chịu lực cắt trong một cự ly s (mm2) Để thuận tiện cho việc thi công, thường chọn đường kính cốt đai không đổi, thay đổi khoảng cách theo sự thay đổi của lực cắt dọc theo chiều dài thân trụ.

Bố trí 1116@150 từ đỉnh bệ lên và đoạn còn lại của thân trụ bố trí 2816@200 Diện tích cốt đai tại các mặt cắt trong cự ly bước cốt đai sctd = 150mm

- Sức kháng cắt của cốt thép ngang : kN

- Sức kháng cắt danh định:

Kiểm toán nứt phương ngang cầu: Ms = 7349 kN.m

Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép chịu nén của bê tông là: d s t s a 1 11200112.511088mm

Diện tích cốt thép đặt trong 1800mm là: s 2 7850mm 2

Vậy thoả mãn điểu kiện kiểm toán nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng.

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 dất H

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

Chiề 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 33014 MPa 

23.3 Tính sức chịu tải cọc khoan nhồi:

23.3.0.1 9.5.3.1 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

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

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

23.3.0.2 9.5.3.2 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)

Qs : Sức kháng thân cọc (kN)

Ap : Diện tích mũi cọc (m 2 )

As : Diện tích bề mặt thân cọc (m 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

+ Diện tích mặt cắt ngang cọc: 0.785m 2 + Cao độ đáy bệ móng: CĐĐB = -3.5m

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

Asi : Chu vi mặt cắt ngang cọc (m) li : Bề dày phân lớp (m) qs : Sức kháng thành đơn vị được tính như sau: 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

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)

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

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

23.4 Tính toán số lượng cọc trong đài:

Tổng áp lực thẳng đứng truyền lên bệ cọc: Pu 22593.8 k N

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:

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

Mô hình bệ cọc và cọc khoan nhồi

T Tải trọng Lực dọc trong cọc 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: 4434.3 (kN)

Kiểm tra: Pcoc max 2278 kN Qtt 4520.81 kN Đạt

Tổ hợp đặc biệt có tổng lực nén trong cọc 3,4,5,6 lớn nhất

TỔ CHỨC THI CÔNG

MỤC ĐÍCH – Ý NGHĨA

- Thiết kế và tổ chức thi công là một nội dung quan trọng và cần thiết trong giai đoạn chuẩn bị thi công xây dựng

- Chất lượng sử dụng của công trình, giá trị dự toán của xây dựng, thời hạn xây dựng công trình đều phụ thuộc vào giải pháp thiết kế xây dựng công trình và thiết kế tổ chức thi coâng

- Dựa vào trên những cơ sở các giải pháp thi công thì chúng ta mới tính toán được các chỉ tiêu cơ bản như : giá trị dự toán xây dựng và thời gian xây dựng công trình

- Thiết kế tổ chức thi công phải đảm bảo về an toàn lao động, đạt tiêu chuẩn về kỹ thuật và có giá trị kinh tế lớn dựa trên sự so sánh các phương án thi công để lựa chọn

- Thiết kế tổ chức thi công thì đa dạng, bao gồm nhiều yếu tố nhưng nội dung chủ yếu gồm các vấn đề sau:

24.1 Công tác khảo sát thủy văn

- Cầu Lớn An Hạ, có Mùa mưa kéo dài khoảng từ tháng 8 đến tháng 11 Trong đó mực nước cao nhất vào khoảng tháng 8 đến tháng 10 Thời gian còn lại là mùa khô với mực nước thấp Dựa vào những đặc điềm trên tôi quyết định chọn các hạng mục thi công phần móng vào mùa khô

24.2 Công tác đảm bảo giao thông

- Trong thời gian thi công phần cầu hầu như không ảnh hưởng đến giao thông, trên tuyến do vẫn sử dụng đường và cầu HTĐứ lớn hiện hữu

24.3 Yêu cầu vặt liệu chủ yếu và tổ chức vận chuyển

- Dầm bê tông được vẫn chuyển từ nhà máy đến công trường (giả thiết điều kiện vận chuyển bằng đường bộ thuận lợi)

- Xi măng : Dùng loại PC30 sản xuất trong nước

- Thép được vận chuyển từ Thành Phố HCM

- Cát : cát hạt thô loại cát núi hoặc cát sông với modul kích cở hạt từ 1,6 trờ lên hàm lượng bụi sét không vượt quá 2% Cát có thể được lấy từ các mỏ vật liệu có tại khu vực

- Đá dăm dùng loại đá 1x2cm, cường độ chịu nén R  600 kg/cm 2 Hàm lượng bụi sét không quá 1%

- Gối dầm dùng loại gối cao su

22-90, dùng loại nhiều đá dăm (hàm lượng đá dăm 50%), nhựa đường dùng loại có trị số kím luùn 60/70

- Nhựa bám dính :dùng loại nhựa pha dầu hay loại nhựa nhũ tương

- Nước dùng cho đổ bê tông là loại nước đảm bảo không chứa các khoáng chất ảnh hưởng đến chất lượng của bê tông.

THI CÔNG MỐ

- Đáy bệ cọc đặt ở cao độ thấp hơn mặt đất tự nhiên

- Cọc móng là cọc khoan nhồi bêtông cốt thép có đường kính D = 1m

Số lượng 6 cọc bố trí thành 2 hàng Chiều dài cọc là 40m

25.4.2 Đề xuất phương án thi công

Trong quá trình thi công móng mố ở những vị trí không có mực nước mặt, do không bị ảnh hưởng bởi điều kiện địa chất và thủy văn phức tạp nên việc thực hiện thi công được tiến hành theo trình tự cụ thể.

