Giáo trình Thiết kế cầu bê tông cốt thép

Giáo trình Thiết kế cầu bê tông cốt thép

khái niệm chung về cầu bê tông cốt thép

Sơ l−ợc lịch sử phát triển cầu BTCT

Cầu BTCT xuất hiện đầu tiên vμo những năm 70 của thế kỷ XIX, sau khi Xi măng đ−ợc phát minh vμo khoảng năm 1825, việc đặt thép vμo BT xuất hiện lẻ tẻ vμo những năm 1835-1850

Từ năm 1855 trở đi BTCT mới chính thức ra đời tại Pháp

Năm 1875 Joseph Monier đã xây dựng cầu BTCT đầu tiên dμi 50ft (15,24m) rộng 13ft (3,96m) Kỹ sư người Pháp Francois Hennebique đã phát triển mặt cắt ngang dạng T, ông vμ những học trò của ông như kỹ sư người Thuỵ Sĩ Robert Maillart đã xây dựng một vμi cầu vòm BTCT nổi tiếng, Những cầu BTCT của Maillart đ−ợc xem nh− lμ biểu t−ợng về thẩm mỹ i

Giai đoạn cuối thế kỷ XIX cầu BTCT chủ yếu lμ cầu nhịp nhỏ - cầu bản, dầm, vòm Năm 1896 người ta đã xây dựng cầu vòm nhịp 45m tại nước Nga ii

Giai đoạn đầu thế kỷ XX cầu BTCT đã phát triển mạnh mẽ ngoμi dạng đơn giản, người ta đã bắt đầu lμm cầu liên tục, cầu khung, dầm công xon nhịp đến 30-40m Trong giai đoạn nμy cầu thường dùng phương pháp đổ bê tông liền khối vμ lμ BTCT thường nên nhịp nhỏ

Thời kỳ đầu trong lịch sử của BTCT, năm 1888 một ng−ời Mỹ tên lμ P.H Jackson ở San Francisco đã có ý tưởng rất hay Ông ta nghĩ rằng sợi thép mμ đã được sử dụng trong BTCT nếu ngay từ đầu đ−ợc kéo căng thì kết quả kết cấu nμy sẽ khoẻ hơn nhiều so với kiểu BTCT Những cuộc thí nghiệm của Jackson đã không bao giờ thμnh công vì hầu nh− chắc chắn lμ do những sợi thép ở thời kỳ đó không đủ chịu kéo Năm 1930 Eugène Freyssinet – người Pháp bắt đầu sử dụng sợi thép cường độ cao vμ đã mở ra một khái niệm mới khác trong ngμnh xây dựng – BTCT ứng suất tr−ớc

BTCTUST ra đời đầu tiên ở Pháp ngay từ những năm 30 của thế kỷ XX đến cuối những năm

1940 thì phát triển mạnh Từ những năm 50 đã xây dựng những cầu dầm giản đơn BTCTUST nhịp 60-70m vμ từ những năm đầu thập kỷ 60 họ đã sử dụng công nghệ hẫng trong xây dựng cầu BTCT Năm 1964 cầu Orleron dμi 2832m gồm 46 nhịp (nhịp chính dμi 79m) đ−ợc xây dựng bằng ph−ơng pháp lắp hẫng, cầu Calix dμi 1200m gồm 3 nhịp chính 113+156+113 ở hai bờ có cầu dẫn nhịp 70m

Song song với công nghệ lắp hẫng, ở Pháp cũng phát triển nhiều công trình đúc hẫng (thường dùng cho các nhịp 80-130m) ví dụ cầu dầm liên tục Gennevillies gồm phần cầu chính có 5 nhịp đối xứng, cầu treo dây văng Brontonne bắc qua sông Sein có nhịp chính dμi 320m dầm BTCTUST tiết diện hình hộp Công nghệ nμy cũng đ−ợc sử dụng ở nhiều n−ớc ví dụ: Cầu Beldoif ở Đức có L 8m ở Nhật Cầu Hikoshima Ohashi nhịp 236m, cầu Hamana nhịp 240m ở Mỹ có cầu Koror Babelthuap có nhịp giữa dμi 240,7m; Tại áo cầu SCHOTTWIEN nhịp giữa dμi 250m (77,75+162,5+250+142,25) xây dựng 1986-1989

Trong những năm 30-40 của thế kỷ XX cầu BTCT phát triển mạnh, đã xây dựng đ−ợc những cầu lớn, áp dụng kết cấu lắp ghép, bán lắp ghép trong xây dựng cầu Trong thời kỳ nμy ở Nga đã xây dựng những cầu vòm nhịp đến 116, 120m (Cầu vòm qua kênh đμo Mátxkva nhịp 116m, 4 lμn đ−ờng sắt) Cầu vòm ở Thuỵ Điển nhịp 181m, Tây ban Nha 205m

Những năm 50 ở Liên Xô cũ đã xây dựng cầu nhịp 40-70m Năm 1952 Xây dựng cầu vòm qua sông Dnhep nhịp tới 228m

Năm 1961 cầu Abtozavodsi có 3 nhịp (36,4+148+36,4) lμ cầu khung dầm có khớp L8m (lμ cầu khung có nhịp dμi thứ 2 sau cầu Medway ở Anh Nhịp 152m)

BTCT UST hầu nh− đ−ợc sử dụng rộng rãi trong xây dựng cầu ở Châu Âu trong nửa đầu của thế kỷ 20, ở Mỹ bắt đầu chậm hơn Cầu BTCTUST lớn đầu tiên đã đ−ợc xây dựng ở Mỹ lμ cầu Walnut Lane ở Philadelphia, Pennsylvania đ−ợc xây dựng năm 1956

Cầu đầu tiên thi công bằng công nghệ đúc đẩy lμ cầu Rio Caroni ở Venezuela do giáo s− Fritz Leonhardt đ−a vμo iii , kể từ đó cho đến nay đã có hμng trăm cầu đ−ợc thi công theo công nghệ nμy, ví dụ cầu Nuec dμi 246m (6x41) dầm cao 2,5m rộng 12,4, cầu cạn Oli dμi 615m (15x41) dÇm cao 3,1m

D−ới đây giới thiệu danh sách những cầu BTCT vμ BTCTUST có nhịp chính lớn nhất trên thế giíi

Largest Concrete Arch Bridges (Cầu vòm BT)

Name Location Country Year Span Remarks

2 Krk-1 (east span) Krk Island Croatia 1980 390

6 Ponte da Amizade Parana River Brazil/Paraguay 1964 290

7 Bloukrans Bloukrans River South Africa 1983 272

10 Le Pont Chateaubriand La Rance France 1991 261

13 Krk-2 (west span) Krk Island Croatia 1980 244

18 El Rincon Viaduct Las Palmas Spain 1994 227

19 Novi Sad Danube River Yugoslavia 1961 211

Largest Concrete Prestressed Girder Bridges (dÇm BTCTUST)

Name Location Country Year Span Remarks

Gateway Brisbane Australia 1986 260 Double pier supports

Name Location Country Year Span Remarks

Schottwien Semmering Austria 1989 250 Double pier supports

8 Ponte de S Joao Oporto Portugal 1991 250

Koror-Babelthuap Toagel Channel Palau 1977 241 Collapsed in

16 Houston Ship Channel Texas USA 1982 229

Puente International Fray Bentos Uruguay/Argentina 1976 220 Double pier supports

18 Ponte Tancredo Neves Iguacu River Brazil/Argentina 1985 220

19 Mooney Creek Mount White Australia 1986 220

1.1.1 Việt Nam: ở Việt Nam cầu BTCT đ−ợc xây dựng từ thời Pháp thuộc với các dạng nh− cầu bản, cầu dầm hoặc giμn đơn giản, cầu dầm hoặc giμn mút thừa được thi công theo phương pháp đúc tại chỗ Các kết cấu nμy th−ờng có hai dầm chủ hoặc giμn chủ, bản mặt cầu, dầm dọc, dầm ngang Bề rộng đường ô tô khoảng 4-5m ví dụ cầu Ba Cμng - QL1 tỉnh Vĩnh Long sơ đồ cầu: 14,5+30+14,5m (Hình 1-1), vμ các cầu đường sắt đơn tuyến khổ đường 1m, các cầu nμy có chiều dμi nhỏ hơn 20-30(m) Một số dạng dầm liên tục với chiều dμi nhịp 30-40(m) Cho đến nay sau một thời gian dμi sử dụng hoặc do sự tμn phá qua các thời kỳ chiến tranh nhiều cầu bị phá huỷ hoặc h− hỏng, xuống cấp phải thay thế bằng những cầu mới, tuy nhiên hiện nay một số cầu đ−ợc xây dựng từ thời Pháp thuộc hiện vẫn còn đang đ−ợc sử dụng nh− cầu Đầu Sấu QL1 tỉnh Cần Thơ, Cái Xếp (Đồng Tháp), hoặc cầu mút thừa có dầm treo cầu Cái B−ờng - QL

80 Đồng Tháp sơ đồ cầu 10+13,6+10m (nhịp đeo dμi 8,7m, công xon dμi 2,4m) chiều rộng cầu 5,2m Cầu vòm mút thừa Tân Lợi QL 80 Đồng Tháp

Hình 1-1 Cầu Ba cμng QL1 - Tỉnh Vĩnh Long

Những năm sau kháng chiến chống Pháp ta đã xây dựng lại một số cầu với kết cấu dầm giản đơn lắp ghép tiết diện chữ T, đ−ợc liên kết ngang bằng mối nối hμn tại dầm ngang hoặc bằng bản mặt cầu BTCT đổ tại chỗ Kết cấu BTCT sử dụng cho cầu nhịp nhỏ nh− cầu bản hay cầu dầm với nhịp dưới 22m Khi kết cấu BTCTUST phát triển chúng ta đã ứng dụng thiết kế xây dựng cầu Phủ Lỗ nhịp 18m Đến những năm đầu thập kỷ 70 đã thiết kế vμ xây dựng các cầu BTCTUST nhịp 24m, 33m (nhịp dẫn cầu Thăng Long Hμ Nội)

Tại miền nam tr−ớc 1975: xây dựng rất nhiều cầu BTCTUST sử dụng chủ yếu lμ kết cấu nhịp 24,7; 24,54 (bán lắp ghép); dầm bụng cá: 12,5m; 15,6m; 18,6m; 21,6m các kết cấu nhịp nμy chủ yếu đ−ợc chế tạo tại nhμ máy bê tông Châu Thới

