Đồ Án Thiết Kế Cầu Bê Tông Cốt Thép DƯL Dầm T20 Kết Cấu Kéo Sau (Kèm Bản Vẽ, Bảng Tính)

Chọn mặt cắt ngang cầu gồm 6 dầm chủ, mặt cắt chữ T chế tạo bằngBêtông cốt thép có fc’=40 MPa, khoảng cách giữa các dầm chủ là S= 2.2m.. 4.2 Xác định nội lực bản mặt cầu do tĩnh tải Sơ đ

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

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

3.1 Đối với dầm giữa

3.2 Đối với dầm biên

4 Tính toán bản mặt cầu

4.1 Phơng pháp tính toán nội lực bản mặt cầu

4.2 Xác định nội lực bản mặt cầu do tĩnh tải

4.3 Xác định nội do hoạt tải và ngời đi bộ

4.4 Vật liệu thiết kế cho bản mặt cầu

4.5 Tính toán cốt thép chiu lực

5 Tính toán nội lực dầm chủ do tĩnh tải

5.1 Tĩnh tải rải đều lên 1 dầm chủ

5.2 Các hệ số cho tĩnh tải p (Bảng A.3.4.1-2)

5.3 Xác định nội lực

6 Nội lực dầm chủ do hoạt tải

6.1 Tính toán hệ số phân phối hoạt tải theo làn

6.2 Tính toán hệ số phân phối của tải trọng ngời đi bộ

8.3 Tính tính các đặc trng hình học

9 Tính toán các mất mát ứng suất

9.1 Xác định một số thông số cho các bó cáp

9.2 Mất mát do ma sát fpF

9.3 Mất mát do tụt neo

9.4 Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi

9.5 Mất mát ứng suất do co ngót (A.5.9.5.4.2)

9.6 Mất mát ứng suất do từ biến

9.7 Mất mát do d o thép ứng suất trão thép ứng suất tr ớc

10 Kiểm toán theo - Trạng thái giới hạn cờng độ I

10.1 Kiểm toán Cờng độ chịu uốn

10.2 Kiểm tra hàm lợng cốt thép ứng suất trớc

10.3 Tính cốt đai và kiểm toán cắt theo trạng thái giới hạn CĐ1

10.4 Kiểm toán dầm theo trạng thái giới hạn sử dụng

11 Tính toán dầm ngang

11.1 Nội lực do tải trọng cục bộ (hoạt tải) gây ra

11.2 Nội lực do tải trọng phân bố (tĩnh tải)

12.2 Tính độ võng do tải trọng thờng xuyên (tĩnh tải)

12.3 Tính độ võng tức thới do hoạt tải có xét lực xung kích

Phần 2: bản vẽ kỹ thuật

(Bản vẽ khổ A1)

NhiÖm vô thiÕt kÕ ThiÕt kÕ 1 cÇu Bª t«ng cèt thÐp D¦L

* Các số liệu cho trước:

- Dầm T, chiều dài toàn dầm L=20 m, kết cấu kéo sau

bản vẽ trờn giấy A1 hoặc A0

Phần I: Nội dung thuyết minh

I Chọn tiết diện mặt cắt dầm chủ

1.Bố trí chung mặt cắt ngang cầu

Chiều dài tính toán cầu giản đơn một nhịp :

ltính toán= Ltoàn dầm - 2a

Trong đó: a: khoảng cách từ đầu dầm tới tim gối.Ta chọn a=0.3 m

Ltoàn dầm= 20m (theo bài cho)

 ltính toán=20-2*0.3=19.4(m)

Nh vậy chiều dài nhịp tính toán của nhịp cầu là 19.4 m

Chọn mặt cắt ngang cầu gồm 6 dầm chủ, mặt cắt chữ T chế tạo bằngBêtông cốt thép có fc’=40 MPa, khoảng cách giữa các dầm chủ là S= 2.2m

Bản mặt cầu có chiều dày 20cm, đựơc đổ tại chỗ bằng bêtông có fc’=30MPa.Bản mặt cầu bao gồm 3 lớp:

-Bản bêtông chịu lực ;

-Lớp vải nhựa phòng nớc ;

-Trên cùng là lớp phủ Bêtông Asphalt tạo bằng phẳng và êm thuận chocầu

Mặt cầu phảI có độ dốc ngang và dọc để thoát nớc.Độ dốc dọc đựocthiết kế theo trắc dọc tuyến đờng, độ dốc ngang cầu là 2%, bố trí sang haibên,độ dốc ngang thoát nớc trên cầu đợc tạo bằng cách thay đổi cao độ vánkhuôn mặt, tức là thay đổi bề dày của bản bêtông chịu lực.