-Bước 1 : Lắp đặt thiết bị, định vị tim mốc Lắp dựng và định vị ống vách Dùng búa rung để hạ ống vách đến cao độ thiết kếá

-Bước 2 : Lấy đất trong lòng cọc, kết hợp bơm vữa Bentonite vào lỗ khoan, vữa được giữ cao hơn mực nước ngầm từ 1 – 2m Khoan lấy đất trong lòng cọc đến cao độ thiết kế

-Bước 3 : Vệ sinh lỗ khoan, lắp hạ lồng cốt thép, định vị lồng cốt thép vào thành ống vách Lắp đặt ống Tremie(ống đổ bêtông thẳng đứng D = 250mm) Đổ bêtông theo phương pháp ống rút thẳng đứng Dổ bêtông xong rút ống vách lên bằng cần cẩu

-Bước 4 : Đào đất và đập đầu cọc đến cao độ thiết kế Đổ lớp bêtông lót đáy hố móng Lắp dựng đà giáo, ván khuôn , cốt thép bệ mố và tường trước Tiến hành đổ bêtông bệ mố và tường trước cánh

Giữa các bước phải có đủ thời gian để đảm bảo bê tông đạt đủ cường độ rồi mới tháo ván khuoân

25.5 Thiết kế thi công chi tiết

25.5.3 Chọn thiết bị thi công

- Chọn máy khoan: máy khoan QJ250 được dùng để lấy đất bên trong lòng cọc, cũng như khoan mồi trước Khi khoan đến tầng cuội cần thay đổi mũi khoan trung tâm, dùng loại mũi khoan 1 nhánh cải tiến cuả nhật để phát huy hiệu quả

-Căn cứ vào đường tim dọc cầu và các cọc móc đầu tiên xác định trục dọc và ngang của hố móng Các trục này cần phải đánh dấu bằng các cọc có định chắc chắn nằm tương đối xa nơi thi công để tránh va chạm làm sai lệch vị trí Sau này trong quá trình thi công móng cũng như xây dựng các kết cấu bên trên phải căn cứ vào các cọc này để kiểm tra theo dỏi thường xuyên sự sai lệch vị trí móng và biến dạng cuả nền trong thời gian thi công cũng như khai thác công trình

-Hố móng có dạng chữ nhật, kích thước hố móng làm rộng hơn kích thước bệ móng thực tế về mỗi cạnh 0.5m để làm hành lang phục vụ thi công

25.5.5 Công tác thi công cọc khoan nhồi

25.5.5.1 Công tác khoan tạo lỗ

- Xáỏc định vị trớ tim cọc bằng mỏy kinh vĩ

- Hạ ống vách : Cao độ ống chống được hạ sâu qua lớp sét trạng thái cứng Cao độ đỉnh ống chống cao hơn nền ống của máy khoan 1m

-Dùng máy khoan QJ250 để khoan tạo lỗ Phương pháp khoan theo kiểu tuần hoàn ngược, vữa sét luôn được hút ra ngoài bằng máy bơm YOKOTA UPS-80-1520N với lưu lượng

Để đảm bảo hiệu quả thi công, hệ thống hút bùn phải đảm bảo lưu lượng 300 m3/h Khi đầu khoan đạt độ sâu 30m, cần tăng cường hệ thống hút bùn bằng bơm hơi ép với lưu lượng 20 m3/phút Đồng thời, phải liên tục bơm bù vữa sét vào lồng cọc để ổn định vách khoan Mức vữa sét phải luôn cao hơn mực sàn thi công khoảng 2m trong suốt quá trình thi công cho đến khi đổ bê tông cọc.

- Thổi rửa lỗ khoan: Việc làm vệ sinh đáy và thành lỗ khoan trước khi đỗ bêtông cọc là 1 công việc rất quan trọng, nếu không vét bỏ lớp mặt, đất đá và dung dịch vữa sét sẽ lắng động tạo thành 1 lớp đệm yếu dưới chân cọc, khi chịu lực cọc sẽ bị lún Mặt khác bêtông đỗ của cọc Vì vậy khi khoan xong cũng như trước khi đỗ bêtông phải thổi rữa sạch lỗ khoan

Công việc thổi rữa lỗ khoan được tiến hành như sau:

- Trước khi đỗ bêtông cần phải đẩy ra ngoài những hạt mịn còn lại ở trạng thái lơ long bằng ống hút dùng khí nén Miệng ống phun khí nén được đặc sâu dưới mặt đất và cách miệng ống hút bùn ít nhất là 2m về phiá trên Miệng ống hút bùn được di chuyển liên tục dưới đáy lỗ để làm vệ sinh

- Kiểm tra kết quả sử lí cặn lắng :

+ Sau khi kết thúc, đo ngang độ sâu lỗ cọc Sau khi thổi rữa lổ khoan xong lại đo độ sâu lỗ cọc từ đó so sánh xác nhận độ lỗ cọc từ đó so sánh xác nhận hiệu quả cuả việc sử lý cặn laéng

+ Có thể dùng máy đo cặn lắng bằng chênh lệch điện trở, hoặc bằng các thiết bị chuyên duứng

25.5.5.2 Gia công và hạ lồng thép

+ Cốt chủ có gờ đường kính 25mm

+ Cốt đai dùng thép tròn trơn đường kính 12mm uốn thành vòng tròn đặt cách nhau 20cm

+ Thép định vị đường kính 25mm thay thay thế cốt đai ở 1 số vị trí đặt cách nhau 6m, hàn chắt chắn và vuông góc với cốt chủ

- Lồng thép được chế tạo thành 4 đoạn theo trình tự sau:

+ Lắp thép định vị vào vòng rảnh trên các tấm cở + Lắp cốt chủ vào các khất đở trên các tấm cỡ + Choàng và buộc cốt đai

+ Hàn thép định vị vào cốt chủ

+ Hàn tay định vị vào móc treo

- Việc lắp hạ lồng thép vào hố khoan được thực hiện bằng cần cẩu theo trình tự sau:

+ Lắp hạ 1 đoạn lồng thép vào lổ khoan và treo vào miệng ống chống nhờ các thanh ngang đặt dưới vòng thép định vị và kề trên miệng ống vách Tim lồng thép trùng với tim cọc

+ Cẩu lắp đoạn lồng khác, Hai đoạn được hàn dính lại với nhau đúng tim cọc

+ Tiếp tục lắp các đoạn lồng thép tiếp theo

+ Kiềm tra lồng thép sau khi đã hạ tới vị trí

25.5.5.3 Đổ bê tông cọc khoan nhồi

- Thời gian gián đoạn từ lúc thổi rữa lỗ khoan xong đến khi đổ bêtông không quá 2h