Sau ngμy thống nhất đất nước chúng ta đã xây dựng nhiều cầu nhịp trung bình vμ nhịp lớn Ví dụ Cầu An D−ơng, Cầu Rμo dạng cầu khung nhịp treo, nhịp dầm chính dμi 63m (cánh T dμi 39m dầm treo dμi 24m) Sau sự cố cầu Rμo, cầu Bo Thái Bình đã được thi công bằng phương pháp đúc hẫng (cánh T dμi 28m, dầm treo dμi 33m) Đặc biệt trong những năm gần đây đã áp dụng những công nghệ tiên tiến trong việc thi công cầu BTCTUST ví dụ một số cầu xây dựng theo công nghệ đúc hẫng:

+ Cầu Phú L−ơng tại thị Xã Hải D−ơng, tỉnh Hải D−ơng nằm trên Quốc lộ 5 dμi 490,7m, sơ đồ cầu: 2x37,4+64,75+2x102+64,75+2x37,4

+ Cầu Sông Gianh – Quốc lộ 1 – Tỉnh Quảng Bình dμi 746,4m (37,4+58+90,6+ 3x120+90,6+58+37,4)

+ Cầu Phù Đổng (cầu Đuống mới) – Quốc lộ 1 (mới) tuyến Hμ Nội Lạng Sơn – Huyện Gia Lâm – Hμ Nội dμi 929m sơ đồ cầu: 65+7x100+65 + 3x33 (m); gồm 9 nhịp liên tục thi công bằng phương pháp đúc hẫng vμ 3 nhịp giản đơn thi công bằng ph−ơng pháp bán lắp ghép (PCI) Chiều rộng toμn cầu 15m, phần cầu liên tục tiết diện hình hộp (2 sườn) chiều cao thay đổi từ 6m (trên trụ) vμ 2,5m (giữa nhịp) Mặt cầu sử dụng cốt thép UST Gối cầu có sử dụng loại Semi-fixed (bán cố định) trên các trụ P3, P4, P5, P6 Hoμn thμnh tháng 12/2000

Ph−ơng h−ớng phát triển

1 Nghiên cứu sử dụng vật liệu mới: Bê tông chất l−ợng cao (High Performance Concrete-HPC) vμ Thép chất l−ợng cao (High Performance Steel - HPS), fiber- reinforced polymer (FRP)

2 KÕt cÊu míi, kÕt cÊu tèi −u

3 Nghiên cứu các phương pháp tính toán truyền thống để tính toán cho kết cấu mới vμ các ph−ơng pháp tính toán mới

4 áp dụng mạnh mẽ công nghệ thông tin: Thiết kế tối −u, tự động hoá thiết kế

5 Nghiên cứu, áp dụng các công nghệ thi công tiên tiến

6 Định hình hoá (Dầm, mố, trụ), công nghiệp hoá sản xuất vμ cơ giới hoá thi công

Đặc điểm cơ bản của cầu BTCT

- Lμm bằng BTCT ặ Sử dụng vật liệu địa phương, cát, đá, XM lμ chủ yếu

- Thép & BT cùng lμm việc: Thép chịu kéo lμ chủ yếu, cũng có khi chịu nén

1 Sử dụng vật liệu rẻ tiền hơn so với khi sử dụng bằng thép

- Sử dụng đ−ợc lâu năm

- Cường độ BT tăng theo thời gian

- ít chịu ảnh h−ởng của môi tr−ờng, chịu lửa, không mục, không gỉ, ít bị ăn mòn

3 Có độ cứng lớn, ít bị ảnh hưởng của xung kích do hoạt tải, tiếng ồn nhỏ, dao động ít

4 Có thể đúc kết cấu thμnh hình dáng bất kỳ thoả mãn yêu cầu kiến trúc, mỹ thuật

5 Tính toμn khối (kết cấu nhịp đúc tại chỗ) tốt

6 Chi phí duy tu bảo d−ỡng thấp

1 Trọng l−ợng bản thân lớn, cấu tạo nặng nề, vận chuyển lao lắp khó khăn (không v−ợt đ−ợc những kỷ lục về nhịp của cầu thép)

2 Bê tông chịu kéo kém dễ bị nứt: Nhất lμ BTCT th−ờng hay bị nứt ặ gỉ cốt thép lμm hạn chế phạm vi sử dụng iv

3 Thi công phức tạp: Chất l−ợng bị ảnh h−ởng bởi ph−ơng pháp thi công, thời tiết; thêm vật liệu lμm ván khuôn

4 Khó kiểm tra chất l−ợng công trình

Phạm vi áp dụng

Đ−ợc sử dụng rộng rãi đối với mọi loại kết cấu, đặc biệt lμ kết cấu chịu nén

Cầu BTCTUST có thể kinh tế đối với nhịp nhỏ vμ trung bình, vμ thậm chí những nhịp trong phạm vi 800ft (243,84m) đã từng đ−ợc xây dựng ở Nhật Bản Ngμy nay cầu BTCTUST đã hầu nh− trở thμnh dạng đ−ợc −a chuộng đối với nhịp ngắn, nhịp trung bình hơn cả cầu thép.

Các Tiêu chuẩn thiết kế

Trong phần giáo trình nμy phần nội dung sẽ tuân theo vμ tham khảo một số quy trình sau:

+ Tiêu chuẩn Việt Nam: Quy trình Quy phạm kỹ thuật trong công tác xây dựng cơ bản, tập II của Bộ giao thông Vận tải, số: 2057 QĐ/KT4 ngμy 19 tháng 9 năm 1979 + Tiêu chuẩn AASHTO LRFD (American Association of State Highway and Transportation Officials) 1998

+ Tiêu chuẩn xây dựng Cầu vμ Cống CHuΠ 2.05.03-84

+ Tiêu chuẩn của Pháp, của châu âu (Euro Code)

Bảng chuyển đổi đơn vị (U.S Customary vμ Metric)

Bảng 1-1 Đại l−ợng Hệ Anh, Mỹ Hệ mét

1 ft = 12 In Tải trọng 10.000 Lb 44,48KN

75 Lb/Sq.Ft 366 Kg/Sq.m ứng suất 1000 psi 6,895Mpa

1Mpa = 10,2 Kg/cm 2 Trọng l−ợng trên đơn vị thể tích 100 Lb/Ft 3 1.602 Kg/m 3

Hệ thống cầu dầm

Đặc điểm của kết cấu dầm lμ dưới tác dụng của tải trọng thẳng đứng trên nhịp tại các gối tựa chỉ phát sinh thμnh phần phản lực thẳng đứng

Các loại cầu dầm: Dầm giản đơn, dầm mút thừa, dầm liên tục

1.6.1 Cầu dầm, cầu bản nhịp giản đơn

+ Chịu mô men một dấu (+)ặ bố trí cốt thép ở biên d−ới chịu uốn lμ chính

+ Trên trụ theo ph−ơng dọc có 2 gối cầu ¦u ®iÓm:

+ Tính toán thiết kế đơn giản hơn so với kết cấu siêu tĩnh

+ Bố trí cốt thép đơn giản

+ Không phát sinh nội lực phụ khi có sự lún không đều của mố trụ vμ sự thay đổi nhiệt độ

+ Dễ tiêu chuẩn hoá, có thể thi công bằng phương pháp đổ tại chỗ, lắp ghép, bán lắp ghÐp

+ Không v−ợt đ−ợc nhịp lớn

+ Đ−ợc sử dụng rất rộng rãi, đặc biệt lμ với cầu nhiều nhịp

+ Cầu bản giản đơn BTCT thường: Cầu ôtô: 3-6m; cầu Đường sắt: 2-3m

+ Cầu bản giản đơn BTCTUST nhịp đến 18m (ô tô) vμ có thể lớn hơn

+ Cầu dầm giản đơn, BTCT thường, BTCTUST

Phạm vi áp dụng của cầu dầm giản đơn

BTCT th−êng BTCTUST Ô tô 7 - 20 (24)m 12 - 42m Đ−ờng sắt 1 – 15 m 12 – 30m

+ Hiện nay tại nước ta đã xây dựng cầu dầm nhịp giản đơn tiết diện hình hộp dμi 49,4m

Sơ đồ cầu không có mố, không dầm treo, phần mút thừa lμm đối trọng để giảm mô men dương của nhịp giữa Hình 1-4 a, b, c)

+ Chiều dμi nhịp chính: L-45m (BTCTUST L lớn hơn)

+ Chiều dμi của nhịp biên – nhịp hẫng: L k = (0,3 – 0,4)L (Hình 1-4, a, b ); L k = (0,25

+ Chiều cao dầm tại giữa nhịp: h = (1/12-1/20)L – BTCT;

+ Chiều cao dầm tại vị trí trụ: H = (1 – 1,5)h; riêng dạng trên Hình 1-4, c H≈2h; v

CÇu dÇm mót thõa cã dÇm treo (H×nh 1-4 d, e, g):

Chiều dμi nhịp đeo vμ nhịp biên:

+ Sơ đồ 3 nhịp: L đ = (0,4-0,6)L 2 ; L 1 =(0,6-0,8)L 2 + Nhiều nhịp có dầm treo: L đ = (0,5-0,6)L 2 ; L 1 =(0,75-0,8)L 2 ; ChiÒu cao dÇm:

+ h = (1/12 – 1/20)L ÷ (1/20 –1/30) L –BTCT; BTCTUST cã thÓ (1/50 thËm chÝ 1/60)L

+ So với kết cấu nhịp giản đơn cùng nhịp thì M ở giữa nhịp nhỏ vì có M ở gối ặ v−ợt đ−ợc nhịp lớn hơn (60-100-150 vi m)

+ Có thể điều chỉnh nội lực một cách hợp lý hơn

+ Trên các trụ chỉ có một gối ặ chịu lực đúng tâm ặ trụ có thể nhỏ hơn

+ Hệ tĩnh định ặ không bị ảnh hưởng do lún mố trụ

+ Kết cấu có mô men 2 dấu ặ bố trí cốt thép phức tạp hơn

+ Có cấu tạo khớp vμ mút thừa ặ đ−ờng đμn hồi gãy khúc ặ gây ra lực xung kíchặ xe chạy không đ−ợc êm thuận

+ Thi công phức tạp hơn (cấu tạo ván khuôn, lao lắp)

