Đồ án cầu đúc hẫng 3 nhịp liên tục (kèm bản vẽ)

Sơ đồ phân chia đốt dầm Nguyên tắc chung khi phân chia các đốt kết cấu nhịp là phải đảm bảo chiều dài của đốt Ko trên đỉnh trụ sao có đủ diện tích mặt bằng để chúng ta có thể bố trí lắp

PHẦN 2:

THIẾT KẾ SƠ BỘ

CHƯƠNG 2:

THIẾT KẾ SƠ BỘ HAI PHƯƠNG ÁN

2.1.THIẾT KẾ SƠ BỘ PHƯƠNG ÁN 1

THIẾT KẾ CẦU DẦM LIÊN TỤC BTCT DƯL ĐÚC HẪNG CÂN BẰNG

2.1.1 YÊU CẦU THIẾT KẾ

Tiêu chuẩn thiết kế :22TCN272-05

Tổng chiều dài cầu : 328.4 m

Trong đó:

Nhịp chính : 78 m Nhịp biên : 2x54 m Nhịp dẫn : 4x33 m Mố cầu :2x3.75 m Khổ cầu : 2x0.25 + 2x1.5 + 2x0.25 + 2x3.5 = 11m

Trong đó:

Lề bộ hành : 2x1.5 m Lan can : 2x0.25 m Dải an toàn ; 2x0.25 m Phần xe chạy : 2x3.5 m Tải trọng thiết kế : HL93, Người 300KG/m2

Khổ thông thuyền

Chiều cao thông thuyền : 7 m Bề rộng thông thuyền : 50 m

2.1.2 LỰA CHỌN SƠ ĐỒ KẾT CẤU NHỊP

Dạng dầm chọn là dầm hộp dự ứng lực thi công đúc hẫng cân bằng

2.1.2 1.Lựa chọn nhịp tính toán

Tổng chiều dài cầu ∑L=328.4m

Nhịp chính: L giua =78m

Ta xác định các nhịp biên dựa vào kinh nghiệm của các nước như sau:

L =

∑ 33x2+54+78+54+2x33

Kết cấu nhịp gồm 3 nhịp liên tục và 4 nhịp giản đơn, mỗi nhịp giản đơn dùng dầm I căng trước

2.1.2 2.Lựa chọn kích thước dầm hộp

- Chiều cao dầm trên trụ : L/12 ~ L/17 = 6.5 ~ 4.6 (m)

Hình 2.2: Mặt cắt ngang chi tiết tại đỉnh trụ

Bảng thông số đặc trưng mặt cắt

STT Bộ phận dầm hộp Kí hiệu Giá trị (mm)

1 Chiều rộng toàn bộ nắp hộp (kể cả bản hẫng) B 11000

2 Chiều dày không đổi của nắp hộp ts 250

3 Chiều rộng nắp hộp (ko kể bản hẫng) Bo 6000

4 Chiều rộng phần vút trên (phía trong) bvtt 1000

5 Chiều cao phần vút trên (phía trong) hvtt 350

6 Chiều rộng phần vút trên (phía ngoài) bvtn 1000

7 Chiều cao phần vút trên (phía ngoài) hvtn 300

12 Chiều dày tại đầu mút cánh hẫng tm 250

18 Chiều cao tại mặt cắt giữa nhịp Hgn 2500

19 Chiều dày bản đáy tại mặt cắt gối bg 700

20 Chiều dày bản đáy tại mặt cắt giữa nhịp bgn 300

2.1.2 3 Xác định các yếu tố kĩ thuật trên trắc dọc

Khi lập các sơ đồ cầu để đưa ra các phân tích lựa chọn trước tiên cần phải nghiên cứu về bố trí đường cong trắc dọc của cầu và độ dốc ngang của mặt cầu sao cho đảm bảo các yêu cầu về khai thác

Việc lựa chọn bán kính cong đường cong đứng phụ thuộc rất nhiều vào yếu tố cao độ đường đầu cầu, cao độ mặt cầu ở nhịp thông thuyền, độ dốc dọc tối đa cho phép v.v…Nói chung cầu càng dài thì bán kính đường cong đứng càng lớn Vấn đề này phải xét nhiều yếu tố so sánh các chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật

Trong phạm vi đồ án chúng ta chỉ xét trên cơ sở của cấp đường và các thông số đã được giao trong nhiệm vụ luận văn

Tốc độ thiết kế theo tiêu chuẩn thiết kế đường:

V = 60km/h

Độ dốc phần đầu cầu i=3%

Độ dốc ngang mặt cầu i=2%

Bán kính đường cong lồi chọn: R=3500m

Độ dốc dọc theo thiết kế của các nhịp biên: i= 3%

2.1.3 ĐẶC TRƯNG VẬT LIỆU SỬ DỤNG

Đối với bê tông:

Cường độ bêtông f’c Cấu kiện

f’c Đơn vị

Dầm ,Bản mặt cầu 50 MPa

Đối với thép:

Cường độ thép fy Cấu kiện

fy Đơn vị

Dầm,Bản mặt cầu 400 MPa

Cọc khoan nhồi 280 MPa

2.1.4 TÍNH TOÁN KẾT CẤU CẦU VỚI CÁC THÔNG SỐ ĐÃ LỰA CHỌN 2.1.4.1 Sơ đồ phân chia đốt dầm

Nguyên tắc chung khi phân chia các đốt kết cấu nhịp là phải đảm bảo chiều dài của đốt Ko trên đỉnh trụ sao có đủ diện tích mặt bằng để chúng ta có thể bố trí lắp đặt hai xe đúc đối xứng nhau để thi công các đốt tiếp theo, ngoài ra các đốt dầm còn phải phù hợp với năng lực của xe đúc hẫng, phù hợp với khả năng cung cấp bêtông của các thiết bị chuyên dụng

Trên cơ sở đó chúng ta phân chia các đốt kết cấu nhịp như sau:

+ Đốt hợp long nhịp giữa: 2m

+ Đốt hợp long nhịp biên : 2m

+ Đốt thi công trên đỉnh trụ K0 dài: 12m

+ Chiều dài đoạn đúc trên đà giáo nhịp biên : ddg = 14 m

+ Số đốt ngắn trung gian : n = 4 đốt , chiều dài mỗi đốt : d = 3 m

+ Số đốt trung gian còn lai : n = 5 đốt , chiều dài mỗi đốt d = 4 m

K2 K3 K4 K5 K6 K7 K8

S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 S8 S9

2.1.4.2 Xác định phuơng trình đường đáy dầm:

+ Giả thiết đáy dầm thay đổi theo phương trình parabol , đỉnh đường parabol tại mặt cắt giữa nhịp

+ Cung Parabol cắt trục hoành tại sát gối cầu bên trái và trục hoành 90

+ Gốc tọa độ nằm ở mép trụ

+ Phương trình có dạng ax2 + bx +c

+ Chiều cao dầm hộp tại vị trí đỉnh trụ là 5m và tại đốt hợp long là 2.5m

Y X

Hình 2.4: Đường cong đáy dầm

Xác định đường biên dưới đáy dầm:

Đường cong parabol đi qua gốc tọa độ (0,0)

Và có đỉnh là (36500,2500)

Nên ta có hệ phương trình:

Phương trình đường cong đáy dầm: y= − 1.87652 10 × − 6 2x + 0.13999x

Xác định đường biên trên đáy dầm:

Bề dày đáy dưới của dầm hộp tại vị trí đỉnh trụ là 700mm và tại vị trí hợp long là 300mm

Đường cong parabol đi qua điểm (0,700) vậy c =700, và có đỉnh là

(36500,2800)

Tương tự như trên nên ta có hệ phương trình:

HL 2.500 0.300

2.1.4.3 Tính đặc trưng hình học của các mặt cắt:

Sử dụng công thức tính đặc trưng hình học của PGS.Ts Nguyễn Viết Trung Để tính đặc trưng hình học của một tiết diện bất kỳ nào đó ta phải gắn tiết diện đó vào một hệ trục toạ độ và tiến hành đánh số một cách liên tục tới các điểm góc của tiết diện đó theo chiều quay từ trục X tới trục Y Giả sử có m điểm góc và điểm thứ m+1 =i thì các giá trị đặc trưng hình học dược tính bằng các công thức sau đây:

Diện tích mặt cắt ngang: ∑

Toạ độ trọng tâm mặt cắt: ∑

+ +

−

i

i i i i i i

( 6 1

Moment tĩnh của mc đối với trục X: ∑

=

+ +

X S

1

2 1 1 2

( 6 1

Momen quán tính đối với trục X:

∑

=

+ + +

J

1

3 1 2 1 1

2 3

( 12

19 18

7 Y

12 1322

Hình 2.5: Đánh đâu tọa độ điểm

Tính toán các giá trị trên bằng chương trình excel ta được bảng kết quả sau: Số

Diện tích

A (m2)

Momen tĩnh

S (m3)

Toạ độ trọng tâm ytg (m)

Trọng tâm

so đáy dầm ybg (mm)

Ix (m4) Ith (m4)

Sst 4.50 5.000 12.900 31.671 2.455 2.545 144.0024 46.8097 S1 3.00 4.436 11.790 24.903 2.112 2.324 146.2137 33.7990 S2 3.00 4.100 11.129 21.265 1.911 2.189 147.6436 27.2454 S3 3.00 3.796 10.531 18.229 1.731 2.065 148.7633 22.0413 S4 3.00 3.524 9.995 15.716 1.572 1.952 149.4748 17.9414 S5 4.00 3.284 9.523 13.660 1.434 1.850 149.7695 14.7405 S6 4.00 3.014 8.991 11.525 1.282 1.732 149.6139 11.5824 S7 4.00 2.800 8.571 9.974 1.164 1.637 149.0481 9.4075 S8 4.00 2.644 8.263 8.913 1.079 1.565 148.3457 7.9835 S9 4.00 2.544 8.067 8.271 1.025 1.519 147.7595 7.1501 SHL 2.00 2.500 7.980 7.992 1.002 1.498 147.4609 6.7959 Việc tính toán đặc trưng hình học với tiết diện nguyên này rất cần thiết cho việc tính toán sơ bộ trong giai đoạn thi công và khai thác để xác định tĩnh tải rồi sau đó thiết kế nội lực và tính ra số bó thép dự ứng lực cần thiết

2.1.4.4 SƠ LƯỢC VỀ PHƯƠNG PHÁP THI CÔNG ĐÚC HẪNG

Kết cấu nhịp được thi công theo phương pháp đúc hẫng cân bằng từù trụ ra 2 phía đối xứng nhau, khối Ko trên đỉnh trụ là khối lớn nhất của kết cấu nhịp dầm và được thi công đầu tiên sau khi đã đặt các gối kê tạm và các thanh cường độ cao φ38 thẳng đứng để liên kết chặt cứng giữa khối đỉnh trụ và thân trụ đồng thời giữ ổn định trong suốt quá trình thi công các cánh hẫng tiếp theo Khối trên đỉnh trụ được đúc trên đà giáo mở rộng trụ, đà giáo này được cấu tạo từ thép hình đã gia công trong công xưởng và được lắp đặt sau khi thi công xong thân trụ

Các đốt dầm còn lại được đúc đối xứng nhau qua trụ nhờ hai bộ ván khuôn treo trên xe đúc, hai bộ ván khuôn này có thể truợt đề thay đổi chiều dài và chiều cao các đốt dầm

Sau khi thi công xong các đốt dầm trên đà giáo cũng như trên các xe đúc ta tiến hành hợp long nhịp biên, hạ kết cấu nhịp xuống gối chính rồi tiến hành hợp long nhịp giữa

Việc xác định nội lực của kết cấu phụ thuộc vào từng giai đoạn thi công Do đó chúng ta phải xét từng sơ đồ làm việc của kết cấu trong các giai đoạn thi công , hợp long và giai đoạn khai thác

Lựa chọn phương pháp thi công hợp long biên trước, sau đó hạ gối xuống đỉnh trụ và tiến hành hợp long giữa

2.1.4.5 Giai đoạn I thi công đúc hẫng cân bằng qua đỉnh trụ

Đây là giai đoạn đúc các đốt đối xứng qua trụ Trong giai đoạn này kết cấu nhịp làm việc theo sơ đồ khung T Sau khi hợp long với đoạn đúc trên đà giáo của nhịp biên và hạ xuống gối chính thì sơ đồ này không tồn tại, trạng thái cân bằng mới của hệ được xác lập lại và kết cấu nhịp làm việc theo sơ đồ giản đơn mút thừa Vì vậy giá trị nội lực tính ở phần này có giá trị để kiểm tra cường độ của các mặt cắt dầm trong giai đoạn thi công và tải trọng tai biến, xác định các mất mát ứng suất trong quá trình căng kéo các bó cốt thép DƯL Sơ đồ này còn để xác định các chuyễn vị của đầu hẫng trong mỗi giai đoạn đúc, căn cứ vào đó để điều chỉnh cao độ ván khuôn, tạo độ vồng kiến trúc cho nhịp đúc

2.1.4.5.1 Tải trọng tác dụng:

+Tĩnh tải giai đoạn I: Trọng lượng bản thân các khối dầm tính theo công thức : ,

I i C i TB

P =γ × ×l A , trong đó A

tblà diện tích trung bình mặt cắt của khối bê tông đúc,

C

γ =2500 KG/m3, li là chiều dài đốt đúc

+Trong lượng xe thao tác (loại xe đúc hẫng -OVM- kiểu dàn hình thoi) là 69T Vị trí đặt tải trọng xe đúc lấy lùi 2.0m phía sau đầu mút hẫng của đốt đã đúc

+Hoạt tải thi công phân bố CLL = 0.48KN/m2

2.1.4.5.2 Sơ đồ tính toán:

Sơ đồ 1: Thi công đúc hẫng

Bảng tính trọng lượng bản thân của các đốt dầm

Mặt cắt Tên đốt Li (mm) Ai (m2) Atb (m2) (N/mm) DC DC (N)

2.1.4.5.3 Xác định mô men uốn tại các mặt cắt dầm công xon trong quá trình đúc hẫng cân bằng

• Do trọng lượng bản thân các đốt dầm P I,i :

Gọi K K,

I i

M − là mômen do khối thứ i gây ra tại mặt cắt thứ k, ta sẽ đi tìm công thức tổng quát như sau:

+ Tại mặt cắt gối:

- Mô men do đốt K0ï gây ra tại mặt cắt 0 – 0 được xác định theo công thức tính tải phân bố đều trên thanh 1 đầu ngàm:

2 ,0 0

0 0

,0

2

I I

Bảng kết quả mô men (kNm) do trọng lượng bản thân các khối gây ra

Str 5555 12001 20530 30921 42998 61512 82586 106154 132282 161167 S1 0 1289 4944 10717 18402 31362 47168 65685 86914 110985

• Do hoạt tải thi công

Như đã phân tích ở trên hoạt tải thi công bao gồm :

- Hoạt tải thi công phân bố: PI,tc= 0.48x11=5.28KN/m

+ Mô men tại các mặt cắt do tải trọng thi công gây ra được tính theo công thức:

2 ,

S7 0 0 0 0 0 0 0 42 169 380

• Do hoạt tải xe đúc:

- Tải trọng xe đúc P= 690 KN đặt phía sau đầu đoạn đốt đã thi công một đoạn

2.1.4.5.4 Tổ hợp nội lực

Momen ở trạng thái GHCĐ được xác định theo công thức:

η = ηi.ηD.ηR ≥ 0.95 + Hệ số liên quan đến tính dẻo : ηD = 1.00 + Hệ số liên quan đến tính dư : ηR = 1.00 + Hệ số liên quan đến tầm quan trọng trong khai thác: ηi = 1.05

⇒ η = 1.00 1.00 1.05 1.05 × × = Bảng hệ số tải trọng

Loại tải γmax γmin Bản thân dầm: 1.25 0.9 Thi công: 1.5

Xe đúc 1.25

Ta tính toán ứng với các giá trị hệ số tải trọng trên ta được kết quả sau:

Bảng kết quả momen ứng với γmin

Lúc thi công đốt

Bảng kết quả momen ứng với γmax

Lúc thi công đốt

Hình 2.6: Biểu đồ bao moment trong giai đoạn thi công đúc hẫng qua đỉnh trụ

2.1.4.6 Giai đoạn 2 đã hợp long biên

Đã hợp long xong nhịp biên, hạ kết cấu nhịp xuống gối chính sau đó tiến hành hợp long giữa nhưng đốt hợp long giữa chưa đông cứng Kết cấu nhịp làm việc theo sơ đồ dầm giản đơn mút thừa chịu các tải trọng: tĩnh tải giai đoạn I, tải trọng thi công,

½ trọng lượng xe đúc và ½ trọng lượng đốt hợp long

2.1.4.6.1 Tải trọng tác dụng

+ Tải trọng bản thân

+ Hoạt tải thi công phân bố: PI,tc= 0.48x12.6=6.048KN/m

+ Hoạt tải xe đúc

2.1.4.6.2 Sơ đồ tải trọng

Sơ đồ 2: Dầm mút thừa

Với các thông số: L1 = 54 m

L = 78 m Điều kiện biên như sơ đồ thể hiện

2.1.4.6.3 Xác định nội lực

Sừ dụng phần mềm phân tích kêt cầu Midas ta có được bảng tổng hợp nội lực trong giai đoạn này

Bảng kết quả nội lực

Mặt cắt Bước thi công Phần tử Lực cắt (kN) Moment (kNm)

Str Buoc 12 (HLGiua) I[115] -10994.63 -199809.54

S0 Buoc 12 (HLGiua) I[114] 10085.89 -183836.09

S1 Buoc 12 (HLGiua) I[113] 8648.54 -141672.31

S2 Buoc 12 (HLGiua) I[112] 7784.03 -116969.18

S3 Buoc 12 (HLGiua) I[111] 6964.93 -94810.37

S4 Buoc 12 (HLGiua) I[110] 6187.78 -75058.77

S5 Buoc 12 (HLGiua) I[109] 5447.82 -57592.25

S6 Buoc 12 (HLGiua) I[108] 4510.14 -37675.86

S7 Buoc 12 (HLGiua) I[107] 3618.9 -21422

S8 Buoc 12 (HLGiua) I[106] 2762.32 -8665.2

S9 Buoc 12 (HLGiua) I[105] 1928.86 712.69

HLB Buoc 12 (HLGiua) I[104] 1106.92 6782.59

S0’ Buoc 12 (HLGiua) I[116] -9838.46 -184162.23

S1’ Buoc 12 (HLGiua) I[117] -8437.68 -142976.89

S2’ Buoc 12 (HLGiua) I[118] -7570.8 -118926.05

S3’ Buoc 12 (HLGiua) I[119] -6750.77 -97419.53

S4’ Buoc 12 (HLGiua) I[120] -5972.83 -78320.22

S5’ Buoc 12 (HLGiua) I[121] -5232.44 -61505.99

S6’ Buoc 12 (HLGiua) I[122] -4294.17 -42459.32

S7’ Buoc 12 (HLGiua) I[123] -3402.29 -27075.17

S8’ Buoc 12 (HLGiua) I[124] -2545.28 -15188.1

S9’ Buoc 12 (HLGiua) I[125] -1711.56 -6679.93

Biểu đồ mô men trong giai đoạn này

2.1.4.7 Giai đoạn dỡ tải trọng thi công ra khỏi cầu

Giai đoạn dỡ tải trọng thi công – chuyển xe đúc ra khỏi cầu Sau khi hợp long, chưa tháo dỡ ván khuôn ngoài tiến hành căng kéo cốt thép thớ dưới của nhịp giữa và di chuyển xe đúc ra khỏi cầu, tháo dỡ các tải trọng thi công khác Các tải trọng này vốn đã nằm ở trên nhịp gây nên biến dạng cho dầm, khi dỡ tải ra khỏi nhịp dầm đàn hồi trở lại nhưng do lúc này dầm đã là liên tục, chuyển vị bị khống chế và sẽ gây ra nội lực trong dầm Chúng ta gọi hiện tượng này là hiệu ứng dỡ tải

2.1.4.7.1 Tải trọng tác dụng

+ Trọng lượng xe đúc – lực tập trung tác dụng tại nhịp giữa, cách mặt cắt giữa nhịp khoảng cách là dxe theo hướng ngược với trọng lực

+ Tải trọng thi công – lực phân bố tác dụng trên kết cấu theo hướng ngược với hướng trọng lực

+ Tĩnh tải đốt hợp long – tải trọng phân bố bằng P0 tác dụng trong phạm vi chiều dài đốt theo hướng trọng lực

2.1.4.7.2 Sơ đồ tải trọng

Ptc

Qxđ/2 Qxđ/2

Po

Sơ đồ 3: Sơ đồ dỡ tải thi công

Với các thông số: L1 = 54 m

L = 78 m Điều kiện biên như sơ đồ thể hiện

2.1.4.7.3 Xác định nội lực

Sừ dụng phần mềm phân tích kêt cầu Midas ta có được bảng tổng hợp nội lực trong giai đoạn này

Bảng kết quả nội lực

Mặt cắt Bước thi công Phần tử Lực cắt (kN) Moment (kN·m)

Str Buoc 14 ( Do tai) I[115] 694.79 8797.83

S0 Buoc 14 ( Do tai) I[114] -365.35 8240.9

S1 Buoc 14 ( Do tai) I[113] -329.71 6677.01

S2 Buoc 14 ( Do tai) I[112] -305.95 5723.52

S3 Buoc 14 ( Do tai) I[111] -282.19 4841.31

S4 Buoc 14 ( Do tai) I[110] -258.43 4030.38

S5 Buoc 14 ( Do tai) I[109] -234.67 3290.73

S6 Buoc 14 ( Do tai) I[108] -202.99 2415.41

S7 Buoc 14 ( Do tai) I[107] -171.31 1666.81

S8 Buoc 14 ( Do tai) I[106] -139.63 1044.93

S9 Buoc 14 ( Do tai) I[105] -107.95 549.77

HLB Buoc 14 ( Do tai) I[104] -76.27 181.33

S0’ Buoc 14 ( Do tai) I[116] 682.91 7764.56

S1’ Buoc 14 ( Do tai) I[117] 647.27 4771.64

S2’ Buoc 14 ( Do tai) I[118] 623.51 2865.46

S3’ Buoc 14 ( Do tai) I[119] 599.75 1030.56

S4’ Buoc 14 ( Do tai) I[120] 575.99 -733.05

S5’ Buoc 14 ( Do tai) I[121] 552.23 -2425.39

S6’ Buoc 14 ( Do tai) I[122] 520.55 -4570.96

S7’ Buoc 14 ( Do tai) I[123] 488.87 -6589.81

S8’ Buoc 14 ( Do tai) I[124] 457.19 -8481.94

S9’ Buoc 14 ( Do tai) I[125] 425.51 -10247.35

HLG Buoc 14 ( Do tai) I[126] -37.42 -11886.04

Biểu đồ mô men trong giai đoạn này

2.1.4.8 Xác định mô men uốn tại các mặt cắt giai đoạn khai thác ( sơ đồ 4)

2.1.4.8.1 Tải trọng tác dụng

Trong giai đoạn này kết cấu chịu các tải trọng như sau:

- Tĩnh tải giai đoạn 2

- Hoạt tải LL và PL

Với hoạt tải xe thì cần chú ý các yếu tố sau:

- Hoạt tải thiết kế là HL93 gồm hai tổ hợp sau:

Xe tải 3 trục và tải trọng làn

Xe tải 2 trục và tải trọng làn

Khi tính momen âm trên đĩnh trụ thì ta xếp thêm trường hợp 90%(2 xe tải thiết kế cách nhau 15m, 2 trục 145kN cách nhau 4.3 m và tải trọng làn)

2.1.4.8.2 Tải trọng tác dụng

Sơ đồ giống như giai đoạn trên, dầm liên tục 3 nhịp

2.1.4.8.3 Xác đinh giá trị nội lực

Mô hình hóa trên midas ta được kết quả sau:

Biểu đồ bao moment

Bảng giá trị moment max

Mặt cắt Bước thi công Phần tử Lực cắt (kN) Moment (kN·m)

Bảng giá trị moment min

Mặt cắt Bước thi công Phần tử Lực cắt (kN) Moment (kN·m)

2.1.4.9 Tổng hợp giá trị nội lực

Cộng giá trị đại số 3 trướng hợp SƠ ĐỒ 2 (Sơ dồ hợp long giữa) + SƠ ĐỒ 3 (Sơ đồ dỡ tải) + SƠ ĐỒ 4 (Sơ đồ dầm liên tục 3 nhịp chịụ tĩnh tải II và hoạt tải)

Hình 2.7: Tổng hợp moment

Giá trị đường bao M(kNm) theo sơ

đồ 4

Giá trị M (kNm) tính toán trong giai đoạn khai thác

M (-) M (+) M (-) M (+) Str -199809.54 8797.83 -83662.25 0 -274673.96 -191011.71

Bảng tổng hợp moment ở trạng thái giới hạn cường dộ I

Giá trị M(kNm) tính toán trong giai

đoạn khai thác Mặt cắt

2.1.5 TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CÁP DỰ ỨNG LỰC :

2.1.5.1 Vật liệu bê tông

Bê tông được sử dụng có các đặc trưng sau :

+ Tỉ trọng của bêtông : γc=25 (kN/m3)

+ Dùng bêtông có cường độ chịu nén ở 28 ngày f’c = 50 MPa

+ Mođun đàn hồi của bêtông là :

Trong đó : γc- tỉ trọng của bêtông (kg/m3)

f’c – cường độ qui định của bêtông (MPa)

+ Cường độ chịu kéo khi uốn : '

c

r 0.63 f

f = × = 4.45 (MPa)

2.1.5.2 Vật liệu thép

Cốt thép thường:

Theo TCVN 6285:1997, sử dụng loại cốt thép thường dễ hàn RB500W có các thông số sau:

- Giới hạn chảy: fy = 400 (MPa)

- Giới hạn kéo đứt: fu = 440 (MPa)

-Mô đun đàn hồi Es = 200000 (MPa)

- Độ giãn dài 14%

Cốt thép dự ứng lực:

Dầm được thiết kế với vật liệu cáp 12.7 mm do hãng VSL sản xuất Vật liệu sử dụng có các tính chất cơ lý như sau:

+ Đường kính tao cáp : 12.7mm

+ Cường độ kéo qui định của thép DƯL : fpu = 1860 MPa

+ Giới hạn chảy của thép DƯL : fpy =1670 MPa

+ Môđuyn đàn hồi : Ep =195 000 MPa

+ Ứng suất cho phép khi kích : fpj = 0.8xfpu =1488 (MPa) (5.9.3)

2.1.5.3 Xác định sơ bộ số lượng bó cốt thép ƯST tại các mặt cắt :

Để thỏa mãn điều kiện cường độ ta có thể dùng công thức gần đúng sau

φM u =φ(A ps × 0.85f pu +A s× f y)× 0.9 ×H ≥M u

Trong đó : φ = 1 (5.5.4.2)

h : chiều cao của dầm

+ Ví dụ xác định sơ bộ số lượng bó cốt thép tại thớ trên tại mặt cắt định trụ:

- Diên tích DƯL Do mô men thi công:

pu

M A

Sử dụng cáp 12.7 mm 1 bó dùng 20 tao

Diện tích mỗi bó là : A1bo =98.71 20 1974.2× = mm2

- Số bó cốt thép tại mặt cắt:

35158

17.8 1974.2

ps A n F

Chọn số bó thiết kế: 18 bó

- Diên tích DƯL Do mô men khai thác:

pu

M A

Chọn loại bó gồm 20 tao 12.7 mm

Diện tích mỗi bó là : A1bó =98.71x20 = 1974.2 mm2

Số bó cốt thép tại mặt cắt:

1

40538

19.76 1974.2

ps bo

A n A

Chọn số bó thiết kế: 20 bó

+Ví dụ xác định số bó cáp thớ dưới tại mặt cắt giữa nhịp biên HLB :

- Diên tích DƯL Do mô men khai thác:

pu

M A

Chọn loại bó gồm 10 tao 12.7 mm

Diện tích mỗi bó là : A1bó =98.71x10 = 987.1mm2

Số bó cốt thép tại mặt cắt:

1

11271

11.4 987.1

ps bo

A n A

Chọn số bó thiết kế: 12 bó

Tương tự tính cho các mặt cắt khác ta được

Bảng giá trị mô men chọn cáp tại các mặt cắt

Giá trị M(kNm) trong giai đoạn

Bảng chọn cáp tại các mặt cắt

Mặt cắt Giai đoạn

thi công

Giai đoạn khai thác

Chọn thiết kế Tính toán Chọn thiết kế

2.1.6 KIỂM TOÁN GIAI ĐOẠN THI CÔNG

2.1.6.1 Đặc trưng hình học của mặt cắt tính đổi :

Ta nhận thấy rằng trong quá trình thi công hẫng thì tại mỗi mặt cắt tiết diện của kết cấu thay đổi Đồng thời tùy theo giai đoạn đúc của từng đốt mà lúc đó lượng cốt thép đi qua từng mặt cắt thay đổi => tiết diện thu hẹp và tiết dịên tính đổi của nó cũng thay đổi Do đó ta cần tính toán tiết diện tại tất cả các mặt cắt

+Quy đổi mặt cát về dạng mặt cắt I

Đổi từ tiết diện hình hộp , hình phức tạp sang tiết diện chữ I có:

Chiều cao bằng chiều cao hình hộp

Chiều dày sườn dầm bằng tổng chiều dày sườn dầm hộp

Diện tích bằng diện tích bằng diện tích tham gia làm việc của dầm hộp Với diện tích tham gia làm việc của dầm hộp bao gồm toàn bộ các bộ phận nằm trong phạm vi hộp và một phần của hai cánh hẫng

Phần diện tích của cánh hẫng tham gia làm việc có chiều dài 6h c, (chiều dày trung bình của cánh hẫng) tính từ điểm cắt của đường kéo thẳng theo mặt ngoài thành hộp với mặt nắp hộp

Tính giá trị điển hình tại mặt cắt sát trụ

11000

t c

Hình 2.8: Tiết diện trước và sau khi quy đổi

Diện tích phần nắp hộp không đổi: F t =3995000mm2

Diện tích phần đáy hộp thay đổi: F d = f chiềudàyđáydầm( )

Quy đổi tiết diện cho từng mặt cắt ta được kết quả

• Đặc trưng hình học của tiết diện thu hẹp :

X O

gy gy

gy ng ng ng gy lo gy lo

S Y A

Sgy moment tĩnh của tiết diên giảm yếu

Yng toạ độ trọng tâm của tiết diện nguyên

Ylo toạ độ trọng tâm của lỗ

Ygy toạ độ trọng tâm tiết diện giảm yếu

Igy Moment quán tính của tiết diện giảm yếu

• Đặc trưng hình học của tiết diện tính đổi :

= = = (hệ số quy đổi thép ra bê tông )

Sps Moment tĩnh của cáp dự ứng lực đối với trục qua Ygy

Yps toạ độ trọng tâm của cáp dự ứng lực

C khoảng cách từ trọng tâm tiết diện tính đổi đến trọng tâm tiết diện thu hẹp Từ đó ta có bảng tổng hợp các đặc trưng hình học sau:

Bảng tính toán đặc trưng của tiết diện giảm yếu Mặt

cắt A ng (m 2 ) S ng (m 3 ) Y ng (m) I ng (m 4 ) A lo (m 2 ) Y lo (m) Agy(m 2 )

Sgy (m 3 ) Ygy(m) Igy(m)

HLG 7.98 7.992 1.0015 6.7959 0.0409 1.736 7.9391 7.921 0.9977 6.7737 S9' 8.067 8.271 1.0253 7.1501 0.0536 1.3274 8.0134 8.1998 1.0233 7.1452 S8' 8.263 8.913 1.0787 7.9835 0.0593 0.9736 8.2037 8.8553 1.0794 7.9828 S7' 8.571 9.974 1.1637 9.4075 0.065 0.6734 8.506 9.9303 1.1674 9.3918 S6' 8.991 11.525 1.2818 11.582 0.0706 0.4002 8.9204 11.497 1.2888 11.527 S5' 9.523 13.66 1.4344 14.741 0.0763 0.1667 9.4467 13.647 1.4447 14.617 S4' 9.995 15.716 1.5724 17.941 0.089 0.1964 9.906 15.699 1.5848 17.771 S3' 10.531 18.229 1.731 22.041 0.1017 0.2188 10.429 18.207 1.7457 21.806 S2' 11.129 21.265 1.9108 27.245 0.1145 0.2361 11.015 21.238 1.9282 26.921 S1' 11.79 24.903 2.1122 33.799 0.1272 0.25 11.663 24.871 2.1325 33.353 S1 11.79 24.903 2.1122 33.799 0.1272 0.25 11.663 24.871 2.1325 33.353 S2 11.129 21.265 1.9108 27.245 0.1145 0.2361 11.015 21.238 1.9282 26.921 S3 10.531 18.229 1.731 22.041 0.1017 0.2188 10.429 18.207 1.7457 21.806 S4 9.995 15.716 1.5724 17.941 0.0961 0.3918 9.8989 15.678 1.5838 17.806 S5 9.523 13.66 1.4344 14.741 0.0904 0.5826 9.4326 13.607 1.4426 14.674 S6 8.991 11.525 1.2818 11.582 0.0847 0.7964 8.9063 11.458 1.2865 11.562 S7 8.571 9.974 1.1637 9.4075 0.0791 1.0173 8.4919 9.8936 1.1651 9.4058 S8 8.263 8.913 1.0787 7.9835 0.0734 1.2612 8.1896 8.8204 1.077 7.981 S9 8.067 8.271 1.0253 7.1501 0.0677 1.548 7.9993 8.1662 1.0209 7.1314 HLB 7.98 7.992 1.0015 6.7959 0.055 1.8934 7.925 7.8879 0.9953 6.7518

2.1.6.2 Tính các mất mát ứng suất:

Mất mát ứng suất trong cáp chia làm hai nhóm

Mất mát ứng suất tức thời:

∆fPF : Mất mát do ma sát

∆fPA : Mất mát do thiết bị neo

∆fPES : Mất mát do co ngắn đàn hồi

Mất mát ứng suất theo thời gian:

∆fPSR : Mất mát do co ngót

∆fPCR : Mất mát do từ biến của bê tông

∆fPR : Mất mát do chùng nhão cốt thép

Trong giai đoạn thi công này chịu những mất mát tức thời trong giai đoạn truyền lực căng cáp Tổng của mất mát úng suất tức thời này sẽ dùng để kiểm toán dầm giai đoạn đúc hẫng:

- Mất mát do ma sát cốt thép và thành ống : ∆fpF

- Mất mát do thiết bị neo : ∆fpA

- Mất mát do co ngắn đàn hồi : ∆fpES

2.1.6.2.1 Mất mát do thiết bị neo :

l : Chiều dài trung bình cốt thép tính giữa hai đầu neo

Ep =195 000 MPa :mô đun đàn hồi của cốt thép

Bảng tổng hợp mất mát ứng suất do thiết bị neo ∆fpAKhối

đúc

Mặt cắt

L (mm)

pAf

∆(Mpa) S1 15200 76.97368

K1 S2 15200 76.97368

S1 18200 64.28571 S2 18200 64.28571

K2 S3 18200 64.28571

S1 21200 55.18868 S2 21200 55.18868 S3 21200 55.18868

K3 S4 21200 55.18868

S1 24160 48.42715 S2 24160 48.42715 S3 24160 48.42715 S4 24160 48.42715

K4 S5 24160 48.42715

S1 27500 42.54545 S2 27500 42.54545 S3 27500 42.54545 S4 27500 42.54545 S5 27500 42.54545

K5 S6 27500 42.54545

S1 31030 37.70545 S2 31030 37.70545 S3 31030 37.70545 S4 31030 37.70545 S5 31030 37.70545 S6 31030 37.70545

K6 S7 31030 37.70545

S1 34680 33.73702 S2 34680 33.73702 S3 34680 33.73702 S4 34680 33.73702 S5 34680 33.73702

K7

S6 34680 33.73702

S7 34680 33.73702 S8 34680 33.73702 S1 38400 30.46875 S2 38400 30.46875 S3 38400 30.46875 S4 38400 30.46875 S5 38400 30.46875 S6 38400 30.46875 S7 38400 30.46875 S8 38400 30.46875

K8 S9 38400 30.46875

S1 42180 27.73826 S2 42180 27.73826 S3 42180 27.73826 S4 42180 27.73826

S 42180 27.73826 S6 42180 27.73826 S7 42180 27.73826 S8 42180 27.73826 S9 42180 27.73826

K9 S10 42180 27.73826

2.1.6.2.2 Mất mát ứng suất do ma sát :

Mất mát do ma sát giữa bó thép dự ứng lực và ống bọc có thể lấy như sau :

f f (1 e ( Kx ))

pj pF

µα +

−

−

=

∆ Trong đó :

fpj : ứng suất trong cốt thép dự ứng lực khi kích ,chọn fpj = 0.7 fpu =1302 MPa

x : chiều dài bó thép dự ứng lực đo từ đầu kích đến điểm bất kì đang xét

(mm)

K : hệ số má sát lắc,chọn K=6.6x10-7 (mm-1)

µ : hệ số ma sát, chọn µ =0.25 (lấy dựa theo bảng 5.9.5.2.2b-1)

α : tổng của giá trị tuyệt đối của thay đổi góc đường cáp dự ứng lực tính từ đầu kích, hoặc từ đầu kích gần nhất nếu như căng cả hai đầu, đến điểm đang xét

Bảng tổng hợp mất mát ứng suất do ma sát

Khối đúc

Mặt cắt

fpi (Mpa)

X (mm)

α (rad) (Mpa) S1 1302 6000 0.000 5.145725

K1

S2 1302 3020 0.087 30.54954 S1 1302 9000 0.087 35.55781 S2 1302 6020 0.087 33.06452

K2

S3 1302 3020 0.087 30.54954 S1 1302 12000 0.087 38.06288 S2 1302 9020 0.087 35.57453 S3 1302 6020 0.087 33.06452

K3

S4 1302 3020 0.170 56.6603 S1 1302 15000 0.087 40.563 S2 1302 12020 0.087 38.07957 S3 1302 9020 0.087 35.57453 S4 1302 6020 0.170 59.12363

K4

S5 1302 3020 0.170 56.6603 S1 1302 19000 0.087 43.88881 S2 1302 16020 0.087 41.41192 S3 1302 13020 0.087 38.91348 S4 1302 10020 0.170 62.4005 S5 1302 7020 0.170 59.94366

K5

S6 1302 4020 0.105 37.09333 S1 1302 23000 0.087 47.20584 S2 1302 20020 0.087 44.73548 S3 1302 17020 0.087 42.24363 S4 1302 14020 0.170 65.66873 S5 1302 11020 0.170 63.21837 S6 1302 8020 0.105 40.42828

K6

S7 1302 4020 0.130 44.97434 S1 1302 27000 0.087 50.51413 S2 1302 24020 0.087 48.05028 S3 1302 21020 0.087 45.565 S4 1302 18020 0.170 68.92834 S5 1302 15020 0.170 66.48444

K7

S6 1302 12020 0.105 43.75443

pFf

∆

S7 1302 8020 0.130 48.28851 S8 1302 4020 0.130 44.97434 S1 1302 31000 0.087 53.81369 S2 1302 28020 0.087 51.35634 S3 1302 25020 0.087 48.87762 S4 1302 22020 0.170 72.17935 S5 1302 19020 0.170 69.7419 S6 1302 16020 0.105 47.07182 S7 1302 12020 0.130 51.59394 S8 1302 8020 0.130 48.28851

K8

S9 1302 4020 0.199 66.47208 S1 1302 35000 0.087 57.10456 S2 1302 32020 0.087 54.65369 S3 1302 29020 0.087 52.1815 S4 1302 26020 0.170 75.4218

S 1302 23020 0.170 72.99077 S6 1302 20020 0.105 50.38046 S7 1302 16020 0.130 54.89066 S8 1302 12020 0.130 51.59394 S9 1302 8020 0.199 69.72957

1N

∆ Trong đó :

cgp

f - Tổng ứng suất của bêtông ở trọng tâm của các bó thép ứng suất do lực dự ứng lực khi truyền và tự trọng của bộ phận ở các mặt cắt momen max ( MPa)

Ep- Mođun đàn hồi của thép dự ứng lực (MPa)

Eci - Mođun đàn hồi của bêtông lúc truyền lực (MPa)

N – Số lần căng cáp có các đặc trưng hoàn toàn giống nhau căng ở các thời điểm khác nhau làm cho dầm biến dạng

Ta tính cho một trường hợp cụ thể tại mặt cắt S1 khi thi công khối K1 : Lực nén do các bó thép DƯL truyền vào bêtông :

F1 = 0.7xfpuxAps =0.7x1860x1974.2x4 = 10281.6x103 (N)