- Bêtông cọc khoan nhồi phải đảm bảo các chỉ tiêu kỹ thuật theo đúng thiết kế

- Phương pháp đổ bêtông cọc khoan nhồi là đỗ bêtông trong nước Ống dẫn dùng để đỗ bêtông là ống thép đuờng kính 250mm được ghép nối từ các đoạn ống dài 3m

- Trong quá trình đỗ bêtông, đáy ống đỗ bêtông phải luôn đảm bảo cắm sâu trong bêtông klhông nhỏ hơn 2m và không lớn hơn 5m

- Tốc độ cung cấp bêtông ở phiểu cũng phải giữ điều độ phù hợp với vận tốc di chuyển cuả ống

25.5.5.4 Thi công kết cấu hệ ván khuôn

- Đóng các cọc định vị : Cọc định vị dùng loại gỗ, vị trí cọc định vị được xác định bằng máy kinh vĩ

- Đễ đảm bảo tính thẩm mỹ cho cấu kiện do đó trước khi ghép ván khuôn thép phải kiểm tra khuyết tật của ván khuôn cũng như độ phẳng, độ đồng đều đồng thời phải bôi trơn ván khuôn bằng dầu mỡ

THI CÔNG TRỤ

26.6 Các thông số kỹ thuật của móng trụ cầu

- Móng trụ cầu là loại móng cọc khoan nhồi gồm 8 cọc đường kính 1m, chiều dài cọc

- Kích thước bệ cọc - Móng trụ:

+ Theo phương dọc cầu: 6.75m + Theo phửụng ngang caàu: 11.2m + chieàu cao beọ: 2m

26.7 Đề xuất phương án thi công

- Bước 1 : Định vị hố móng, Lắp dựng sàn đạo khung dẫn hướng Lắp dựng và định vị ống vách D = 160mm Dùng búa rung để hạ ống vách đến cao độ thiết kếá

-Bước 2 : Khoan lấy đất trong lòng cọc, kết hợp bơm vữa Bentonite vào lỗ khoan, vữa được giữ cao hơn mực nước ngầm từ 1 – 2m Khoan lấy đất trong lòng cọc đến cao độ thiết kế ổn định cường độ cường độ thì tiến hành hút nước bên trong ra

-Bước 3 : Vệ sinh lỗ khoan, lắp hạ lồng cốt thép, định vị lồng cốt thép vào thành ống vách Lắp đặt ống Tremie(ống đổ bêtông thẳng đứng D = 250mm) Đổ bêtông theo phương pháp ống rút thẳng đứng Dổ bêtông xong rút ống vách lên bằng cần cẩu

-Bước 4 : Tiến hành hạ cọc ván thép xung quanh đến cao độ thiết kế, liên kết cọc ván thép với sàn đạo Đào đất và đập đầu cọc đến cao độ thiết kế Đổ lớp bêtông bịt đáy hố móng Lắp dựng đà giáo, ván khuôn cốt thép bệ trụ Dùng bơm để hút trong hố móng Tiến hành đổ beõtoõng beọ tru.ù

-Bước 5 : Lắp dựng đà giáo, ván khuôn, cốt thép thân trụ Tiến hành đổ bêtông thân trụ Khi bêtông thân trụ đạt đủ cường độ Tiến hành lắp dựng đà giáo, thanh chống, ván khuôn, cốt thép mũ tru Tiến hành đổ bêtông mũ trụ

26.8 Thiết kế thi công chi tiết 26.8.1 Định vị hố móng

- Căn cứ vào đường tim dọc cầu và các cọc móc đầu tiên xác định trục dọc và ngang của hố móng Các trục này cần phải đánh dấu bằng các cọc có định chắc chắn nằm tương đối xa nơi thi công để tránh va chạm làm sai lệch vị trí Sau này trong quá trình thi công móng cũng như xây dựng các kết cấu bên trên phải căn cứ vào các cọc này để kiểm tra theo dỏi thường xuyên sự sai lệch vị trí móng và biến dạng cuả nền trong thời gian thi công cũng như khai thác công trình

- Hố móng có dạng chữ nhật, kích thước hố móng làm rộng hơn kích thước bệ móng thực tế về mỗi cạnh 0.5m để làm hành lang phục vụ thi công

26.8.2 Công tác thi công cọc khoan nhồi 26.8.2.1 Công tác thi công khoan tạo lỗ

- Xáỏc định vị trớ tim cọc bằng mỏy kinh vĩ

- Hạ ống vách : Cao độ ống chống được hạ sâu qua lớp sét trạng thái cứng Cao độ đỉnh ống chống cao hơn nền ống của máy khoan 1m

Máy khoan QJ250 được sử dụng để tạo lỗ khoan bằng phương pháp khoan tuần hoàn ngược Bơm YOKOTA UPS-80-1520N hoạt động với lưu lượng vữa sét được hút ra ngoài liên tục, giúp duy trì độ sạch của lỗ khoan và cải thiện hiệu suất khoan.

