Đồ án tốt nghiệp: Thiết kế cầu dầm hộp bê tông cốt thép kết hợp vòm ống thép một mặt phẳng dây

Vì thế trong những năm gần đây, cùng với sự phát triển của vượt bậc của khoa học kỹ thuật, kết cấu dạng hộp BTCT kết hợp với thép hình đang được áp dụng khá phổ biến, kết cấu dầm hộp có

GIỚI THIỆU CHUNG VỀ CẦU GÒ DẦU

Sơ lược về cầu Gò Dầu

Công trình cầu Gò Dầu là cây cầu bắc qua sông Vàm Cỏ Đông nối liền thị trấn Gò Dầu với

Cửa khẩu Mộc Bài, nằm trên trục Đường Xuyên Á (Quốc Lộ 22), thuộc địa phận huyện Bến Cầu và huyện Gò Dầu của tỉnh Tây Ninh

Cầu nằm cách Thành phố Hồ Chí Minh khoảng 60 km, Thành phố Tây Ninh 36 km, đây là một khu vực trung tâm của vùng trọng điểm phía Nam của tỉnh Tây Ninh và có tiềm năng phát triển cơ sở hạ tầng giao thông vì tiếp giáp với các vùng kinh tế phát triển vượt bậc như TP Hồ Chí Minh, cửa khẩu Mộc Bài (Campuchia) và Thành phố Tây Ninh Để làm nổi bật lên vẻ đẹp của một quốc gia, cùng với sự phát triển vượt bậc của cơ sở hạ tầng ta sẽ xây dựng công trình cầu Gò Dầu vượt sông Vàm Cỏ Đông Trong các dạng cầu được xây dựng thường tạo được kiến trúc đẹp là các loại cầu treo, cầu vòm và đã được ưu tiên xây dựng ở nhiều thành phố lớn trên thế giới Tuy nhiên hình dạng cầu vòm với đường cong trục vòm sẽ tạo được dáng hài hoà, và khi áp dụng những tiến bộ kỹ thuật về công nghệ thiết kế, cầu vòm sẽ khắc phục hạn chế vượt nhịp nhỏ Nếu sử dụng các loại vật liệu tiên tiến thì các kết cấu, cấu tạo cầu vòm sẽ thanh mãnh và đẹp hơn Vì thế loại kết cấu được sử dụng trong đồ án này là kết cấu vòm, với kiến trúc hình dạng vòm sẽ làm tôn lên vẻ đẹp mỹ quan, ấn tượng của một công trình nổi tiếng mang tầm vóc quốc gia.

Tổng quan về kết cấu vòm

Cầu vòm là thể loại cầu tạo hình vòm Cầu vòm có thể chuyển một phần trọng lượng của cầu và tải trọng của nó thành lực đẩy ngang được truyền đến các mố cầu Một cây cầu dài có thể được xây từ một loạt các vòm, mặc dù ngày nay những cấu trúc khác hiệu quả về mặt kinh tế hơn thường được sử dụng Đá, gạch và các vật liệu khác có khả năng chịu biến dạng nén cao và chịu biến dạng trượt phần nào, nhưng không thể chịu được nhiều biến dạng căng Do đó, cầu vòm bằng đá được thiết kế để chịu lực nén liên tục, càng lâu càng tốt Mỗi vòm được xây dựng trên một giàn giáo tạm thời để đỡ những khối hình nêm của vòm cho đến khi khối hình nêm cuối cùng hay đá đỉnh vòm được đưa vào vị trí Trong những cây cầu vòm nén đầu tiên, khối đá đỉnh vòm chịu trọng lượng của cả cây cầu Càng dồn nhiều trọng lượng lên cây cầu, cấu trúc của nó càng trở nên vững chắc hơn Cầu vòm đá sử dụng một lượng vật liệu đắp (thường là đá dăm nén chặt) phía trên vòm để tăng trọng lượng chết này ở phần trên của cầu và ngăn chặn lực căng xuất hiện trong vành vòm khi những vật có tải trọng di chuyển trên mặt cầu Các vật liệu khác được sử dụng để xây dựng loại cầu này là gạch và bê tông không cốt thép Khi đá khối được sử dụng các góc của bề mặt được cắt để giảm thiểu biến dạng trượt Trong trường hợp sử dụng khối đá ngẫu nhiên (đá chưa cắt và chưa qua xử lý), chúng được liên kết với nhau bằng vữa và vữa được chờ cho đến khi đông lại trước khi lấy giàn giáo ra

Các vòm đá truyền thống thường bền, và phần nào có khả năng chống lún hoặc phá hoại Tuy nhiên, so với các giải pháp thay thế hiện đại thì những cây cầu như vậy rất nặng, đòi hỏi phải có phần móng rộng Chúng cũng tốn kém để xây dựng ở nơi có giá nhân công cao, nên ngày nay kết cấu này rất ít được sử dụng

Kết cấu cầu vòm bê tông cốt thép là một trong những kết cấu thuộc loại cổ điển trong công nghệ cầu Kết cấu cầu dạng vòm không những thuộc loại kết cấu đạt yêu cầu kỹ thuật do tận dụng được hiệu ứng vòm mà còn trở thành một trong những kết cấu mang tính thẩm mỹ cao Kết cấu cầu vòm rất đa dạng trong thực tế Căn cứ vào vị trí cao độ của mặt xe chạy so với cao độ đỉnh vòm có thể phân thành cầu vòm xe chạy trên, xe chạy giữa và xe chạy dưới Về mặt kết cấu, có dạng cầu vòm không chốt, vòm hai chốt hoặc vòm ba chốt Một số vòm thuộc dạng giản đơn, một số khác có dạng liên tục Về vật liệu, có cầu vòm đá, cầu vòm thép, cầu vòm bê tông cốt thép hoặc cầu vòm liên hợp thép – bê tông (cầu vòm ống thép nhồi bê tông)

Hình 1.1 Các dạng sơ đồ cầu vòm thực tế

SVTH: HUỲNH ĐẶNG TIỂU LONG – MSSV: 18127028 2

Điều kiện địa hình, địa mạo

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

Địa chất công trình

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

+ Lớp 1: Lớp bùn, xà bần ở đáy sông, có độ dày trung bình từ 0.5 đến 2m

+ Lớp 2: Lớp đất có thành phần là sét màu nâu đỏ, nâu vàng, xám xanh, trạng thái nửa cứng Lớp này có bề dày trung bình 2 đến 8m, một số chỉ tiêu cơ lý của lớp 2 như sau:

Chỉ tiêu Đơn vị Giá trị TB Độ ẩm W % 32.4

Cường độ kháng cắt không thoát nước kN/m 2 38.1

Giá trị N của SPT (búa/30cm) 15-26

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

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

+Lớp 5: Lớp đất có thành phần là cát hạt nhỏ lẫn sỏi sạn, màu đỏ, trạng thái cứng Lớp này có bề dày vô hạn, có các chỉ tiêu cơ lý như sau:

Khí hậu

Vùng đồng bằng Nam Bộ nói chung và thành phố Hồ Chí Minh nói riêng nằm trong miền khí hậu nhiệt đới nóng ẩm quanh năm, có sự phân hóa theo mùa sâu sắc Hàng năm có hai mùa rõ rệt: mùa mưa và mùa khô

- Mùa khô trùng với gió mùa Đông vốn là luồng tín phong ổn định, mùa mưa trùng với gió mùa Hạ mang lại những khố không khí nhiệt đới và xích đạo nóng ẩm với những nhiễu động khí quyển thường xuyên.

Nhiệt độ

- Nhiệt độ trung bình năm vùng này đạt tới (26-27) 0 C Chênh lệch giữa nhiệt độ trung bình tháng nóng nhất và lạnh nhất không quá (4-5) 0 C

Độ ẩm

- Khu vực có độ ẩm trung bình năm là 80%, thời kì ẩm ướt nhất là 85%, thời kì khô nhất là 70%;

Các thông số về thủy văn

QUY MÔ VÀ TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT

Tiêu chuẩn thiết kế

+ Tiêu chuẩn quốc gia: TCVN 11823-2017 Thiết kế cầu đường bộ mới

+ Tiêu chuẩn quốc gia: TCVN 4054-2005 Đường ô tô- Yêu cầu thiết kế

+ Tiêu chuẩn nghành: TCN 272-05 (tiêu chuẩn cũ)

+ Quy phạm thiết kế cầu dây văng trên đường ôtô JTJ 027-86 của Trung Quốc

Nguyên tắc thiết kế

+ Công trình được thiết kế với tuổi thọ 100 năm, phù hợp với quy mô của tuyến đường

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

+ Thời gian thi công ngắn

+ Thuận tiện cho công tác duy tu bảo dưỡng

+ Giá thành xây lắp thấp

+ Đảm bảo công tác thi công được suôn sẻ.

Quy mô xây dựng

Cầu được thiết kế với quy mô vĩnh cửu, tuổi thọ > 100 năm.

Cấp đường thiết kế

Cấp đường thiết kế: Đường cấp III đồng bằng với vận tốc v = 60 (km/h)

Tải trọng thiết kế

Tải trọng được sử dụng để thiết kế đồ án là: tải trọng HL93

+ Xe 3 trục thiết kế: P = 325 kN

+ Xe 2 trục thiết kế: P = 220 kN

Hệ số tải trọng

+ Hệ số xung kích: 1.33 ( theo TCVN11823-2017)

Khẩu độ thông thuyền

+ Sông thông thuyền cấp I, khổ thông thuyền BxHx11m, tính từ mực nước thông thuyền H5%

+ Tần suất lũ thiết kế cầu: H1%

Phạm vi thiết kế đồ án tốt nghiệp

+ Thiết kế kỹ thuật 100% kết cấu nhịp chính

Các biện pháp thi công bao gồm: Thiết kế sơ bộ với các chi tiết mố, trụ, nền móng không cần tính toán cụ thể Trong phần nâng cao, có thể thực hiện mô phỏng ứng suất của thanh chống xiên đỡ bản mặt cầu.

+ Do khối lượng đồ án về cả thuyết minh lẫn bản vẽ thiết kế khá nhiều nên việc thiết kế mố cầu dựa trên các dự án có thông số kĩ thuật và địa chất tương tự khu vực xây dựng, và sẽ được chiết giảm trong phần thuyết minh đồ án

Hình 2.1 Phối cảnh công trình đồ án tốt nghiệp

PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ KẾT CẤU NHỊP

Giới thiệu về kết cấu dầm hộp BTCT dự ứng lực có thanh chống xiên

Kết cấu tổ hợp giữa bê tông cốt thép và thép (gọi tắt là bê tông-thép) là một dạng kết cấu mới được phát triển trong thời gian gần đây trên thế giới và còn mới mẻ ở Việt Nam Tuy cũng có một số công trình ứng dụng kết cấu này vào thực tế thông qua các dự án xây dựng hợp tác với nước ngoài, nhưng số lượng sử dụng kết cấu bê tông-thép ở Việt Nam còn rất hạn chế

Với sự phát triển của vật liệu mới, công nghệ thi công mới, các dạng kết cấu mới cũng được hình thành và phát triển, trong đó điển hình là dạng kết cấu mới có sự kết hợp giữa kết cấu thép và kết cấu BTCT trong cùng một kết cấu nhằm tận dụng tối đa các ưu điểm sẵn có của từng loại vật liệu thép và bê tông

Trong thời gian gần đây, kết cấu dạng hộp bê tông cốt thép (BTCT) kết hợp với thép hình được ứng dụng rộng rãi do sự phát triển vượt bậc của khoa học kỹ thuật Cấu trúc dầm hộp có mặt cầu được mở rộng và được hỗ trợ bởi các thanh chống xiên Về mặt chịu lực theo phương dọc cầu, các thanh chống xiên không tham gia chịu lực, nhưng chúng đảm nhiệm vai trò đỡ bản mặt cầu BTCT theo phương ngang cầu.

Dạng kết cấu cầu này đã được áp dụng rất nhiều ở các nước tiên tiến như: Hàn Quốc (cầuBeolgyo, cầu Yeosu), Nhật Bản (cầu Shibakawa), Pháp (cầu Meaux),… và hiện tại nước Việt Nam cũng đang xây dựng tuyến đường bộ trên cao dọc đường vành đai II đoạn từ cầu Vĩnh Tuy đến Ngã Tư Sở.

Cơ sở lựa chọn phương án kết cấu nhịp

Với quy mô xây dựng công trình cầu vượt mang tầm vóc quốc gia, cùng sự phát triển vượt bậc của cơ sở hạ tầng và sự tiến bộ của khoa học kỹ thuật hiện đại, các dự án cầu vượt hiện nay được ứng dụng kết cấu dầm hộp Kết cấu này được xem là một bước tiến vượt trội trong lĩnh vực xây dựng cầu vượt, đáp ứng được những yêu cầu khắt khe về khả năng chịu tải, độ bền và tính thẩm mỹ, góp phần nâng cao chất lượng và hiệu quả khai thác các tuyến giao thông trọng điểm.

BTCT dự ứng lực có thanh chống xiên” mang một vẻ đẹp kiến trúc mới lạ, tạo ấn tượng mới mẻ cho người kỹ sư thiết kế, về tính khả thi của kết cấu cũng được áp dụng rộng rãi tại các nước tiên tiến và cũng đáng vui mừng là kết cấu này lại đang được áp dụng xây dựng tại Việt Nam

Kết cấu này có đặc điểm là mở rộng bản mặt cầu bằng thanh chống xiên, giúp thu nhỏ bề rộng đáy hộp, giảm được tiết diện cánh trên, do đó sẽ giảm được trọng lượng kết cấu phần trên, giảm được đáng kể trọng lượng trụ, số lượng cọc và bệ móng Ngoài ra do khối lượng giảm nhiều nên giảm được nội lực do động đất, tiến độ thi công xây dựng nhanh hơn

Với niềm đam mê thiết kế, mong muốn khám phá những điều mới mẻ, dưới sự hướng dẫn của Thầy Nguyễn Duy Liêm - chuyên gia về thiết kế cầu, kết hợp kiến thức thu được trong quá trình học tập tại Đại học Sư phạm Kỹ thuật TP.HCM, loại kết cấu mà tác giả lựa chọn cho Đồ án tốt nghiệp là dầm hộp bê tông cốt thép dự ứng lực có thanh chống xiên kết hợp vòm ống thép một mặt phẳng dây.