Khổ cầu thiết kế : 8+2*2 m.Nh vậy ta có:

-Chiều rộng phần xe chạy : B1=8 m

- Chiều rộng phần ngời đi bộ : B3=2 m

-Chọn dạng bố trí phần ngời đi bộ cùng mức với phần xe chạy Giữaphần xe chạy và lề ngời đi phân cách bằng giải phân cách mềm, chiều rộngcủa dải phân cách B2=0.25m

-Chọn chiều rộng của lan can là: B4=0.25m

Nh vậy chiều rộng toàn cầu là:

B=B1+2B2+2B3+2B4=8+2*0.25+2*2+2*0.25=13(m)

Cầu gồm 5 dầm có mặt cắt chữ I chế tạo bằng bêtông có fc’=40MPa,bản mặt cầu có chiều dày 20cm, đợc đổ tại chỗ bằng bêtông fc’=30MPa, tạothành mặt cắt liên hợp Trong quá trình thi công, kết hợp với thay đổi chiều cao

đá kê gối để tạo dốc ngang thoát nớc Lớp phủ mặt cầu gồm có 3 lớp: lớpphòng nớc có chiều dày 0,5cm,, lớp bêtông Asphalt trên cùng có chiều dày7cm Lớp phủ đợc tạo độ dốc ngang bằng cách kê cao các gối cầu

Khoảng cách giữa các dầm chủ S=2400 mm

2 Chọn mặt cắt ngang dầm chủ.

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

- Chiều cao toàn dầm: 1200mm

- Chiều dày cánh dầm: 200mm

- Chiều rộng bầu dầm: 600mm

- Chiều cao bầu dầm: 300mm

- Chiều cao vút của bụng bầu dầm: 200mm

- Chiều rộng vút của bụng bầu dầm: 200mm

- Chiều rộng cánh dầm: 1900mm

- Bán kính cong lợn chuyển tiếp giữa bản cánh và bụng dầm: 200mm.Các kích thớc khác nh hình vẽ

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

Yêu cầu: hmin=0,045l

Trong đó: l: Chiều dài nhịp tính toán: ltính toán=19400 mm

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

 hmin=1200+200=1400mm

Ta có : hmin=0,045.l =0,045*19400=873mm < h = 1200mm => Thỏa mão thép ứng suất trn

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

3.1 Đối với dầm giữa

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

= 2800

+ Khoảng cách trung bình giữa các dầm kề nhau (S= 2400)- Khống chế

3.2 Đối với dầm biên

Bề rộng cánh dầm hữu hiệu có thể đợc lấy bằng 1/2 bề rộng hữu hiệucủa dầm kề trong(=2400/2=1200) cộng trị số nhỏ nhất của

+ 1/8 chiều dài nhịp hữu hiệu(= 3775

2 / 200

=1400+ Bề rộng phần hẫng( =1200) Khống chế

Kết luận: Bề rộng bản cánh dầm hữu hiệu Bảng 3

Dầm giữa (bi) 2400 mmDầm biên (be) 2400 mm

4 Tính toán bản mặt cầu

4.1 Phơng pháp tính toán nội lực bản mặt cầu

áp dụng phơng pháp tính toán gần đúng theo Điều 4.6.2(AASHTO98)

Mặt cầu có thể phân tích nh một dầm liên tục trên các gối đàn hồi là cácdầm chủ

4.2 Xác định nội lực bản mặt cầu do tĩnh tải

Sơ đồ tính và vị trí tính nội lực

Theo Điều (A.4.6.2.1) : Khi áp dụng theo phơng pháp giải phải lấy mô mendơng cực trị để đặt tải cho tất cả các vùng có mô men dơng, tơng tự đối với mômen âm do đó ta chỉ cần xác định nội lực lớn nhất của sơ đồ Trong dầm liên

tục nội lực lớn nhất tại gối và giữa nhịp Do sơ đồ tính là dầm liên tục 3 nhịp

đối xứng, vị trí tính toán nội lực là: a, b, c, d, e nh hính vẽ

Theo Điều (A.4.6.2.1.6): Các dải phải đ“Các dải phải đ ợc coi nh các dầm liên tục hoặcdầm giản đơn chiều dài nhịp phải đợc lấy bằng khoảng cách tâm đến tâm giữacác cấu kiện đỡ Nhằm xác định hiệu ứng lực trong các dải , các cấu kiện đỡphải đợc giả thiết là cứng vô hạn

Các tải trọng bánh xe có thể đợc mô hình hoá nh tải trọng tập trung hoặc

nh tải trọng vệt mà chiều dài dọc theo nhịp sẽ là chiều dài của diện tích tiếpxúc đợc chỉ trong điều (A.3.6.1.2.5) cộng với chiều cao của bản mặt cầu, ở đồ

án này coi các tải trọng bánh xe nh tải trọng tập trung

Xác định nội lực do tĩnh tải

Tỷ trọng của các cấu kiện lấy theo Bảng (A.3.5.1.1) AASSHTO

Tĩnh tải tác dụng lên bản mặt cầu gồm các tĩnh tải rải đều do TTBT của bảnmặt cầu, TTBT của lớp phủ, lực tập trung do lan can tác dụng lên phần hẫng

Đối với tĩnh tải, ta tính cho 1 mét dài bản mặt cầu

Thiết kế bản mặt cầu dày 200mm, tĩnh tải rải đều do TTBT bản mặt cầu:

gDC(bmc)=200.1000.24.10-6= 4,8 KN/mThiết kế lớp phủ dày 75mm, tĩnh tải rải đều do TTBT lớp phủ:

gDW=75.1000.22,5.10-6=1,665 KN/mTải trọng do lan can cho phần hẫng: Thực chất lực tập trung quy đổi của lancan không đặt ở mép bản mặt cầu nhng để đơn giản tính toán và thiên về antoàn ta coi đặt ở mép gDC(Lan can)= 4,148 KN/m

+ Để tính nội lực cho các mặt cắt a, b, c, d, e ta vẽ đờng ảnh hởng của cácmặt cắt rồi xếp tải lên đơng ảnh hởng Do sơ đồ tính toán bản mặt cầu là hệsiêu tĩnh bậc cao nên ta sẽ dùng chơng trình Sap2000 để vẽ DAH và từ đótính toán nội lực tác dụng lên bản mặt cầu

