đồ án cầu bê tông cốt thép

+ Mặt đứng và các mặt cắt ngang bnố trí cốt thép dự ứng lực và cốt thép ờng dầm chủ ,bản mặt cầu và dầm ngang + Cấu tạo neo và bó cáp dự ứng lực.. Hệ số làn xe nàykhông áp dụng kết hợp

Thiết kế cầu Bê tông cốt thép F1

* Yêu cầu:

- Thiết kế kết cấu nhịp mộpt dầm giản đơn BTCT DƯL với các thông số đã cho

- kiểm toán dầm chủ bản mặt cầu và dầm ngang theo các TTGH cờng độ và sử dụng

* Các số liệu cho trớc:

- Chiều dài toàn dầm L=33m

Ta chọn khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối là =40 cm

 Chiều dài nhịp tính toán Ltt =33-2.0,4=32,2 m

+ Cờng độ chịu kéo khi uốn fpu=1860 Mpa

+ Giới hạn chảy fpy =0,9fpu =1674 Mpa

* Yêu cầu:

- Thiết kế theo tiêu chuẩn 22TCN272_05

- Thuyết minh

+ Chọn cấu tạo kết cấu các bộ phận kết cấu nhịp

+ Tính toán nội lực các bộ phận kết cấu nhịp( dầm chủ, dầm ngang,

Bản mặt cầu)

+ Duyệt mặt cắt các bộ phận kể trên

- Bản vẽ: thể hiện nội dung chính trên giấy A3

+ Mặt đứng , mặt bằng và mặt cắt ngang điển hình

+ Mặt đứng và các mặt cắt ngang bnố trí cốt thép dự ứng lực và cốt thép ờng dầm chủ ,bản mặt cầu và dầm ngang

+ Cấu tạo neo và bó cáp dự ứng lực

Phần 1: Nội dung thuyết minh

I Chọn cấu tạo kết cấu các bộ phận kết cấu nhịp

1 Chọn tiết diện mặt cắt dầm chủ:

1.1 Bố trí chung mặt cắt ngang cầu:

- Tổng chiều dài toàn dầm là 33 mét,

- Chiều dài nhịp tính toán của nhịp cầu là 32,2 m

- Bề rộng toàn cầu B= 9+2x1+2x0,25+2x0,25 =12 m

- Bố trí 5 dầm chủ trên mặt cắt ngang cầu: các yếu tố hình học thể hiện trên

hình vẽ

- Khoảng cách giữa các dầm chủ S=2400 mm

2 %

2 %

250 1000 250 9000/2

9000/2 250

1000

250

1200

4 x 2400 = 9600 1200

- Để tạo độ dốc ngang cho cầu bằng cách thay đổi chiều cao đá kê gối do đố lớpphủ mặt cầu có bề dày không thay đổi và có chiều dày bằng 7 cm trên bề rộng mặtcầu là 11 m

- Bản mặt cầu dày 20 cm

1.2 Chọn mặt cắt ngang dầm chủ :

Dầm chủ có tiết diện hình chữ I với các kích thớc sau:

- Chiều cao toàn dầm: 1650mm

- Chiều dày sờn dầm: 200mm

- Chiều rộng bầu dầm: 650mm

- Chiều cao bầu dầm: 250mm

- Chiều cao vút của bụng bầu dầm: 200mm

- Chiều rộng cánh dầm: 850mm

- Phần gờ dỡ bản bêtông đổ trớc: 80mm (mỗi bên)

Các kích thớc khác nh hình vẽ:

2.2 Chiều cao kết cấu nhịp tối thiểu (A2.5.2.6.3-1):

Yêu cầu: hmin=0,045.L Trong đó ta có:

L: Chiều dài nhịp tính toán L=32200mm

hmin: chiều cao tối thiểu của kết cấu nhịp kể cả bản mặt cầu

Mômen quán tính đối với trục X0:

I = I – Y2.A = 2,563.1011 (mm4) = 0,2563m4

2 Xét mặt cắt x 1 , x 2 , x 3.

X Xo Y

Hệ số điều chỉnh tải trọng lấy như sau:

Hệ số Cường độ Trạng thái giới hạnSử dụng Mỏi

Độ dư r 0,95 không áp dụng không áp dụng

3.2 Hệ số làn.

Bề rộng mặt cầu của phần xe chạy là 9m nên cầu có 2 làn xe Theo bảng3.6.1.1.2.1 (22TCN272-05), ta có hệ số làn xe như bảng dưới đây Hệ số làn xe nàykhông áp dụng kết hợp với hệ số phân bố tải trọng gần đúng trừ khi dùng qui tắc đònbẩy, đồng thời cũng không áp dụng cho trạng thái mỏi

Không áp dụng hệ số xung kích cho tải trọng làn và tải trọng người đi

Tên hệ số Cường độ Trạng thái giới hạnSử dụng Mỏi

Bề dày bản bê tông mặt cầu :hf = 200 mm

Cường độ chịu nén của bê tông làm dầm : f’c = 40Mpa

Cường độ chịu nén của bê tông làm bản mặt cầu : f’c = 30Mpa

tỷ số môđun giữa dầm và bản mặt cầu: n = 1 , 15

5 , 27691

35 , 31975

eg = (1650 - 823,927) + 200/2 = 926,073 (mm)

Tham số độ cứng dọc:

Kg = n.(Id+A.eg2) = 1,15.( 2,126.1011+634000.926,0732) = 8,7.1011

a) Đối với mômen.

Điều kiện để áp dụng công thức :

Yêu cầu Kích thước thực tế

3

3 , 0 4 , 0

4300 06

tt L h

K L

S S

200 32200

8,7.10 32200

2400 4300

2400 06

, 0

1 , 0 3 11 3

, 0 4

, 0

3

2 , 0 6 0

2900 075

, 0

tt L h

K L

S S

200 32200

10 7 , 8 32200

2400 2900

2400 075

, 0

1 , 0 3 11 2

, 0 6

, 0

Điều kiện để áp dụng công thức trên:

Yêu cầu Kích thước thực tế

1100 £ S £ 4900 S = 2400mm

110 £hf £ 300 hf = 200mm

6000 £ L £ 73000 L = 32200mm

Nb ³ 4 Nb = 54x109 £ Kg £

g vg  max(g vg1 ,g vg2 )  0, 676

3.4.2 Dầm biên

a) Đối với mômen

Một làn thiết kế chịu tải: áp dụng qui tắc đòn bẩy (4.6.2.2.2c-1)

Truck

2400 950

T¶i träng lµn PL

3000

600 1800

600 250 1000

Với xe tải thiết kế:

Khi hai hoặc hơn hai làn thiết kế chịu tải:

de = –300mm: khoảng cỏch giữa tim bản bụng phớa ngoài của dầm biờn và mộptrong của bú vỉa hoặc lan can chắn xe Tham số de phải được lấy giỏ trị dương nếubản bụng dầm biờn nằm vào phớa trong của bú vỉa hoặc của lan can chắn xe và õmnếu nú nằm ra phớa ngoài

Điều kiện ỏp dụng: -300mm ≤ de ≤ 1700mm

Hệ số điều chỉnh:

2800 77

 Dầm ngang coi nh dầm liên tục trên các gối là các dầm dọc

 Độ cứng của dầm ngang rất lớn coi nh dầm ngang không biến dạng

 Khi có lực P đặt lệch tâm trên mặt cắt ngang cầu các dầm chủ bị võng xuống , và tỷ lệ độ võng của các dầm chủ theo quan hệ đờng thẳng

4.2 Tính hệ số phân bố ngang :

 Tính hệ số độ mềm của liên kết ngang

p n

I E

d





.

E : Môdun đàn hồi của vật liệu làm dầm dọc E = 31975,35Mpa

Id : Mômen quán tính của dầm dọc Id = 2,126.1011 mm4

4 11

a e n y

1 2

1

trái i

e a y

Ta có đờng ảnh hởng và sơ đồ xếp tải nh sau :

TÝnh hÖ sè ph©n bè ngang cña dÇm biªn :

 HÖ sè ph©n bè ngang tÝnh cho ho¹t t¶i :

 TÝnh hÖ sè ph©n bè ngang cña dÇm trong :

 HÖ sè ph©n bè ngang tÝnh cho ho¹t t¶i :

+Xét đoạn dầm từ đầu dầm đến mặt cắt thay đổi tiết diện

Lấy diên tích tiết diện: A0=1,0995m2 ; A=0,634 m2

0

A A a

33

52 , 41387 84

, 14187

n n n n L N

N l b H

20.2,2.2,0.32,1

= 173 Kg/m

1.4 Tĩnh tải ván khuôn lắp ghép

2 ( - 4



=

2400

) 2

250 1200 (

250

1200 - - 

+5

= 317,7 kg/m

Giai ®o¹n cha liªn hîp: DC dc =1684 kg/m

Giai ®o¹n khai th¸c:

- Xe hai trôc thiÕt kÕ

- Ho¹t t¶i xe thiÕt kÕ:

Xe t¶i thiÕt kÕ+t¶i träng lµn

Xe 2 trôc thiÕt kÕ + t¶i träng lµn

2.1 Ho¹t t¶i ngêi ®i bé(PL): Pl=3x10 -3 MPa

Tải trọng tác dụng nên dầm chủ

Tĩnh tải : Tĩnh tải giai đoạn 1 DC1và tĩnh tải giai đoạn 2 (DC2+ DW)

Hoạt tải gồm cả lực xung kích(IL+IM) : Xe HL 93, tải trọng ngời đi bộ

Nội lực do căng cáp ứng suất trớc Bỏ qua các tải trọng do co ngót, từ biến, nhiệt độ, lún, gió, động đất

Để xác định nội lực, ta vẽ đờng ảnh hởng cho các mặt cắt cần tính rồi xếp tĩnh tảilên đờng ảnh hởng Nội lực đợc xác định theo công thức:

+ Mômen: Mu= .p..g

+ Lực cắt: Vu= .g(p.+-.p.-)

Trong đó: : Diện tích đờng ảnh hởng mômen tại mặt cắt đang xét

+: Diện tích đờng ảnh hởng lực cắt dơng tại mặt cắt đang xét

-: Diện tích đờng ảnh hởng lực cắt âm tại mặt cắt đang xét

: Hệ số liên quan đến tính dẻo, tính d, và sự quan trọng trong khai thác

DC dc : TÜnh t¶i t¸c dông lªn dÇm biªn; DC dc =1,684.9,81=16,52 KN/m

DC b : TÜnh t¶I t¸c dông lªn dÇm biªn trong giai ®o¹n khai th¸c;

- M« men t¸c dông lªn dÇm gi÷a do tÜnh t¶i:

+Giai ®o¹n cha liªn hîp: Gièng dÇm biªn giai ®o¹n cha liªn hîp

+ Giai ®o¹n khai th¸c:

MDCg=DCg M

M DWg =DW b M

B¶ng tÝnh:

x(m) M(m2) DCg(KN/m) DWg(KN/m) MDCg(KN.m) MDWg(KN.m)

+ Lực cắt của dầm biên do tĩnh tải:

Giai đoạn cha liên hợp: V DCdc =DC dc g v

Trong đó: V

: Diện tích đờng ảnh hởng lực cắt Bảng tính:

Giai đoạn khai thác: V DCb =DC b g v

+Lực cắt của dầm giữa do tĩnh tải:

Giai đoạn cha liên hợp: Tơng tự cho kết quả giống dầm biên

Giai đoạn khai thác:

2.2.2 Tính nội lực dầm chủ do hoạt tải:

Sơ đồ tính của dầm chủ là dầm giản đơn nên khoảng cách giữa hai trục 145 kN của

xe tải thiết kế Trục đều lấy = 4,3 m

- Mô men do hoạt tải HL93 và PL tác dụng tại các mặt cắt dầm:

Công thức tính:

Mtruck= yM1.145+yM2.145+yM3.35 (kN)

Mtandem= yM4.110+yM5.110 (kN)

Mxetk=max(Mtruck,Mtandem)

Trong đó: yM là tung độ đờng ảnh hởng mô men tại mặt cắt có toạ độ X tơngứng

Bảng tính mô men do xe thiết kế:

0,00 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 1,332 1.277 1,099 0,921 376,755 1,277 1,227 275,44 376,755 2,50 2,306 1,972 1,638 677,64 2,306 2,213 497,09 677,64 8,05 6,038 4,963 3,888 1731,225 6,038 5,738 1295,36 1731,225 16,1 8,050 5,900 3,750 2154,000 8,050 7,450 1705,0 2154,000

110 KN

110 KN

1,2m x=0,6m Hợp lực

Trong đó: yM là tung độ đờng ảnh hởng mô men tại mặt cắt có toạ độ X tơngứng

Bảng tính mô men do xe thiết kế trờng hợp 2:

1,332 1,099 1,277 0,00 344,52 1,252 0,702 214,94 344,52 2,50 1,972 2,306 0,00 620,31 2,259 1,752 441,21 620,31 8,05 4,963 6,038 2,813 1693,6 5,888 5,588 1262,36 1693,6 16,1 5,900 8,050 5,900 2229,25 7,75 7,75 1705 2229,25

Nội lực xe thiết kế sẽ đợc lấy bằng giá trị lớn hơn

trong các giá trị trên.

Công thức tính:

Mtruck= yM1.145+yM2.145+yM3.35 (kN)

Mtandem= yM4.110+yM5.110 (kN)

Mxetk=max(Mtruck,Mtandem)

Bảng tính mô men do xe thiết kế trờng hợp 3:

35 KN

145 KN 145 KN

x=1,455m Hợp lực

0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 1.332 1,129 0,579 0,00 247,66 1,24 0,989 245,19 247,66 2,50 2,029 1,635 0,00 531,28 2,236 2,029 469,15 531,28 8,05 5,144 5,492 2,267 1621,57 5,813 5,813 1278,86 1621,57 16,1 6,264 7,686 5,536 2216,51 7,6 7,9 1705 2216,51

So sánh các giá trị tính đợc trong 3 trờng hợp trên, chọn mô men do xe thiết kế:

+Tổ hợp mô men do hoạt tải:

- Lực cắt do hoạt tải HL93 và PL tác dụng tại các mặt cắt dầm:

Tính lực cắt tại 5 mặt cắt đặc trng trong 2 trờng hợp xếp xe bất lợi sau:

- Lực cắt gây ra do tải trọng làn: Trờng hợp bất lợi với các mặt cắt trong khoảng

từ gối tới Ltt/2, chỉ đặt tải trên đờng ảnh hởng dơng

Vlanx=qlan Vd

Trong đó Vd là diện tích phần đờng ảnh hởng dơng

Bảng tính:

x(m) Vd (m2) qlanx(kN/m) Vlanx(kN)

- Lùc c¾t do t¶i träng ngêi ®i g©y ra ë dÇm biªn:

Coi nh dÇm biªn chÞu toµn bé t¶i träng ngêi ®i: PL=300kg/m2=3kN/m2

0,000 296,37 149,73 48,3 2751,332 282,90 137,59 44,385 2582,500 271,02 127,39 41,094 2448,050 215,12 84,221 27,168 17916,100 133,87 37,433 12,075 99

IV.Tæ hîp t¶i träng theo c¸c tr¹ng th¸i giíi h¹n(TTGH)

Mô men: MuCD1g= (1.75 MLLg+1.25MDCg+1.5MDWg)Lực cắt: VuCD1g= (1.75 VLLg+1.25VDCg+1.5VDWg)

- Trạng thái giới hạn sử dụng: Tổ hợp tải trọng liên quan đến việc khai thác bình ờng của công trình cầu

th-Mô men: MuSDlg= (1MLLg+1MDCg+1MDWg)

Lực cắt: VuSDlg= (1VLLg+1VDCg+1VDWg)

- Trạng thái giới hạn đặc biệt:

Mô men: MuDBg= (0.5MLLg+1.25MDCg+1.5MDWg)Lực cắt: VuDBg= (0,5VLLg+1.25VDCg+1.5VDWg)

2 Dầm biên:

- Trạng thái giới hạn cờng độ I: Tổ hợp tải trọng có liên quan đến việc sử dụng xetiêu chuẩn, và không xét tới ảnh hởng của gió (vận tốc gió <25m/s)

Mô men: MuCD1b= (1.75 MLLb+1.25MDCb+1.5MDWb)Lực cắt: VuCD1b= (1.75 VLLb+1.25VDCb+1.5VDWb)

- Trạng thái giới hạn sử dụng: Tổ hợp tải trọng liên quan đến việc khai thác bình ờng của công trình cầu

th-Mô men: MuSDlb= (1MLLb+1MDCb+1MDWb)

Lực cắt: VuSDlb= (1VLLb+1VDCb+1VDWb)

- Trạng thái giới hạn đặc biệt:

Mô men: MuDBb= (0.5MLLb+1.25MDCb+1.5MDWb)Lực cắt: VuDBb= (0,5 VLLb+1.25VDCb+1.5VDWb)Kết quả tính toán đợc thống kê trong bảng dới đây:

maxVuCD1b 1239,030 max MuCD1b 10008,091maxVuCD1g 1310,824 max MuCD1g 9614,974maxVuDBb 912,467 max MuDBb 7355,216max VuDBg 886,887 max MuDBg 6871,849max VuSDb 923,347 max MuSDb 7453,30maxVuSDg 948,417 max MuSDg 7070,10

V.Tính toán và bố trí cốt thép

1 Tính toán diện tích cốt thép

- Dùng loại tao tự chùng thấp Dps=15,2mm

- Loại tao thép DƯL có độ tự trùng thấp

- Cờng độ chịu kéo tiêu chuẩn: fpu=1860MPa

- Hệ số quy đổi ứng suất :1  0 , 9

- Cấp của thép:270

- Giới hạn chảy: fpy=0,9.fpu=1674Mpa

- ứng suất trong thép DƯL khi kích: fpj=0,75.fpu=1395MPa

- Diện tích một tao cáp : Aps1=140mm2

- Mô đun đàn hồi cáp: Ep=197000MPa

- Bê tông dầm cấp : f c1,  40MPa

- Mô men tính toán : M u  10008,091KN.m

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

- Theo kinh nghiệm diện tích mặt cắt ngang cốt thép DƯL có thể tính gần

pu

u psg

9 , 0 85 , 0



1650 9 , 0 1860 85 , 0

10 091 ,

5100 3000

nhãm c¸p III nhãm c¸p II

37 38 35

40 39

41 42

43 44

2.Đặc trng hình học mặt cắt tính đổi của dầm cha liên hợp

Quy đổi thép DƯL thành diện tích Aps đặt tại trọng tâm đám thép DƯL

Chiều cao dầm H=1,65m

Đặc trng hình học mặt cắt dầm I cha liên hợp

- Mô đun đàn hồi của bê tông : Ecdầm=31975,35Mpa

- Mô đun đàn hồi của thép : Ep=197000Mpa

- Hệ số quy đổi thép sang bê tông : n1= 6,16

cdam

p

E E

- Diện tích mặt cắt dầm I giai đoạn 1 tính đổi (tính cả đối với thép)

- Đây là quy đổi về bê tông: Diện tích thép quy đổi về bê tông là n1.Aps và diệntích bê tông thực chất có Amc-Aps.Do vậy ta có công thức :

5 x4=16,1m 0.63 0.8239 0.1386 0.52346 Khoảng cách từ trọng tâm của tiết diện cha liên hợp đến đáy dầm

td

td td

Mô men quán tính của mặt cắt tính đổi với trục qua trọng tâm ứng với mặt cắt nó

Itd=Idmc+Amc.(ycmc-ytd)2 +(n1-1).Aps.(ytd-Cps)2

2.2 Xác định chiều rộng bản cánh hữu hiệu (A.4.6.2.6):

2.2.1 Đối với dầm giữa:

Bề rộng bản cánh hữu hiệu có thể lấy giá trị nhỏ nhất của:

= 2825 mm + Khoảng cách trung bình giữa các dầm kề nhau (S= 2400)

 Bề rộng bản cánh hữu hiệu đối cới dầm giữa là: 2400 mm.

2.2.2 Đối với dầm biên :

Bề rộng cánh dầm hữu hiệu có thể đợc lấy bằng 1/2 bề rộng hữu hiệu của dầm

kề trong(=2400/2=1200) cộng trị số nhỏ nhất của :

+ 1/8 chiều dài nhịp hữu hiệu(= 4025

2 / 200

=1412,5 mm+ Bề rộng phần hẫng( =1200)

 Bề rộng bản cánh hữu hiệu đối với dầm biên là: 2400 mm

Kết luận: Bề rộng bản cánh dầm hữu hiệu :

Bảng 1

Dầm giữa (bi) 2400 mmDầm biên (be ) 2400 mm2.2.3Bề rộng quy đổi

Chuyển đổi bê tông bản sang bê tông dầm

Bề rộng bản quy đổi cho dầm giữa b bang n2.b hhg  0 , 866 2 , 4  2 , 0784m

Bề rộng bản quy đổi cho dầm biên b banb n2 b hhb  0 , 866 2 , 4  2 , 0784m

3.Đặc trng hình học giai đoạn 2 (mặt cắt liên hợp)

- Chiều dày của bản hf=0,2m

- Khoảng cách từ trọng tâm của bản tới thớ dới của dầm là;

- Mô men quán tính của bản đối với trục trung hoà của bản

3

10 3856 , 1 12

10 2 , 0 0784 , 2 12

.

mm h

Slh=Atd.ytd+Abm.ybm

lh

lh clh

) (m4

y A y

Trong đó : f pt :Tổng mất mát (Mpa)

f pES : Mất mát do co ngắn đàn hồi MPa

f pSR :Mất mát do co ngót MPa

f pCR :Mất mát do từ biến của bê tông Mpa

f pR :Mất mát do tự chùng dão của cốt thép DƯL MPa

cgp ci

Ep: Mô đun đàn hồi của thép DƯL Ep=1,97.105MPa

Eci: Mô đun đàn hồi của bê tông lúc truyền lực

ps ps td

ps cgp

I

e M I

e F A

x 1 =1,332 8020320 1131362.52 423.2 2.618E+11 339.65E+6 1.20E+01

x 2 =2,5 8020320 665785.6 446.6 2.187E+11 613.39E+6 1.81E+01

x 3 =8,05 8020320 665785.6 641.2 2.251E+11 1605.91E+6 2.21E+01

x 4 =16,1 8020320 665785.6 685.3 2.268E+11 2141.16E+6 2.22E+01

VËy cgp

ci

p pES f E

f pSR  ( 117 - 1 , 03 )



STT MÆt c¾t f cgp (MPa) f pES (MPa)

2 x 1 =1,332 1.20E+01 8.70E+01

3 x 2 =2,5 1.81E+01 1.31E+02

4 x 3 =8,05 2.21E+01 1.60E+02

5 x 4 =16,1 2.22E+01 1.61E+02

H:Độ ẩm tơng đối bao quanh, lấy trung bình hàng năm ở Việt Nam lấy

+ f cgp : ứng suất bê tông tại trọng tâm thép dự ứng lực lúc truyền lực (MPa)

+ f cgp ::Thay đổi ứng suất bê tông tại trọng tâm cốt thép DƯL do tải trọng

thờng xuyên, trừ tải trọng tác dụng vào lúc thực hiện DƯL

- Độ lệch tâm của cốt thép DƯL đối với mặt cắt dầm I liên hợp :

ps tx cdp I

e M I

e M

STT Mặt cắt f cgp (MPa) f cdp (MPa) f pCR (MPa)

2 x 1 =1,332 1.20E+01 6.79E-01 1.39E+02

3 x 2 =2,5 1.81E+01 1.55E+00 2.06E+02

4 x 3 =8,05 2.21E+01 5.44E+00 2.27E+02

5 x 4 =16,1 2.22E+01 7.65E+00 2.13E+02

4.4 Mất mát do chùng ứng suất lúc truyền lực

4.4.1 Mất mát do chùng ứng suất lúc truyền lực

Với tao thép có độ tự trùng thấp:

pj py

pj

f

f t

0 , 40

) 0 , 24 log(





Trong đó:

t: Thời gian từ lúc căng cốt thép đến lúc truyền lực lấy t=3 ngày

1674

1395 40,0

) log(24,0.3

f

ΔfpR1   -   4.4.2 Mất mát do chùng ứng suấtsau khi truyền lực

- Với tao thép có độ tự trùng thấp:

f pR2 138 - 0 , 4 f pES - 0 , 2 f pSR  f pCR  30 %