300 m 3 /h Khi đầu khoan ở độ sâu 30m, để tăng hiệu quả hút bùn cần hệ thống hút bùn hơi ép 20 m 3 /phút Để đảm bảo ổn định vách khoan cần phải luôn bơm bù vữa sét vào lồng cọc, khống chế giữ cho mức vữa sét cao hơn mực sàn thi công khoản 2m trong suốt thời gian thi công cho đến khi đỗõ bêtông cọc là 1 công việc rất quan trọng, nếu không vét bỏ lớp mặt, đất đá và dung dịch vữa sét sẻ lắng động tạo thành 1 lớp đệm yếu dưới chân cọc, khi chịu lực cọc sẻ bị lún Mặt khác bêtông đỗ nếu bùn không được lấy hết thì cặng lắng sẽ tạo ra những ổ bùn đất làm giảm sức chiụ tải của cọc Vì vậy khi khoan xong cũng như trước khi đỗ brêtông phải thổi rữa sạch lỗ khoan

Công việc thổi rữa lỗ khoan được tiến hành như sau:

- Trước khi đỗ bê tông cần phải đẩy ra ngoài những hạt mịn còn lại ở trạng thái lơ long bằng ống hút dùng khí nén Miệng ống phun khí nén được đặc sâu dưới mặt đất và cách miệng ống hút bùn ít nhất là 2m về phiá trên Miệng ống hút bùn được di chuyển liên tục dưới đáy lỗ để làm vệ sinh

- Kiểm tra kết quả sử lí cặn lắng :

+ Sau khi kết thúc, đo ngang độ sâu lỗ cọc Sau khi thổi rữa lổ khoan xong lại đo độ sâu lỗ cọc từ đó so sánh xác nhận độ lỗ cọc từ đó so sánh xác nhận hiệu quả cuả việc sử lý cặn lắng

+ Có thể dùng máy đo cặn lắng bằng chênh lệch điện trở, hoặc bằng các thiết bị chuyên duứng

26.8.2.2 Tính toán lớp bê tông bịt đáy

Chiều dày lớp bê tông bịt đáy khi đổ bê tông móng bệ cọc :

b : trọng lượng riêng của bê tông bịt đáy b = 2.5T/m 3

n : trọng lượng riêng của nước 1 = 1.0 T/m 3

R : Chiều dày của lớp bê tông bịt đáy h1 :Chiều cao từ mực nước thi công đến đáy bệ móng.: h1 = 5m n : Số lượng cọc trong móng n = 6 cọc

U : chu vi của cọc tròn u = D = 3.77m

 : Lực ma sát giữa bê tông và cọc  = 10T/m 2

Vậy ta thi công lớp với lớp bê tông bịt đáy là 1.49m

26.8.2.3 Tính toán vách chống hố móng Đóng các cọc định vị dùng loại cọc thép I 400, vị trí cọc được xác định bằng máy kinh vyõ

Liên kết với cọc định vị băng thép U, thép L tạo thành khung định hướng để phục vụ thi công cọc ván thép

Tất cả các cọc định vị và cọc ván thép đều được hạ bằng búa rung treo trên cần cẩu

Trước khi hạ cọc ván thép, phải kiểm tra khuyết tật của cọc ván thép củng như độ đồng đều của khớp mộng bằng cách luồn thử vào khớp mộng một đoạn cọc ván chuẩn dài khoảng 1.5 – 2.0 m Để xỏ và đóng cọc ván được dễ dàng, khớp mộng của cọc ván được bôi trơn bằng dầu mở Phía khớp mộng tự (phía trước) phải bít chân lại bằng một miếng thép cho đở bị nhồi nhét đất vào rãnh mộng để khi xỏ và đóng cọc ván sau được dễ dàng

Trong quá trình thi công phải luôn chú ý theo dõi tình hình hạ cọc ván nếu nghiên hoặc lệch ra khỏi mặt phẳng của tường cọc ván thì điều chỉnh bằng kích với dây néo Nếu không đạt hiệu quả phải đóng những cọc ván định hình trên được chế tạo đặc biệt theo số liệu đo đạt cụ thể để khép kín vòng vây

* Tính toán chiều sâu đóng cọc ván thép :

Sơ đồ tính vòng vây cọc ván thép không có thanh chống ngang

Hệ số áp lực chủ động của đất :

Hệ số áp lực bị động của đất :

Gọi h là chiều sâu đóng cọc ván thép từ điểm A trở xuống

Với h được xác định từ điều kiện đảm bảo cọc ván thép không bị lật quanh điểm A

Ta có điều kiện là :

Từ đây ta thay vào phương trình điều kiện Ta được phương trình cân bằng sau:

Mtt =   Ptd  a 2 Độ võng cuả tấm

 , : Hệ số phụ thuộc vào tỷ số a / b = 1  = 0.513  = 0.0138

+ a, b : Cạnh lớn và nhỏ,cạnh lớn a = 1 m + Ptd: áp lực vữa tác dụng lên tấm m n kG

Bề dày tấm lát: m cm

 Chọn  = 0.5 cm Độ võng f 0.0894cm

26.8.2.5 Tính toán ván khuôn trụ

Để thiết kế và thi công sàn gỗ công nghiệp đòi hỏi độ bền và khả năng chịu lực cao, người ta thường sử dụng gỗ nhóm 46 có Ru = 180 kG/cm2, mô đun đàn hồi e108 kG/m2 Ván sàn thường có tiết diện 30 x 3 cm, kết hợp với nẹp đứng và nẹp ngang có kích thước 10 x 10 cm Khoảng cách giữa các nẹp được xác định cẩn thận để đảm bảo khả năng chịu tải trọng và độ đàn hồi phù hợp.

Trong đó: d : Bề dày ván khuôn = 3 cm

Aùp lực ngang lớn nhất

P = g.h + Pg Trường hợp có đầm rung xem bê tông như lỏng g = 2500 kG/m 3 : Trọng lượng đơn vị của bê tông h : Chiều cao đổ bê tông trong 4 giờ (tính theo tiết diện thân mố)

Công suất cuả máy trộn trong 4h h = 4 x 4= 16m 3 Diện tích đáy trụ = 10  4.9 I m 2

Pg = 200 kG/m 2 : lực xung kích ngang Vậy P = 2500  0.75 + 200 = 2075 kG/m 2

THI CÔNG KẾT CẤU NHỊP

- Bước 1: Lắp dựng xe lao dầm và đường vận chuyển xe lao dầm Tập kết dầm ở đầu cầu, dùng con lăn dịch chuyển từng phiến dầm vào đúng vị trí Dùng xe lao dầm lao ra vị trí nhịp, hạ dầm kết hợp sàn ngang bằng thủ công đưa dầm vào vị trí Đổ bêtông liên kết các dầm

- Bước 2: Làm đường vận chuyển xe lao dầm và đường vận chuyển trên nhịp 1 Di chuyển xe lao dầm sang vị trí nhịp 2 Dùng xe lao dầm lao ra vị trí hạ dầm kết hợp sàn ngang bằng thủ công đưa dầm vào vị trí gối Đổ bêtông liên kết các dầm

Thi công lao lắp các nhịp còn lại tương tự như nhịp 1 và 2.