Hệ số liên quan đến tính dẻo D = 0,95 (theo Điều 1.3.3)

Hệ số liên quan đến tính d R = 0,95 (theo Điều 1.3.4)

Hệ số liên quan đến tầm quan trọng trong khai thác i = 1,05 (theo Điều 1.3.5)

=>  = 1,05.0,95.0,95 = 0,95

p: Hệ số tĩnh tải (Bảng A.3.4.1-2)

DC: Cấu kiện và các thiết bị phụ 1,25/0,9 1

) 500 1200 (

10

2

1200 1200

) ( 2 6

2

Ư 6

) (

2

5 , 1 700 700 665 , 1 10

2

25 , 1 1200 1200

2

1 700 700 665 , 1 10

2

1 1200 1200

1200

Để tạo ra ứng lực lớn nhất tĩnh tải, trên phần Đah dơng ta xếp tĩnh tải với hệ

số lớn hơn 1, trên phần Đah âm ta xếp tĩnh tải với hệ số nhỏ hơn 1.Cụ thể xếp

MU= (P.M DC1 + P M DC2 +P M DW )Trên phần Đah dơng:

Với bản mặt cầu lấy hệ số p= 1,25 trong THGH CĐ1, bằng 1 trongTHGH SD

Với lớp phủ lấy hệ số p= 1,5 trong THGH CĐ1, bằng 1 trong THGH SDTrên phần Đah âm:

Với bản mặt cầu lấy hệ số p= 0,9 trong THGH CĐ1, bằng 1 trong THGHSD

Với lớp phủ lấy hệ sô p= 0,65 trong THGH CĐ1, bằng 1 trong THGH SDSau khi giải sơ đồ bằng Sap2000 kết quả mô men Mb trong bảng dới đây Bảng 4.2.2

Đ ờng ảnh h ởng Me

+ +

4.3 Xác định nội do hoạt tải và ngời đi bộ

Tải trọng thiết kế dùng cho bản mặt cầu và quy tắc xếp tải

áp dụng quy định của Điều 3.6.1.3.3 (AASHTO98) :

Do nhịp của bản S=2400<4600mm phải đợc thiết kế theo các bánh xe củatrục 145KN

Tải trọng bánh xe phải đợc giả thiết là bằng nhau trong phạm một đơn vịtrục xe và sự tăng tải trọng bánh xe do các lực ly tâm và lực hão thép ứng suất trm không cần đavào tính toán bản mặt cầu

Xe tải thiết kế hoặc xe hai bánh thiết kế phải bố trí trên chiều ngang sao chotim của bất kỳ tải trọng bánh xe nào cũng không gần hơn (3.6.1.3.1) :

+ 300mm tính từ mép đá vỉa hay lan can: Khi thiết kế bản mút thừa

+ 600mm tính từ mép làn xe thiết kế: Khi thiết kế các bộ phận khác

Do cầu không có dải phân cách xe thiết kế có thể đi vào phần bộ hànhKhi xếp xe lên đờng ảnh hởng sao cho gây ra hiệu ứng lực cực hạn cả âm

P

Bề rộng dải tơng đơng :áp dụng Điều 4.6.2.1.3

X = Khoảng cách từ tải trọng đến điểm gối tựa (mm), X=200 mm

S = Khoảng cách của trục cấu kiện đỡ

4.3.1 Nội lực do Truck Load

Do Truck Load và Tendom Load có khoảng cách 2 trục theo chiều ngangcầu nh nhau(1800mm) nhng TruckLoad có trục sau(145 KN) nặng hơnTendomLoad(110 KN) nên ta chỉ tính nội lực trong bản mặt cầu do TruckLoad

.25,1.5,72.75,195,0)

SW

y IM

MTruckLoad-= 1,820

.25,1.5,72.75,195,0)

SW

y IM

) 08346 ,

0 48 , 0 (

25 , 1 5 , 72 75 , 1 95 , 0

30,174 KNm

Mc=

88 , 30 820

, 1

) 0 167 , 0 206 , 0 0 (

25 , 1 5 , 72 75 , 1 95 ,

25 , 1 5 , 72 75 , 1 95 ,

KNm

Mc=

8 , 29 820

, 1

) 0 18 , 0 18 , 0 0 (

25 , 1 5 , 72 75 , 1 95 ,



KNmBảng kết quả mômen tại các mặt cắt do TruckLoad Bảng 4.3.1-a

Mặt cắt Trạng thái gới hạn cờng độ 1

SW

y IM

SW

y IM

Ma

59 , 6 3066

, 1 2

200 25 , 1 5 , 72 1 95 ,

0 48 , 0 (

25 , 1 5 , 72 1 95 ,

KNm

Mc=

644 , 17 820

, 1

) 0 167 , 0 206 , 0 0 (

25 , 1 5 , 72 1 95 ,

, 1

) 0679 , 0 436 , 0 (

25 , 1 5 , 72 1 95 ,

KNm

) 0 18 , 0 18 , 0 0 (

25 , 1 5 , 72 1 95 ,



KNmB¶ng kÕt qu¶ m«men t¹i c¸c mÆt c¾t do TruckLoad B¶ng 4.3.1-b

MÆt c¾t Tr¹ng th¸i gíi h¹n sö dông

=> Ec= 33994,48 MPa+ Cốt thép

fy= 420 Mpa Giới hạn chảy tối thiểu quy định của thanh cốt thép Es= 200000 MPa

( 85 0 2

' 2

' '

r w c s

y s s

y s ps

ps

n

h a h b b f

a d f A

a d f A

a d f

Trong đó:

AS = Diện tích cốt thép chịu kéo không ứng suất trớc (mm2)

fy = Giới hạn chảy qui định của cốt thép (Mpa)

dS = Khoảng cách tải trọng từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo không ứng suất trớc (mm)

A'S = Diện tích cốt thép chịu nén (mm2)

f'y = Giới hạn chảy qui định của cốt thép chịu nén (Mpa).

d'p = Khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu nén (mm)

f'

c = Cờng độ chịu nén qui định của bê tông ở tuổi 28 ngày (Mpa)

b = Bề rộng của mặt chịu nén của cấu kiện (mm)

bw = Chiều dày của bản bụng hoặc mặt cắt tròn (mm)

1 = Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất qui định trong điều (A.5.7.2.2)h1 = Chiều dày cánh chịu nén của cấu kiện dầm I hoặc T(mm)

a = c1 ; chiều dày của khối ứng suất tơng đơng (mm) điều (A.5.7.2.2)

b f

f A b

f

f A f A f A c a

c

y s

w c

y c y s ps ps

' 1

1 '

' ' 1

85 0 85

4.5.1 Bố trí cốt thép chịu mômen âm của bản mặt cầu(cho 1 mét dài bmc)

và kiểm toán theo THGH Cờng độ 1.

+ Không xét đến cốt thép chịu nén (sẽ bố trí cho mômen dơng của bản mặtcầu)

+ Mômen tính toán cho mômen âm của bản mặt cầu

Mu= 37,758 KNm (Bảng trên)+ Ta chọn trớc số thanh rồi kiểm toán cờng độ

+ Bố trí 5 thanh cốt thép 16

=> Diện tích cốt thép As=5

4

16 1416 ,

420 312 , 1005 85

.



f c

y s b f

f A c

a=.c=0,764 6,773 =5,1744 mm

).10-6= 54,64 KNmMr=.Mn=0,9 54,64 = 49,18 KNm > Mu=37,758KNm => (Thoả mão thép ứng suất trn)Vậy mặt cắt thoả mão thép ứng suất trn về cờng độ.

+ Kiểm tra lợng cốt thép tối đa (A.5.7.3.3.1)

Phải thoả mão thép ứng suất trn điều kiện  0 42

e d c

de = dP =132 mm (Do coi Aps = 0 (A.5.7.3.3.1-2))

c: khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trục TH, c=6,773 mm

e d

c

=

132

773 , 6

= 0,051 < 0,42 => Thoả mão thép ứng suất trnVậy mặt cắt giữa nhịp thoả mão thép ứng suất trn về hàm lợng thép tối đa

+ Lợng cốt thép tối thiểu

Mr > min ( 1,2Mcr, 1,33Mu) (Điều A.5.7.3.3.2)

Trong đó Mcr : Sức kháng nứt đợc xác định trên cơ sở phân bố phân bố ứngsuất đàn hồi và cờng độ chịu kéo khi uốn, fr (A.5.4.2.6)

Mpa f

Trong trạng thái GHSD, ở trạng thái cuối cùng(mc liên hợp), ƯS kéo BT ở

đáy dầm do các loại tải trọng là:

200000

312 , 1005 200

1000

68 312 , 1005 100

1000 200

460 , 97 8368 , 22

10 5 , 668829488

65 ,

=4,46 KNmVậy min ( 1.2Mcr, 1.33Mu)=min(5,352 ; 29,298)= 5,352 KNm

=> Mr > 5,352 Thoả mão thép ứng suất trn

Vậy mặt cắt thoả mão thép ứng suất trn về hàm lợng thép tôi thiểu

Cự ly tối đa giữa các thanh cốt thép

Theo Điều (A.5.10.3.2) Trong bản cự ly giữa các cốt thép không đợc vợt quá1,5 chiều dày cấu kiện hoặc 450mm

+ Bố trí 5 thanh cốt thép 16

=> Diện tích cốt thép As=5

4

16 1416 ,

2400 764 , 0 40 85 , 0

420 312 , 1005 85

.



f c

y s b f

f A c

).10-6= 54,64 KNmMr=.Mn=0,9 54,64 = 49,18 KNm > Mu=39,674 KNm => (Thoả mão thép ứng suất trn)Vậy mặt cắt thoả mão thép ứng suất trn về cờng độ

+ Kiểm tra lợng cốt thép tối đa (A.5.7.3.3.1)

Phải thoả mão thép ứng suất trn điều kiện  0 42

e d c

de =dP =168 mm (Do coi Aps = 0 (A.5.7.3.3.1-2))

c: khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trục TH, c=9,952

e d

c

=

1168

952 , 9

=0,059<0,42 Thoả mão thép ứng suất trnVậy mặt cắt thoả mão thép ứng suất trn về hàm lợng thép tối đa

+ Lợng cốt thép tối thiểu

Mr > min ( 1.2Mcr, 1.33Mu) (Điều A5.7.3.3.2)

Trong trạng thái GHSD, ở trạng thái cuối cùng(mc liên hợp), ƯS kéo BT ở

đáy dầm do các loại tải trọng là:

200000

312 , 1005 200

1000

68 312 , 1005 100

1000 200

460 , 97 8368 , 22

10 5 , 668829488

65 ,

=4,46 KNmVậy min ( 1.2Mcr, 1.33Mu)=min(5,352 ; 29,298)= 5,352 KNm

=> Mr > 5,352 Thoả mão thép ứng suất trn

Vậy mặt cắt thoả mão thép ứng suất trn về hàm lợng thép tôi thiểu

Cự ly tối đa giữa các thanh cốt thép

Theo Điều 5.10.3.2 Trong bản cự ly giữa các cốt thép không đợc vợt quá 1.5chiều dày cấu kiện hoặc 450mm

Smax  1,5x200=250 (mm)

4.5.3 Bố trí cốt thép âm cho phần hẫng của bản mặt cầu( cho 1m dài bmc)

và kiểm toán theo THGH CĐ 1.

Để thận tiên cho thi công: Bố trí 2 mặt phẳng lới cốt thép cho bản mặt cầunên cốt thép âm cho phần hẫng đợc bố trí giống cốt thép âm(5 thanh 16) Chỉtiến hành kiểm toán

+ Mômen tính toán cho mômen âm của bản mặt cầu

Mu=23,002 (Xem bảng trên)

Do mômen tính toán Mu < Mômen tính toán của mômen âm của bản mặtcầu nên chắc chắn các kiểm toán trong kiểm toán về cờng dộ thoả mão thép ứng suất trn

4.5.4 Bố trí cốt thép co ngót và nhiệt độ

Theo Điều A.5.10.8 cốt thép cho các ứng suất co ngót và nhiệt độ phải đợc

đặt gần bề mặt bê tông lộ ra trớc các thay đổi nhiệt độ hàng ngày Đối với cáccấu kiện mỏng hơn 1200mm diện tích cốt thép mỗi hớng không đợc nhỏ hơn:

A A

Sử dụng NO10 @450 có As=0,22mm2/mm

4.5.5 Kiểm tra bản mặt cầu theo trạng thái giới hạn sử dụng (kiểm toán nứt)

Theo Điều A.5.5.2 các vấn đề phải kiểm tra theo trạng thái giới hạn sử dụng

là nứt , biến dạng và ứng suất trong bê tông

Do nhịp của bản nhỏ và không có thép dự ứng lực nên trong đồ án này chỉkiểm toán nứt đỗi với bản mặt cầu theo Điều 5.7.3.4

Các cấu kiện phải đợc cấu tạo sao cho ứng suất kéo trong cốt thép ở trạngthái giới hạn sử dụng fsa không đợc vợt quá

Z f

f

c sa

s   1/3  0 , 6 (A.5.7.3.4-1)Trong đó :

dc =chiều cao phần bê tông tính từ thớ ngoài cùng chịu kéo cho đến tâmcủa thanh hay sợi đặt gần nhất ; nhằm mục đích tính toán phải lấy chiều dàytĩnh của lớp bê tông bảo vệ dc không lớn hơn 50 mm

Z = Thông số bề rộng vết nứt (N/mm)

Lấy Z= 23000 N/mm đối với các cấu kiện trong môi trờng khác nghiệt và khithiết kế theo phơng ngang

+fsa= ứng suất kéo trong cốt thép ở trạng thái giới hạn sử dụng

+A = Diện tích phần bê tông có cùng trọng tâm với cốt thép chủ chịukéo và đợc bao bởi các mặt cắt cuả mặt cắt ngang và đờng thẳng song songvới trục trung hoà, chia cho số lợng của các thanh hay sợi (mm2)

4.5.5.1 Kiểm tra nứt đối với mô men dơng

Mô men dơng lớn nhất là M = 21,252KNm/m (Xem bảng 4-b)

Tính fs:

Xác định vị trí trục trung hoà :

+ Lấy mômen tĩnh với trục qua

cạnh dới của mặt cắt:

' '.

2

.h n A s n A s

b

48 , 33994

200000

.1005,312+

48 , 33994





A

S y

=98,9948 mm

Xác định mô men quán tính của mặt cắt bị nứt tính đổi ra bê tông

2 2

2 3

) ' ( ' )

( )

2 (

.

h y h b

bh

2 2

3

) 995 , 98 132 (

312 , 1005 48 , 33994

200000 )

995 , 98 100 (

200 1000 12

200 1000

312 , 1005 48

10 ).

32 995 , 98 (

252 , 21 48 , 33994

A =

4

1000 32

.

2

=16000 mm2(Diện tích phần bê tông có cùng trọng tâm vớicốt thép chủ chịu kéo và đợc bao bởi các mặt cắt cuả mặt cắt ngang và đờngthẳng song song với trục trung hoà, chia cho số lợng của các thanh hay sợi )

23000

3 / 1 3

/



do vậy lấy fsa=0.6fy =252 Mpa > fS = 11,968 Mpa (Thoả mão thép ứng suất trn)

4.5.5.2 Kiểm tra nứt đối với mô men âm

Mô men âm lớn nhất là M= -22,029 KNm/m

Khoảng cách từ TTH đến mép trên của mặt cắt: y=200-98,995=101,005 mmứng suất trong cốt thép ở mép trên bản :

Mpa I

10 ).