Phạm vi áp dụng: (60-100)m – có thể lớn hơn nh−ng khi đó nhịp giản đơn sẽ không còn tính kinh tế nữa (L đ > 42m) Hiện nay đ−ờng cao tốc rất ít sử dụng l k k = (0,3 - 0,4)L

Hình 1-4 Sơ đồ kết cấu nhịp cầu dầm mút thừa

Trường hợp đổ tại chỗ theo quan điểm về phân bố mô men uốn trong kết cấu:

+ Cầu 3 nhịp: chiều dμi nhịp biên L 2 = (0,75ữ0,8)L 1 (Jacques Mathivat vii ), hoặc L 2 (0,8÷0,9)L 1 (Nazarenko viii )

Trường hợp cầu được thi công theo công nghệ đúc hẫng với sơ đồ nhịp:

- Đối với các nhịp biên có chiều cao không thay đổi:

+ L 1 – Chiều dμi nhịp chính (có thể có nhiều nhịp chính);

+ L 3 chiều dμi nhịp có chiều cao không đổi;

- Tất cả các nhịp có chiều cao thay đổi:

Tỷ lệ chiều cao vμ chiều dμi nhịp:

+ Chiều cao trên trụ: H = (1/15-1/20)L 1 ; Tốt nhất (1/17-1/18)L;

+ Chiều cao dầm tại giữa nhịp: h =(1/30-1/40)L 1 ; thậm chí theo Jacques Mathivat tỷ số nμy có thể giảm đến (1/60)L 1 ix ; tốt nhất (1/36)L 1 ; không đ−ợc nhỏ hơn 2m để đảm bảo việc thi công dễ dμng, thuận tiện cho công tác duy tu bảo d−ỡng x

+ Chiều cao dầm trên mố (1/22ữ1/33), tốt nhất 1/27 vμ ≥ 2m

+ Đối với tiết diện có chiều cao không đổi thi công bằng: đúc đẩy H/L = (1/15-1/17)- tèt nhÊt 1/16; §óc hÉng: H/L = (1/17-1/20); tèt nhÊt: 1/18

Các kích th−ớc khác xem phần 7.3.3 ¦u ®iÓm:

+ Mô men nhỏ hơn so với dầm giản đơn cùng nhịp ặV−ợt đ−ợc nhịp lớn hơn

Hình 1-5 Cầu liên tục nhịp biên có chiều cao không thay đổi

Hình 1-6 Cầu liên tục có chiều cao thay đổi

+ Độ cứng lớn ặ độ võng nhỏ hơn, vượt được nhịp lớn, ít trụ, thoát nước tốt, phù hợp với sông có cấp thông thuyền lớn

+ Trên các trụ chỉ có một gối ặ trụ chịu lực đúng tâm ặ trụ nhỏ

+ ít khe biến dạng, trong phạm vi dầm liên tục đ−ờng đμn hồi không gãy khúc ặ xe chạy đ−ợc êm thuận hơn

+ Dễ có ứng suất phụ do lún trụ, mố không đều, do thay đổi nhiệt độ, do co ngót, từ biến của bê tông ặ ứng dụng nơi địa chất tốt

+ Thi công khó khăn hơn

Hệ thống cầu khung

Trong cầu khung, kết cấu nhịp vμ trụ liên kết cứng với nhau, vì vậy kết cấu nhịp vμ trụ cùng đồng thời lμm việc chịu uốn Vì phát sinh mô men uốn trong mặt cắt ngang của trụ cầu lμm giảm độ lớn của mô men dương trong kết cấu nhịp, nhờ vậy cầu khung so với cầu dầm giảm đ−ợc chiều cao xây dựng, giảm đ−ợc khối l−ợng của BT trong kết cấu nhịp

Trụ của cầu khung lμm việc chịu nén vμ chịu uốn ặ yêu cầu cốt thép chịu lực ặ việc xây dựng chúng lμ phức tạp so với trụ nặng vμ trụ BTCT của cầu dầm

Trong những cầu bằng BTCT trên đ−ờng ô tô, có thể áp dụng những dạng sau: (Hình 1-7) Đối với cầu khung trụ nhẹ (Hình 1-7 a, d, e) đặc tr−ng lμ chiều dμy trụ (dọc theo nhịp) không lớn do sự lμm việc hợp lý của chúng trong công trình, ở đây cần thiết đảm bảo hình dáng đẹp xi

+ Cầu 1 nhịp không khớp với trụ nhẹ (Hình 1-7 a): h/L =(1/15-1/20); chiều rộng của trụ theo mặt chính (1/10-1/15)h, Phạm vi áp dụng 30-40m; Khi liên kết giữa trụ vμ bệ móng lμ khớp: h/L =(1/15-1/20); chiều rộng của trụ theo mặt chính phía d−ới bằng (1/22)h trụ , phía trên bằng (1/10-1/15)h trụ ; Phạm vi áp dụng 20-30m;

+ Cầu 1 nhịp kiểu cổng không khớp vμ có khớp (Hình 1-7 b, c): h/L =(1/20-1/22); chiều rộng của trụ theo mặt chính (1/5-1/10)h trụ xii ; Phạm vi áp dụng 10-25m;

+ Cầu nhiều nhịp không khớp với trụ nhẹ (Hình 1-7 d), chiều dμi của một liên không lớn hơn 50-70m Hình 1-7 e thể hiện cầu khung trụ nhẹ liên kết khớp với bệ vμ có dÇm treo

Theo Nazarenko đối với cầu không ứng suất trước thì h/L=(1/14-1/35) phụ thuộc vμo sơ đồ tĩnh học, tải trọng, mác bê tông, vμ chiều rộng của trụ b =(1/10 – 1/15)h t xiii h t - chiều cao của trụ Phạm vi áp dụng L-30m xiv

CÇu khung BTCTUST xv (H×nh 1-8.b): h/L = (1/30-1/50) xvi thËm chÝ (1/50-1/68) xvii ; L ® = (0,3- 0,4)L xviii thËm chÝ (1/2-1/5)L xix ; L = (60-140)m; H=(1/15-1/20)L;

Theo một số tμi liệu của các nước công nghiệp xx cầu hệ khung khớp có chiều cao thay đổi thi công bằng phương pháp đúc hẫng (Hình 1-8 a ): Trên trụ H p /L 1 =(1/15-1/20) tốt nhất (1/17);

Hình 1-7 – Cầu khung bằng BTCT (1 Khớp; 2 Khe nối) d Không lớn hơn 50m-70m

Hình 1-8 Sơ đồ cầu khung liên kết bằng khớp – Khung T dầm treo (a cầu khung công xon; b khung T dầm treo; Cầu khung trụ nghiêng; 1 khớp)

Trên mố: H/L=(1/27-1/35) tốt nhất 1/30 vμ ≥1,7m; Giữa nhịp h/L=(1/40-1/60) tốt nhất 1/49 (hoặc=(1/3)H p )vμ ≥1,5m

NhËn xÐt: Ưu điểm: Cầu khung có độ cứng lớn ặ độ võng nhỏ ặ v−ợt đ−ợc nhịp lớn

+ Cấu tạo, thi công phức tạp

+ Kết cấu siêu tĩnh ặ dễ phát sinh nội lực phụ do các ảnh h−ởng khác.

Hệ thống cầu Vòm

Có đ−ờng xe chạy trên, giữa, d−ới; vòm cứng, vòm mềm Đặc điểm:

+ Phản lực có lực xô ngang (khi không có thanh căng), vòm chịu lực nén lμ chủ yếu + Có nhiều loại: không khớp, 2 khớp, 3 khớp ¦u ®iÓm:

+ Hình thức đẹp ặ thoả mãn yêu cầu mỹ quan

+ V−ợt đ−ợc nhịp lớn: 90 – 100m; đã xây cầu LB0m (năm 1996); khả năng 400- 500m

+ Có lực xô ngang ặ mố trụ phức tạp

+ Thi công phức tạp, khó tiêu chuẩn hoá ặ ít dùng

Hệ Liên hợp vμ cầu treo

Nhóm 1: Đ−ợc tạo thμnh từ những hệ thống đơn giản:

Hình 1-9 Sơ đồ hệ thống cầu vòm (đường xe chạy trên, giữa, dưới; a không khớp b hai khớp c ba khíp)

+ Dầm vμ vòm: dầm cứng vμ vòm mềm (Hình 1-11.a, c), loại có lực đẩy ngang (Hình 1-11.c) hoặc không có lực đẩy ngang (Hình 1-11.a, b)

+ Dầm vμ hệ treo: Dầm đ−ợc treo bằng dây cáp mềm xiên hay đứng (Hình 1-11.d, f)

+ Vòm vμ khung: dạng vòm công xon với đ−ờng xe chạy trên (Hình 1-11.e)

Nhóm 2: Được tạo thμnh từ những hệ thống đơn giản vμ có những bộ phận tăng cường

+ Hệ thống vòm: Vòm cứng vμ thanh treo mềm thẳng đứng hoặc xiên - có lực xô ngang (Hình 1-11.d) hay không có lực xô ngang (Hình 1-11.a, b, c)

+ Hệ thống dầm mμ ở đó chúng được tăng cường thanh xiên cứng (Hình 1-11.e) hay lμ mÒm –cÇu treo d©y v¨ng (H×nh 1-11 g, h)

+ Đặc điểm: Dầm vừa chịu uốn vμ nén

+ Ưu: Có thể điều chỉnh trạng thái US, biến dạng trong quá trình lắp ráp & có thể ngay trong cả giai đoạn khai thác

+ Có độ cứng lớn hơn (So với cầu treo Parabol) vì không biến dạng hình học của d©y

+ Thi công không cần giμn giáo

+ Phạm vi áp dụng: V−ợt nhịp 200 – 300m (hoặc lớn hơn) f)

Hình 1-10 Sơ đồ hệ thống cầu liên hợp nhóm 1

Hình 1-11 Sơ đồ kết cấu nhịp của hệ thống liên hợp nhóm 2

Hệ thống cầu dμn BTCT

Ưu: Giảm trọng l−ợng bản thân & vμ giảm khối l−ợng vật liệu

Nh−ợc: thanh chịu kéo ặ nứt ặ bất lợi Thi công khó khăn, không cơ giới hoá đ−ợc

Dạng gãy khúc hoặc cong: (1/7-1/8)L tại giữa nhịp

Hiện nay hầu nh− không lμm, chỉ còn tồn tại một số cầu đ−ợc xây dựng từ thời Pháp thuộc tại đồng bằng sông cửu long