TÁC ĐỘNG ĐẾN MÔI TRƯỜNG VÀ BIỆN PHÁP KHẮC PHỤC

Trong thời gian thi công thực hiện dự án, môi trường có thể bị ô nhiễm nặng nếu đơn vị thi công không có biện pháp thi công phù hợp hoặc biện pháp bảo vệ môi trường thích hợp như: bụi đất phát sinh thêm do thi công nền, tiếng ồn, khói bụi do động cơ thiết bị thi công, sỡnh laày dụ baồn neỏu thi coõng trong muứa mửa… Để khắc phục nhằm hạn chế thấp nhất đến việc ảnh hưởng môi trường trong quá trình thực hiện dự án cần thực hiện các biện pháp sau:

- Khi di chuyển vật liệu xây dựng, nhất là đất nền, phải có phủ bạt che, phải bảo đảm an toàn lao động và vệ sinh môi trường trong quá trình chuyên chở vật liệu

- Phải có biện pháp chống bụi trong quá trình thi công như phun nước, che chắn

- Có biện pháp kiểm tra các thiết bị để giảm tiếng ồn, khói bụi…

Khu nấu nhựa nên thiết kế cách xa khu dân cư đông đúc để đảm bảo an toàn và phòng ngừa cháy nổ Đồng thời, khu vực này cần được trang bị các dụng cụ phòng cháy chữa cháy cần thiết, tuân thủ theo quy định PCCC Trong quá trình thi công, áp dụng phương pháp cuốn chiếu, gọn gàng và dứt điểm để đảm bảo chất lượng công trình và tránh rủi ro cháy nổ.

- Đơn vị thi công phải có biện pháp ngăn ngừa không để xảy ra tình trạng hư hỏng, sụp lở đất đai khu vực xung quanh, không làm hư hại các công trình khác trong khu vực

THESIS:PROJECT OF SUPER T BEAM BRIDGE DESIGN

TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT TPHCM

HCMC UNIVERSITY OF TECHNOLOGY AND EDUCATION

FALCULTY OF CIVIL ENGINEERING - KHOA XÂY DỰNG ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THESIS

TÊN ĐỒ ÁN - PROJECT NAME KẾT CẤU PHẦN TRÊN

3D PHỐI CẢNH CÔNG TRÌNH CẦU / 3D ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T

PLAN OF SPAN BRIDGE / MẶT BẰNG CẦU

1 BÙN SÉT, MÀU XÁM VÀNG

2 SÉT PHA CÁT XÁM VÀNG

3 ĐẤT PHA CÁT NÂU ĐỎ

5 SÉT NÂU VÀNG LẪN SỎI SẠN

Quy trình thiết kế: 11823-2017 Loại dầm: Super - T Loại cốt thép DUL: căng trước, sợi đường kính 15.2 mm Cầu gồm 3 nhịp: 34m

Khổ cầu: 12m + 2 x 1.5m + 2 x 0.25m = 15.5m Đơn vị bản vẽ: mm

GENERAL VIEW OF BRIDGE / BỐ TRÍ CHUNG CẦU ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T

BỐ TRÍ CHUNG DỌC CẦU 3D / 3D GENERAL VIEW ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T

TÊN HẠNG MỤC ĐƠN VỊ m KHỔ CẦU

BỀ RỘNG LỀ BỘ HÀNH

BÊ TÔNG BẢN MẶT CẦU f'c2

SỐ LƯỢNG DẦM CHỦ KHOẢNG CÁCH GIỮA CÁC DẦM

SỐ LƯỢNG CỌC TRỤ ĐƯỜNG KÍNH CỌC KHOAN NHỒI CHIỀU DÀI CỌC KHOAN NHỒI TỔNG CHIỀU DÀI CẦU

TRỤ THÂN ĐẶC Số lượng 2

3D VIEW OF ABUTMENT / 3D BỐ TRÍ CHUNG MỐ CẦU

SCALE / TỶ LỆ: 1 / 250 3D VIEW OF PIER / 3D BỐ TRÍ CHUNG TRỤ CẦU

PLAN OF SPAN / MẶT BẰNG CỦA NHỊP

BỐ TRÍ CHUNG CẦU / GENERAL VIEW OF BRIDGE ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T

3D PLAN OF SPAN / 3D MẶT BẰNG CỦA NHỊP

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

CHI TIẾT LAN CAN / DETAIL OF PARAPET

MẶT TRƯỚC LAN CAN / FRONT VIEW OF PARAPET

MẶT BÊN LAN CAN / SIDE VIEW OF PARAPET

MẶT BẰNG LAN CAN / VIEW FROM ABOVE OF PARAPET

MẶT TRƯỚC PHẦN THÉP LAN CAN FRONT VIEW PART OF STEEL PARAPET

MẶT BÊN PHẦN THÉP LAN CAN FRONT VIEW PART OF STEEL PARAPET

3D PHẦN THÉP LAN CAN 3D VIEW PART OF STEEL PARAPET

TỈ LỆ : 1 : 25 / SCALE : 1:25 3D LAN CAN & LỀ BỘ HÀNH TRÊN CẦU

3D VIEW PARAPET & SIDEWALK OF BRIDGE

TỈ LỆ : 1 : 25 / SCALE : 1:25 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THESIS

TẤM ĐAN BTCT ĐÚC SẴN VỮA XM M100 DÀY 2cm

ㅤ ㅤ30 200 ㅤ ㅤ90ㅤ ㅤ30 1200 ㅤ ㅤ30ㅤ140ㅤ ㅤㅤ30

30 16 0ㅤㅤ13 0 66ㅤㅤ59 0ㅤㅤ30 10 10 ㅤㅤ30ㅤㅤ80ㅤㅤ30ㅤㅤ12 0 ㅤㅤ26 0

ㅤㅤ70ㅤㅤ50 ㅤㅤ12 0

ㅤㅤ50ㅤㅤ15 0ㅤㅤ50ㅤㅤ30 6@2 00ㅤㅤ12 0ㅤㅤ70ㅤㅤ30 10 0

CỐT THÉP LỀ BỘ HÀNH - STEEL SIDEWALK ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T