68 005 , 101 (

029 , 22 48 , 33994

(

23000

3 / 1 3

/



do vậy lấy fsa=207 Mpa > fS = 64,025 Mpa Thoả mão thép ứng suất trn

Vậy bản mặt cầu thoả mão thép ứng suất trn điều kiện kiểm toán nứt ở trạng thái giới hạn sửdụng

4.5.6 Kiểm tra bố thép theo thiết kế kinh nghiệm

Phải đặt lớp cốt thép đảng hớng ,fy  400Mpa

Cốt thép phải càng gần các mặt ngoài càng tốt

Lớp đáy : Số lợng thép tối thiểu cho mỗi lớp bằng 0,57 mm2/mm Theo thiết

kế trên cốt thép theo phơng chính 1,11mm2/mm và theo phơng dọc là 0,8 mm2/

mm > 0,57mm2/mm ( thoả mão thép ứng suất trn)

Lớp đỉnh : Số lợng thép tối thiểu cho mỗi lớp bằng 0,38 mm2/mm Theo thiết

kế trên cốt thép theo phơng chính 1,11mm2/mm và theo phơng dọc là 0,22

mm2/mm < 0,38mm2/mm =>phải bố trí cốt thép theo phơng dọc, chọn No10

@200 As= 0.5mm2/mm

Khoảng cách lớn nhất giữa cốt thép là 450mm

Lớp trên bố No10@250

Cốt thép theo phơng ngang cầu:

Tổng diện cốt thép As= 0.5%(diện tích của cánh ) = 0.5(150)(8 040) =6300mm2

Bố trí cốt thép 2 lớp:

Lớp dới chịu mô men dơng do tải trọng bản thân và nhiệt độ bố trí thép No15

@250 số thanh 804/25+1 =33 thanh =>tổng diện tích 330.200 = 6600mm2

>6300mm2

Lớp trên bố No10@250

5 Tính toán nội lực dầm chủ do tĩnh tải

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

Nội lực do căng cáp ứng suất trớc

Ngoài ra còn các tải trọng: Co ngót, từ biến, nhiệt độ, lún, gió, động đất Trong khuôn khổ đồ án sinh viên không xét đến các tải trọng này

5.1 Tĩnh tải rải đều lên 1 dầm chủ

Tỷ trọng của các cấu kiện lấy theo bảng (A.3.5.1.1) AASHTO,giả thuyết tĩnhtĩnh tải phân bố đều cho mỗi dầm, riêng lan can thì một mình dầm biên chịu

Thành phần tĩnh tải DC bên trên bao gồm toàn bộ tĩnh tải kết cấu trừ tĩnh tảilớp mặt hao mòn dự phòng và tải trọng dự chuyên dụng Do mục đích thiết kế

2 phần của tĩnh tải đợc định nghĩa nh sau:

Tĩnh tải rải đều lên dầm chủ xuất hiện ở giai đoạn căng ứng suất trớc

gDC1(dc) = .Ag Trong đó:

 Trọng lợng riêng của dầm, =24 KN/m3

Ag – Diện tích mặt cắt ngang của dầm khi cha mở rộng Vớikích thớc đão thép ứng suất tr chọn nh trên, ta tính đợc Ag=594000 mm2 Do dầm

có mở rộng về 2 phía gối(xem bản vẽ) nên tính thêm phần mởrông ta có đợc trọng lợng bản thân của dâm chủ gDC1(dc) =14,33 KN/m

+ Tải trọng do dầm ngang: DC1 dn

Theo chiều dọc cầu bố trí 4 dầm ngang(xem bản vẽ), theo chiều ngang cầu

bố trí 4 dầm ngang, suy ra tổng số dầm ngang = 4.5=20

Trọng lợng một dầm ngang: DC1dn= 2200.1270.200.10-9.24=13,4112 KNTĩnh tải rải đều lên 1 dầm chủ do dầm ngang:

gDC1(dn)=

5 2 , 30

4112 , 13 20

=1,7763 KN/m

+ Tải trọng do các tấm đỡ BTCT(khi đổ BT bản mặt cầu)

Tĩnh tải rải đều lên 1 dầm chủ do các tấm đỡ:

gDC!(đỡ)= 5 31000

24 10 31000 ).

80 800 4 80 1600

=11,52 KN/m

+ Tải trọng do lan can

DC2 : Trọng lợng lan can xuất hiện ở giai đoạn

khai thác sau các mất mát

Ta sử dụng loại lan can theo tiêu chuẩn AASHTO

=> Tĩnh tải DC2 tác dụng cho dầm biên

5.2 Các hệ số cho tĩnh tải p (Bảng A3.4.1-2) Bảng 5.2

DC: Cấu kiện và các thiết bị phụ 1,25/0,9 1

DW: Lớp phủ mặt cầu và các tiện ích 1,5/0,65 1

5.3 Xác định nội lực

Ta tính toán nội lực dầm chủ tại 4 mặt cắt: MC giữa nhịp, MC 1/4 nhịp, MCcách gối 0,8m và MC gối

Để xác định nội lực, ta vẽ đờng ảnh hởng cho các MC cần tính rồi xếp tĩnhtải rải đều lên đờng ảnh hởng Nội lực đợc xác định theo công thức:

+ Mômen: Mu= .p..g

+ Lực cắt: Vu= .g(p.+-.p.-)

(Tơng tự nh tính toán bản mặt cầu với mục đích tạo ra hiệu ứng tải lớn nhất)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 khaithác xác định theo Điều (A.1.3.2)

=iDR  0,95

Hệ số liên quan đến tính dẻo D = 0,95 theo Điều (A.1.3.3)

Hệ số liên quan đến tính d R = 0,95 theo Điều (A.1.3.4)

Hệ số liên quan đến tầm quan trọng khi khai thác i = 1,05theo Điều (A.1.3.5) Vậy:  = 0,95

- Trạng thái giới hạn cờng độ 1

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

Mu=0,95.(1,25.gDC1(bmc)+1,25.gDC1(dc)+1,25.DC1(dn)+1,25.gDC1(đỡ)+1,5.gDW).