Hình 1-12 Hệ thống cầu dμn có biên song song

8 Cọc BTCT kích th−ớc 30x30cm

Hình 1-13 Cầu Đầu Sấu Km 2074+861 QL ! – Cần Thơ - Kết cấu nhịp dμn mút thừa BTCT

Vật liệu dùng trong cầu Bê tông cốt thép

Bê tông

• Mác BT 21 >= 150, 200 – 600; Hiện nay người ta đã chế tạo được các bê tông có cường độ 20.000psi (≈1.400Kg/cm 2 ) vμ đang nghiên cứu loại bê tông đạt tới cường độ 26.000psi (≈1.800Kg/cm 2 ) 22

• Phải đảm bảo đúng mác bê tông, đáp ứng các điều kiện cường độ vμ trong những trường hợp cần thiết bảo đảm chịu nước ăn mòn, không thấm nước, dùng loại xi măng ít co ngót, đông cứng nhanh, tự đầm

• Bê tông chất l−ợng cao theo định nghĩa của Viện bê tông Mỹ (ACI) lμ: “loại bê tông mμ có hiệu suất đặc biệt vμ cùng đồng thời thoả mãn yêu cầu mμ không thể có đ−ợc bằng những thμnh phần thông th−ờng, những ph−ơng pháp trộn thông th−ờng vμ những cách thức bảo d−ỡng thông th−ờng” Những yêu cầu về bê tông chất l−ợng cao có thể bao gồm những yếu tố nổi bật sau: ắ Dễ đổ vμ hoá cứng không ảnh hưởng đến cường độ ắ Những tính chất cơ học dμi hạn ắ Sớm đạt cường độ cao ắ Độ bền cao ắ ổn định thể tích ắ Tuổi thọ cao trong môi tr−ờng lμm việc

2.1.2 Một số tính năng cơ lý của bê tông

• Mác BT lμ cường độ chịu nén của mẫu thử (15x15x15cm)

• Cường độ chịu nén dọc trục (lăng trụ) R np (R lt )

• Cường độ chịu nén khi uốn R u

• Cường độ chịu kéo R pn (R k )

• Cường độ chịu cắt khi uốn R ck theo QT 79 thì có 12 loại cường độ của bê tông – xem Phụ lục 2 trang 251

Các yếu tố ảnh hưởng đến cường độ của BT

1 Thời gian, môi trường: Cường độ tăng lên theo thời gian, 28 ngμy đầu thì tăng nhanh v sau chậm dần (kéo dμi đến 20 năm lúc đó cường độ tăng 2,5 - 3 lần); trong điều kiện thuận lợi (nhiệt độ dương, độ ẩm lớn) cường độ BT tăng trong nhiều năm; không thuận lợi (khô hanh hoặc nhiệt độ thấp) sự tăng cường độ BT trong thời gian sau nμy lμ không đáng kể

Công thức xác định cường độ bê tông theo Thời gian: R t R t 0,7R lgt

2 Độ chặt khít của bê tông cμng lớn thì cường độ của bê tông cμng cao Cường độ của bê tông phụ thuộc thμnh phần cấp phối, tỷ lệ n−ớc/xi măng, đầm nén vμ bảo d−ỡng bê tông

Bê tông lμ vật liệu đμn hồi – dẻo ặ có cả biến dạng đμn hồi (ε đh ) vμ biến dạng dẻo (ε d ), các biến dạng nμy phụ thuộc vμo tính chất vμ thời gian tác dụng của tải trọng (Hình 2-1)

Biến dạng cực hạn của bê tông (ε ch ) tại thời điểm mẫu bị phá hoại tương ứng với cường độ chịu nÐn lμ R ch

Khi gia tải đến một mức nμo đó (σ b , ε b ) rồi giảm tải, biến dạng của BT không phục hồi hoμn toμn, đ−ờng cong giảm tải không trở về gốc, ta có ε b = ε đh + ε d ;

Biến dạng cực hạn: khi chịu nén trung tâm, đạt tới trị số (0,8ữ3)10 -3 , thường lấy trung bình 2.10 -3 Trong vùng nén của cấu kiện chịu uốn đạt tới (2ữ4,5)10 -3 trung bình3,5.10 -3 trị số nμy tăng khi chiều cao vùng nén giảm 24 Khi chịu kéo chỉ bằng khoảng (1/20ữ1/10) so với chịu nÐn, trung b×nh 1,5.10 -4

Tính co ngót: Bê tông giảm thể tích khi đông cứng trong không khí Sự co đó do đá xi măng gây ra Khi đông cứng trong nước thể tích tăng lên, mức độ nở bằng 1/5-1/2 mức độ co ngót ặ ảnh hưởng đến kết cấu siêu tĩnh Biến dạng tỷ đối về co ngót có thể đạt trị số trung bình 2÷4×10 -4

Từ biến: Khi bê tông chịu tác động của tải trọng dμi hạn, biến dạng dẻo tăng lên tính chất đó gọi lμ từ biến; 3 - 6 tháng đầu tăng nhanh, 4-5 năm sau tăng nhỏ ặ không tăng nữa Tác hại: tăng độ võng của kết cấu nhịp, gây nên sự phân bố lại nội lực; ví dụ tăng ứng suất trong cốt thép, giảm ứng suất trong bê tông nhất lμ trong kết cấu siêu tĩnh

Biến dạng nhiệt: Đây lμ loại biến dạng thể tích do nhiệt độ thay đổi Giá trị trung bình của hệ số giãn nở vì nhiệt của bê tông vμo khoảng 1ì10 -5 /độ

Hình 2-1 Biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng của BT

2.1.2.3 Mô đuyn đμn hồi (nén) vμ mô đuyn cắt:

Mô đuyn đμn hồi của bê tông phụ thuộc vμo mác bê tông

Mô đun đμn hồi ban đầu vμ mô đun cắt ban đầu của bê tông

Mô đun đμn hồi ban đầu vμ mô đun cắt ban đầu của bê tông (kg/cm 2 ) với những số hiệu bê tông

Dạng chịu lực của bê tông

Cèt thÐp

Bê tông vμ cốt thép phải lμm việc đồng thời với nhau lμ nhờ lμ nhờ lực dính bám giữa chúng, để tăng lực dính bám người ta dùng cốt thép có gờ, lμm neo, uốn móc khi dùng cốt trơn

Phải lμm sạch rỉ cốt thép trước khi đổ bê tông

Cốt thép cần đủ cường độ, có tính dẻo cần thiết để dễ gia công vμ đảm bảo hμn được

Thi công đúng hình dạng, kích thước vμ lớp bảo vệ của của cốt thép trong bê tông

2.2.2 Một số tính năng cơ lý chủ yếu

Dựa vμo biểu đồ ứng suất biến dạng phân chia cốt thép thμnh loại dẻo vμ rắn: Loại dẻo có biểu đồ như đường 1, 2, 3, 4 trên Hình 2-2 Chúng hoặc một thềm chảy rõ rμng hoặc một vùng biến dạng dẻo khá rộng, có biến dạng cực hạn khá lớn (10 đến 20%) Loại cốt thép rắn có giới hạn chảy không rõ rμng vμ gần như bằng giới hạn bền, có biến dạng cực hạn tương đối bé (3- 4%), có biểu đồ như đường 5, 6 trên Hình 2-2 Đây thường lμ các sợi thép cường độ cao

Khi kéo thép trong giai đoạn đμn hồi rồi giảm tải thì biểu đồ sẽ trở về đường cũ, đến gốc Nếu kéo thép đến phần có biến dạng dẻo rồi giảm tải thì biểu đồ không trở về theo đường cũ mμ theo một đường song song với đoạn thẳng biểu diễn giai đoạn đμn hồi, khi ứng suất giảm đến hết điểm B trên Hình 2-2 b vẫn còn lại một biến dạng d− εd

Nếu lại kéo thép một lần nữa thì đ−ờng σ-ε sẽ lμ đ−ờng thẳng BA Người ta lợi dụng tính chất đó để gia công kéo nguội cốt thép nhằm tăng giới hạn đμn hồi của nó Tất nhiên thép đã qua gia công nguội sẽ có độ giãn dμi khi đứt nhỏ hơn nhỏ hơn thép ban đầu

Về ứng suất thường người ta qui định ba giới hạn sau:

+ Giới hạn bền σ b lấy bằng giá trị ứng suất lớn nhất thép chịu được trước khi bị kéo đứt

+ Giới hạn đμn hồi σ đh lấy bằng ứng suất ở cuối giai đoạn đμn hồi.

Hình 2-2 Biểu đồ quan hệ US biến dạng của thép (1,2 Thép cán nóng CT3 vμ CT5; 3 cốt thép CT5 kéo nguội; 4 Thép hợp kim gia công nhiệt; 5,6 Sợi thép cường độ cao kéo nguội)

Hình 2-3 Biểu đồ giới hạn đμn hồi vμ giới hạn chảy quy −ớc

+ Giới hạn chảy σ ch lấy bằng ứng suất ở đầu giai đoạn chảy. Đối với các loại thép không có giới hạn đμn hồi vμ giới hạn chảy rõ rμng người ta qui định các giới hạn qui −ớc Giới hạn đμn hồi qui −ớc lμ giá trị ứng suất σ đh ứng với biến dạng d− tỷ đối lμ 0,02% còn giới hạn chảy qui −ớc lμ giá trị ứng suất σ ch ứng với biến dạng d− tỷ đối lμ 0,2% Cường độ của cốt thép thường (cốt thép cường độ cao: R >6000Kg/cm 2 ), theo phân loại của quy tr×nh chóng ta cã 3 nhãm AI, AII, AIII

Cường độ tính toán của cốt thép không căng trước khi tính về cường độ

Loại cốt thép theo điều 5.8

Cường độ tính toán chịu kéo vμ chịu nén tính bằng kg/cm 2

Loại A-I Cán nóng, trơn, bằng thép số hiệu BMC T 3cn 1900

Loại A-II.Cán nóng có gờ bằng thép lò Máctanh số hiệu CT 5cn (đường kính đến

40mm) vμ (®−êng kÝnh tõ 45 -90mm)

Loại A-III.Cán nóng có gờ bằng thép số hiệu 25r 2Cvμ 5rC đường kính đến 40mm) vμ 18r 2C (®−êng kÝnh 6 – 8mm) 3000

Mô đun đμn hồi cốt thép theo quy trình 1979

Số TT Loại cốt thép Mô đun đμn hồi cốt thép (kg/cm 2 )

1 Cốt thép cán nóng bằng thép cấp A-I vμ A-II 2, 1.10 6

2 Cốt thép cán nóng bằng thép cấp A-III 2, 1.10 6

3 Cốt thép cán nóng bằng thép cấp A-IV 2, 1.10 6

4 Thép sợi cường độ cao, trơn vμ có gờ, bó thép sợi cường độ cao, cốt thép bện 7 sợi 1, 8.10 6

Th−ờng: Chế tạo bán thμnh phẩm: L−ới cốt thép, Khung cốt thép (chịu lực)

Cốt thép cường độ cao: Loại bó xoắn được chế tạo thμnh từng cuộn

Loại thanh cường độ cao được chế tạo dưới dạng thanh.