- Bề rộng lề bộ hành: 1.5m

- Chiều dài 1 lan can lề bộ hành dọc cầu: 2m

- Số lượng lan can lề bộ hành toàn cầu: 105 cái

- Chiều cao lan can: 1150 mm

- Mác bê tông gờ chắn: M100

TÊN THÉP SỐ LƯỢNG CHIỀU DÀI

ㅤㅤ50 Ch ờ lắp đặt khe c o giãn, L 3 0

THÉP CHỜ BỆ LAN CAN

CỐT THẫP LỀ BỘ HÀNH 1 ỉ16@150 2 ỉ12@200

THÉP CHỜ BỆ LAN CAN

CỐT THÉP LỀ BỘ HÀNH

Ph ần Bê Tôn g đ ổ s au L 50

CỐT THÉP BẢN MẶT CẦU / REINFORCED SLAB ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T

ㅤㅤ34 000 ㅤㅤ31 520 ㅤㅤ34 000

TIM TRỤ ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

SINH VIÊN - MSSV STUDENT-ID

3D BEAM ĐỒ ÁN THIẾT KẾCẦU DẦM SUPER-T KTHH DẦM CHỦ / DETAIL OF MAIN BEAM

SECTION B - B / MẶT CẮT B - B SCALE / TỶ LỆ: 1/40

SECTION C - C / MẶT CẮT C - C SCALE / TỶ LỆ: 1/40

SECTION D - D / MẶT CẮT D - D SCALE / TỶ LỆ: 1/40

ELEVATION OF INTERIOR GIRDER / MẶT ĐỨNG BỐ TRÍ CÁP DƯL

FALCULTY OF CIVIL ENGINEERING - KHOA XÂY DỰNG ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

BẢN VẼ BỐ TRÍ CÁP DỰ ỨNG LỰC DẦM / TENDON ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU SUPER - T

CỘT HÀNG A HÀNG B HÀNG C HÀNG D

CHIỀU DÀI ĐOẠN BỌC CÁP ĐẦU DẦM L (mm)

BẢN VẼ BỐ TRÍ CÁP / TENDON LAYOUT ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU SUPER - T

- Các ghi chú xem bản vẽ ghi chú chung

- Cáp dùng loại tao đường kính 15.2mm, 7 sợi Độ chùng thấp theo tiêu chuẩn ASTM A416 - GRADE 270.

- Trình tự cắt cáp xem thuyết minh.

- Đầu dầm sau khi cắt cáp sẽ được trám chống ăn mòằng keo EPOXY (Sika ARMATEK hoặc tương đương).

- Sử dụng ống PVC ỉ25/30mm bọc cỏp đầu dầm

ㅤ405ㅤ ㅤ200 200 ㅤ 1210ㅤ ㅤ ㅤ405ㅤ

ㅤㅤ50ㅤㅤ38 0ㅤㅤ73 0 15 50

ㅤ ㅤ30 ㅤ430ㅤ 385 400 ㅤ385ㅤ ㅤ430ㅤㅤ ㅤ30

ㅤ ㅤ30 435 ㅤ1170ㅤ 433 ㅤ ㅤ30

ㅤㅤ50ㅤㅤ50ㅤㅤ63 0 61 73 0 35

PLAN OF BEAM / MẶT BẰNG DẦM

BỐ TRÍ THÉP DẦM CHỦ / ARRANGEMENT STEEL ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T / DESIGN

ㅤㅤ50ㅤㅤ50ㅤㅤ63 0 61 73 0 35

PLAN OF BEAM / MẶT BẰNG DẦM

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

BỐ TRÍ THÉP DẦM 3D/ 3D ARRANGEMENT ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T / DESIGN

3D VIEW STEEL OF BEAM / 3D BỐ TRÍ THÉP DẦM

- Đơn vị bản vẽ là mm

- Tỉ lệ bản vẽ xem trên hình

CÁC LOẠI THÉP SỬ DỤNG TRONG DẦM:

TÊN ĐỒ ÁN - PROJECT NAME

FALCULTY OF CIVIL ENGINEERING - KHOA XÂY DỰNG ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THESIS TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PPHẠM KỸ THUẬT TP HCM

D20 301.1 KG ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU SUPER - T

STT HẠNG MỤC ĐƠN VỊ KHỐI LƯỢNG

BÊ TÔNG M300 TƯỜNG ĐỈNH TỔNG

BÊ TÔNG M100 LÓT MÓNG CỌC KHOAN NHỒI D1000 (mm) 1

BẢNG KHỐI LƯỢNG ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T / DETAIL OF ABUTMENT / CHI TIẾT MỐ CẦU

ㅤㅤ20 0ㅤㅤ80 19 @ 20 0800 60 20 00ㅤㅤ41 40

BỐ TRÍ THÉP TƯỜNG ĐỈNH / ARRAGEMENT STEEL ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER-T

3D THÉP TƯỜNG ĐỈNH / 3D STEEL OF TOP WALL

3D THÉP TOÀN MỐ / 3D STEEL OF ABUTMENT

ㅤ75ㅤㅤ55 19 @ 20 0800 60ㅤㅤ18 00ㅤㅤ21 0

ㅤㅤ20 0ㅤㅤ80 19 @ 20 0800 60 20 00ㅤㅤ41 40

ㅤ ㅤ60ㅤ150ㅤ ㅤ15080ㅤ ㅤ150ㅤ ㅤ60ㅤ

ㅤㅤ60ㅤㅤ28 80 60ㅤㅤ17 90ㅤㅤ21 0 50 00

ㅤ ㅤ60 ㅤ15380ㅤ ㅤ ㅤ60

BỐ TRÍ THÉP TƯỜNG THÂN / ARRANGEMENT ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER-T