=0,95.(1,25.11,52+1,25.14,33+1,25.1,776+1,25.2,765+1,5.3,663).114 = 4709,69 KNm

Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can)

=0,95.(1,25.11,52+1,25.14,33+1,25.1,776+1,25.2,76+1,5.3,663+1,25.4,148).114 = 5271,25 KNm

- Trạng thái giới hạn sử dụng

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

- Trạng thái giới hạn cờng độ 1

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

Mu=0,95.(1,25.gDC1(bmc)+1,25.gDC1(dc)+1,25.DC1(dn)+1,25.gDC1(đỡ)+1,5.gDW).

=0,95.(1,25.11,52+1,25.14,33+1,25.1,776+1,25.2,765+1,5.3,663).85,5 = 3532,27 KNm

Dầm ngoài(chịu toàn bộ tải trọng do lan can)

Mu= 0,95.(1,25.gDC1(bmc)+1,25.gDC1(dc)+1,25.DC1(dn)+1,25.gDC1(đỡ)+1,5.gDW+1,25.gDC2). = 0,95.(1,25.11,52+1,25.14,33+1,25.1,776+1,25.2,765+1,5.3,663+1,25.4,148).85,5 = 3953,44 KNm

- Trạng thái giới hạn sủ dụng

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

- Trạng thái giới hạn cờng độ 1

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

Mu= 0,95.(1,25.gDC1(bmc)+1,25.gDC1(dc)+1,25.DC1(dn)+1,25.gDC1(đỡ)+1,5.gDW).

= 0,95.(1,25.11,52+1,25.14,33+1,25.1,776+1,25.2,765+1,5.3,663).11,76 = 485,82 KNm

Dầm ngoài(chịu toàn bộ tải trọng do lan can)

Mu=0,95.(1,25.gDC1(bmc)+1,25.gDC1(dc)+1,25.DC1(dn)+1,25.gDC1(đỡ)+1,5.gDW+1,25.gDC2). = 0,95.(1,25.11,52+1,25.14,33+1,25.1,776+1,25.2,765+1,5.3,663+1,25.4,148).11,76 = 543,74 KNm

- Trạng thái giới hạn sủ dụng

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

- Trạng thái giới hạn cờng độ 1

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

Vu=0,95[1,25(gDC1(bmc)+gDC1(dc)+gDC1(dn)+gDC1(đỡ))+ -

- 0,9(gDC1(bmc)+gDC1(dc)+gDC1(dn)+gDC1(đỡ))- + (1,5.gDW.+-- 0,65.gDW.-)]Vu= 0,95[1,25(11,52+14,33+1,776+2,2,765)3,775 -

Vu=0,95[1,25(11,52+14,33+1,776+2,765+4,148)3,7575 –

- 0,9(11,52+14,33+1,776+2,765+4,148)3,775+

+ (1,5.3,663.3,775-0,65.3,663.3,775)]

= 54,52 KN

- Trạng thái giới hạn sử dụng

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

Vu=0,95[1.(gDC1(bmc)+gDC1(dc)+gDC1(dn)+gDC1(đỡ))+- 1.(gDC1(bmc)+gDC1(dc)+gDC1(dn)++gDC1(đỡ))-+ (1.gDW.+ - 1.gDW.-)]

Vu= 0,95[1.(11,52+14,33+1,776+2,765)3,775 –

- 1.(11,52+14,33+1,776+2,765)3,775+(1.3,663.3,775 -1.3,663.3,775)] = = 0 KN

DÇm ngoµi (chÞu toµn bé t¶i träng do lan can)

TTGHSD

Dầm

trong 4709,69 3688,41 3532,27 2766,31 485,82 380,47Dầm

ngoài 5271,25 4137,66 3953,44 3103,24 543,75 426,81Lực cắt do tĩnh tải Bảng 5.3.2

TTGH

CĐ1 TTGHSD TTGHCĐ1 TTGHSD TTGHCĐ1 TTGHSD TTGHCĐ1 TTGHSDDầm

trong 49,31 0 180,6 122,1 297,98 231,32 623,8 488,53Dầm

ngoài 54,2 0 201,8 137 333,48 259,49 698,18 548,03

6 Nội lực dầm chủ do hoạt tải

6.1 Tính toán hệ số phân phối hoạt tải theo làn

Quy trình AASHTO (1998) đề cập đến phơng pháp gần đúng đợc dùng đểphân bố hoạt tải cho từng dầm (AASHTO LRFD 4.6.2.2.2) Không dùng hệ sốlàn của Điều 3.6.1.1.2 với phơng pháp vì các hệ số đó đão thép ứng suất tr đợc đa vào trong hệ

số phân phối ,trừ khi dùng phơng pháp mô men tĩnh hoặc các phơng pháp đònbẩy

Những kích thớc liên quan :

Chiều cao dầm: H = 1600mm; Khoảng cách của các dầm: S=2400mm;Chiều dài nhịp: L=30200mm; Khoảng cách từ tim của dầm biên đến mép trongcủa lan can: de=1200- 500 = 700mm