Cầu bản Bê tông cốt thép

Đặc điểm

Đặc điểm chính của cầu bản: Mặt cắt ngang (MCN) kết cấu nhịp có dạng tấm đặc hoặc rỗng Cầu bản dùng cho những cầu nhịp ngắn, có những −u, nh−ợc điểm sau: ¦u ®iÓm:

+ Cấu tạo đơn giản, thi công dễ, có thể đúc tại chỗ hoặc lắp ghép, bán lắp ghép

+ Bản lắp ghép có trọng l−ợng nhỏ ặ dễ lao lắp

+ Chiều cao kiến trúc nhỏ ặ tiết kiệm đất đắp đầu cầu, sử dụng tốt cho cầu cạn

+ Chiều dμi nhịp không lớn vì khi nhịp lớn trọng l−ợng kết cấu nặng, sử dụng vật liệu không hợp lý do đó không kinh tế

Phân loại: Theo biện pháp thi công: đổ tại chỗ, lắp ghép, bán lắp ghép Theo tính chất chịu lực: BTCT, BTCTUST Theo mặt cắt ngang: Bản đặc, bản rỗng Theo tính chất lμm việc: v−ợt suối, cầu cạn Theo sơ đồ kết cấu: Đơn giản, mút thừa, liên tục.

Các sơ đồ cầu bản

Dạng cầu đơn giản có mố nặng (Hình 3-1 a):

Loại mố rời, hiện nay ít đ−ợc sử dụng do khối l−ợng vật liệu lμm mố lớnặ không kinh tế Cầu bản BTCT chiều dμi nhịp L=2-6m (8m) Chiều cao h=(1/12-1/18)l; 25

Cầu bản mố nhẹ kiểu Slavinxki (Hình 3-1 b): Đặc điểm:

+ Phía d−ới có các thanh chống cách nhau 4-5m

+ Mố lμm việc với kết cấu nhịp tạo thμnh hệ khung bốn khớp

+ Mố th−ờng lμm bằng tấm hay t−ờng BTCT chiều dμy bằng 1/6-1/7,5 chiều cao, khi khi chịu áp lực ngang của đất mố lμm việc nh− lμ dầm kê trên 2 gối, phía trên lμ kết cấu nhịp (liên kết với mố bằng chốt thép) phía d−ới có các thanh chống Mố có thể lắp ghép, đổ bê tông tại chỗ hay xây đá

+ Nên đặt gối lệch tâm một đoạn (e) để gây ra mô men ng−ợc chiều với mô men do áp lực đất tác dụng lên mố

Trình tự thi công phải theo thứ tự:

+ Đắp đất đối xứng hai bên mố (để cân bằng áp lực ngang ở hai bên) đất phải đ−ợc đầm chặt

Kết cấu hợp lý, tiết kiệm vật liệu, hay dùng, có thiết kế định hình

Hình 3-1 Sơ đồ cầu bản (a đơn giản; b Cầu bản kiểu Slavinxki; c Mút thừa; d liên tục; e mặt cắt ngang lắp ghép, đổ tại chỗ)

• Cầu bản nhịp mút thừa vμ liên tục:

Kết cấu nhịp bản sử dụng cho sơ đồ nhịp liên tục vμ mút thừa Hình 3-1 c, d: L ≤10m Trong những trường hợp riêng khi kết cấu lμ liên tục chiều dμi nhịp có thể đạt tới 20m Chiều cao h=(1/12ữ1/18)l 26 ; Sơ đồ nhịp lμ dầm mút thừa thì nhịp giữa có thể lấy 8-10m, nhịp biên l k =(0,3ữ0,4)l; H=(1,3ữ1,4)h (Hình 3-1 c); Sơ đồ nhịp lμ dầm liên tục thì nhịp giữa có thể lấy 8-10m, nhịp biên l 1 =(0,7ữ0,9)l 2 (Hình 3-1 d);

Cấu tạo cầu bản đúc tại chỗ

Tiết diện th−ờng lμ hình chữ nhật, khi bề rộng lớn có thể lμm hình mui luyện hoặc bản dốc theo độ dốc ngang của mặt cầu Hình 3-1 e

Kết cấu nhịp bản của cầu cạn đổ tại chỗ, mặt cắt đặc, chiều cao không thay đổi đ−ợc kê trên suốt chiều rộng của xμ mũ, trụ t−ờng hoặc trên các cột trụ 27 (Hình 3-2):

Hình 3-2 Kết cấu nhịp cầu bản đổ tại chỗ chiều cao không thay đổi

+ Nhịp giản đơn BTCTUST Lữ15m, h=(1/15ữ1/20)l;

+ Nhịp liên tục BTCTUST Lữ25m, h=(1/20ữ1/30)l

+ Chiều rộng toμn bộ của kết cấu bản < 15ữ20m để tránh biến dạng lớn theo phương ngang do nhiệt độ

+ Theo ph−ơng ngang khoảng cách giữa các cột b=(8ữ12)h; công xon của bản c=(4ữ8)h; Đồng thời tuân theo tỷ số: b/l=(1/2ữ1/4)

Kết cấu nhịp bản của cầu cạn đ−ợc kê trên trụ t−ờng hay lμ trên các cột chống, theo ph−ơng ngang trong nhiều trường hợp MCN có thể thay đổi giật cấp (Hình 3-3 a), thay đổi đều (Hình 3-3 b, c), 28 Chiều cao tại phần kê h/l=(1/14ữ1/25)

Hình 3-3 Kết cấu cầu bản có chiều cao thay đổi

Nếu chiều rộng toμn bộ của kết cấu nhịp bản nhỏ hơn chiều dμi nhịp ví dụ B/L 8ữ10 vμ diện tích toμn bộ của lỗ rỗng nhỏ hơn 1/2 diện tích toμn bộ của MCN

Khi chiều dμi nhịp L0ữ40m áp dụng chiều cao không thay đổi dọc theo chiều dμi nhịp lμ không hợp lý, trong trường hợp nμy lμm chiều cao thay đổi đều (Hình 3-4) Trụ trong trường hợp nμy th−ờng lμ cột đ−ợc ngμm với kết nhịp vμ móng Kết cấu nhịp nh− vậy có dạng hình nấm 29 , khi ngμm đường kính cột (3ữ4)m theo phương dọc cho phép giảm đáng kể chiều cao tại giữa nhịp đến h ≤(1/30ữ1/50)l; H=(2ữ5)h Những khe biến dạng không nên cách nhau lớn hơn 50÷60m việc bố trí cốt thép th−ờng trong kết cấu nhịp cầu bản chỉ kê trên các trụ dạng cột đ−ợc thể hiện trên Hình 3-5 30

Hình 3-4 Kết cấu nhịp bản chiều cao thay đổi theo cả hai phương

Hình 3-5 bố trí cốt thép th−ờng trong kết cấu nhịp cầu bản chỉ kê trên các trụ dạng cột Đối với các cầu cong, do tính chất lμm việc, nên cốt thép đ−ợc bố trí phức tạp hơn so với cầu thẳng Hình 3-6 thể hiện việc bố trí cốt thép th−ờng trong cầu bản cong đ−ợc kê lên các trụ cột (H- l−ới d−ới; B- l−ới trên) Đối với cầu chéo tuỳ vμo việc kê lên kết cấu gối vμ cấu tạo cụ thể có thể bố trí cốt thép nh− sau:

+ Khi bản đ−ợc kê liên tục tại hai đầu Hình 3-8.a

+ Khi kê lên các cột đ−ợc thể hiện trên Hình 3-8.b

+ Khi cầu thẳng nh−ng các cột trụ bố trí không vuông góc với tim tuyến Hình 3-8.c

Tại Việt nam, trong dự án 5 cầu giai đoạn

II-3 đã xây dựng cầu Cây Bứa (quốc lộ

1), với sơ đồ kết cấu nhịp liên tục

33,45+33+33,45 (m), tiết diện ngang lμ bản có lỗ chiều cao 1135mm, sử dụng cốt thép ứng suất tr−ớc

Hình 3-6 Bố trí cốt thép th−ờng cầu bản cong

Hình 3-7 Mặt cắt ngang cầu Cây Bứa Hình 3-8 Bố trí cốt thép trong cầu bản chéo (D l−ới d−ới; T l−ới trên)

Cấu tạo cầu bản lắp ghép vμ bán lắp ghép

Kết cấu nhịp cầu bản lắp ghép th−ờng đ−ợc chia thμnh những khối theo chiều dμi nhịp (phân khối theo chiều dọc), trong nhiều tr−ờng hợp cầu cạn nhịp lớn, khối lắp ghép còn đ−ợc phân khèi theo chiÒu ngang

Trong cầu cạn chiều cao của khối lắp ghép h=(1/18ữ1/25)l đối với nhịp giản đơn; h=(1/20 ữ 1/35)l đối với hệ thống liên tục hoặc khung

Chiều rộng của khối phụ thuộc vμo thiết bị cẩu lắp

Với chiều dμi nhịp L≤ 10ữ12m, có thể liên kết các khối bằng cốt thép th−ờng bao gồm những thanh riêng rẽ, tổ hợp hay lμ khung hμn L≤ 12ữ20m, liên kết bằng thép UST Khi sơ đồ lμ liên tục hoặc khung chiều dμi của nhịp có thể lớn hơn vμ lên tới 30ữ40m