Sơ đồ kết cấu nhịp chính

Cầu được thiết kế với cấu trúc dầm hộp bê tông cốt thép dự ứng lực cùng với thanh chống xiên, kết hợp cùng vòm ống thép một mặt phẳng dây Sơ đồ kết cấu của nhịp chính sử dụng dạng dầm giản đơn, được tựa vào một gối cố định và một gối di động.

Số liệu thiết kế

+ Khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối: a = 1 m + Chiều dài nhịp tính toán: Ltt = 118 m

+ Bề rộng phần xe chạy: B1 = 16 m

+ Số làn xe thiết kế: n = 4 làn

+ Bề rộng lề bộ hành: B2 = 0 m

+ Bề rộng gờ chắn xe: B3 = 0.5m x 2

+ Bề rộng dải phân cách giữa (vòm 1 mp dây): B4 = 3m + Tổng bề rộng khổ cầu: B = 16 + 0.5 x 2 + 3 = 20 m

Vật liệu sử dụng cho đồ án

Cường độ chịu nén ở tuổi 28 ngày: f’ c = 45 MPa

Hệ số giãn nở nhiệt: 1.17e −5

Trọng lượng riêng bê tông:   c 25 kN / m 3

3.5.2 Vật liệu cáp dự ứng lực

Loại cáp dự ứng lực Tao cáp có độ tự trùng thấp

3.5.3 Vật liệu thép cho vành vòm, thanh giằng và thanh chống xiên

Cường độ chảy nhỏ nhất: F y = 345 MPa

Cường độ chịu kéo nhỏ nhất: F u = 485 MPa

3.5.4 Vật liệu cốt thép thường

Lựa chọn sơ bộ kích thước kết cấu nhịp chính

3.6.1 Lựa chọn sơ bộ kích thước dầm chủ

Mặt cắt ngang dầm chủ được lựa chọn là dạng dầm hộp bê tông cốt thép có chiều cao dầm không thay đổi trong suốt chiều dài nhịp Ngoài ra, để tăng độ cứng chống xoắn và mở rộng bề mặt cầu, sử dụng thanh chống xiên là các ống thép ∅300 với chiều dày 12 mm Kích thước chi tiết được trình bày trong hình bên dưới

Hình 3.2 Mặt cắt ngang dầm chủ tại giữa nhịp

Hình 3.3 Mặt cắt ngang dầm chủ tại chân vòm

Việc lựa chọn đường tim vòm có ý nghĩa rất lớn trong khai thác, thông thường cầu vòm ống thép nhồi bê tông hoặc các công trình cầu vòm thường chọn đường cong tim vòm là đường cong parabol bậc 2 hoặc bậc 4 và đường cong dạng dây xích Các đường cong này có đường cong áp lực khá trùng với đường cong tim vòm Cầu vòm trong đồ án được sử dụng là đường cong parabol bậc 2 có phương trình như sau:

 L    Trong đó: f là đường tên vòm

3.6.3 Lựa chọn sơ bộ kích thước vòm chủ Để lựa chọn được một kích thước vòm với chiều cao hợp lý, người ta đánh giá dựa trên tỷ số giữa chiều cao vòm f với nhịp vòm l Tỷ số này càng nhỏ, tức là vòm càng thoải thì lực đẩy ngang càng

SVTH: HUỲNH ĐẶNG TIỂU LONG – MSSV: 18127028 6 lớn và ngược lại Thông thường, người ta lựa chọn trong khoảng:

Với kết cấu nhịp L = 120 m kiến nghị lựa chọn:

+ Đường tên vòm Loại 2 (2xD800): f = 30m

Ta có tỷ số: + Loại 1: 24

Vậy sử dụng đường tên vòm Loại 1 là 30 m và Loại 2 là 24m

Hình 3.4 Sơ đồ phân chia kết cấu vòm

Sử dụng 1 vòm ống thép loại 1 với D1000 (nhồi bê tông) và 2 vòm ống thép loại 2 với D800 đặt lệch tâm nhau theo phương ngang cầu là 8000mm

Hình 3.5 Mặt cắt ngang vòm loại 1

Hình 3.6 Mặt cắt ngang vòm loại 2 3.6.4 Lựa chọn kích thước liên kết ngang vòm

+ Sử dụng 16 ống thép D500 dày 12 mm giằng ngang cho 2 ống vòm thép D800

Hình 3.7 Mặt cắt ngang thanh giằng loại 1

+ Sử dụng 32 ống thép D300 dày 12 mm giằng xiên cho 3 ống vòm thép như sơ đồ

Hình 3.8 Mặt cắt ngang thanh giằng loại 2

3.6.5 Lựa chọn kích thước thanh chống xiên

+ Sử dụng ống thép có đường kính ngoài 300 mm với chiều dày 12 mm Chi tiết kích thước được thể hiện như hình bên dưới:

Hình 3.9 Chi tiết kích thước thanh chống xiên D300

MÔ HÌNH KẾT CẤU NHỊP BẰNG PHẦN MỀM MIDAS CIVIL

Mô hình hóa vật liệu

Để khai báo vật liệu theo thông số đầu vào của đồ án ta chọn chức năng “ User Define” tức là định nghĩa vật liệu theo ý muốn của mình

+ Khai báo vật liệu cho dầm chủ: (thông số đầu vào như bảng)

Hình 4.1 Bảng thông số Midas cho vật liệu dầm chủ

+ Khai báo vật liệu cho vành vòm và thanh giằng: (thông số đầu vào như bảng)

Cường độ chảy nhỏ nhất: F y = 345 MPa Cường độ chịu kéo nhỏ nhất: F u = 485 MPa

Hình 4.2 Bảng thông số Midas cho vật liệu vành vòm

+ Khai báo vật liệu cho cáp dự ứng lực: (thông số đầu vào như bảng)

Hình 4.3 Bảng thông số Midas cho vật liệu cáp dự ứng lực

Mô hình hóa đặc tính co ngót và từ biến cho bê tông dầm chủ

Như chúng ta đã biết trong quá trình khai thác hoặc thi công thì yếu tố từ biến và co ngót của bê tông là điều không thể tránh sót, để được an toàn và đảm bảo chất lượng công trình ta sẽ xét đến mô hình hóa đặc tính từ biến và co ngót cho bê tông bằng phần mềm Midas Civil

Cường độ bê tông ở tuổi 28 ngày 45 MPa cho vật liệu bê tông dầm chủ Độ ẩm tương đối của môi trường 80%

Tuổi bê tông khi bắt đầu co ngót 3 ngày

Hình 4.4 Khai báo thuộc tính của bê tông dầm chủ

Hình 4.5 Kết quả đặc tính co ngót, từ biến của bê tông dầm chủ

Mô hình hóa mặt cắt ngang của các phần tử kết cấu

* Khai báo mặt cắt dầm chủ: Để định nghĩa cho mặt cắt dầm hộp có tiết diện phức tạp, ta khai báo mặt cắt trong Midas dưới dạng

PSC-Value thực hiện lọc tọa độ để khai báo từng điểm của mặt cắt dầm hộp Sau đó, Midas sẽ tự động tính toán các đặc trưng hình học của mặt cắt.

Hình 4.7 Mô hình mặt cắt giữa nhịp trong Midas

Hình 4.8 Mô hình mặt cắt đầu dầm trong Midas

BẢNG TỔNG HỢP TÍNH TOÁN ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA MẶT CẮT DẦM CHỦ Đặc trưng hình học mặt cắt Giữa nhịp Đầu dầm

Bề rộng bản đáy bd 8.4 m 8.4 m

Bề dày bản đáy td 0.3 m 2 0 m 2

Moment quán tính theo trục x Ixx 28.73 m 4 48.15 m 4 Moment quán tính theo trục y Iyy 13.03 m 4 18.95 m 4 Moment quán tính theo trục z Izz 276.05 m 4 338.86 m 4 Khoảng cách từ TTH đến bản cánh trên yt 1.22 m 1.44 m

Khoảng cách từ TTH đến bản đáy yb 1.78 m 1.56 m

* Khai báo mặt cắt vòm chủ:

+ Vòm ống thép loại 1 D1000 (nhồi bê tông)

Do là mặt cắt liên hợp thép và bê tông, ta cần quy đổi thép về bê tông sau đó khai báo vào Midas để tính toán

BẢNG ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA VÒM ỐNG THÉP LOẠI 1 QUY ĐỔI:

Vòm Vòm Vòm Vòm Vòm thép Mặt cắt vòm Đơn vị ngoài trong thép bê tông quy đổi chủ loại 1

Hình 4.9 Khai báo mặt cắt vòm loại 1 trong Midas

Hình 4.10 Khai báo mặt cắt vòm loại 2 trong Midas

* Khai báo mặt cắt thanh giằng:

Hình 4.11 Khai báo mặt cắt thanh giằng loại 1 & 2 trong Midas

BẢNG ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC VÒM LOẠI 2 & THANH GIẰNG

Vòm loại 2 Thanh giằng L1 Thanh giằng L2 Đơn vị

Mô hình hóa kết cấu nhịp

Việc xây dựng mô hình hóa hình học được thực hiện thông qua các Node và Element, để công việc quản lý được thuận tiện Ta đánh lại tên của các Node và Element như sau:

Dầm chủ 1 to 47 1 to 46 Node và phần tử dầm chủ

Vòm chủ 101 to 171 101 to 170 Node và phần từ vòm chủ

Thanh giằng 201 to 248 Phần tử thanh giằng

Cáp treo 301 to 317 Phần tử cáp treo

Sau khi khai báo mặt cắt ta tiến hành mô hình tất cả các kết cấu lại với nhau trong Midas ta được:

Hình 4.12 Mô hình hóa kết cấu nhịp chính trong Midas.

Gán các tải trọng và điều kiện biên

Hình 4.13 Bảng khai báo các trường hợp tải trọng tác dụng

 Tải trọng bản thân dầm chủ và vòm chủ sẽ được phần mềm Midas Civil tự động tính toán thông qua chức năng Self Weight

 Các tĩnh tải tác dụng lên dầm chủ gồm có lớp phủ mặt cầu và lan can được mô hình thông qua chức năng Element Beam Load

Tải tĩnh của thanh chống xiên được biểu diễn bằng các tải tập trung tại các nút tương ứng với vị trí đặt thanh chống xiên trên cầu bằng chức năng Nodal Loads.

 Hoạt tải được khai báo với 4 làn xe và lấy theo tiêu chuẩn ASSHTO LRFD

Hình 4.14 Gán tĩnh tải do lớp phủ gây ra (trường hợp khác tương tự)

Hình 4.15 Khai báo tải trọng HL93 cho xe 2 trục

Hình 4.16 Khai báo tải trọng HL93 cho xe 3 trục

Khai báo cáp dự ứng lực cho dầm chủ

Từ kết quả tính toán nội lực dầm chủ, ta sẽ tính toán ra được sơ bộ số bó cáp dự ứng lực, sau đó sẽ mô hình cáp vào Midas và tiến hành chạy phần mềm sau đó kiểm toán

+ Ta sẽ khai báo cáp dự ứng lực thông qua chức năng Tendon Property:

Hình 4.17 Khai báo cáp dự ứng lực

+ Để khai báo đường đi của cáp ta dùng chức năng Tendon Profile:

Hình 4.18 Khai báo đường đi của cáp dự ứng lực

SVTH: HUỲNH ĐẶNG TIỂU LONG – MSSV: 18127028 13 + Khai báo lực căng kích cho cáp dự ứng lực thông qua chức năng Tendon Prestress, ta sẽ khai báo lực căng 0.74fpu = 1376.4 MPa và kéo cáp ở 2 đầu.

Khai báo giai đoạn thi công

Do biện pháp thi công chủ yếu sử dụng trên hệ đà giáo cố định, nên không gây ảnh hưởng đến kết cấu quá nhiều Để mô phỏng quá trình thi công đơn giản ta sẽ chia làm 2 giai đoạn làm việc chính, để khai báo giai đoạn thi công ta dùng chức năng Construction Stage:

+ Giai đoạn 1 (150 days): Dầm chủ, vòm chủ và các thanh liên kết sẽ được lắp đặt cùng tham gia chịu lực, các điều kiện biên sẽ được kích hoạt

+ Giai đoạn 2 (10000 days): là giai đoạn khai thác, lớp phủ mặt cầu, lan can và tiện ích trong giai đoạn khai thác sẽ được lắp đặt, điều kiện biên không thay đổi

Hình 4.20 Khai báo giai đoạn thi công cho kết cấu

Khai báo các tổ hợp tải trọng và chạy chương trình

Các tổ hợp tải trọng được khai báo bao gồm:

+ TTGHCĐ1 3T: tổ hợp tải trọng có xe 3 trục ở trạng thái giới hạn cường độ 1 + TTGHSD 3T: tổ hợp tải trọng có xe 3 trục ở trạng thái giới hạn sử dụng + TTGHCĐ1 2T: tổ hợp tải trọng có xe 2 trục ở trạng thái giới hạn cường độ 1 + TTGHSD 2T: tổ hợp tải trọng có xe 2 trục ở trạng thái giới hạn sử dụng

Xuất các kết quả nội lực tính toán

Chi tiết các nội lực của từng kết cấu trong đồ án sẽ được trình bày chi tiết ở các chương Sau khi có được nội lực tính toán, ta cần kiểm toán lại tất cả

Các kết cấu hay mặt cắt nào không thỏa mãn cần phải điều chỉnh lại cho đến khi tính duyệt các kết cấu đều thỏa mãn và hoàn toàn đủ khả năng chịu lực

TÍNH TOÁN MẶT CẮT NGANG (BẢN MẶT CẦU)

Cấu tạo, sơ đồ tính toán

5.1.1 Thiết kế cấu tạo của bản mặt cầu

* Lựa chọn kích thước cơ bản của bản mặt cầu:

Hình 5.1 Kích thước bản mặt cầu tại giữa nhịp

- Nhịp ở bản nắp phía trong dầm hộp:

+ Nhịp tính toán của bản phía trong lấy bằng khoảng cách giữa 2 vách, Ltt = 4m

+ Chiều dày bản mặt cầu bản phía trong: t = 0.35m

- Nhịp hẫng ở phía trong đoạn thanh chống xiên:

+ Nhịp tính toán của bản hẫng phía trong thanh chống xiên: Ltt = 3.6m

+ Chiều dày bản mặt cầu bản hẫng phía trong thanh chống xiên: t = 0.3m

- Nhịp hẫng ở phía ngoài đoạn thanh chống xiên:

+ Nhịp tính toán của bản hẫng phía ngoài thanh chống xiên: Ltt = 2.4m

+ Chiều dày bản mặt cầu bản hẫng phía ngoài thanh chống xiên: t = 0.3m

* Cấu tạo lớp kết cấu áo đường:

+ Lớp bê tông nhựa dày: 7cm

+ Lớp phòng nước dày: 5mm

+ Phần bản hẫng: phía ngoài đoạn thanh chống xiên

Tính theo sơ đồ bản hẫng: 1 đầu ngàm và 1 đầu tự do

+ Phần bản hẫng phía trong đoạn thanh chống và phần bản nắp phía trong hộp

 Tính theo sơ đồ khung như hình bên dưới

Hình 5.2 Sơ đồ tính toán bản mặt cầu

+ Sử dụng nguyên tắc gần đúng để thiết kế bản mặt cầu BTCT của cầu dầm hộp bê tông cốt thép đổ liền khối và đúc tại chỗ

+ Khi tính toán hiệu ứng tải trong bản, cho phép phân tích một dải bản rộng 1m theo chiều dọc cầu , mô hình hoá sơ đồ làm việc của kết cấu như một sơ đồ khung kín, với giả thiết gối được đặt tại đáy

3 sườn như mô hình sơ đồ tính toán bản mặt cầu ở trên

+ Khi tính toán hiệu ứng lực, tải trọng bánh xe được mô hình hóa như tải trọng vệt mà chiều dài dọc theo nhịp sẽ là chiều dài của diện tích tiếp xúc của lốp xe cộng với chiều dày của bản mặt cầu hoặc như tải trọng phân bố đều đặt tại trọng tâm lốp xe và phân bố dọc theo chiều dài dải tương đương + Ở đây ta mô hình hóa tải trọng bánh xe như tải trọng phân bố đều đặt tại trọng tâm lốp xe và phân bố dọc theo chiều dài dải tương đương

5.1.4 Xác định các tải trọng tác dụng lên bản mặt cầu

+ Trọng lượng bản thân bản mặt cầu: DC + Trọng lượng phần lan can thép và gờ chắn bánh: DClc

+ Trọng lượng lớp phủ mặt cầu: DW + Hoạt tải HL93 theo phương ngang cầu bao gồm tải trọng làn q = 9.3 kN/m và xe tải 3 trục thiết kế xếp theo phương ngang cầu với tải trọng bánh xe P = 72.5 kN (xét cả xung kích IM=1.33)

Hình 5.3 Sơ đồ hoạt tải xe 3 trục tác dụng lên bản mặt cầu

5.1.5 Xác định bề rộng tính toán của dải bản

Bản mặt cầu được tính toán theo điều kiện làm việc một phương theo lý thuyết dải bản tương đương

Khi chịu hoạt tải, chiều rộng làm việc của dải bản đúc tại chố căng sau SW được xác định như sau:

+ Khi tính cho bản chịu moment dương:

SW = 660 + 0.55S + Khi tính cho bản chịu moment âm:

SW = 1220 + 0.25S + Còn bản hẫng được coi như một dải bản một đầu ngàm vào dầm chủ, một đầu tự do có chiều rộng làm việc bằng:

SW = 1140 + 0.833X Với X là khoảng cách từ tâm gối đến điểm đặt tải trọng

* Phần bản nắp phía trong dầm hộp:

* Phần bản hẫng phía trong đoạn thanh chống xiên:

* Phần bản hẫng phía ngoài đoạn thanh chống xiên:

+ Bản chịu moment âm: (sơ đồ 1 đầu ngàm, 1 đầu tự do: dạng consol thì bản chỉ chịu moment âm)

BẢNG TỔNG HỢP BỀ RỘNG LÀM VIỆC DẢI BẢN

SW (mm) Bản chịu moment dương Bản chịu moment âm

Bản nắp phía trong dầm hộp 2860 2200

Bản hẫng phía trong thanh chống xiên 2640 2120

Bản hẫng phía ngoài thanh chống xiên 2473

Tính toán nội lực trong bản mặt cầu

 Hệ số điều chỉnh tải trọng: đối với trường hợp sử dụng các giá trị cực đại của 𝛾 𝑖

 η D = 1 : cho các kết cấu thông thường và theo đúng Tiêu chuẩn

 η L = 1 : là hệ số tầm quan trọng của công trình Vậy: 𝜂 = 0.95 ( đối với TTGH cường độ ) , đối với TTGH sử dụng lấy bằng 1

 Hệ số làn xe : m = 1.2 cho trường hợp 1 làn xe chất tải, m = 1 cho trường hợp 2 làn chất tải

 Hệ số xung kích: IM = 33 %

5.2.2 Tính toán nội lực bản hẫng phần phía ngoài thanh chống xiên

- Trọng lượng lan can và gờ chắn: vì trọng tâm lan can không nằm ở mép của bản mặt cầu nhưng để đơn giản và thiên về an toàn nhất ta đặt tải trọng tập trung của phần lan can thép và gờ chắn nằm ở mép ngoài cùng của bản hẫng

+ Trọng lượng của gờ chắn bánh: gc bt gc q   A 25 0.27 6.75 (kN/m) + Ta chọn phần trọng lượng lan can thép rải đều là 0.1 kN/m: qlc = 0.1 (kN/m) + Tổng phần trọng lượng lan can và gờ chắn trên bề rộng dải bản tính toán:

- Trọng lượng của lớp phủ mặt cầu trên bề rộng dải bản tính toán:

Ta tiến hành mô hình hóa bản mặt cầu theo chiều dài dải bản để tính toán nội lực, tiêu chuẩn sử dụng mô phỏng tải trọng trong phần mềm Midas là: AASHTO LRFD

Hình 5.4 Mô hình hóa bản mặt cầu đoạn phía ngoài thanh chống (bản chịu moment âm)

Sau khi mô phỏng tất cả và tổ hợp tải trọng các trạng thái giới hạn ta chạy kết quả Midas:

* Nội lực tính toán ở Trạng thái giới hạn cường độ I:

Hình 5.5 Biểu đồ Moment bản hẫng phía ngoài thanh chống xiên ở TTGH CĐ1

Hình 5.6 Biểu đồ Lực cắt bản hẫng phía ngoài thanh chống xiên ở TTGH CĐ1

* Nội lực tính toán ở Trạng thái giới hạn sử dụng:

Hình 5.7 Biểu đồ Moment bản hẫng phía ngoài thanh chống xiên ở TTGH SD

Hình 5.8 Biểu đồ Lực cắt bản hẫng phía ngoài thanh chống xiên ở TTGH SD 5.2.3 Tính toán nội lực bản hẫng phần phía trong thanh chống xiên

+ Chiều rộng làm việc: E = 2640 mm + Tĩnh tải do lớp phủ mặt cầu: DW = 0.07522.52.64 = 4.46 kN/m + Tải trọng lan can: Plc = (6.75 + 0.1) 2.64 = 18.1 kN

Hình 5.9 Mô hình hóa bản mặt cầu đoạn phía trong thanh chống (bản chịu moment dương)

Hình 5.10 Biểu đồ Moment bản hẫng phía trong thanh chống xiên ở TTGH CĐ1

Hình 5.11 Biểu đồ Lực cắt bản hẫng phía trong thanh chống xiên ở TTGH CĐ1

Hình 5.12 Biểu đồ Moment bản hẫng phía trong thanh chống xiên ở TTGH SD

Hình 5.13 Biểu đồ Lực cắt bản hẫng phía trong thanh chống xiên ở TTGH SD

+ Chiều rộng làm việc: E = 2120 mm + Tĩnh tải do lớp phủ mặt cầu: DW = 0.07522.52.12 = 3.58 kN/m + Tải trọng lan can: Plc = (6.75 + 0.1) 2.12 = 14.52 kN

Hình 5.14 Mô hình hóa bản mặt cầu đoạn phía trong thanh chống (bản chịu moment âm)

Hình 5.15 Biểu đồ Moment bản hẫng phía trong thanh chống xiên ở TTGH CĐ1

Hình 5.16 Biểu đồ Lực cắt bản hẫng phía trong thanh chống xiên ở TTGH CĐ1

Hình 5.17 Biểu đồ Moment bản hẫng phía trong thanh chống xiên ở TTGH SD

Hình 5.18 Biểu đồ Lực cắt bản hẫng phía trong thanh chống xiên ở TTGH SD

5.2.4 Tính toán nội lực phần bản nắp phía trong dầm hộp

+ Chiều rộng làm việc: E = 2860 mm

+ Tĩnh tải do lớp phủ mặt cầu: DW = 0.07522.52.86 = 4.83 kN/m

+ Tải trọng lan can: Plc = (6.75 + 0.1) 2.86 = 19.6 kN

Hình 5.19 Mô hình hóa bản mặt cầu bản nắp phía trong dầm hộp (bản chịu moment dương)

Hình 5.20 Biểu đồ Moment bản nắp phía trong dầm hộp ở TTGH CĐ1

Hình 5.21 Biểu đồ Lực cắt bản nắp phía trong dầm hộp ở TTGH CĐ1

Hình 5.22 Biểu đồ Moment bản nắp phía trong dầm hộp ở TTGH SD

Hình 5.23 Biểu đồ Lực cắt bản nắp phía trong dầm hộp ở TTGH SD

+ Chiều rộng làm việc: E = 2200 mm

+ Tĩnh tải do lớp phủ mặt cầu: DW = 0.07522.52.2 = 3.72 kN/m

+ Tải trọng lan can: Plc = (6.75 + 0.1) 2.2 = 15.07 kN

Hình 5.24 Mô hình hóa bản mặt cầu bản nắp phía trong dầm hộp (bản chịu moment âm)

Hình 5.25 Biểu đồ Moment bản nắp phía trong dầm hộp ở TTGH CĐ1

Hình 5.26 Biểu đồ Lực cắt bản nắp phía trong dầm hộp ở TTGH CĐ1

Hình 5.27 Biểu đồ Moment bản nắp phía trong dầm hộp ở TTGH SD

Thiết kế cốt thép và kiểm toán bản mặt cầu

5.3.1 Phần bản hẫng phía ngoài thanh chống xiên chịu moment âm

Ta sẽ thiết kế cốt thép theo chiều rộng làm việc của dải bản b = 2473 mm Lấy giá trị nội lực ở TTGH Cường độ 1 để thiết kế cốt thép, giá trị đã tính toán như sau:

+ Moment tính toán: Mu = 641.3 (kN.m) + Lực cắt tính toán: Vu = 918.4 (kN) Các thông số kích thước của mặt cắt tính toán:

+ Chiều cao mặt cắt: h = 685 mm + Chiều rộng của mặt cắt: b = 2473 mm + Cường độ của thép thanh: f y = f’ y = 400 Mpa

+ Cấp bê tông: f’ c = 45 MPa + Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu nén: d’s = 50 mm

SVTH: HUỲNH ĐẶNG TIỂU LONG – MSSV: 18127028 20 + Khoảng cách từ thớ chịu kéo đến trọng tâm cốt thép chịu kéo: d = 50 mm

+ Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu kéo: ds = 635 mm

+ Chiều cao vùng bê tông chịu nén:

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

Diện tích cốt thép tính bởi công thức:

Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu: cr u 2 s s.min y s min(1.2M ;1.33M ) min(980803622.8;852929000)

Do cốt thép tính toán As Mu = 641.3 (kN.m)  OK

Vậy thỏa mãn về điều kiện sức kháng uốn

* Kiểm tra nứt của tiết diện theo TTGH sử dụng

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

- Moment tính toán ở TTGH sử dụng: Ms = 324.6 (kN.m)

- Modul đàn hồi của bê tông:

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

- Hệ số quy đổi thép sang bê tông: n = s b

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

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

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

Kiểm tra điều kiện ta có: fs = 131.88 (MPa) < 0.6fy = 240 (MPa)  OK

Vậy thỏa mãn điều kiện về nứt

* Kiểm tra khả năng chịu lực cắt:

- Sức kháng cắt của dầm phải đảm bảo: r v n u max

+ v = 0.9: là hệ số sức kháng cắt theo quy định + Vu.max : là lực cắt lớn nhất tính toán ở TTGH CĐ 1 + Vn: là sức kháng cắt danh định (kN)

+ Vr: là sức kháng cắt tính toán (kN)

- Xác định sức kháng cắt danh định:

Sức kháng cắt danh định Vn phải được xác định bằng: n1 c s p n ' n2 c v v p

+ Vc: là sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông

V 0.083 f b d + Vs: là sức kháng cắt của cốt thép chịu cắt

+ dv: là chiều cao chịu cắt hữu hiệu (mm) + bv: là chiều rộng bản bụng hữu hiệu + S: là cự ly cốt thép đai (mm)

+ β: là hệ số chỉ khả năng của bê tông bị nứt chéo truyền lực kéo + : là góc nghiêng của ứng suất nén chéo (độ)

+ α: là góc nghiêng của của cốt thép đai đối với trục dọc (độ) + Av: là diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm 2 ) + Vp : là thành phần lực dự ứng lực hữu hiệu trên hướng lực cắt tác dụng, là dương nếu ngược chiều lực cắt (N)

- Các thông số đặc trưng để xác định sức kháng cắt danh định:

+ Cấp bê tông: f’ c = 45 Mpa + Chiều rộng bản bụng hữu hiệu: bw = 2473 (mm) + Chiều cao chịu cắt hữu hiệu: dv = 0.72h = 493.2 (mm) + Thành phần dự ứng lực hữu hiệu trên hướng lực cắt tác dụng: Vp = 0 (N) + Lực cắt tính toán ở TTGH cường độ 1: Vu.max = 918.4 (kN)

+ Ứng suất cắt danh định:

+ Tỉ số ứng suất cắt:

Giả sử θ = 40 0 , cotgθ = 1.192 Tính εx (5.8.3.4.2-2) u u u p ps po 3 v 3 x s s ps ps

SVTH: HUỲNH ĐẶNG TIỂU LONG – MSSV: 18127028 22 + Xác định  và β:

Với ' c v 0.02 f  và   x 0.67 10  3 , ta tra bảng như hình có được: θ = 31.5 0 , cot θ = 1.63, β = 2.4

+ Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông:

+ Kiểm tra sự cần thiết có thép ngang: Vu = 918.4 (kN) > 0.5(Vc+Vp) = 733.42 (kN)

 Cần phải bố trí thép ngang (cốt thép đai chịu cắt)

+ Sức kháng cắt của cốt thép chịu cắt

 α = 90 0 : là góc nghiêng của của cốt thép đai đối với trục dọc (độ)

 s = 250 mm: là cự ly cốt thép đai

 d = 12 mm: là đường kính thép đai

 A v = 1130.97 (mm 2 ) là diện tích cốt thép đai chịu cắt

Khi đó sức kháng cắt của cốt thép chịu cắt là: v y s v

Sức kháng cắt danh định Vn phải được xác định bằng: n1 c s p n ' n2 c v v p

 Vn (min) = 3084559.6 (N) = 3084.6 (kN) Sức kháng cắt tính toán: Vr = v Vn = 0.93084.6 = 2776.14 (kN) Kiểm tra điều kiện ta có: Vr = 2776.14 (kN) > Vu.max = 918.4 (kN)  OK

Vậy thỏa mãn điều kiện về sức kháng cắt

5.3.2 Phần bản hẫng phía trong thanh chống xiên chịu moment dương

Hình 5.30 Bố trí cốt thép cho bản hẫng phía trong thanh chống chịu moment dương

Cách tính toán tương tự như trên, ta lập bảng Excel tóm tắt quá trình tính toán

Bản hẫng phía trong thanh chống chịu moment dương Kí hiệu Đơn vị Giá trị

Moment tính toán Mu kN.m 132

Lực cắt tính toán Vu kN 428.2

Chiều cao mặt cắt h mm 300

Chiều rộng của mặt cắt b mm 2640

Cường độ của thép thanh f y = f’ y MPa 400

Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu nén d’s mm 50 Khoảng cách từ thớ chịu kéo đến trọng tâm cốt thép chịu kéo d mm 50 Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu kéo ds mm 250

Chiều cao vùng bê tông chịu nén a mm 5.88

Hệ số quy đổi hình khối ứng suất β1 mm 0.73

Chiều cao vùng bê tông chịu nén trong trường hợp cân bằng c mm 8.05

Diện tích cốt thép chịu kéo tính toán As mm 2 1484.12

Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu: cr u s s.min y s min(1.2M ;1.33M )

Do As Vu.max Check OK

5.3.4 Phần bản nắp phía trong dầm hộp chịu moment dương

Hình 5.32 Bố trí cốt thép cho bản nắp phía trong dầm hộp chịu moment dương

Lập bảng Excel tóm tắt quá trình tính toán

Bản nắp phía trong dầm hộp chịu moment dương Kí hiệu Đơn vị Giá trị

Moment tính toán Mu kN.m 151.3

Lực cắt tính toán Vu kN 355.1

Chiều cao mặt cắt h mm 350

Chiều rộng của mặt cắt b mm 2860

Cường độ của thép thanh f y = f’ y MPa 400

Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu nén d’s mm 50 Khoảng cách từ thớ chịu kéo đến trọng tâm cốt thép chịu kéo d mm 50 Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu kéo ds mm 300

Chiều cao vùng bê tông chịu nén a mm 5.17

Hệ số quy đổi hình khối ứng suất β1 mm 0.73

Chiều cao vùng bê tông chịu nén trong trường hợp cân bằng c mm 7.08

Diện tích cốt thép chịu kéo tính toán As mm 2 1413.09

Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu: cr u s s.min y s min(1.2M ;1.33M )

Do As Vu.max Check OK

TÍNH TOÁN VÀ KIỂM DUYỆT THANH CHỐNG XIÊN

Vật liệu làm thanh chống xiên

Cường độ chảy nhỏ nhất: F y = 345 MPa

Cường độ chịu kéo nhỏ nhất: F u = 485 MPa

Cách tính toán nội lực phát sinh trong thanh chống

Việc tính toán nội lực trong thanh chống xiên được tính toán bằng cách mô hình tiết diện mặt cắt ngang của dầm chủ có thanh chống trên phần mềm Midas Civil 2019 Cách mô hình tính toán thanh chống cũng giống tương tự như cách mô hình tính toán bản mặt cầu, nhưng bề rộng tính toán được lấy bằng khoảng cách giữa 2 thanh chống theo phương dọc cầu, Btt = 3.0 m.

Xác định các nội lực tác dụng lên thanh chống

Ta có bề rộng làm việc của dải bản là: Btt = 3.0 m

+ Tĩnh tải do lớp phủ tác dụng: DW = 0.075322.5 = 5.06 (kN/m)

+ Tĩnh tải do lan can tác dụng: DClc = (0.2725 + 0.1) 3= 20.55 (kN/m)

+ Hoạt tải HL93 theo phương ngang cầu bao gồm tải trọng làn q = 9.3 kN/m và xe tải 3 trục thiết kế xếp theo phương ngang cầu với tải trọng bánh xe P = 72.5 kN

Hình 6.2 Sơ đồ hoạt tải xe 3 trục tác dụng lên thanh chống

Mô hình hóa bằng phần mềm Midas Civil và xuất kết quả nội lực

Hình 6.3 Thông số đầu vào Midas của mặt cắt ngang thanh chống

Ta tiến hành mô hình mặt cắt ngang tính toán thanh chống xiên trong phần mềm Midas

Hình 6.5 Mô hình hóa sơ đồ chịu lực của thanh chống xiên bằng Midas Civil

Sau khi mô hình hóa sơ đồ chịu lực của thanh chống xiên bằng phần mềm Midas Civil, ta tiến hành xem và xuất các kết quả nội lực tại TTGH cường độ 1 và TTGH sử dụng của thanh chống

Hình 6.6 Biểu đồ Lực dọc (Axial Force) của thanh chống xiên ở TTGH CĐ1

Hình 6.7 Biểu đồ Moment của thanh chống xiên ở TTGH CĐ1

Hình 6.8 Biểu đồ Lực cắt (Shear Force) của thanh chống xiên ở TTGH CĐ1

Hình 6.9 Biểu đồ Lực dọc (Axial Force) của thanh chống xiên ở TTGH SD

Hình 6.10 Biểu đồ Moment của thanh chống xiên ở TTGH SD

Hình 6.11 Biểu đồ Lực cắt (Shear Force) của thanh chống xiên ở TTGH SD

Kiểm toán thanh chống xiên

* Kiểm tra về độ mảnh giới hạn:

Thanh chống xiên chủ yếu chịu nén theo trục, vì vậy cần đáp ứng yêu cầu về độ mảnh để đảm bảo độ ổn định và chịu lực hiệu quả Độ mảnh được xác định theo điều kiện nhất định, giúp đảm bảo cấu trúc chịu nén không bị mất ổn định và duy trì khả năng chịu tải an toàn.

SVTH: HUỲNH ĐẶNG TIỂU LONG – MSSV: 18127028 31 Trong đó:

 K: là hệ số chiều dài hiệu dụng lấy theo điều 4.6.2.5 Với liên kết chốt ở cả 2 đầu K = 0.875

 L = 3657 (mm) là chiều dài không giằng

 r: là bán kính hồi chuyển nhỏ nhất Tính như sau: r I

+ Với I là moment quán tính của mặt cắt ngang:

+ A là diện tích mặt cắt ngang

Kiểm tra điều kiện độ mảnh ta có:

* Kiểm tra về chiều rộng và chiều dày giới hạn đối với cấu kiện nén dọc trục

- Theo điều 9.4.2 11823-06-2017, chiều dày vách của các ống thép kể cả thép mặt rỗng phải thỏa mãn điều kiện sau: y

+ D = 300 (mm) là đường kính ống thép

+ t = 12 (mm) là chiều dày ống thép

+ E = 200000 (Mpa) là modul đàn hồi của thép

+ Fy = 345 (Mpa) là cường độ chảy nhỏ nhất của thép

Kiểm tra điều kiện về giới hạn chiều rộng và chiều dày đối với nén dọc trục ta có:

6.6.2 Kiểm tra sức kháng nén dọc trục theo Trạng thái giới hạn cường độ 1

Theo kết quả nội lực tính toán thanh chống xiên của phần mềm Midas Civil, xét theo trạng thái giới hạn cường độ 1, ta thấy nội lực thanh chống chủ yếu chịu nén dọc trục, do đó ta chỉ kiểm toán theo cấu kiện chịu nén đúng tâm và có Lực nén tính toán ở TTGH CĐ1 là Pu = 1527.3 (kN) Điều kiện kiểm toán:

Sức kháng nén tính toán của các cấu kiện chịu nén Pr phải được lấy như sau:

 P n : là sức kháng nén danh định

 φ c : là hệ số sức kháng nén theo quy định

Tính toán sức kháng nén danh định: Đối với các cấu kiện không liên hợp chịu nén, sức kháng nén danh định Pn được lấy như sau: Nếu: λ ≤ 2.25 thì:

 A s = 10875.34 mm 2 : là diện tích mặt cắt ngang của mặt cắt thép

 F y = 345 MPa: là cường độ chảy nhỏ nhất quy định của thép

 Hế số λ tính như sau: λ = (KL rπ)

Do đó sức kháng nén danh định được tính theo công thức:

P n = 0.66 0.0863 × 345 × 10875.34 = 3619827.52 N = 3619.83 kN Sức kháng nén tính toán :

Kiểm tra lại điều kiện ta có:

P u = 1527.3 (kN) < P r = 3257.84 (kN) => Thỏa mãn điều kiện

TÍNH TOÁN VÀ KIỂM DUYỆT THANH CÁP TREO

7.1.1 Kích thước của thanh treo thiết kế

Hình 7.1 Sơ đồ thiết kế thanh cáp treo 7.1.2 Vật liệu sử dụng cho thanh cáp treo

Modun đàn hồi: Ec = 197000 MPa

Hệ số giãn nở nhiệt: 1.17e -5

Trọng lượng riêng: s = 78.5 kN/m 3 Cường độ chịu kéo f pu = 1860 MPa Giới hạn chảy f py = 0.9 f pu = 1674 MPa

Sử dụng bó cáp gồm 22 tao 15.2 có diện tích 1 tao là 140 mm 2 , ta có bảng thống kê sau:

Tên thanh cáp treo Chiều dài thanh cáp treo Diện tích thanh cáp treo mm mm 2

Xác định nội lực trong thanh cáp treo

Tải trọng tác dụng lên thanh cáp treo bao gồm các tải trọng:

+ Trọng lượng bản thân dầm chủ

+ Tĩnh tải do lớp phủ mặt cầu + Tĩnh tải thanh chống xiên + Tĩnh tải do lan can và gờ chắn + Hoạt tải xe HL93

7.2.2 Nội lực thanh cáp treo trong giai đoạn khai thác

* Nội lực trong các thanh cáp treo sẽ được xuất ra từ mô hình Midas:

Cho lực căng ban đầu là 0.3fpu , sau đó kiểm toán lại với 0.45fpu

Hình 7.2 Tên các phần tử được đánh số của các thanh cáp treo trong Midas

* Nội lực các thanh cáp treo ở Trạng thái giới hạn cường độ 1:

Hình 7.3 Biểu đồ Lực căng cáp treo ở Trạng thái giới hạn cường độ 1

Bảng tổng hợp nội lực tại các phần tử cáp treo ở Trạng thái giới hạn cường độ 1:

Element Load Truss Force (kN)

* Nội lực các thanh cáp treo ở Trạng thái giới hạn sử dụng:

Hình 7.4 Biểu đồ Lực căng cáp treo ở Trạng thái giới hạn sử dụng

Bảng tổng hợp nội lực tại các phần tử cáp treo ở Trạng thái giới hạn sử dụng:

Element Load Truss Force (kN)

Kiểm toán thanh cáp treo ở Trạng thái giới hạn cường độ 1

Theo tiêu chuẩn CECS 28:90 cầu dây văng của Trung Quốc thì ứng suất căng kéo không được lớn hơn ứng suất cho phép là: 0.45p = 0.451860 = 837 (MPa) Điều kiện kiểm toán: tt p ps

  A   Trong đó: + N là nội lực tính toán trong thanh cáp treo (kN)

+ Aps là diện tích của cáp treo (mm 2 ) + tt là cường độ tính toán của cáp ở các trạng thái giới hạn (MPa) + p là cường độ kéo đứt của cáp, p = fpu = 1860 (MPa)

BẢNG KIỂM TOÁN ỨNG SUẤT THANH TREO Ở TTGH CƯỜNG ĐỘ 1

Check mm 2 (kN) (MPa) (MPa)

Kiểm toán thanh cáp treo ở Trạng thái giới hạn sử dụng

Kiểm toán cáp treo tương tự như trên ta có bảng sau:

BẢNG KIỂM TOÁN ỨNG SUẤT THANH TREO Ở TTGH SỬ DỤNG Tên thanh treo Element

Check mm 2 (kN) (MPa) (MPa)

THIẾT KẾ VÒM CHỦ

8.1.1 Kích thước mặt cắt ngang vòm chủ

Hình 8.1 Mặt cắt ngang vòm chủ loại 1

Hình 8.2 Mặt cắt ngang vòm chủ loại 2 8.1.2 Sơ đồ phân chia kết cấu nhịp vòm

Hình 8.3 Sơ đồ phân chia kết cấu nhịp vòm

8.1.3 Vật liệu sử dụng cho vòm chủ

Bê tông nhồi vành vòm f’c = 45 MPa

8.1.4 Đặc điểm chịu lực của vòm chủ

Kết cấu sử dụng là dạng dầm cứng, vòm cứng có nghĩa là cả 2 đều cùng làm việc và chịu lực.