Dầm I thuộc phạm vi áp dụng những công thức gần đúng của qui địnhAASHTO(Theo bảng 4.6.2.21 và 4.6.2.2a-1) Hệ số phân bố hoạt tải đợc tính

nh sau

a Hệ số phân phối hoạt tải theo làn đối với mô men uốn

+ Đối với dầm giữa (AASHTO bảng 4.6.2.2.2b-1):

Một làn thiết kế chịu tải :

gm=

1 , 0 3

3 , 0 4 , 0

4300 06

K L

S S

30200

2400 4300

2400 06

, 0

3 , 0 4

, 0

1 , 0 3

2 , 0 6 , 0

2900 075

K L

S S

20400

2500 2900

250 075

, 0

2 , 0 6

, 0

+ Đối với dầm biên (AASHTO Bảng 4.6.2.2.2.c-1)

Một làn thiết kế chịu tải

Sử dụng quy tắc đòn bẩy

Do cự ly theo chiều ngang cầu

của xe Truck và Tendom đều là 1800mm

nên ta có sơ đồ xếp tải nh hình vẽ cho cả 2 xe

gm=

2

1,16) 1,2.(0,416 

= 0,791 Khống chếHai làn thiết kế chịu tải

gm=e gbên trong trong đó

2800

e 0,77

2800

 = 1,02gm=0,791.1,02= 0,806

b Hệ số phân phối hoạt tải theo làn đối với lực cắt

+ Đối với dầm giữa (ASSHTO Bảng 4.6.2.2.3a-1):

Một làn thiết kế chịu tải

2 ,

2400 2

,

chế

+ Đối với dầm biên (AASHTO bảng 4.6.2.2.3b-1):

Một làn thiết kế chịu tải

Sử dụng quy tắc đòn bẩy, tơng tự nh tính hệ số phân bố cho mômen ởtrên ,ta có gv=0,791 Khống chế

Hai làn thiết kế chịu tải

gv = e gbên trong Trong đó

3000 6

(4.6.2.2.1)khi dùng phơng pháp đòn bẩy phải

đa vào hệ số làn m Đối với 1 làn chịu tải

m=1.2 Mô hình nguyên tác đòn bẩy cho dầm

- Hiệu ứng lực của tải trọng làn thiết kế không xét lực xung kích

- Quy tắc xếp tải (A.3.6.1.3)

 Hiệu ứng lực lớn nhất phải đợc lấy theo giá trị lớn hơn của các trờnghợp sau :

110 KN

110 KN

1,2mx=0,6mHợp lực

+ Hiệu ứng của xe hai trục thiết kế tổ hợp với hiệu ứng tải trọng làn thiếtkế(HL93M)

+ Hiệu ứng của một xe tải thiết kế có cự ly trục bánh thay đổi nh trong

điều (A.3.6.1.2.2) tổ hợp với hiệu ứng của tải trọng làn thiết kế (HL93K)

 Đối với các mômen âm giữa các điểm uốn ngợc chiều khi chịu tảitrọng rải đều trên các nhịp và đối phản lực gối giữa thì lấy 90% hiệuứng của hai xe tải thiết kế có khoảng cách trục bánh trớc xe này đếntrục bánh sau xe kia là 15000mm tổ hợp 90% hiệu ứng của tải trọnglàn thiết kế ; khoảng cách giữa các trục 145KN của mỗt xe tải phải lấybằng 4300mm(HL93S)

 Các trục bánh xe không gây hiệu ứng lực lớn nhất đang xem xét phải

bỏ qua

 Chiều dài của làn xe thiết kế hoặc một phần của nó mà gây ra hiệuứng lực lớn nhất phải đợc chất tải trọng làn thiết kế

Tải trọng ngời đi bộ (PL)

- Tải trọng ngời đi bộ 3 KN/m2 (Điều A.3.6.1.5) phân bố trên 1,5m nên tảitrọng rải đều của ngời đi bộ là 3.1,5 = 4,5 KN/m và phải tính đồng thời cùnghoạt tải xe thiết kế

* Sơ đồ tính: Sơ đồ tính của dầm chủ là dầm giản đơn nên khoảng cáchgiữa các trục của xe tải thiết kế Truck đều lấy = 4,3 m

* Cách xếp xe tải lên đờng ảnh hởng: Xếp xe sao cho hợp lực của cáctrục xe và trục xe gần nhất cách đều tung độ lớn nhất của đờng ảnh hởng.Với Truck

145

145 35

4,3m 4,3m

6,1275

Mômen tại mặt cắt giữa nhịp cha tính các hệ số

MTruck= pi.yi trong đó Pi: Trọng lợng các trục xe

yi: Tung độ đơng ảnh hởngMTruck= 35.5,03625+145.7,18625+145.6,1275 =2106,7625 KNm

MLane= 9,3. trong đó : Diện tích đờng ảnh hởng

MLane= 9,3.114,005 = 1060,2465 KNm

Tơng tự xếp: Tải trọng ngời PL lên đờng ảnh hởng mômen (tải trọng phân bố

đều 4,5(kN/m)),TendomLoad lên đờng ảnh hởng mômen, ta có:

1,891875 35

4,3m

145

0,7275 4,3m

0,0706

Làm tơng tự mặt cắt giữa nhịp đối với mặt cắt 1/4 nhịp và mặt cắt cách gối0,8 m, ta có: