Đồ án thiết kế môn học cầu bê tông Thiết kế nhịp cầu bê tông cốt thép dự ứng lực, chiều dài nhịp 26m, khổ cầu 10m

III.1/ Tĩnh tải giai đoạn I: F- Diện tích mặt cắt ngang của một dầm chủ chế tạo trong nhà máy.. VI/ Tính duyệt c ờng độ dầm trong giai đoạn sử dụng theo mô men của mặt cắt thẳng góc.. Xé

1 L

 ChiÒu cao sên dÇm : b=1620(cm) lÊy b = 18(cm)

 ChiÒu dµy b¶n : hc= 816 (cm) lÊy hc=15(cm)

 KÝch thíc bÇu dÇm chän nh h×nh vÏ

 BÒ réng c¸nh tÝnh to¸n bc=180(cm)

MÆt c¾t ngang cña dÇm cã d¹ng nh sau :

Mặt cắt ngang của lan can có dạng nh sau ;

I.1/ Kích th ớc mặt cắt ngang quy đổi

 Chiều dày bản cánh quy đổi:

Trong đó : b1=36(cm ) : chiều rộng bầu dầm

F5 :Diện tích của bầu dầm

F4 : Diện tích phần vút bầu

F5 = 38.36=1368 (cm2)

38 28 3 18 3 8 3

d α

384.E

5.l Δpp 

.l I

.a.I 12,8d 5.l

.I 6E

I a.384.E d

n d 3 4

n n

d d 3





Trong đó :

l:khẩu độ tính toán của nhịp ; 25,4(m)

Ed,En : Mô dun đàn hồi dầm dọc , dầm ngang (lấy Ed=En)

Id: Mô men quán tính của dầm dọc chủ

In: Mô men quán tính của 1 dầm ngang

d: Khoảng cách giữa hai dầm dọc chủ ; d=2,1(m)

a:Khoảng cách giữa hai dầm ngang ; a=5,08 (m)

2 , 17 2 , 17

2 1 0 1

3 1 b 2 c

1 c

3 1 c 2

c 0 c

3 c c d

) a y - (H F

) 2

h y - (H h 12

.h b ) h 2

h' - H ).(

-h h' - (H

12

) -h h' - b.(H )

2

h' (y h' 12

.h' b I

h b

b

b c

20 1(120

10.4,8.4,7

43,83) 2

40,3 0

6.40,3.(12 12

36.40,3 3

43,83) 17,2

2

62,5 18.62,5(

12

18.62,5 )

2

17,2 43,83

2 3

2

3 2

3 d

1 , 9925795

ở đây a coi các dầm tựa vào nhau Khi đó tiết diện dầm ngang có dạng hình chữ nhật Chọn kích thớc tiết diện nh hình vẽ.

).

2 ,

, 350890

4 25

1 , 9925795

08 , 5 1 , 2 8 , 12

Nội suy giữa trị số =0,04 và =0,05 Do dầm biên bất lợi nhất nên ta chỉ cần tính hệ

số phân bố ngang cho dầm biên

Kết quả :

3653 0

6623 , 0

1747 0

00041 ,

R

R

1093 , 0

3101 , 0

dR dR

Tung ĐAH tại đầu mút thừa xác định theo công thức : (d )

d

dk R

n0 p

0n p

05 , 1



Thay vào công thức trên ta có :

8174 , 0 3101 , 0 5 , 0 6623 , 0

R

1987 , 0 ) 1093 , 0 (

5 , 0 1440 , 0

'

R

6623 , 0 7805 , 0

III/ Xác định tĩnh tải giai đoạn I và II.

III.1/ Tĩnh tải giai đoạn I:

F- Diện tích mặt cắt ngang của một dầm chủ chế tạo trong nhà máy F=8520(cm2)

Fmn :Tổng diện tích mối nối thực hiện tại hiện trờng

+ Tính Fmn: Các dầm sau khi chế tạo thì trên bản cánh để cốt thép chờ , sau khi ra công trờng sẽ tiến hành đổ bê tông để nối thành mạng dầm Toàn cầu sẽ có 4 mối nốigiữa các dầm chủ với nhau với kích thớc mối nối là 15.30(cm.cm) Ngoài ra hai bên

m T

 Dầm ngang :

Ta bố trí toàn cầu có 5.4 =20 dầm ngang, khoảng cách giữa các dầm ngang là5,08(m)-Trọng lợng toàn bộ dầm ngang:

Chiều dài dầm ngang là 2,1-0,18=1,92(m).

Trọng lợng rải đều cho 1 dầm trên 1m chiều dài cầu là :

0 , 0709 ( / ).

5 4 , 25

0048 , 9

Tĩnh tải giai doạn I là : q I q t q't 1 , 53045 0 , 0709 1 , 6014 (T/m).

III.2/ Tĩnh tải giai đoạn II:

Bao gồm : Lan can, lề ngời đi , gờ chắn bánh , lớp phủ mặt cầu

 Trọng lợng gờ chắn bánh : P g  0 , 2 0 , 29 2 , 4  0 , 1392 (T/m).

 Trọng lợng lề ngời đi : P l  0 , 06 2 , 5  0 , 15 (T/m2 ).

 Trọng lợng lan can, tay vịn:

Bố trí các cột lan can cách nhau 3,25 m mỗi bên có 9 cột + Thể tích phần cột lan can tay vịn :

( 1 2

m T V

+Lớp mui luyện dày 1,5 cm là : 0,015.2,5=0,0375(T/m2)

5633 , 0 7805 , 0 ( 15 , 0

+ P t t 1 , 405 0 , 0961 ) 0 , 3612T /m

2

1 5633 , 0 595 , 5 2

1 ( 2395 , 0

Trọng lợng tĩnh tải giai đoạn II:

).

/ ( 7471 , 0 3612 , 0 1195 , 0 066 , 0 2004

Với dầm dài 25,4 m nội suy 2 giá rị trên ta có 1+=1,147

IV.2/ Tải trọng t ơng đ ơng của H 30 và XB 80

Tra bảng tải trọng tơng đơng ta có :

IV.3/ Nội lực tiêu chuẩn và nội lực tính toán do các tổ hợp tải trọng đ ợc xác định và lập thành các bảng sau đây :

V.1/ xácđịnh lợng cốt thép theo công thức gần đúng:

Chiều cao làm việc của dầm:

u c

' 0

R b

M 0,5α, α(1

1 h

0,5.0,09) 0,09(1

1

h ' 0

R

R h' α.b

42,414 F

38 28 3 18 3 8 3

XÐt .100 5%.

100,65

100 100,62 100%

7

0,3 1,5

1

2 3

VI/ Tính duyệt c ờng độ dầm trong giai đoạn sử dụng theo mô men của mặt cắt thẳng góc

ở dầm chúng ta thiết kế không bố trí cốt thép ở vùng chịu nén , bỏ qua cốt thép thờng

ta có :

Kiểm tra trờng hợp tính toán

Giả sử trục trung hoà đi qua cánh dầm

Mmax : Giá trị mô men tính toán lớn nhất do tĩnh tải và hoạt tải gây ra

h0 : Chiều cao có hiệu của dầm h0=100,(cm)

x : Chiều cao khu vực chịu nén đợc xác định từ phơng trình :

x= Ru.b.x- Rd2Fd=0

180 255

1 , 41 9800

cm





c u

d d2

 Diện tích mặt cắt ngang quy đổi :

b

2

).

( ) 2 (

).

( 2

1 1

).

( ).

( ) (

)

1 1

2 3

3

y h b b h b b y

b y

b

I d

 2 1

1

2

).

d t t I

y h b

10

y y y y n

kt - ứng suất kiểm tra chọn kt=11000(kG/cm2)

P - thành phần của nội lực cốt thép uốn xiên lên bộ định vị điểm uốn

f - hệ số ma sát giữa cốt thép và bộ định vị; f=0,3

Fd- diện tích tiết diện bó cốt thép uốn xiên

Ta tính mất mát ứng suất cho từng bó:

cm

kG 198,7(

0,9982

0,0601 0,3.11000.

0,9985

0,0551 0,3.11000.

0,9975

0,0711 0,3.11000.

0,0642 0,3.11000.

828 5

σ

- 0,1).d.Trong đó :

d - ứng suất cốt thép có tính đến mất mát ứng suất xuất hiện trớc khi nén

l

d



Trong đó :

Ed - mô đun đàn hồi của thép cờng độ cao Ed=1,8.106(kG/cm2)

l – tổng biến dạng neo, biến dạng bê tông dới neo lấy theo phụ lục quy trình 1979(dùng 2 neo) l=0,4(cm)

ltb - chiều dài trung bình của cốt thép ltb=26,0136(m)

b - ứng suất của bê tông ở thớ qua trọng tâm của cốt thép đang xét do DƯL đã xét các mất mát ứng suất 3,4,5,6

 phụ thuộc vào đặc trng từ biến cuối cùng x và tích số .n1.f

n1=

b

t

E E

2

/ 1 ,

232 kG cm

b 



) / ( 1 , 1114 1

, 232 8 ,

kt - ứng suất kiểm tra chọn kt=11000(kG/cm2).

P - thành phần của nội lực cốt thép uốn xiên lên bộ định vị điểm uốn

f - hệ số ma sát giữa cốt thép và bộ định vị; f=0,3

Fd - diện tích tiết diện bó cốt thép uốn xiên

Do tại mặt cắt I-I các cốt thép dọc chủ bị kéo thẳng và không còn qua bộ định vị điểm uốn nên 5=0

VII.3.2/mất mát ứng suất do chênh lệch nhiệt độ.( 6)

d - ứng suất cốt thép có tính đến mất mát ứng suất xuất hiện trớc khi nén

l



Trong đó :

Ed - mô đun đàn hồi của thép cờng độ cao Ed=1,8.106(kG/cm2)

l - tổng biến dạng neo, biến dạng bê tông dới neo lấy theo phụ lục quy trình 1979(dùng 2 neo) l=0,4(cm)

ltb-chiều dài trung bình của cốt thép ltb=26,0136(m)

Thay vào ta có:

cm

kG 276,8(

.1,8.10 26,0136.10

0,4

2 6

c ; x - trị số giới hạn của biến dạng co ngót tơng đối của đặc trng từ biến nó phụ thuộc tuổi của bê tông khi bị nén trớc, mác bê tông , và điều kiện hoá rắn.Lấy x=1,6 và c=0,00001.

b -ứng suất của bê tông ở thớ qua trọng tâm của cốt thép đang xét do DƯL đã xét các mất mát ứng suất 3,4,5,6

 phụ thuộc vào đặc trng từ biến cuối cùng x và tích số .n1.f

2

/ 9 ,

159 kG cm

b 



) / ( 5 , 767 9 , 159 8 ,



VII.4/ kiểm toán chống nứt ứng suất pháp.

Khi tính tải trọng tiêu chuẩn không xét đến hệ số vợt tải và hệ số xung kích Riêng tải trọng tiêu chuẩn của XB-80 phải nhân với hệ số 0,8

VII.4.1/kiểm toán 1:

Kiểm toán ở mặt cắt l/2 Xét dầm làm việc dới tác dụng của mô men lớn nhất do tải trọng khai thác tiêu chuẩn và DƯL nhỏ nhất (đã xét với mất mát lớn nhất) Trờng hợp này không đợc xuất hiện vết nứt

Công thức kiểm toán :

.y 0

I

M σ

d td

max d

bm d

Trong đó :

bm-ứng suất pháp do DƯL sinh ra đã xét tới mất mát ứng suất

I d td

x d td

d d

I

.e N F

kG 242,8(

] 9755145,1

20).77,85 -

(77,85 5898

1 384625,14[

.77,85 9755145,1

10 0,8.341,2.

2

5 d

VII.4.2/kiểm toán 3:

Duyệt chống nứt khi chế tạo.(Xét thớ trên cùng)

- Kiểm toán ở tiết diện bất lợi nhất ở gần gối(1,5m)

- Xét trờng hợp này với ứng suất trớc trong cốt thép mất mát là ít nhất gồm: 3,4,

x d td

d T

I

.e N F

.41,49 9367699,6

37,30) -

(78,51 5898

Trong đó :

TC bt

M -mô men do trọng lợng bản thân dầm gây ra:

TC

bt

M =28,71.105(kG.cm)Thay số vào ta có :

0 cm

kG ( 41,49

9367699,6

28,71.10 91

5 t

bt   5 ,   6 , 81 )  Thoả mãn yêu cầu

VII.4.3/kiểm toán 4:

Kiểm toán này đề phòng nứt toác của bê tông (tức xuất hiện vết nứt dọc theo cốt thép

do hiện tợng giãn nở ngang khi bê tông bị nén dọc)

ứng suất nén tại thớ dới của tiết diện do DƯL Nd tính với mất mát ứng suất tối thiểu

bm d

I

M (σ

9755145,1

20) - 7,85 50070,12(7 5898

9755145,1

12914000 315,65

9755145,1

20) - 7,85 50071,12(7 5898

Thay vào ta có:

t ( 40 , 21 21 , 52 2)

bt

cm

kG ( 42,15)1,1

u nếu min  0,7max

RN= RNlt nếu min  0,85max

Ta thấy min=21,52 (kG/cm2) <0,7max=163,7(kG/cm2)

Do vậy ta lấy RN = 310(kG/cm2) > btd=233,85(kG/cm2) Đạt yêu cầu

VII.4.4/kiểm toán 2:

Duyệt thớ trên đỉnh dầm trong giai đoạn sử dụng

Vì ở đây đang xét dầm giản đơn cho nên nếu khi kiểm toán ứng suất ở thớ trên trong giai đoạn chế tạo đã đảm bảo thì trong giai đoạn sử dụng cũng đạt yêu cầu

VIII/ Tính duyệt c ờng độ do tác dụng của ứng suất nén chủ Tính chống nứt do tác dụng của ứng suất nén chủ.

VIII.1/tính cờng độ do tác dụng của ứng suất cắt cách gối 1,5m.

Trên mặt cắt này ta ta kiểm tra thớ nằm tại trục trung hoà vì ở đây có giá trị ứng suấtcắt lớn nhất

Q Q

SIK= Sab+b

2

h -

t

2 )

= 103870,8+18

2

17,2) -

=109473,3(cm3)

cm h

1 , 47 8 , 4 ) 2

3 , 40 51 , 78 (

Q - Lực cắt tính toán lớn nhất tại mặt cắt I-I; tra bảng 5 trong các bảng tính nội lực ta

có Q=60,84(T)=60840(kG)

Qd-Lực cắt do ác dụng của nội lực Nd trong cốt thép xiên sẽ tính với mất mát ứng suất lớn nhất ((1,2,3,4,5,6), với hệ số vợt tải n0=0,9.

.109473,3 18

9367699,6.

,79 60840

σ σ ( 2

σ σ

x - ứng suất pháp trong bê tông do DƯL và tải trọng ngoài sinh ra

y - ứng suất theo phơng vuông góc trục cầu

- ứng suất do lực cắt sinh ra

Với tiết diện nguyên khối có cốt thép căng trớc khi đổ bê tông thì:

= I k

td

.b I

Q

Q 

x= I.

k td

I k td d td

I

M y I

.e N F

N





Để tính  và x cần xét tới các tổ hợp tải trọng sau:

VIII.2.1/ đối với những thớ qua trục I-I sẽ xét 2 tổ hợp tải trọng:

-Lực Nd có ứng suất hao nhỏ nhất và hệ số vợt tải n0=1,1

-Tải trọng tính toán sinh ra Mmax , Qmax (đối với tiết diện tại thớ I-I) với 2 trờng hợp xếptải là H30 + Ngời và XB-80

 Bố trí tải trọng H30 kết hợp với đoàn ngời đi trên 1 vỉa hè

).f σ (σ

.4,71 [11000

.109473,3 18

F

2

td x

3 , 45568 1 , 1

0 cos 12 cos

td d

N n N

n F



-ứng suất theo phơng vuông góc với trục dầm y:

.sinα ΔIσ

.b U

.f σ b U

σ

x

dx dx td

td

Trong đó:

y

ΔIσ -ứng suất cục bộ do phản lực gối đối với cầu ô tô : ΔIσ y=0

td , dx- ứng suất trớc trong cốt đai DƯL và cốt xiên DƯL đã trừ đi mất mát

ftd , fx-các diện tích mặt cắt ngang của 1 cốt đai DƯL và 1 cốt xiên DƯL

n b

U

σ σ

dx

0

dx

dx y







4 1

sin sin



d d

N f

R ) cm

kG 95,14(

29,21 )

2

11,64 84,92

( 2

11,64 84,92

2 nc

2 2

.109473,3 ,6

18.9367699

12566,4 60840

.S b I

Q Q

k td

d XB max XB

σ

x XB

cm

kG ( σ

y XB

cm

kG 175(

R ) cm

kG 96,50(

31,34 )

2

11,64 84,92

( 2

11,64 84,92

2 nc

2 2

Cần phải xét tới 6 tổ hợp tải trọng:

-Nd trong hai trờng hợp : mất mát tối thiểu với nh=1,1 Với mất mát tối đa nh=0,9.-Mbt, Qbt trong lúc căng cốt thép và nt=0,9 , các tải trọng thẳng đứng khác không có.-Mmax, Qmax do tác dụng của mọi tải trọng tính toán (với hệ số vợt tải >1) và xét tới hai trờng hợp xếp tải : Đoàn ô tô H30 + đoàn ngời hoặc một xe đặc biệt XB80

VIII.2.2.1/đối với thớ a-b do M bt và Q bt:

-xét với mát mát ít nhất , hệ số vợt tải nh=1,1

i= 3+4+6.=748,34+300+276,8=1325,2(kG/cm2)

-DƯL của một bó cốt thép đã tính đã tính mất mát

.

) cm

kG 45568,3(

71 1325,2).4, (11000

).f σ (σ

.

) cm

kG 12566,4(

3.0,2507 1,1.45568,

sinα

.N n

d 0 ab

10

94 ,

18 9367699,6.

12566,4 0,9.17940

37,3) 78,51

24,95 9367699,6

10 0,9.28,71.

( 2

R ) cm

kG 12566,4(

Q

d cd

).

cm

kG ( 64 ,

9367699,6.

12506,4 0,9.17940

G).

500855,4(k N

N ab

x cd

.38,21 9367699,4

37,3) 8,51

500855,4(7 5898

10 0,9.28,71.

( 2

11,64 158,57

R ) cm

kG ( 61 ,

9367699,6.

53 , 9089 60840

37,30) -

77,85 362279,5.(

5898

362279,5

σ ab

cm

kG 47,58(

.24,95 9367699,6

60.18

1.0,2507 0,9.40285,

U

sin

x

0 ab

8,42 47,58

R ) cm

kG ( 40 ,

9367699,6.

53 , 9089 56570

37,30) -

78,51 362279,5.(

.38,21 9367699,6

60.18

9089,53

U

sin

x

0 ab

8,42 37,05

R ) cm

kG ( 67 ,

9367699,6.

53 , 9089 60840

.38,21 9367699,6

37,30) -

.(78,51 5

, 362279 5898

5 , 362279

, 8

y cd

8,42 83,60

R ) cm

kG (

95

,

VIII.2.2.4/đối với thớ c-d do tác dụng của tải trọng tính toán 80.

30 d

XB80 Q H 

kG) ( 5 , 362279

30 cd

9367699,6.

53 , 9089 57560

.38,21 9367699,6

37,30) -

78,51 362279,5.(

, 8

y cd

8,42 85,79

R ) cm

kG ( 55 ,

σ σ ( 2

σ σ

 Xét đối với thớ qua trục trung hoà I-I

 Tính ứng suất hao hụt tối đa1,2 ,3 ,4, 5, 6

 Mmax , Qmax tính cho tiết diện cách gối 1,5m

VIII.3.1/ Trờng hợp xếp tải ô tô H30 + Đoàn ngời đi bộ.

( 74 , 44

9367699,5.

5 , 10099 - 44740

cm

kG ( 25 , 68 5898

) 6 9921 , 3 ( 1 , 40285

).

cm

kG ,35(

9 60.18

2507 40285,1.0,

sin

U

sin

tx

b U

9,35 68,25 ( 2

9,35 68,25

2 2

9,35 68,25 ( 2

9,35 68,25

2 2

(0,7.27) )

cm

kG ( 71 , 1

( 28 , 49

9367699,6.

5 , 10089 -

σ

N H30 x;

9,35 68,25 ( 2

9,35 68,25

2 2

9,35 68,25 ( 2

9,35 68,25

2 2

(0,7.27) )

cm

kG ( 08 , 0

IX/ kiểm tra ứng suất cốt thép ở giai đoạn khai thác

Kiểm tra về cộng tác dụng của d ứng suất (có xét mọi mất mát ) và mô men của tải trọng tiêu chuẩn gây ra , khi đó nội lực do ô tô tác dụng sẽ tính với hệ số xung kích

, 1458 8

, 276 6 , 728 300

8

,

82

6 5 4 3 2 1

cm KG

) cm

kG 9124,6(

20) (77,85 9755145,1

34120000 4,8.

Trong dầm có chiều cao không đổi mà toàn bộ cốt thép đều kéo dài đến đầu dầm thìcờng độ của tiết diện nghiêng dới tác dụng của mô men uốn thờng đợc bảo vệ tốt , bởi vậy không cần kiểm tra mô men nữa Chỉ cần tính lực cắt.

Điều kiện kiểm tra : Tổng hình chiếu của các nội lực trong tiết diện nghiêng chiếu lên phơng thẳng góc với trục dọc cấu kiện không đợc nhỏ hơn lực cắt do ngoại lực tínhtoán gây ra

Rt-cờng độ của thép thờng loại CT5 :Rt=2400(kG/cm2)

Qb - hình chiếu của nội lực giới hạn trong bê tông vùng bị nén của tiết diện nghiêng chiếu lên phơng thẳng góc với trục dầm

qd-nội lực tính toán cốt đai trong 1 đơn vị chiều dài ; chọn loại cốt đai CT5 đờngkính 12 có 2 nhánh

ut-khoảng cách giữa các cốt thép đai : 10(cm)

).

cm 434,74(kG/

4.10

.1,2 0,8.2400.2 u

.f R m

q

2

td

td t t

Đối với cốt đai thanh cán nóng : mt=0,8

Bề dày sờn dầm đoạn đầu dầm : b=40(cm)

c-chiều dài hình chiếu của toàn bộ tiết diện nghiêng lên trục dầm

104,7(cm).

4,5135 434,74

8.82,7 0,15.255.1 p

q

.b.h 0,15.R

c

2

d

2 0

8.82,7 0,15.255.1 c

.b.h 0,15.R

Q

2 2

0 u

) ( 33 , 96482 7

.2700 F

F

2 2

2540 300

l 18,2 325545,8

5918824,5 N

M

d

 Phải tính theo cấu kiện nén lệch tâm

XI.2/ xác định trờng hợp tính toán.

Đối với các dầm chịu uốn lệch tâm có thể xảy ra 3 trờng hợp tính toán tuỳ theo chiềucao tơng đối Xn

Xn-Phần chiều cao của miền bê tông chịu nén lấy mô men của nội lực tơng ứng với

điểm đặt lực N ta có phơng trình xác định nh sau:

0 ) e' h' (0,5.x b.x

R ) 0,5.h e'

.(h' b).h (b

17,2 120

Thay vào ta có :

12914000+205.(36-18).40,3.(111,4-91,4-0,5.40,3) – 255.18.Xn(0,5Xn111,4+91,4) =0

Vậy VT<VF Đạt yêu cầu

XII/ tính độ võng giữa dầm do hoạt tải.

Công thức kiểm toán:

f h  [ f]

td b

4

.I 0,85.E

P.l 384 5

P- tải trọng tơng đơng tiêu chuẩn có xét đến phân bố ngang (do XB-80)

5,1.10 000.975514 380

0,85.

10 ,4 1,88241.25

384

5

8 -

1 4

cm m

1 ]

Vậy fh < [f] Đạt yêu cầu

XIII.1/ xác định nội lực trong bản mặt cầu:

XIII.1.1BảN KÊ TRÊN CáC GốI ĐàN HồI

Ta tính nh dầm giản đơn kê trên hai gối sau đó nhân với hệ số chiết giảm

92 0,83225.1, 8

g.l M

2 2

.P

1 0

12.0,41





Qh=1,4.1,3 12 0 , 844  8 , 7776 (T/m)