Nội lực vòm chủ trong giai đoạn khai thác

* Giai đoạn 1: Lắp đặt vòm chủ

Sau khi bê tông dầm chủ đã đủ khả năng chịu lực, ta tiến hành dựng hệ đà giáo cố định để thi công vòm, các thanh vòm sẽ được lắp đặt và kê lên các đà giáo và liên kết với nhau thành một hệ vòm, ở giai đoạn này nội lực gây ra rất là nhỏ vì được kê trên các đà giáo cố định hầu như không gây nguy hiểm đến kết cấu, do đó ta không cần kiểm toán vòm chủ ở giai đoạn này

Hình 8.4 Giai đoạn lắp đặt vòm

* Giai đoạn 2: Hàn các thanh giằng, căng kéo cáp treo và nhồi bê tông vào vành vòm, tháo dỡ hệ đà giáo đỡ vòm và vòm bắt đầu chịu lực Ở giai đoạn này, sau khi lắp đặt các đoạn vòm, tiến hành hàn các thanh giằng để tăng được độ cứng cho 3 vành vòm, lắp các thanh cáp treo và tiến hành căng kích cùng với việc nhồi bê tông, trong giai đoạn này đà giáo chống đỡ dầm chủ chưa được tháo dỡ, do đó vòm chủ yếu chịu tác động của tải trọng bản thân và lực căng trong cáp treo Tuy nhiên nội lực trong giai đoạn này vẫn còn nhỏ, vì thế ta không cần kiểm tra nội lực trong giai đoạn này

Hình 8.5 Sơ đồ vòm chủ ở giai đoạn 2

* Giai đoạn 3: Giai đoạn khai thác

Tất cả các hệ đà giáo được tháo dỡ hoàn toàn và đưa vào khai thác Tải trọng tác dụng lên giai đoạn này bao gồm:

+ Trọng lượng thanh cáp treo

+ Lực căng trong dây treo

+ Tĩnh tải do lớp phủ mặt cầu, lan can và các thiết bị phục vụ khai thác

Do nội lực trong giai đoạn phát sinh nhiều nhất do các tải trọng trong giai đoạn khai thác, chính vì thế ta cần kiểm toán nội lực trong giai đoạn này

Hình 8.6 Sơ đồ vòm chủ ở giai đoạn khai thác

8.2.2 Xuất kết quả nội lực vòm chủ ở giai đoạn khai thác

Từ mô hình phân tích trong phần mềm Midas Civil, ta sẽ xuất các kết quả nội lực trong vòm tương ứng với các Element như hình bên dưới:

Hình 8.7 Số hiệu các phần tử thuộc vành vòm 1 (tương ứng vòm loại 1)

* Nội lực do toàn bộ tải trọng gây ra ở TTGH cường độ 1

+ Nội lực do vòm loại 1 gây ra:

Hình 8.10 Biểu đồ Lực dọc trong vòm loại 1 ở TTGHCĐ1

Hình 8.11 Biểu đồ Moment trong vòm loại 1 ở TTGHCĐ1

Hình 8.12 Biểu đồ Lực dọc trong vòm loại 2 ở TTGHCĐ1

Hình 8.13 Biểu đồ Moment trong vòm loại 2 ở TTGHCĐ1 Bảng tổng hợp nội lực các phần tử trong vòm ở Trạng thái giới hạn cường độ 1:

Axial Shear-y Shear-z Torsion Moment-y Moment-z (kN) (kN) (kN) (kN.m) (kN.m) (kN.m)

* Nội lực do toàn bộ tải trọng gây ra ở TTGH sử dụng

Hình 8.14 Biểu đồ Lực dọc trong vòm loại 1 ở TTGHSD

Hình 8.15 Biểu đồ Moment trong vòm loại 1 ở TTGHSD + Nội lực do vòm loại 2 gây ra:

Hình 8.16 Biểu đồ Lực dọc trong vòm loại 2 ở TTGHSD

Hình 8.17 Biểu đồ Moment trong vòm loại 2 ở TTGHSD Bảng tổng hợp nội lực các phần tử trong vòm ở Trạng thái giới hạn sử dụng:

Ele Load Part Axial Shear-y Shear-z Torsion Moment-y Moment-z

(kN) (kN) (kN) (kN.m) (kN.m) (kN.m)

Tính toán đặc trưng hình học của mặt cắt vòm chủ

8.3.1 Đặc trưng hình học của mặt cắt vòm chủ loại 1 (D1000)

Quy đổi mặt cắt về cùng một loại vật liệu là bê tông ta có công thức sau:

+ Diện tích thép quy đổi sang bê tông:

+ Diện tích phần lõi bê tông:

+ Tổng diện tích của vành vòm loại 1 sau khi quy đổi:

Av1 = Athép.qđ + Ac = 229842.7 + 742031.6 = 971874.3 (mm 2 )

+ Moment quán tính đối với trục x và trục y:

8.3.2 Đặc trưng hình học của mặt cắt vòm chủ loại 2 (D800)

+ Moment quán tính đối với trục x:

Sự làm việc của kết cấu ống thép nhồi bê tông khi chịu nén

Cột ống thép nhồi bê tông chịu nén có hai trạng thái làm việc chính Đối với cột ngắn (L/D nhỏ), cả vỏ thép và lõi bê tông đều chịu tải cho đến khi đạt cường độ giới hạn, trong khi tải trọng lệch tâm ít ảnh hưởng đến chúng Ngược lại, cột dài (L/D lớn) phụ thuộc vào độ võng đàn hồi hoặc không đàn hồi, và tải trọng lệch tâm làm cột võng sớm hơn Trong thực tế, tải trọng đúng tâm rất hiếm gặp, chủ yếu là tải trọng lệch tâm do tải trọng tác dụng lệch tâm hoặc tiết diện không đều Các nghiên cứu chỉ ra rằng L/D = 5 (Trung và cộng sự, 1991) hoặc L/D = 4 (Tiêu chuẩn CECS 28-90) được coi là ranh giới giữa cột dài và cột ngắn.

8.4.2 Độ cứng của ống thép nhồi bê tông chịu tải dọc trục Độ cứng của ống thép nhồi bê tông rất phức tạp bởi lõi bê tông và những ảnh hưởng qua lại giữa 2 lớp vật liệu Môđun đàn hồi, mômen quán tính là quen thuộc đối với thép, nhưng những tính chất này khó dự đoán đối với ống thép nhồi bê tông vì tính không đồng nhất của nó Chúng thay đổi tuỳ thuộc vào cường độ bê tông, sự mở rộng các vết nứt, ảnh hưởng của tải trọng dài hạn, và một số vấn đề khác Theo tiêu chuẩn của Trung Quốc CECS 28 – 90 [8] : Độ cứng nén ép và kéo dãn : EA = EaAa + EcAc Độ cứng chống uốn: EI = EaIa + EcIc Trong đó :

+ Aa, Ia : diện tích mặt cắt ngang và mômen quán tính của ống thép đối với trọng tâm tiết diện + Ac, Ic : diện tích mặt cắt ngang và mômen quán tính của bê tông trong ống thép đối với trọng tâm tiết diện

+ Ea, Ec : môđun đàn hồi của thép và bê tông

Tính lực chịu tải của kết cấu ống thép nhồi bê tông

8.5.1 Tính toán sức chịu tải của cột nhánh đơn Điều 4.1.1 Lực chịu tải về chịu nén dọc trục của cột nhánh đơn bằng bê tông thép ống phái đảm bảo các yêu cầu sau:

N: lực nén dọc trục tính toán

Nu: khả năng chịu nén của cột đơn ống thép nhồi bê tông Điều 4.1.2 Lực chịu tải cột nhánh đơn bằng bêtông thép ống tính theo công thức sau:

 > 3: là mác bê tông quá thấp làm cho kết cấu biến dạng dẻo

 < 0.3 là tiết diện chưa hợp lý sẽ gây ra lực kéo trong thanh kết cấu

No: khả năng chịu lực của cột ngắn ống thép nhồi bê tông chịu nén dọc trục

 : chỉ tiêu đai bọc của tiết diện ống thép nhồi bê tông

Ac : diện tích mặt cắt ngang của bê tông trong ống thép

Aa : diện tích mặt cắt ngang của ống thép fc : cường độ chịu nén tính toán của bê tông fa : cường độ chịu nén, chịu kéo tính toán của ống thép

1 : hệ số giảm khả năng chịu lực để kể đến ảnh hưởng của độ mảnh, xác định theo điều 4.1.4

e: hệ số giảm khả năng chịu lực để kể đến ảnh hưởng của độ lệch tâm

Trong bất kỳ điều kiện nào đều phải thõa mãn điều kiện:

Với o là trị 1 tính theo cột nén dọc trục Điều 4-1-3 : Hệ số chiết giảm khả năng chịu lực có kể đến ảnh hưởng độ lệch tâm xác định theo công thức sau:

Trong đó, eo là cự ly lệch tâm của lực nén dọc trục ở đầu có mômen uốn lớn hơn của cột đối với trọng tâm mặt cắt cấu kiện, được tính theo công thức eo = M2/N Còn rc là bán kính trong của ống thép.

M2 : số lớn hơn trong trị thiết kế mômen uốn 2 đầu ống thép nhồi bê tông

N : trị số thiết kế lực nén dọc trục Điều 4 -1- 4: Hệ số chiết giảm l của lực xét ảnh hưởng độ mảnh của cột bê tông thép ống tính theo công thức sau:

Khi le/d ≤ 4 thì 1 = 1 Trong đó : d : đường kính ngoài của ống thép le : độ dài tính toán tương đương của ống thép nhồi bê tông, xác định theo điều 4.1.5 và điều 4.1.6 Điều 4.1.5 Đối với cột khung và các thanh mà giữa hai điểm tựa không có tải trọng ngang tác dụng thì chiều dài tương đương xác định theo công thức: le = klo lo = àl Trong đó : lo : độ dài tính toán của khung hoặc thanh l : độ dài của khung hoặc thanh k : hệ số độ dài tương đương à là hệ số độ dài tớnh toỏn; đối với khung khụng cú chuyển vị ngang xỏc định theo bảng 1-1 trong phụ lục 1, đối với khung có chuyển vị ngang xác định theo bảng 1-2 trong phụ lục 1, CECS 28 – 90

Hệ số độ dài tương đương phải tính theo quy định sau đây:

Cột và thanh chịu nén dọc trục: k = 1

Cột khung không chuyển vị ngang: k = 0.5 + 0.3β + 0.2β 2

Cột khung có chuyển vị ngang

Khi eo/rc < 0.8 thì k = 1 - 0.625eo/rc

Trong đó: β: là tỉ số giữa số nhỏ hơn với số lớn hơn của giá trị mômen lớn của một trong hai đầu cột β = M1/M2,

M1  M2 , nếu uốn nén cong một chiều thì lấy trị dương, nếu uốn nén cong 2 chiều thì lấy trị âm

Hình 8.20 Sơ đồ ứng xử của cột khi chịu tải dọc trục và moment 8.5.2 Tính toán sức chịu tải của cột tổ hợp Điều 4.2.1 Trị thiết kế cột tổ hợp phải tính theo công thức sau đây:

Noi: là khả năng chịu lực của cột ngắn chịu nén trục của các nhánh đơn của cột tổ hợp, xác định như phần trên

1*: là hệ số giảm khả năng chịu lực để kể đến ảnh hưởng của độ mảnh

e*: là hệ số giảm khả năng chịu lực để kể đến ảnh hưởng của độ lệch tâm

Trong mọi trường hợp đều phải thỏa mãn điều kiện sau đây:

Với o* là trị 1* tính theo cột nén dọc trục

* Hệ số giảm khả năng chịu lực  e *

Hệ số giảm khả năng chịu lực e* của ống thép nhồi bê tông để kể đến ảnh hưởng của độ lệch tâm tính theo công thức sau đây: Đối với cột hai nhánh hoặc cột bốn nhánh có tiết diện đối xứng:

Trong đó : eo : khoảng cách lệch tâm đối với trọng tâm chịu nén cột tổ hợp của lực nén tại đầu cột có mômen lớn hơn eo = M2/N

M2 : mômen lớn hơn trong trị thiết kế mômen uốn 2 đầu ống thép nhồi bê tông

b : độ lệch tâm giới hạn

M2 : số lớn hơn trong trị thiết kế mômen uốn 2 đầu ống thép nhồi bê tông h : khoảng cách giữa trọng tâm 2 nhánh cột trong mặt phẳng có mômen tác dụng

* Độ lệch tâm giới hạn  b Đối với cột 2 nhánh hoặc cột 4 nhánh có tiết diện đối xứng: t b t

* Hệ số giảm khả năng chịu lực  1 *

Hệ số giảm khả năng chịu lực 1* để kể đến độ mảnh của cột ống thép nhồi bê tông phải tính theo:

Trong đó:  * là độ mảnh của cột tính theo công thức sau:

Khi cột tổ hợp 2 nhánh và hệ giằng là bản thì:

SVTH: HUỲNH ĐẶNG TIỂU LONG – MSSV: 18127028 46 Trong đó: d: là đường kính ngoài của ống thép l*e : độ dài tính toán tương đương của cột tổ hợp

Iy : mômen quán tính của diện tích qui đổi tiết diện ngang cột hình ô đối với trục y l : chiều dài khoảng cách mắt cột bụng vòm

A0 : tổng diện tích tiết diện qui đổi các nhánh mà tiết diện ngang của cột bụng vòm cắt ra c o oi ci a

Trong đó: Aoi, Aci: là diện tích mặt cắt ngang của thép phần bụng vòm và diện tích mặt cắt ngang của lõi bê tông bụng vòm

Độ dài tính toán tương đương của cột tổ hợp được tính toán theo công thức: l* e l * e = kl * o l * o = àl * Trong đó:- lo: Độ dài tính toán của cấu kiện tổ hợp- l *: Độ dài của cột tổ hợp- k: Hệ số độ dài tương đương- à: Hệ số độ dài tính toán

Tính toán ổn định tổng thể của kết cấu vành vòm loại 1 (D1000)

Tổ hợp Nmax và Mmax đã tính toán trong phần mềm Midas của vành vòm loại 1 (D1000) là:

8.6.1 Tính sức chịu tải của cột đơn

Thép kết cấu tiêu chuẩn theo AASHTO 709M Cấp 345W có fa= 345Mpa

Sườn vòm là loại bê tông C45 có cường độ chịu nén theo mẫu bê tông hình lập phương f’cE MPa

Bêtông nhồi sườn vòm cấp C45 có cường độ chịu nén theo mẫu hình lập phương là : fc’ = 45 MPa

Quy đổi cường độ chịu nén theo mẫu hình trụ là: f’c = 45 x 1.24 = 55.8 (MPa) a a c c f A 345 43366.54 f A 55.8 742031.6 0.36

* Xác định giá trị lực nén cho phép [N]

Nmax = 31172.8 (kN) Mmax = 1601.6 (kN.m) Tính hệ số chiết giảm khả năng chịu lực có kể đến ảnh hưởng độ lệch tâm: e eo = M 1601.6

Tính hệ số chiết giảm l của lực xét ảnh hưởng độ mảnh của cột bê tông thép ống + Cột và thanh chịu nén dọc trục thì: k = 1

+ Hệ số à = 1 được tra bảng theo phụ lục 1-1 của CECS 28:90 le = kàl = 1112.14 = 12.14 (m) Trong đó l là chiều dài của cột tính từ chân vòm lên giằng ngang đầu tiên le 12.14

 Giá trị lực nén cho phép [N] = 1eNo = 0.6720.83781154.5 = 45646.5 (kN) Kiểm tra lại điều kiện ta có: Nmax = 31172.8 (kN) < [N] = 45646.5 (kN) => OK

Vậy tiết diện thỏa mãn sức chịu tải của cột đơn

8.6.2 Tính toán ổn định kết cấu vành vòm Ổn định của kết cấu được kiểm tra theo tiêu chuẩn DL 5099 – 97 Tiêu chuẩn DL 5099 – 97 dựa theo giả thiết đồng nhất về bêtông và cốt thép, không phân biệt ống thép hay là bêtông ở giữa, sử dụng chỉ tiêu tính năng tổng hợp và vài đặc tính của toàn mặt cắt cấu kiện để xác định sức chịu lực của cấu kiện, vì thế tính toán các cấu kiến phải phụ thuộc vào phương pháp tính Đối với kết cấu chịu nén uốn: m

1 sc sc sc 1 sc m sc

1: hệ số ổn định fsc: giá trị cường độ thiết kế của ống thép nhồi bê tông liên hợp fsc = (1.212 + B + C 2 )fc

Trong các điều kiện làm việc, sản xuất cấu kiện trong nhà xưởng βm = 1

Trong các điều kiện khác βm = 0.65 + 0.35 (M1/M2), nhưng không nhỏ hơn 0.4M1,M2: moment uốn ở 2 đầu cấu kiện, khi gây ra cùng biến dạng uốn thì lấy cùng dầu và ngược lại

Lực tới hạn NE được xác định như sau:

  Với  là độ mảnh của cấu kiện

* Xác định  1 Độ mảnh của 1 cột:

Asc là diện tích mặt cắt của trụ nhánh, Asc = r 2

Isc là moment quán tính của mặt cắt trụ nhánh, Isc = r / 4 2

L1 là khoảng cách giữa các trụ nhánh

Do ở đây vành vòm chỉ là trụ đơn nên L1 = 0    1 0 Bán kính quán tính của vành vòm:

    (mm) Độ mảnh của cấu kiện: o o o

Trong đó: chiều dài Lo = 0.36s, với s là chiều dài đường cong trục vòm Độ mảnh quy đổi của cấu kiện:       2 o 17 1 2 159.4 2  0 159.4

* Xác định giá trị lực tới hạn N E

* Xác định modul chống uốn của mặt cắt vành vòm

* Xác định công thức kiểm toán: 1 sc sc

Vậy ta kiểm tra theo công thức: m sc

 VT < VP, do đó thỏa mãn điều kiện ổn định kết cấu vành vòm D1000 (nhồi bê tông)

Kiểm toán vòm thép D800 theo TCVN 11823-06-2017

8.7.1 Kiểm tra điều kiện về yêu cầu cấu tạo

* Kiểm tra độ mảnh giới hạn: Đối với các cấu kiện chịu nén, cần phải thỏa mãn các yêu cầu về độ mảnh theo điều kiện sau:

 K = 0.7: là hệ số chiều dài hiệu dụng

 L = 6331.5 (mm): là chiều dài phần ống thép không giằng

 r là bán kính hồi chuyển nhỏ nhất, được tính như sau: x 2 2

Kiểm tra điều kiện độ mảnh:

 Thỏa mãn điều kiện về độ mảnh giới hạn

* Kiểm tra về chiều rộng và chiều dày giới hạn đối với cấu kiện nén dọc trục

- Theo điều 9.4.2 11823-06-2017, chiều dày vách của các ống thép kể cả thép mặt rỗng phải thỏa mãn điều kiện sau: y

+ D = 800 (mm) là đường kính ống thép

+ t = 14 (mm) là chiều dày ống thép

+ E = 200000 (Mpa) là modul đàn hồi của thép

+ Fy = 345 (Mpa) là cường độ chảy nhỏ nhất của thép

Kiểm tra điều kiện về giới hạn chiều rộng và chiều dày đối với nén dọc trục ta có:

 Thỏa mãn điều kiện về chiều rộng và chiều dày giới hạn đối với cấu kiện nén dọc trục

8.7.2 Tính duyệt vòm thép D800 theo TTGH cường độ 1

Theo điều 9.2.2-11823-06-2017, cấu kiện nén dọc trục và uốn kết hợp chịu tác động đồng thời của tải trọng nén dọc trục Pu, moment Mux và Muy Khi đó, các tải trọng này phải được tính toán (tính đến hệ số) và thỏa mãn mối quan hệ quy định để đảm bảo tính an toàn của cấu kiện.

+ Pr là sức kháng nén tính toán theo quy định trong điều 9.2.1 (N) + Pu là lực nén tính toán ở TTGH cường độ 1 (N)

+ Mrx là sức kháng uốn tính toán theo trục x được lấy bằng f nhân sức kháng uốn danh định theo trục x xác định theo quy định trong các điều 10, 11 hoặc 12 khi thích hợp (N.mm)

+ Mry là sức kháng uốn tính toán theo trục y được lấy bằng f nhân sức kháng uốn danh định theo trục y xác định theo quy định trong các điều 10, 11 hoặc 12 khi thích hợp (N.mm)

+ f là hệ số sức kháng uốn quy định trong điều 5.4.2 + Mux, Muy là moment uốn tính toán theo trục x và trục y ở TTGH cường độ 1

* Xác định sức kháng nén tính toán P r

Sức kháng tính toán của các cấu kiện trong chịu nén, Pr được lấy như sau:

+ Pn là sức kháng nén danh định (N) + c là hệ số sức kháng đối với cấu kiện chịu nén Đối với các cấu kiện không liên hợp, theo điều 6.9.4.1-272-05, với các cấu kiện thỏa mãn các yêu cầu chiều rộng/chiều dày, sức kháng nén danh định Pn được lấy như sau:

SVTH: HUỲNH ĐẶNG TIỂU LONG – MSSV: 18127028 49 Nếu: λ > 2.25 thì:

+ As = 34570.1 (mm 2 ) là diện tích mặt cắt ngang của ống thép

+ Fy = 345 (MPa) là cường độ chảy của thép

+ E = 200000 (MPa) là modun đàn hồi của thép

+ K = 0.7 là hệ số chiều dài hiệu dụng

+ L = 6331.5 (mm) là chiều dài không giằng của ống thép

+ r = 277.94 (mm) là bán kính hồi chuyển

Thay số vào ta có:

Do đó sức kháng nén danh định Pn được tính toán theo công thức:

P 0.66 F A  0.66 345 34570.1 11710613.94 (N) 11710.61 (kN)   Khi đó, sức kháng nén tính toán Pr được xác định:

* Xác định sức kháng uốn tính toán M r

Theo quy định trong điều 12.2.2.3 TCVN 11823-217, sức kháng uốn giới hạn chảy của thép ống tròn không liên hợp có tỉ lệ D/t không vượt quá 0,45E/Fy được tính bằng công thức:

 M p : là momen dẻo của mặt cắt (N.mm)

 Z là moment tĩnh của mặt cắt thép được tính theo công thức sau:

Thế số vào ta được:

Mn = 3456676261.35 = 2303310165 (N.mm) = 2303.31 (kN.m) Khi đó ta xác định sức kháng uốn tính toán Mr:

Ele Load Part Axial Moment-y

Pu/Pr u ux uy r rx ry

Kết luận: Từ các mặt cắt đã kiểm toán ở bảng trên, ta thấy tất cả các mặt cắt thép trong vòm D800 đã hoàn toàn đủ khả năng chịu lực.

Tính toán tải trọng gió ngang tác dụng lên vòm chủ

Theo điều 8.1.2.1-11823-2017, tải trọng gió ngang PD phải được lấy theo phương tác dụng nằm ngang và đặt tại trọng tâm của các phần diện tích thích hợp và được tính như sau:

PD = 0.0006V 2 AtCd ≥ 1.8At (kN) Trong đó: + V là tốc độ gió thiết kế (m/s)

+ At là diện tích phần kết cấu chắn gió cần tính toán (m 2 ) + Cd là hệ số cản

+ Xác định vận tốc gió thiết kế:

Theo điều 8.1.1-11823-2017, tốc độ gió thiết kế V được xác định theo công thức:

+ 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, như quy định trong Bảng 13

+ S: là hệ số điều chỉnh đối với khu đất chịu gió và độ cao mặt cầu theo quy định Bảng 14

Bảng giá trị của V B cho các vùng tính gió ở Việt Nam

Do ở đây vị trí địa lí chọn xây dựng cầu ở tỉnh Tây Ninh, ta tra bảng phân vùng áp lực gió theo địa danh của tỉnh, ta có được vùng tính gió là vùng I, tương ứng với: V B = 38 (m/s)

Khi cầu được xây dựng bắc qua sông, nên tham khảo bảng hệ số điều chỉnh S theo khu vực lộ thiên hay mặt nước thoáng Sau đó, tùy theo độ cao cấu kiện cần tính toán, tra bảng hệ số S tương ứng Ví dụ, nếu độ cao cấu kiện là 20m, tra bảng hệ số S khu vực lộ thiên hoặc mặt nước thoáng, ta được S = 1,17.

Khi đó ta có vận tốc gió thiết kế cần tính toán là:

+ Xác định phần diện tích kết cấu chắn gió:

Diện tích chắn gió của vành vòm D1000:

At1 = 800127576 = 102060800 (mm 2 ) = 102.1 (m 2 ) Diện tích chắn gió của vành vòm D800:

+ Xác định hệ số cản C d Đối với vành vòm D1000, ta có:

0.833 d  24 Đối với vành vòm D800, ta có:

 Tra biểu đồ, lần lượt ta có các hệ số cản cho vòm: Cd.v1 = 2.4, Cd.v2 = 2.7

+ Xác định tải trọng gió ngang tác dụng lên kết cấu vòm:

 Tải trọng gió ngang tác dụng lên vành vòm D1000:

 Tải trọng gió ngang tác dụng lên vành vòm D800:

THIẾT KẾ DẦM CHỦ

Số liệu thiết kế dầm chủ

9.1.1 Kích thước mặt cắt ngang dầm chủ

Hình 9.1 Mặt cắt ngang dầm chủ 9.1.2 Sơ đồ kết cấu nhịp chính

Hình 9.2 Sơ đồ tính toán tổng thể của kết cấu nhịp chính 9.1.3 Vật liệu sử dụng cho dầm chủ

* Vật liệu bê tông dầm chủ:

* Vật liệu cáp dự ứng lực:

Modun đàn hồi: Ec = 197000 MPa

9.1.4 Các giai đoạn làm việc của dầm chủ

Dầm chủ làm việc qua 3 giai đoạn chính bao gồm:

+ Giai đoạn 1: lắp dựng các hệ trụ tạm và đà giáo mở rộng trụ để tạo mặt bằng thi công, tiến hành lắp ván khuôn dầm và đúc dầm, mỗi đốt dầm dài 6000mm Do thi công dầm chủ khá đơn giản và được kê trên các đà giáo nên nội lực trong giai đoạn này khá nhỏ và hầu như không gây ảnh hưởng đến kết cấu vì thế ta không cần kiểm toán dầm trong giai đoạn này

+ Giai đoạn 2: Khi đúc dầm sẽ chừa các ống ghen để căng kéo cáp khi đã đúc hết dầm, sau khi toàn bộ dầm chủ đủ khả năng chịu lực, ta tiến hành lắp đặt đà giáo để thi công vòm chủ, căng kéo cáp treo, đà giáo chống đỡ dầm chủ chưa được tháo dỡ vì thế nội lực trong dầm vẫn chưa thay đổi nhiều

Giai đoạn 3: Giai đoạn hoàn thiện là giai đoạn cuối cùng của quá trình thi công cầu, bao gồm các công việc lắp đặt lan can, thi công lớp phủ mặt cầu, sơn kẻ vạch phân làn đường và đưa cầu vào khai thác Do đã dỡ bỏ các tải trọng thi công nên nội lực trong giai đoạn khai thác này là lớn nhất, vì vậy cần kiểm toán dầm chủ ở giai đoạn này để đảm bảo an toàn và chất lượng của công trình.

Xác định nội lực tác dụng lên dầm chủ

Tải trọng tác dụng lên dầm chủ bao gồm các nội lực:

+ Tĩnh tải giai đoạn 1: Bao gồm trọng lượng bản thân kết cấu

+ Tĩnh tải giai đoạn 2: gồm tĩnh tải lan can, lớp phủ mặt cầu và tải trọng của thanh chống xiên

 Tĩnh tải do lớp phủ mặt cầu: lớp phủ trải dài theo toàn bộ phần xe chạy

DW = Bxe.chạy  h f lp = 16 0.075 22.5= 27 (kN/m)

 Tĩnh tải do tĩnh tải lan can và gờ chắn bánh: (chọn qlc = 0.5 kN/m)

 Tải trọng do thanh chống xiên, ta quy về tải tập trung đặt tại các vị trí Node tương ứng theo phương dọc cầu tính toán, tải trọng do mỗi thanh chống xiên được xác định như sau:

Pthanh chống = V t = 0.01083.778.5= 3.15 (kN) + Hoạt tải HL93: bao gồm tải trọng xe 2 trục, 3 trục và tải trọng làn

9.2.2 Phân chia mặt cắt cần tính toán

Ta phân chia đoạn dầm chủ thành 43 mặt cắt như hình bên dưới và xuất các nội lực do các tải trọng tác dụng tại các trạng thái giới hạn sử dụng và trạng thái giới hạn cường độ 1

Hình 9.3 Phân chia các mặt cắt tính toán 9.2.3 Nội lực dầm chủ ở Trạng thái giới hạn cường độ 1

Hình 9.4 Biểu đồ Moment ở Trạng thái giới hạn cường độ 1

Hình 9.5 Biểu đồ Lực cắt ở Trạng thái giới hạn cường độ 1

Hình 9.6 Biểu đồ Lực dọc ở Trạng thái giới hạn cường độ 1

* Bảng tổng hợp nội lực tại các mặt cắt tính toán ở Trạng thái giới hạn cường độ 1

Elem Load Sec Axial Shear-y Shear-z Torsion Momen-y Momen-z

9.2.4 Nội lực dầm chủ ở Trạng thái giới hạn sử dụng

Hình 9.7 Biểu đồ Moment ở Trạng thái giới hạn sử dụng

Hình 9.8 Biểu đồ Lực cắt ở Trạng thái giới hạn sử dụng

Hình 9.9 Biểu đồ Lực dọc ở Trạng thái giới hạn sử dụng

* Bảng tổng hợp nội lực tại các mặt cắt tính toán ở Trạng thái giới hạn sử dụng

Elem Load Sec Axial Shear-y Shear-z Torsion Momen-y Momen-z

Tính toán sơ bộ và bố trí cốt thép dự ứng lực

Tuy dầm chủ có măt cắt ngang toàn cầu không thay đổi nhưng nội lực trong từng khoang dầm là khác nhau, do đó lượng cốt thép bố trí cũng phải khác nhau Ta bố trí cốt thép theo mômen sau đó kiểm toán theo điều kiện nén uốn

Trong giai đoạn thi công, để đảm bảo cường độ cho mặt cắt dầm chủ, cốt thép thường chịu kéo và chịu nén sẽ được bố trí đều trên mặt cắt Điều này vừa đáp ứng được yêu cầu cường độ trong giai đoạn thi công vừa giúp đơn giản hóa quá trình thi công Ngoài ra, việc bố trí cốt thép thường cũng giúp tránh được những bất lợi trong việc phải căng kéo nhiều lần các bó cốt thép dự ứng lực sau mỗi đốt đúc như trong phương pháp thi công cầu đúc hẫng cân bằng.

Trong giai đoạn khai thác thì do nội lực tại các mặt cắt lớn và không đều nhau nữa do đó cường độ của mặt cắt lúc này phải được đảm bảo bằng việc bố trí cốt thép dự ứng lực chịu mômen dương và mômen âm tại mỗi khoang dầm

SVTH: HUỲNH ĐẶNG TIỂU LONG – MSSV: 18127028 56 Diện tích cốt thép dự ứng lực tối thiểu có thể được suy ra từ công thức kiểm toán sức kháng uốn

 M u (kN m) là momen tính toán dầm có momen lớn nhất theo tổ hợp TTGH cường độ I

 φ f = 1: là hệ số sức kháng

 H = 3.0 m: là tổng chiều cao dầm chủ

Theo kinh nghiệm chọn diện tích cáp từ 1.05 – 1.25 diện tích cáp tối thiểu

9.3.2 Tính sơ bộ cáp cho mặt cắt dầm tính toán

Chọn 1 bó cáp gồm 22 tao cáp 15.2 mm có A s.1tao = 140 mm 2 , hệ số cáp tính toán bằng 1.2 diện tích cáp tối thiểu ta có bảng tính toán sơ bộ số bó cáp như sau:

BẢNG TÍNH TOÁN SƠ BỘ SỐ BÓ CÁP TẠI CÁC MẶT CẮT TÍNH TOÁN

Mặt cắt Mu Aps Ntao Nbó Nbó chọn Abó chọn

(kN.m) (mm 2 ) tao bó bó (mm 2 )

Sau khi tính toán được sơ bộ số bó cáp, ta tiến hành nhập các bó cáp vào Midas Civil để kiểm tra ứng suất, nếu không thỏa thì sẽ điều chỉnh lại số bó cáp cho đến khi tất cả các mặt cắt không còn ứng suất kéo trong bê tông và các mặt cắt hoàn toàn đủ khả năng chịu lực

Sơ đồ bố trí cáp dự ứng lực dầm chủ

Các kích thước chi tiết được thể hình như các hình bên dưới, sử dụng 10 bó cáp để bố trí trong đó

1 bó cáp gồm 22 tao 15.2mm, bán kính cong R = 20000 mm cho mặt đứng và R = 10000 mm cho mặt bằng, uốn cong 1 góc 10 độ

Hình 9.10 Mặt cắt ngang đầu dầm bố trí cáp dự ứng lực

Hình 9.11 Mặt cắt ngang giữa dầm bố trí cáp dự ứng lực

Hình 9.12 Mặt đứng dầm bố trí cáp dự ứng lực

Hình 9.13 Mặt bằng dầm bố trí cáp dự ứng lực

Tính toán đặc trưng hình học mặt cắt ngang

Hình 9.14 Tiết diện bị khoét lỗ giai đoạn 1

Tại mặt cắt 22 (tương ứng với L/2), chúng ta sẽ tính toán các thông số hình học đặc trưng của mặt cắt nguyên từ phần mềm Midas Sau đó, chúng ta sẽ trừ đi phần diện tích của các lỗ ống ghen để tính được chính xác các thông số hình học đặc trưng của tiết diện ở các giai đoạn Quá trình tính toán ở các mặt cắt khác tương tự.

+ Diện tích dầm chủ bị khoét lỗ:

Ao = Ac – Aps = 13308786.2 - 1402210 = 13277986.2 (mm 2 ) + Trọng tâm nhóm cáp dự ứng lực đến đáy dầm: p

  + Moment tĩnh của tiết diện đối với cạnh đáy:

S S S 2362020965130800 185 23614511651 (mm ) + Tọa độ trọng tâm của tiết diện xuống cạnh đáy: bo bo o

 A   to bo ) y  h y 3000 177 4 8 712 12 53 (mm + Moment quán tính tiết diện:

9.5.2 Giai đoạn 2: Tiết diện bị bịt lỗ

Hình 9.15 Tiết diện bị bịt lỗ giai đoạn 2

SVTH: HUỲNH ĐẶNG TIỂU LONG – MSSV: 18127028 58 + Diện tích dầm chủ bị bịt lỗ:

   (quy đổi vật liệu cáp về vật liệu bê tông dầm)

+ Moment tĩnh của tiết diện đối với cạnh đáy:

+ Tọa độ trọng tâm của tiết diện xuống cạnh đáy: g.b bg g

+ Moment quán tính tiết diện:

Ig = Io + nAps(dps – ytg) 2 = 1.294910 13 + 5.2130800(2815-1240.56) 2 = 1.33410 13 (mm 4 )

Tính toán mất mát ứng suất

Mất mát ứng suất được chia thành 2 dạng chính:

 Mất mát ứng suất tức thời:

 ∆f pF : Mất mát do ma sát giữa bó cáp và thành ống

 ∆f pA : Mất mát do biến dạng neo

 ∆f pES : Mất mát do co ngắn (đàn hồi) của bê tông

 Mất mát ứng suất theo thời gian:

 ∆f pSR : Mất mát do co ngót

 ∆f pCR : Mất mát do từ biến của bê tông

 ∆f pR : Mất mát do từ chùng của cốt thép dự ứng lực

* Mất mát do ma sát:

Theo điều 9.5.2.2.2 TCVN11823-05-2017 đối với thi công bằng phương pháp kéo sau thì mất mát do ma sát giữa bó cáp dự ứng lực và ống bọc cáp có thể lấy như sau:

∆𝑓 pF = 𝑓 pj (1 − e −(Kx+μα) ) Trong đó:

 f pj : là ứng suất trong cáp khi kích, lấy lực căng kích là 0.74fpu = 1376.4 MPa

 x: là chiều dài bó cáp dự ứng lực tính từ đầu kích đến điểm bất kỳ đang xét

 K = 6.6 × 10 −7 mm −1 : là hệ số ma sát lắc Lấy theo bảng 10 – hệ số ma sát cho các bó thép kéo sau, chọn loại ống bọc thép mạ cứng hay nửa cứng

 μ = 0.2: là hệ số ma sát Lấy theo bảng 10, chọn loại ống bọc thép mạ cứng hay nửa cứng

 α: tổng giá trị tuyệt đối của thay đổi góc của đường trục bó cáp dự ứng lực tính từ đầu kích, hoặc từ đầu kích gần nhất nếu thực hiện căng cả hai đầu, đến điểm đang xét (Rad), được tính như sau: α = √α v 2 + α h 2

 α h : là góc thay đổi của đường cáp theo phương ngang (rad)

 α v : là góc thay đổi của đường cáp theo phương đứng (rad)

* Mất mát do biến dạng neo: Độ lớn của mất mát ứng suất có thể được tính theo công thức:

 ∆: độ trượt hay biến dạng của neo Giả thiết bằng 4 mm

 L: là chiều dài trung bình của bó cáp

 E = 197000 Mpa: là modun đàn hồi của thép dự ứng lực

* Mất mát do co ngắn đàn hồi:

Theo TCVN11823-2017: Đối với các cấu kiện kéo sau, mất mát do co ngắn đàn hồi của của bê tông có thể được lấy như sau:

 N: là số bó cáp DUL giống nhau

 E ci (Mpa): là modun đàn hồi của bê tông khi truyền lực căng

 E p = 197000 Mpa: là modun đàn hồi của cáp dự ứng lực

 f cgp : là tổng ứng suất bê tông ở trọng tâm các bó thép DUL do lực dự ứng lực gây ra sau khi căng kích và từ trọng tâm của cấu kiện ở các mặt cắt momen max (Mpa), ở đây là mặt cắt L/2 Được tính theo công thức:

SVTH: HUỲNH ĐẶNG TIỂU LONG – MSSV: 18127028 59 f cgp = − P i

- A g : là diện tích của của riêng dầm BTCT ở giai đoạn I Tức giai đoạn bố trí ống gen, chưa căng kéo cáp

- I g : Momen quán tính của của riêng dầm BTCT ở giai đoạn II Tức giai đoạn bố trí ống gen, căng kéo cáp

- M g : là momen gây ra do trọng lượng bản thân dầm ở TTGH sử dụng Tính như sau:

- e (mm): là độ lệch tâm của nhóm bó thép DUL đối với trọng tâm của dầm BTCT ở mặt cắt giữa dầm

- P i : là lực kéo trong cáp DUL trước khi truyền ứng suất vào trong dầm Giá trị này có thể lấy như sau:

* Mất mát do co ngót của bê tông:

Mất mát ứng suất do co ngót của các cấu kiện kéo sau có thể lấy bằng:

 H: là độ ẩm tường đối của môi trường, lấy trung bình ở nước ta khoảng 80%

Do hiện tượng co ngót xảy tra trên toàn dầm nên mất mát ứng suất do co ngót được xác định cho toàn bộ dầm Tức là khi xét mất mát ứng suất do co ngót tại các mặt cắt khác nhau thì giá trị mất mát ứng suất là như nhau

* Mất mát do từ biến:

Mất mát ứng suất do từ biến có thể lấy bằng:

∆f pCR = 12 0f cgp − 7.0∆f cdp ≥ 0 Trong đó:

 f cgp ∶ là ứng suất trong BT tại trọng tâm cốt thép DUL lúc căng cáp Đã tính ở 7.4.3

 ∆f cdp : là thay đổi ứng suất tại trọng tâm cốt théo DUL do tải trọng thường xuyên DC, DW trừ tải trọng tác dụng vào lúc thực hiện lực dự ứng lực Được tính théo công thức:

- M DC1 : là momen do tĩnh tải gây ra ở TTGH sử dụng trong giai đoạn 1

- M DC2 + M DW : là momen do tĩnh tải và lớp phủ gây ra ở TTGH sử dụng trong giai đoạn 2

- I g (mm 4 ): momen quán tính của riêng dầm DUL ( Giai đoạn II )

- I c (mm 4 ): momen quán tính của dầm liên hợp ( Giai đoạn III )

- e c (mm): độ lệch tâm giữa nhóm cáp DUL và trọng tâm của dầm liên hợp

Do hiện tượng từ biến xảy tra trên toàn dầm nên mất mát ứng suất do từ biến được xác định cho toàn bộ dầm Tức là khi xét mất mát ứng suất do từ biến tại các mặt cắt khác nhau thì giá trị mất mát ứng suất là như nhau

* Mất mát do tự chùng cốt thép:

Mất mát ứng suất do tự chùng phải được lấy bằng tổng mấy mát ứng suất do tự chùng tại 2 thời điểm: tại lúc truyền lực và sau khi truyền lực, ở đây do kết cấu sử dụng là kết cấu kéo sau, do đó mất mát ứng suất chỉ xảy ra tại giai đoạn sau khi truyền lực, tính như sau:

∆f pR = ∆f pR2 = 138 − 0.3∆f pF − 0.4∆f pES − 0.2(∆f pSR + ∆f pCR ) Trong đó:

 ∆f pF : mất mát ứng suất do ma sát

 ∆f pES : mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi

 ∆f pSR : mất mát ứng suất do co ngót

 ∆f pCR : mất mát ứng suất do từ biến

Do sử dụng thép DUL có độ tự chùng thấp nên giá trị mất mát chỉ lấy bằng 30% giá trị của ∆f pR2

9.6.2 Xuất kết quả mất mát ứng suất từ phần mềm Midas Civil

Các mất mát ứng suất trong các bó cáp đã khai báo sẽ được phần mềm Midas Civil tự động tính toán, ta thu được kết quả như bảng dưới:

Co ngót, từ biến Tự chùng Tổng mất mát/ mất mát tức thời

(MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (bó)

9.6.3 Phần trăm mất mát ứng suất tại các mặt cắt tính toán Elem Sec Part

% Mất mát do co ngắn đàn hồi

% Mất mát do từ biến, co ngót

% Mất mát do tự chùng

% Mất mát do neo, ma sát

Kiểm toán dầm chủ theo TTGH cường độ 1

Tuy dầm chủ toàn cầu có tiết diện như nhau nhưng lượng cốt thép bố trí khác nhau dẫn đến phải tính duyệt từng mặt cắt Đối với mặt cắt chịu mô men dương, áp dụng công thức tính cho dầm chữ T hoặc mặt cắt chữ nhật tùy thuộc vào vị trí trục trung hòa Ngược lại, mặt cắt chịu mô men âm được tính toán lượng cốt thép theo công thức của mặt cắt chữ nhật.

9.7.2 Kiểm toán sức kháng uốn của dầm chủ

Mặt cắt được xem là thỏa điều kiện chịu uốn khi:

 M u : là momen do tải trọng gây ra tại TTGH cường độ I

 M r : là sức kháng uốn tính toán xác định như sau:

* Xác định sức kháng uốn danh định

 Trường hợp c ≥ hf thì ta có

Nếu coi mặt cắt chỉ có cốt thép ứng suất trước chịu lực thì ta có :

 Trường hợp c < hf thì ta có

                  Nếu coi mặt cắt chỉ có cốt thép ứng suất trước chịu lực thì ta có : n ps ps p

      Ứng suất trung bình trong cốt thép DƯL ở sức kháng uốn danh định có thể được xác định theo công thức sau : ps pu p f f k c

    Khoảng cách từ TTH đến thớ bê tông chịu nén ngoài cùng là :

Giá trị c tính ra nếu nhỏ hơn hf thì TTH đi qua phần cánh và c phải được tính lại với bw = bs (Tính như với tiết diện hình chữ nhật có kích thước bsxh )

Công thức được viết lại như sau : ps pu ' c ps pu p c A f 1 f b kA f d

* Lượng cốt thép tối đa: Điều kiện kiểm tra : e c d  0 42 Trong đó :

 c : Khoảng cách từ TTH đến thớ bê tông chịu nén ngoài cùng ( mm )

 de : Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm của cốt thép chịu kéo ps ps p s y s e ps ps s y

Ta bỏ qua cốt thép thường hoặc trong TH DƯL toàn phần thì ta có: de = dp

* Lượng cốt thép tối thiểu:

Trừ khi có các quy định khác, còn ở bất kỳ một mặt cắt nào đó của cấu kiện chịu uốn, lượng cốt thép thường và cốt thép chịu kéo phải đủ để phát triển sức kháng uốn tính toán, Mr, ít nhất bằng 1 trong 2 giá trị sau, lấy giá trị nhỏ hơn :

+ 1.2 lần sức kháng nứt được xác định trên cơ sở phân bố ứng suất đàn hồi và cường độ chịu kéo khi uốn, fr của bê tông

SVTH: HUỲNH ĐẶNG TIỂU LONG – MSSV: 18127028 64 + 1.33 lần mômen tính toán cần thiết dưới tổ hợp tải trọng - cường độ thích hợp

Biểu thức kiểm toán : r cr u

Độ bền nứt của bê tông (Mcr) được xác định dựa trên cơ sở phân bố ứng suất đàn hồi và cường độ chịu kéo uốn (gcr, t) của bê tông.

* Kiểm toán dầm chủ theo bảng giá trị tính toán:

+ Kiểm toán theo điều kiện cường độ:

M Check (kN.m) (kN.m) (kN.m) (kN.m)

+ Kiểm toán theo điều kiện cốt thép tối thiểu:

1 FX-MAX 0.0 86911.0 82612.4 82612.4 larger than 100 OK

4 FX-MIN 0.0 59923.6 61142.9 61142.9 larger than 100 OK

* Kiểm toán sức kháng uốn theo dạng biểu đồ bao

9.7.3 Kiểm toán sức kháng cắt của dầm chủ

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

V s : Sức kháng cắt danh định của cốt thép chịu cắt

 V p = f pe ∑ A j ps sin γ j : kháng cắt của thành phần dự ứng lực hữu hiệu

* Kiểm toán sức kháng cắt bằng giá trị tính toán:

(kN) (kN) (kN) (kN) (kN) (kN)

Kiểm toán dầm chủ theo TTGH sử dụng

* Kiểm toán sức kháng cắt theo dạng biểu đồ bao: 9.8 Kiểm toán dầm chủ theo TTGH sử dụng

Trong giai đoạn khai thác ứng suất được gây ra bởi dự ứng lực + tĩnh tải + hoạt tải Giá trị ứng suất được tính:

P P e M f  A  S  S  S  S Giới hạn ứng suất: Theo điều 9.4.2 Phần 5 TCVN11823-2017, ta có giới hạn ứng suất ở tổ hợp sử dụng được quy định như sau:

+ Giới hạn ứng suất kéo cho phép: 0.25 f c ' 0.25 451.68 (MPa) + Giới hạn ứng suất nén cho phép: 0.45 f  c ' 0.45 45 20.25 (MPa)

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

- Element: phần tử kiểm toán

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

- LOAD: Tải trọng gây ra ứng suất lớn nhất

- Part (I/J): mặt cắt kiểm toán

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

- FT – Top Fiber (kN/m2): ứng suất thớ trên tại giữa dầm

- FB – Bottom Fiber (kN/m2): ứng suất thớ dưới tại giữa dầm

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

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

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

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

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

- ALW (kN/m) : Giới hạn ứng suất được Midas tính toán theo tiêu chuẩn AASHTO–LRFD2012

Ele Part Comp./Tens Type

FT FB FTL FBL FTR FBR FMAX ALLOW

Check (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa)

9.8.3 Kiểm toán ứng suất theo dạng biểu đồ

Do tổ hợp nội lực của xe 3T là lớn nhất, ta sử dụng tổ hợp này để kiểm toán:

* Ứng suất thớ trên dầm chủ:

* Ứng suất thớ dưới dầm chủ:

9.8.4 Kiểm toán độ võng dầm chủ Điều kiện độ võng khi có hoạt tải sử dụng (không có lề bộ hành): tt h

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

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

Tiến hành chạy phần mềm tương ứng với các loại tổ hợp tải trọng như trên, ta được:

Hình 9.16 Độ võng dầm chủ do xe 3T gây ra

 Giá trị độ võng lớn nhất do xe 3 trục gây ra là:   3T 48.933 (mm)

Hình 9.17 Độ võng dầm chủ do tải trọng làn + 25% xe 3T gây ra

 Giá trị độ võng lớn nhất do tải trọng làn + 25% xe 3 trục gây ra là:  LANE 25%3T  50.485 (mm)

Từ 2 kết quả trên, ta lấy trị số lớn hơn để tính toán, ở đây ta có thể thấy độ võng lớn nhất do tải trọng làn + 25% xe 3 trục gây ra là lớn nhất

Kiểm toán lại điều kiện ta có: tt h

Vậy dầm chủ thỏa mãn về điều kiện độ võng

MÔ PHỎNG ỨNG SUẤT TRONG THANH CHỐNG XIÊN

Mô phỏng phần mềm

10.1.1 Xuất file sang phần mềm Ansys

Ta sử dụng phần mềm Revit để mô phỏng lại 3D cấu kiện cần phân tích sau đó xuất sang định dạng file để phần mềm Ansys có thể đọc được và phân tích Để thuận tiện cho việc tính toán, ta phân tích như sau:

+ TH1: ta cắt 1 dải bản dài 1m và phần thanh chống xiên đặt ở giữa phần dải bản, sau đó khai báo các tải trọng tác dụng lên thanh chống và khảo sát chuyển vị, ứng suất

+ TH2: cắt 1 dải bản giữa 2 thanh chống xiên, sau đó khai báo tải trọng tác dụng lên phần giữa bản hẫng ở phía trong 2 thanh chống và khảo sát chuyển vị, ứng suất

Hình 10.1 Mô hình cần phân tích ở Trường hợp 1 (tác dụng lên thanh chống)

Hình 10.2 Mô hình cần phân tích ở Trường hợp 2 (tác dụng lên bản hẫng giữa 2 thanh)

10.1.2 Khai báo vật liệu cho mô hình phân tích

* Khai báo vật liệu bê tông:

* Khai báo vật liệu thép thanh chống:

10.1.3 Mô hình kết cấu trong Ansys bằng chức năng Geometry

* Trường hợp 1: Tải trọng tác dụng trực tiếp lên thanh chống

+ Ta tiến hành mô hình kết cấu vào Mechanical, gán vật liệu cho bê tông dầm và vật liệu thép cho thanh chống xiên

+ Các phần tử liên kết với nhau là dạng liên kết “Bonded”

+ Để mô hình phân tích chính xác hơn ta chia nhỏ các lưới ở mục Mesh

+ Gán điều kiện biên cho mặt bích dầm 2 đầu là ngàm

+ Khai báo tải trọng tác dụng ở đầu thanh chống xiên và chạy phần mềm

* Trường hợp 2: Tải trọng tác dụng lên phần giữa bản hẫng phía trong 2 thanh chống

+ Ta tiến hành mô hình kết cấu vào Mechanical, gán vật liệu cho bê tông dầm và vật liệu thép cho thanh chống xiên

+ Các phần tử liên kết với nhau là dạng liên kết “Bonded”

+ Để mô hình phân tích chính xác hơn ta chia nhỏ các lưới ở mục Mesh

+ Gán điều kiện biên cho mặt bích dầm 2 đầu là ngàm

+ Khai báo tải trọng tác dụng ở giữa bản hẫng phía trong 2 thanh chống và chạy phần mềm

Kết quả mô phỏng

10.2.1 Kết quả mô phỏng cho trường hợp 1

Hình 10.3 Kết quả chuyển vị thanh chống theo phương Z ( max = 0.003 mm)

Hình 10.4 Kết quả chuyển vị thanh chống theo phương X ( max = 0.001 mm)

Hình 10.5 Kết quả ứng suất pháp trong thanh chống theo phương Y ( y = 0.31 MPa)

Hình 10.6 Đinh neo bị biến dạng do tải trọng gây ra theo phương Z

10.2.2 Kết quả mô phỏng cho trường hợp 2

Hình 10.7 Kết quả chuyển vị tại giữa bản hẫng phía trong thanh chống ( X.max = 0.007 mm)

Hình 10.8 Kết quả chuyển vị tại giữa bản hẫng phía trong thanh chống ( Z.max = 0.003 mm)

Hình 10.9 Kết quả ứng suất pháp tại giữa bản hẫng trong thanh chống ( y.max = 1.21 MPa)

Kết luận về các trường hợp phân tích

Qua các mô hình phân tích các trường hợp, nội lực do 1 bánh xe tải gây ra theo phương ngang với

P = 72.5 (kN), ta có thể thấy các ống thép thanh chống xiên có khả năng chịu lực rất cao, với 1 lượng tải P = 72.5 (kN) cho ra kết quả chuyển vị khá là thấp chưa đến 0.01 mm và các phần phân bố ứng suất chủ yếu tập trung ở vị trí đặt tải, ứng suất này cũng không vượt quá giới hạn ứng suất kéo cho phép của bê tông là 1.68MPa, ở đây phần nâng cao ta chủ yếu xem sự phân bố ứng suất và chuyển vị là chủ yếu Do đó với đề tài lựa chọn kết cấu mới lạ giúp cho sinh viên có cách nhìn mới mẻ hơn về kết cấu và nhận biết được khả năng chịu lực của thanh chống, khi sử dụng các thanh chống này sẽ giúp tiết kiệm được phần vật liệu cho bản cánh trên, giảm được bề rộng đáy hộp, từ đó sẽ rút ngắn được thời gian thi công và có tính khả thi cao trong xây dựng cầu

Tiêu đề	Thiết kế cầu dầm hộp bê tông cốt thép kết hợp vòm ống thép một mặt phẳng dây
Tác giả	Huỳnh Đặng Tiểu Long
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Duy Liêm
Trường học	Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật TP.HCM
Chuyên ngành	Kỹ thuật xây dựng Công Trình Giao Thông
Thể loại	Đồ án tốt nghiệp
Năm xuất bản	2022
Thành phố	TP.Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	129
Dung lượng	8,52 MB

Tài liệu tham khảo	Loại	Chi tiết
1. TCVN cầu đường bộ mới: 11823-2017	Khác
2. Tiêu chuẩn thiết kế cầu: 22TCN272 – 05	Khác
3. Tiêu chuẩn thiết kế cầu của Mỹ AASHTO LRFD 12	Khác
5. Cầu vòm ống thép nhồi bê tông – TS. Trần Việt Hùng	Khác
6. Cầu Ông Lớn, Cầu Hà Tiên	Khác
7. Thiết kế kỹ thuật cầu rồng	Khác
8. Cấu kiện bê tông cốt thép-GS.TS Ngô Thế Phong	Khác
9. Quy phạm thiết kế và thi công kết cấu cầu ống thép nhồi bê tông CECS 28 – 90, Trung Quốc	Khác
10. Tiêu chuẩn thiết kế đường ô tô TCVN-4054-05, và một số tài liệu liên quan khác	Khác