Cốt thép cường độ cao (bó hoặc sợi - căng trước) được bố trí riêng biệt trong các khối lắp ghép, chúng được kéo thẳng để đơn giản trong việc chế tạo, cốt thép được bố trí cả ở biên dưới vμ biên trên, cốt thép biên trên cơ bản để đảm bảo chịu kéo trong giai đoạn căng vμ lắp ghép kết cấu siêu tĩnh 31 Để giảm trọng l−ợng của khối ặ tạo những lỗ hình tròn, ô van vμ dạng chữ I (Hình 3-9)

Các dạng tiết diện trên Hình 3-9 dùng cho các sơ đồ nhịp có chiều dμi khác nhau: Hình 3-9 a: L= 10 ÷12m, H×nh 3-9 b: L= 12÷18m H×nh 3-9 c d e: L ≤ 40m

Trong mặt cắt ngang của kết cấu nhịp các phân tố lắp ghép đ−ợc đặt liền kề hay cách nhau, khoảng cách của chúng phụ thuộc vμo sự lμm việc của kết cấu nhịp vμ ph−ơng pháp liên kết chóng víi nhau Đối với kết cấu nhịp có chiều dμi đến 8m có thể lắp đặt trên trụ mμ không cần liên kết theo phương ngang, đảm bảo sự lμm việc đồng thời của chúng thông qua lớp áo đường

Hình 3-9 Mặt cắt ngang của các khối trong kết cấu nhịp cầu bản lắp ghép

Hình 3-11 thể hiện khối lắp ghép vμ sơ đồ MCN của kết cấu nhịp bản có Lm Trọng l−ợng một khối T; h/l=1/19,2 Có 2 lỗ rỗng lμ hình tròn đ−ờng kính 40cm Cốt thép UST Φ=3mm

Hình 3-12 thể hiện khối lắp ghép vμ sơ đồ MCN của kết cấu nhịp bản có lỗ rỗng hình ô van đối với cầu đường ô tô vμ đường thμnh phố với các nhịp 6, 9, 12, 15, 18 chiều dμy của tấm

Hình 3-10 Ph−ơng pháp liên kết ngang các khối của kết cấu nhịp lắp ghép

(1 cấu kiện lắp ghép; 2.mối nối bằng BT đổ tại chỗ; 3.Cốt thép lò xo; 4.Mối nối bằng cốt thép chờ;

5 Bản BT; 6.Cốt thép UST theo phương ngang; 7 Neo; 8 Liên kết ngang đổ tại chỗ trên trụ; 9.Cốt thép vòng; 10.Cốt thép dọc

Hình 3-11 Mặt cắt ngang của cầu bản lắp ghép, cấu tạo khối lắp ghép t−ơng ứng lμ 0,3 0,45, 0,6, 0,75 t−ơng ứng h/l=(1/19-1/24) chiều rộng tấm 1m Đối với nhịp 6, 9m lỗ rỗng hình trụ tròn còn nhịp 12, 15, 18m lỗ rỗng hình ô van Để đảm bảo sự lμm việc đồng thời của các khối riêng rẽ có thể dùng cấu tạo khớp bằng bê tông có lò xo thép (Hình 3-10.b) hoặc liên kết bằng bản thép hμn

Liên kết khớp bê tông: Khớp có hình tròn, hình thang hay hình quạt, khe nối dùng bê tông cốt liệu nhỏ (B20-B25), liên kết nμy truyền lực cắt tốt vμ dễ thi công

Liên kết bằng thép hμn: Dùng liên kết khớp bằng BT phải đổ BT tại chỗ vμ chờ cho đến khi đạt cường độ mới khai thác được Để khắc phục có thể dùng liên kết bằng bản thép hμn bố trí cách nhau theo chiều dọc khoảng 80-150cm, ở giữa nhịp bố trí mau ở gối bố trí th−a hơn

Theo phương dọc các khối đúc sẵn sau khi đặt lên lên gối cầu tại vị trí lμm việc được nối với nhau bằng mối nối −ớt (Hình 3-13.a), tr−ờng hợp hợp nμy toμn bộ xμ mũ của trụ nằm bên dưới, giải pháp nμy thi công đơn giản nhưng không thẩm mỹ đặc biệt lμ cho các cầu thμnh phố Để giảm chiều cao xμ mũ nằm bên d−ới cầu có thể đ−a một phần xμ mũ vμo trong khoảng giữa hai đầu kết cấu nhịp, sử dụng bản liên tục nhiệt hoặc khe co dãn để nối hai đầu của chúng (Hình 3-13.e), khi xμ mũ cần có chiều cao lớn hơn nên đặt cao độ đỉnh của xμ mũ bằng cao độ đỉnh của kết cấu nhịp vμ đỉnh của xμ mũ lμ một phần của đường xe chạy (Hình 3-13.d)

Trong trường hợp không muốn để lộ xμ mũ, có thể đưa toμn bộ chiều cao của xμ mũ trụ nằm trong chiều cao của dầm, các khối lắp ghép đ−ợc nối vμo hai phía của xμ mũ (Hình 3-13.b), hoặc sử dụng mối nối −ớt để liên kết trụ vμ kết cấu nhịp (Hình 3-13.c) tạo thμnh kết cấu khung dầm liên tục

Sử dụng cáp ứng suất trước trên toμn bộ chiều dμi kết cấu nhịp để nối các khối lắp ghép thể hiện trên Hình 3-13.f, g, tr−ờng hợp thứ nhất các kết cấu nhịp đ−ợc nối tại vị trí trụ (Hình 3-13.f), tr−ờng hợp thứ hai mối nối bố trí trong nhịp (Hình 3-13 g) Ưu điểm của giải pháp nμy lμ cáp ứng suất tr−ớc đ−ợc bố trên toμn bộ kết cấu nhịp, nh−ng một trong những nh−ợc điểm lμ thi công khó khăn, có thể chọn ph−ơng án sử dụng cáp ứng suất tr−ớc cục bộ tại vị trí mối nối trong nhịp (Hình 3-13 h) hoặc sử dụng ph−ơng án nh− trên Hình 3-13 i, trong

Hình 3-12 Mặt cắt ngang của cầu bản lắp ghép vμ khối lắp ghép có lỗ hình ô van ph−ơng án nμy tr−ớc tiên tiến hμnh thi công khung T vμ căng cốt thép ứng suất tr−ớc chịu mô men âm, sau đó đặt phần kết cấu nhịp bê tông ứng suất trước đúc sẵn vμo khấc kê trên đầu hẫng của cánh T vμ cuối cùng lμ thi công mối nối −ớt liên kết giữa hai phần đúc sẵn

3.4.2 Cầu bản bán lắp ghép

Kết cấu bán lắp ghép lμ kết cấu mμ tiết diện của nó có một phần đ−ợc đúc sẵn vμ một phần được đổ tại chỗ, đối với cầu bản các khối lắp ghép thường bố trí ở phía dưới tiết diện thể hiện trên Hình 3-14 32

Hình 3-13 Sơ đồ bố trí kết cấu nhịp siêu tĩnh: sơ đồ khung vμ liên tục (1 phân tố lắp ghép; 2 bê tông đổ tại chỗ; 3 Xμ mũ trụ; 4 mối nối (hoặc bản liên tục nhiệt); 5 cốt thép ứng suất trước trên toμn bộ chiều dμi nhịp; 6 Cốt thép ứng suất tr−ớc tại mối nối

Hình 3-14 MCN của phân tố đúc sẵn trong kết cấu nhịp bán lắp ghép

(1 cốt thép ứng suất tr−ớc; 2 cốt thép th−ờng; 3 thép chờ uốn vòng; 4 cốt thép chờ)

Cầu đ−ờng sắt

Mặt cắt ngang cầu bản đ−ờng sắt bằng BTCT th−ờng lắp ghép có thể giống dạng mặt cắt bản đúc tại chỗ, cũng có thể gồm hai khối đối xứng đ−ợc ghép với nhau qua khe nối dọc (Hình 3-16)

Mỗi khối th−ờng có công xon tạo thμnh máng ba lát Phần bên d−ới thu hẹp lại, nh−ng bản thân nó đủ khả năng ổn định chống lật vμ khả năng chịu xoắn do tải trọng thẳng đứng đặt lệch tâm, đủ khả năng chống xô ngang vμ có thể không cần có liên kết cứng liền khối với bản kê bên cạnh (Hai khối chỉ cần liên kết cứng nếu bản nμy nằm trên ®−êng cong)

Chiều cao của kết cấu nhịp h/l=(1/10ữ1/13)

Khi v−ợt qua đ−ờng xe điện h/l=(1/13ữ1/15)

Hình 3-16 Cầu bản dùng cho đ−ờng sắt

Cầu dầm giản đơn BTCT thường vμ bê tông cốt thép ứng suất tr−íc 38 1 Khái niệm về cầu dầm BTCT

Kết cấu nhịp cầu dầm giản đơn toμn khối

+ ở nơi không có điều kiện lắp ghép

• Ưu: Lμm việc không gian tốt

Không cần thiết bị lao lắp

• Nh−ợc: Phải lμm giμn giáo, ván khuôn, thi công tại chỗ ảnh h−ởng thông thuyền, cản trở dòng chảy, thời gian thi công lâu (thi công phải theo trình tự móng, mố trụ) ặ kém kinh tÕ

Trong cầu đổ tại chỗ có các dạng:

+ Dầm chủ, dầm ngang vμ dầm dọc phụ

Chiều cao bản đường bộ hμnh lắp ghép ≥ 6cm, đổ tại chỗ: ≥ 8cm

Bản xe chạy: h b ≥ 10cm (nên chọn 15-20cm)

L 1 /L 2 ≥ 2: Bản kê 2 cạnh; điều kiện: h b > (1/25)L 2

L 1 /L 2 < 2: Bản kê 4 cạnh; điều kiện: h b > (1/30)L 2 Trong đó: L 1 , L 2 : kích thước mặt bằng theo hai phương của bản

Dầm chủ lμ bộ phận chịu lực chính, hai đầu dầm kê lên các gối cầu ở trên các trụ, mố Số l−ợng dầm chủ sẽ lμ ít nhất (để hạn chế khối l−ợng ván khuôn), số l−ợng tuỳ thuộc vμo khổ cầu

Khi mặt cắt ngang gồm 2 dầm chủ, khoảng cách giữa chúng bằng 0,55 - 0,6 chiều rộng toμn bộ cầu (khổ 7 hoặc khổ 8 khoảng cách lμ 5-6m)

Chiều rộng sườn dầm: b = (1/6 - 1/7)h đủ để bố trí cốt thép vμ chịu lực cắt

Dầm ngang có nhiệm vụ liên kết các dầm chủ theo ph−ơng ngang cầu, tăng c−ờng lμm việc cho bản mặt cầu, tăng độ cứng vμ lμm nhiệm vụ phân phối tải trọng giữa các dầm chủ Khoảng a) b)

Hình 4-1 Một số dạng MCN Kết cấu nhịp đổ tại chỗ 1 a-Dầm chủ, dầm ngang vμ dầm dọc; b- Dầm chủ, dầm ngang; c, d - Khi khổ cầu lớn 1- Dầm chủ; 2 Dầm dọc phụ; 3-Dầm ngang h b h b

Hình 4-2 mặt cắt ngang dầm chủ cách giữa các dầm ngang: 4-6m th−ờng có ít nhất một dầm ở giữa nhịp vμ hai dầm ngang ở vị trÝ gèi cÇu

ChiÒu réng dÇm ngang: b ng = 15÷20cm

+ Nhận xét : Khi có dầm ngang ặ thi công phức tạp

4.2.4 Dầm dọc phụ Để đảm bảo chiều dμy kinh tế của bản mặt cầu khi chịu uốn theo một phương thì chiều dμi nhịp của bản trong khoảng 2-3m Do đó khi khoảng cách giữa các dầm chủ lớn nên đặt các dầm dọc phụ

Kết cấu nhịp cầu BTCT đổ tại chỗ nhịp 12, 16, 20m tương ứng bê tông lμ 39,9, 58,9, 77,5m 3 Thép 160Kg/m 3 bê tông.

Kết cấu nhịp cầu dầm giản đơn lắp ghép

Kết cấu nhịp được chia thμnh các khối, các khối nμy được đúc trước trong nhμ máy hoặc trên bãi đúc trên công trường Sau đó vận chuyển, lao lắp các cấu kiện vμ liên kết lại bằng các mối nèi

+ Có thể tập trung chế tạo ở nhμ máy, công x−ởng ặ áp dụng các biện pháp cơ giới hoá ặ chất l−ợng tốt, năng suất cao

+ Thi công nhanh, giảm khối l−ợng thi công trên công tr−ờng

+ Tiết kiệm đ−ợc vật liệu lμm ván khuôn

+ Phải có ph−ơng tiện vận chuyển vμ lao lắp

+ Nhiều mối nối cấu tạo thi công phức tạp, chịu lực bất lợi

+ Tính lμm việc không gian kém so với toμn khối

• Phạm vi sử dụng: đ−ợc sử dụng rất rộng rãi cho nhịp nhỏ, nhịp trung bình

Hình 4-3 Các sơ đồ MCN cầu BTCT lắp ghép

Hình 4-4 Mặt cắt ngang của cầu lắp ghép (a chỉ có mối nối tại bản mặt cầu; b - mối nối tại bản mặt cầu vμ dầm ngang đổ tại chỗ)

4.3.2 Phân loại (Các sơ đồ mặt cắt ngang)

Nhận xét dạng chữ Π (Hình 4-3 a,b,c): ¦u:

+ Có độ cứng chống xoắn tốt

+ ổn định khi lao lắp, vận chuyển

+ Chế tạo khó khăn vμ phức tạp (các góc, cạnh, cốt thép dμy)

+ Khi chiều dμi nhịp lớn ặ tốn vật liệu

Nhận xét dạng chữ T (Hình 4-3.d, e, h, i, k, g): Đ−ợc sử dụng rộng rãi nhất

Khi có dầm ngang: tăng cường độ cứng theo phương ngang, tạo nên sự lμm việc không gian của kết cấu nhịp tốt, độ cứng chống xoắn tốt, tăng cường chịu lực của bản mặt cầu

Nh−ợc: Thi công phức tạp, khó chuẩn hoá

4.3.3 Các ph−ơng pháp phân khối trong kết cấu nhịp lắp ghép

+ Phân khối theo chiều dọc

+ Phân khối theo chiều dọc vμ ngang

+ Các ph−ơng pháp phân khối khác

Phân khối theo chiều dọc

Kết cấu nhịp đ−ợc chia thμnh từng khối có chiều dμi bằng chiều dμi nhịp ¦u:

+ Dễ chuẩn hoá, mối nối bố trí vμo chỗ chịu lực nhỏ

+ Việc thi công mố nối đơn giản,đổ BT mối nối trên công trường ít

+ Trọng l−ợng khối lắp ghép lớn

+ Vận chuyển khó khăn hơn

Phân khối theo chiều dọc vμ ngang

Theo chiều dọc cầu, chia khối thμnh nhiều đoạn nhỏ ¦u:

+ Trọng l−ợng nhỏ, dễ vận chuyển

+ Mối nối đ−ợc bố trí vμo chỗ chịu lực lớn

+ Rất ít áp dụng cho dầm giản đơn, chỉ dùng với BTUST

Ví dụ cầu HoμngThạch mặt cắt ngang gồm 5 dầm (3 cho đ−ờng xe chạy vμ 2 cho băng tải) đ−ợc phân khối theo cả chiều dọc vμ ngang cầu, theo ph−ơng ngang dầm 42m: đ−ợc chia thμnh 8 đốt; bố trí theo sơ đồ: 3 + 6 x 6 + 3 (m); Dầm 24 m: đ−ợc chia thμnh 6 đốt; bố trí theo sơ đồ: 3 + 3 x 6 + 3 (m);

Các ph−ơng pháp phân khối khác:

Ngoμi còn phân khối bằng cách tách bản mặt cầu, s−ờn dầm, dầm ngang thμnh các khối riêng sau đó liên kết chúng lại với nhau bằng các mối nối

Mối nối hμn - mối nối khô (Hình 4-6): tại vị trí tiếp giáp dầm ngang giữa hai khối ở phần bản vμ góc dưới sườn dầm có đặt các bản thép từ lúc đổ bê tông, sau khi lắp đặt người ta dùng các bản thép hμn liên kết dầm ngang của hai khối lắp ghép lại với nhau Mối nối nμy chỉ thực hiện tại dầm ngang nên bản mặt cầu lμm việc theo sơ đồ mút thừa

H×nh 4-5 VÝ dô ph©n khèi theo chiÒu ngang cÇu

Hình 4-6 Cấu tạo mối nối hμn tại dầm ngang (1 cốt thép neo; 2 khe hở; 3 bản thép hμn nối; 4

Bản thép chờ phía trên; 5 Bản thép chờ phía d−ới; 6 Đ−ờng hμn )

Mối nối đổ bê tông tại bản - mối nối −ớt: khi chế tạo cánh dầm để cốt chờ sau khi lắp các dầm đặt thêm cốt dọc, ghép ván khuôn vμ đổ bê tông Chiều rộng mối nối bản không nhỏ hơn 20-

30cm (Hình 4-7) Để giảm trọng l−ợng dầm chiều rộng mối nối bản có thể lấy đến 60-80cm

Mối nối đổ bê tông nối bản vμ nối dầm ngang Ngoμi việc nối bản nh− trên, dầm ngang cũng đ−ợc đúc sẵn một phần vμ để cốt chờ sau đó hμn nối cốt thép vμ đổ bê tông (Hình 4-7 c, d)

Ngoμi ra liên kết các dầm chủ có thể thực hiện bằng các dầm ngang đ−ợc đổ bê tông tại chỗ, tại vị trí dầm ngang có cốt chờ để liên kết dầm chủ với dầm ngang được tốt hợp, các trường hợp nμy bản lμm việc theo sơ đồ bản kê hai cạnh hoặc bốn cạnh

4.3.5 Các kích th−ớc cơ bản

+ Nếu tiết diện không thay đổi h b ữ16cm; nếu thay đổi tại mép h b 8, tại sườn dầm h b 12

+ Chiều rộng sườn dầm (yêu cầu đủ bố trí cốt thép vμ chịu lực cắt): b 10ữ15ữ20cm

+ VÝ dô: Mét khung cèt thÐp: b=8÷12cm; hai khung b÷21cm; ba khung b"÷26cm

+ Khoảng cách giữa các dầm chủ: d=1,4ữ3m tiết diện T (Kinh nghiệm d=1,4ữ2,1m);

+ ChiÒu réng s−ên: b ng ÷16cm (20cm)

Một số kết cấu định hình Liên xô cũ

Hình 4-7 Cấu tạo mối nối −ớt tại bản mặt cầu vμ cấu tạo mối nối cốt thép chủ của dầm ngang (a dùng bản thép; b Nối trực tiếp)

Cèt thÐp 300Kg/m 3 BT cho H30

• Cấu tạo vμ bố trí cốt thép trong dầm chủ, dầm ngang (Hình 4-8, Hình 4-9, Hình 4-13):

Hình 4-8 Mặt cắt ngang, dọc vμ bố trí cốt thép th−ờng trong dầm chủ lắp ghép

Hình 4-9 Mặt cắt dọc, ngang vμ bố trí cốt thép trong cầu đổ tại chỗ

4.3.6 Cầu dầm giản đơn trên đường sắt

Phổ biến gồm 2 dầm chủ cách nhau 1,8m (Hình 4-10)

Kết cấu: Đổ tại chỗ hoặc lắp ghép

ChiÒu cao dÇm: h/l=1/10-1/12 Định hình của Liên xô cũ

Sè dÇm L(m) Ltt H(cm) V P/1dÇm (TÊn)

Kết cấu Bán lắp ghép

Kết cấu nμy gồm một phần lμ các khối lắp ghép vμ một phần đổ bê tông tại chỗ để liên kết các cấu kiện Dạng cầu bán lắp ghép có các dạng sau:

- Cấu kiện đúc sẵn lμ các dầm chữ T có cánh ngắn hoặc dầm chữ I, hay tiết diện chữ nhật, bản mặt cầu đổ tại chỗ (Bảng 4-12, Bảng 4-13, Hình 4-38, Hình 4-40) Có thể cánh trên của dầm tạo khấc đặt tấm đan bê tông cốt thép mỏng lμm ván khuôn đổ bê tông bản (Hình 4-11)

- Phần đúc sẵn có dạng chữ U (super T) Hình 4-41, Hình 4-42, Hình 4-43 Ưu điểm: + Trọng l−ợng nhẹ thuận lợi cho việc vận chuyển lao lắp