ㅤㅤ26 0ㅤㅤ26 80ㅤㅤ60

ㅤㅤ60ㅤㅤ44 60ㅤㅤ60ㅤㅤ19 50ㅤㅤ50

3D ARRANGEMENT STEEL OF WING WALL ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

THESIS ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T / DESIGN CHI TIẾT THÉP TƯỜNG CÁNH / DETAIL STEEL OF

SCALE / TỶ LỆ: 1:100 MẶT CẮT D - D / SECTION D - D

ㅤㅤ60ㅤㅤ68 80ㅤㅤ60 70 00

ㅤ ㅤ60 ㅤ15380ㅤ ㅤ ㅤ60

BỐ TRÍ THÉP BỆ MỐ / ARRANGEMENT STEEL IN ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER-T

3D PHẦN THÉP TRONG BỆ MỐ / 3D PART OF STEEL IN ABUTMENT PEDESTAL

STT CỐT THÉP CHIỀU DÀI 1 THANH

CỐT THÉP 16949.9 KG BÊ TÔNG 312.2 M3

BỐ TRÍ CHUNG TRỤ CẦU /GENERAL LAYOUT PIER ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T

STT HẠNG MỤC ĐƠN VỊ KHỐI LƯỢNG

BÊ TÔNG M300 ĐÁ KÊ GỐI

ㅤㅤ60ㅤㅤ60ㅤㅤ68 0

ㅤ ㅤ6 0 ㅤ1480ㅤ ㅤ ㅤ60

NGUYỄN MINH DUY 18127006 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

THESIS ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T / DESIGN BỐ TRÍ THÉP XÀ MŨ TRỤ / ARRAGEMENT STEEL

BỐ TRÍ THÉP THÂN TRỤ / ARRAGEMENT STEEL IN

ㅤㅤ75ㅤㅤ33 00ㅤㅤ33 00ㅤㅤ75

BỐ TRÍ CỐT THÉP BỆ TRỤ / ARRAGEMENT STEEL ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER T / DESIGN

3D BỐ TRÍ THÉP BỆ TRỤ

3D BỐ TRÍ THÉP TRỤ / 3D ARRAGEMENT STEEL ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER T / DESIGN

3D BỐ TRÍ THÉP BỆ TRỤ / ARRANGEMENT STEEL PIER PEDESTAL

3D BỐ TRÍ THÉP XÀ MŨ TRỤ / ARRAGEMENT STEEL CAP PIER

ㅤ100ㅤㅤ800ㅤㅤ100ㅤ 1000

LỚP BÊ TÔNG LÓT ĐÁY BỆ CỌC

C1 ỉ25 ỐNG SIấU ÂM ỉ 55 (Ultrasonic tube ỉ 55) ỐNG SIấU ÂM ỉ 120

D2 ỉ22 ỐNG SIấU ÂM ỉ 55 (Ultrasonic tube ỉ 55) ỐNG SIấU ÂM ỉ 120 (Ultrasonic tube ỉ 120)

BỐ TRÍ CỐT THÉP CỌC KHOAN NHỒI / ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER - T / DESIGN

NGUYỄN MINH DUY 18127006 CHI TIẾT ĐẦU CỌC / DETAIL HEAD OF BORED PILE

MẶT CẮT 3D CỌC KHOAN NHỒI / 3D SECTION BORED PILE

3D BỐ TRÍ THÉP CỌC KHOAN NHỒI / 3D REINFORCEMENT BORED PILE

BỐ TRÍ THẫP CỌC KHOAN NHỒI ỉ1000 L = 40m / REINFORCEMENT OF BORED PILE ỉ1000 L = 40m

BẢNG THỐNG KÊ CỐT THÉP CỌC

(mm) Số Thanh Chiều Dài

- Cọc dùng bê tông có Mac 300.

- Kích thước trong bản vẽ dùng đơn vị mm.

- Khung cốt thép không được chống vào lỗ khoan bằng cừ định vị dùng thép cán, mà nhất thiết phải treo để tránh biến dạng.

- Liên kết giữa cốt thép đai và cốt thép chủ bằng phương pháp hàn dính.

- LẮP ĐẶT THIẾT BỊ, ĐỊNH VỊ TIM MỐC.

- LẮP DỰNG VÀ ĐỊNH VỊ ỐNG VÁCH.

- DÙNG BÚA RUNG ĐỂ HẠ ỐNG VÁCH ĐẾN CAO ĐỘ THIẾT KẾ. ỐNG VÁCH BUÙA RUNG

- LẤY ĐẤT TRONG LÒNG CỌC, KẾT HỢP BƠM VỮA

BENTONITE VÀO LỖ KHOAN, VỮA ĐƯỢC GIỮ CAO HƠN MỰC NƯỚC NGẦM TỪ 1 - 2 m.

- KHOAN LẤY ĐẤT TRONG LÒNG CỌC ĐẾN CAO ĐỘ THIEÁT KEÁ.

- VỆ SINH LỖ KHOAN LẮP HẠ LỒNG CỐT THÉP ĐỊNH VỊ LỒNG CỐT THÉP VÀO THÀNH ỐNG VÁCH.

- LẮP ĐẶT ỐNG Tremie (Ống đổ Bêtông thẳng đứng D = 250mm).

- ĐỔ BÊTÔNG THEO PHƯƠNG PHÁP ỐNG RÚT THẲNG ĐỨNG.

- ĐỔ BÊTÔNG XONG RÚT ỐNG VÁCH LÊN BAÈNG CAÀN CAÅU.

XE TRỘN BÊTÔNG ĐỔ BÊTÔNG OÁNG Tremie

- ĐÀO ĐẤT VÀ ĐẬP ĐẦU CỌC ĐẾN CAO ĐỘ THIẾT KẾ.

- ĐỔ LỚP BÊTÔNG LÓT ĐÁY HỐ MÓNG.

- LẮP DỰNG ĐÀ GIÁO, VÁN KHUÔN, CỐT THÉP BỆ MỐ VÀ TƯỜNG TRƯỚC.

- TIẾN HÀNH ĐỔ BÊTÔNG BỆ MỐ VÀ TƯỜNG TRƯỚC.

- LẮP DỰNG ĐÀ GIÁO, VÁN KHUÔN, CỐT THÉP TƯỜNG CÁNH.

- TIẾN HÀNH ĐỔ BÊTÔNG TƯỜNG CÁNH.

- BỆ MỐ NẰM TRÊN NỀN CỌC KHOAN NHỒI BÊ TÔNG CỐT THÉP CÓ ĐƯỜNG KÍNH f = 120cm, MỖI MỐ CÓ 8 CỌC, CHIỀU DÀI L = 30m.

KẾT CẤU PHẦN DƯỚI ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU SUPER T

NGUYỄN MINH DUY 1812700 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THESISFALCULTY OF CIVIL ENGINEERING - KHOA XÂY DỰNG

HEÄ KHUNG KEẽP ĐỐI TRỌNG

HỆ KHUNG KẸP ĐỐI TRỌNG HỆ KHUNG KẸP ĐỐI TRỌNG

- ĐỊNH VỊ HỐ MÓNG, LẮP DỰNG SÀN ĐẠO

- LẮP DỰNG VÀ ĐỊNH VỊ ỐNG VÁCH D =

- DÙNG BÚA RUNG ĐỂ HẠ ỐNG VÁCH,

CAO ĐỘ ĐỈNH ỐNG VÁCH CAO HƠN MỰC

CỌC SÀN ĐẠO KHUNG DẪN HƯỚNG

Xà lan 400 Tấn Xà lan 400 Tấn

- VỆ SINH LỖ KHOAN LẮP HẠ LỒNG CỐT THÉP ĐỊNH VỊ LỒNG CỐT THÉP VÀO THÀNH ỐNG VÁCH.

- LẮP ĐẶT ỐNG Tremie (Ống đổ Bêtông thẳng đứng D = 250mm).

- ĐỔ BÊTÔNG THEO PHƯƠNG PHÁP ỐNG RÚT THẲNG ĐỨNG.

- ĐỔ BÊTÔNG XONG RÚT ỐNG VÁCH LÊN BẰNG CẦN CẨU.

CỌC SÀN ĐẠO KHUNG DẪN HƯỚNG

- KHOAN LẤY ĐẤT TRONG LÒNG CỌC, KẾT HỢP BƠM VỮA BENTONITE VÀO LỖ KHOAN VỮA ĐƯỢC GIỮ CAO HƠN MỰC NƯỚC THI CÔNG TỪ 1

- KHOAN LẤY ĐẤT TRONG LÒNG CỌC ĐẾN CAO ĐỘ THIẾT KẾ. ẹềNH Về I 450

Xà lan 400 Tấn MNTC = + 1.50 ỐNG VÁCH

CỌC SÀN ĐẠO KHUNG DẪN HƯỚNG ỐNG VÁCH

BUÙA RUNG OÁNG Tremie ĐỔ BÊTÔNG

CỌC SÀN ĐẠO Cọc Ván Thép Larsen

- LẮP DỰNG ĐÀ GIÁO, VÁN KHUÔN, CỐT THEÙP THAÂN TRUẽ.

- TIẾN HÀNH ĐỔ BÊTÔNG THÂN TRỤ.

- KHI THÂN TRỤ ĐỦ CƯỜNG ĐỘ, TIẾN HÀNH LẮP DỰNG ĐÀ GIÁO, THANH CHỐNG, VÁN KHUOÂN, COÁT THEÙP MUế TRUẽ.

- TIẾN HÀNH ĐỔ BÊTÔNG MŨ TRỤ.

- TIẾN HÀNH HẠ CỌC VÁN THÉP XUNG QUANH ĐẾN CAO ĐỘ THIẾT KẾ LIÊN KẾT CỌC VÁN THÉP VỚI SÀN ĐẠO.

- ĐÀO ĐẤT VÀ ĐẬP ĐẦU CỌC ĐẾN CAO ĐỘ THIẾT KẾ.

- ĐỔ LỚP BÊTÔNG BỊP ĐÁY HỐ MÓNG.

- LẮP DỰNG ĐÀ GIÁO, VÁN KHUÔN, CỐT THÉP BỆ TRỤ.

- DÙNG BƠM ĐỂ HÚT NƯỚC TRONG HỐ MÓNG, TIẾN

HÀNH ĐỔ BÊTÔNG BỆ TRỤ.

Cọc Ván Thép Larsen OÁNG DAÃN BEÂTOÂNG HEÄ KHUNG KEẽP

CỌC SÀN ĐẠO KHUNG DẪN HƯỚNG LỚP BÊTÔNG BỊT ĐÁY

LỚP BÊTÔNG BỊT ĐÁY HEÄ KHUNG KEẽP ẹềNH Về I 450

MẶT BẰNG VÒNG VÂY CỌC VÁN THÉP

- BỆ TRỤ NẰM TRÊN NỀN CỌC KHOAN NHỒI BTCT CÓ ĐƯỜNG KÍNH f = 120cm, MỖI TRỤ CÓ 6 CỌC, CHIỀU DÀI L = 40m.

- VÒNG VÂY CỌC VÁN THÉP ĐÓNG RỘNG HƠN MẶT BẰNG HỐ MÓNG MỖI BÊN LÀ 0.5m ĐỂ LÀM HÀNH LAN CÔNG TÁC.

KẾT CẤU PHẦN DƯỚI ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU SUPER T

NGUYỄN MINH DUY 1812700 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THESIS

FALCULTY OF CIVIL ENGINEERING - KHOA XÂY DỰNG

Tiêu đề	Thiết kế kết cấu cầu dầm Super-T căng trước
Tác giả	Nguyễn Minh Duy
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Trọng Tâm
Trường học	Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Thành phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Kỹ thuật xây dựng công trình giao thông
Thể loại	Luận văn tốt nghiệp
Năm xuất bản	2022
Thành phố	Thành phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	184
Dung lượng	18,13 MB