+ Không phải lμm các mối nối, tính toμn khối tốt hơn kết cấu lắp ghép Nh−ợc điểm: + Phần đổ bê tông tại chỗ nhiều thi công lâu hơn

bè trÝ cèt thÐp

4.5.1 Cốt thép bản mặt cầu Đ−ờng kính cốt chịu lực: Đối với bản mặt cầu 10mm; Đối với đ−ờng bộ hμnh 6mm

Số l−ợng cốt thép trên một mét rộng: 5-14 thanh, khoảng cách giữa chúng không đ−ợc lớn hơn hai lần chiều dμy của bản

H×nh 4-10 MCN dÇm BTCT trên đ−ờng sắt

Dầm đúc sẵn Dầm ngang đổ tại chỗ

Bản mặt cầu đổ tại chỗ

Hình 4-11 Mặt cắt ngang kết cấu nhịp bán lắp ghép (PCI)

Diện tích cốt phân bố của bản kiểu dầm, bản mút thừa 15-20% tiết diện cốt chịu lực, đ−ờng kính cốt phân bố 6mm, đ−ợc đặt tại tất cả các chỗ uốn của cốt chịu lực, trên đoạn thẳng bố trí không th−a quá 25cm

Khi bố trí cốt thép rời, nên uốn khoảng 30% các cốt thép từ d−ới lên tại hai hoặc ba chỗ cách sườn dầm 1/6 đến 1/4 nhịp Góc uốn thường lμ 45 0 , nhưng trong bản mỏng nên lấy 30 0

Khi bố trí bằng l−ới hμn thì không cần bố trí cốt xiên Khi nối theo ph−ơng không chịu lực, mép l−ới phải xếp chồng lên nhau một đoạn 100mm Đối với bản kê 4 cạnh, trong mỗi hướng chia lμm 3 phần, trong đó 2 phần ngoμi mỗi phần có chiều rộng lấy bằng 1/4 chiều dμi của cạnh ngắn Trong các phần biên, cốt thép lấy với số l−ợng bằng một nửa so với số l−ợng tính toán nh−ng khoảng cách không lớn hơn 20cm vμ hai lần chiều dμy của bản Nên bố trí cốt thép của ph−ơng chịu lực lớn nằm xa trục trung hoμ

Trong kết cấu nhịp lắp ghép không có dầm ngang, các mối nối đ−ợc bố trí tại giữa nhịp bản Để đảm bảo liên kết chắc chắn cũng nh− cho kết cấu nhịp lμm việc nh− một kết cấu không gian, nên bố trí hai loại cốt thép đối xứng (F t =F’ t ) Cốt thép lμ loại có gờ đ−ợc chế tạo thμnh l−ới hμn, mối nối hình vòng khuyết, chiều rộng từ 30-35cm (chiều dμi phần thừa ra của cốt thép không nhỏ hơn 15 lần đ−ờng kính cốt thép khi bẻ móc thẳng ở đầu – 5.120 QT 79)

Cốt thép chủ đ−ợc bố trí theo hai hình thức: kiểu khung hoặc kiểu rời Khoảng cách tiêu chuẩn của chúng đ−ợc thể hiện trên Hình 4-12

Chiều cao của chồng cốt thép khung hμn (H):

Nh÷ng dÇm cã chiÒu cao 1m th× H 0,2h

Nh÷ng dÇm cã chiÒu cao > 1m th× H 0,15h

Thanh đệm đ−ợc bố trí khi số thanh trong một chồng cốt thép khung hμn nhiều hơn 5, cách 3-

4 thanh (theo chiều cao) (QT 84 của Liên xô 3 hμng) bố trí một thanh đệm có đường kính đúng bằng đường kính cốt chủ vμ dμi ≥6d, Thanh đệm bố trí tại chỗ uốn nghiêng cốt chủ, chỗ khác cách nhau 3/4 chiều cao dầm (hoặc 1 m - Snhip 84) 36

Căn cứ vμo biểu đồ bao mô men để tìm đ−ợc điểm cắt lý thuyết của cốt chủ từ đó xác định đ−ợc điểm cắt thực tế dựa vμo chiều dμi neo cốt thép yêu cầu vμ thực tế bố trí cốt thép

Trong các khung hμn, thanh chịu kéo điểm cắt thực tế phải kéo dμi quá điểm cắt lý thuyết 20d đối với cốt trơn, 15d đối với cốt gờ, thanh chịu nén tương ứng lμ 15d vμ 10d;

Trong các khung cốt thép buộc, thường các thanh cốt thép đều uốn vμ cố định trong miền chịu nÐn

Hình 4-12 Khoảng cách tiêu chuẩn giữa các thanh cốt thép vμ chiều dμy lớp bê tông bảo vệ trong dầm BTCT th−êng; a.bè trÝ cèt thÐp khung; b bè trÝ cèt thÐp rêi; c 0 ≥2d vμ 5cm; c’ 0 ≥5cm; k≥d vμ 3cm; t≥1,5cm; 3cm≤m≤5cm

Trong các dầm có chiều cao nhỏ hơn 80cm, cốt xiên chôn vμo trong miền chịu nén cần phải có một đoạn thẳng song song với cốt dọc dμi 10d nếu lμ cốt vỏ trơn (đầu cốt thép sẽ uốn móc câu hoặc hình th−ớc thợ) vμ 15d nếu cốt có gờ (không cần uốn móc câu) Trong những dầm cao, có thể không cần lμm đoạn thẳng đó, nếu đoạn cốt xiên nằm trong miền chịu nén có chiều dμi 15d đối với cốt trơn có móc câu, hoặc 20d đối với cốt có gờ không móc câu

Trường hợp ngoại lệ cũng cho phép cắt đứt cả cốt thép thẳng chịu kéo hoặc ngμm cốt xiên trong miền chịu kéo Khi đó cốt thép phải kéo qua một đoạn ít nhất lμ 30d đối với cốt trơn vμ 20d đối với cốt có gờ, so với tiết diện tại đó theo tính toán không cần bố trí nữa.Trường hợp nμy cốt xiên vỏ trơn phải bố trí móc câu nửa vòng tròn vμ cốt có gờ bố trí th−ớc câu hình th−ớc thợ

Các cốt dọc có gờ chịu nén có thể không lμm móc câu, nếu chôn sâu trong bê tông quá điểm cắt lý thuyết một đoạn bằng 20d khi bố trí các móc câu thẳng góc thì chiều dμi của thanh vỏ trơn vμ có gờ lấy bằng 10d

Các thanh cốt thép thường uốn theo cung tròn, bán kính không nhỏ hơn 10d đối với cốt trơn vμ 12d đối với cốt có gờ

Không cho phép bố trí những thanh uốn ng−ợc tại các góc mở có α < 160 0 (tức lμ cốt thép chịu kéo không đ−ợc uốn để bố trí liên tục theo cạnh góc lõm > 200 0 ở trong kết cấu ) trong miền chịu kéo của kết cấu Tại các góc đó cần bố trí để các thanh cắt nhau Các thanh nμy xuất phát từ các phần kề 2 bên góc Chiều dμi ngμm ở đầu các thanh đó không đ−ợc nhỏ quá 20d

Ngoμi ra, góc mở trong phần chịu kéo của kết cấu cần có cốt thép ngang đủ đảm bảo chịu ít nhất 35% tổng hợp lực trong tất cả các cốt dọc chịu kéo 37

Bố trí cốt thép trong phần gối tựa: Các cốt thép dọc chịu kéo, bố trí ở 2 mặt bên của dầm vμ kéo dμi quá tiết diện gối, cần phải uốn lên 1 góc 90 0 vμ tiếp tục kéo dμi lên theo mặt đầu dầm Các thanh nằm ở giữa của phần nμy có ngμm trong bê tông mμ không cần phải uốn lên

Trong phần đầu dầm, cốt thép đ−ợc uốn với các góc 45 vμ 90 0 theo 1 cung tròn có bán kính không nhỏ quá 3d

Các thanh thẳng vỏ trơn đi qua tiết diện gối, nếu không uốn lên thì phải kéo dμi một đoạn ít nhất 10d vμ uốn móc câu nửa vòng tròn ở đầu

Các thanh thẳng chịu kéo, có gờ, nếu đi qua tiết diện gối cũng phải có một đoạn thẳng dμi ít nhất 10d, nh−ng không cần bố trí móc câu

Số thanh cốt thép chịu kéo ở phía d−ới phải kéo dμi tới đầu dầm ít nhất lμ 1/3 tổng số thanh chịu lực đặt tại giữa nhịp vμ không đ−ợc ít quá hai thanh

Khái niệm về kết cấu bê tông cốt thép ứng suất tr−ớc (BTCTUST)

• Nh−ợc điểm của cầu bê tông cốt thép th−ờng

• Bị nứt ặ gỉ cốt thép

+ Độ dãn dμi của bê tông khi chịu kéo: (0,1ữ0,15)mm/1m dμi

+ Trong khi đó US cốt thép lấy: 1900-2400 Kg/cm 2 ặ Sẽ nứt bê tông

+ Theo công thức tính nứt của BTCT: a n =(Ψ a σ a L n )/E a ặ σ a tăng ặ a n tăng

+ Do vậy thép chưa sử dụng hết cường độ thì bê tông đã bị nứt

• Nguyên lý lμm việc của BTCTUST: Tại những miền chịu kéo của cấu kiện do tải trọng sẽ gây ra, khi chế tạo ng−ời ta tạo ra một trạng thái ứng suất nén, ứng suất nμy sẽ lμm giảm hay triệt tiêu ứng suất kéo phát sinh trong quá trình sử dụng

• −u khuyết vμ phạm vi sử dụng:

+ Sử dụng được vật liệu có cường độ cao, tăng cường được khả năng chịu lực vμ độ cứng, tiết kiệm đ−ợc vật liệu, giảm đ−ợc kích th−ớc của kết cấu ặ v−ợt đ−ợc nhịp lớn hơn BTCT th−ờng (bê tông ứng suất tr−ớc dùng mác 300ữ600) 40

+ Cốt thép giảm đ−ợc từ 10 - 60% trung bình 30%

+ Khống chế đ−ợc nứt: Bảo vệ đ−ợc cốt thép, tăng tuổi thọ của công trình

+ Độ cứng của kết cấu tăng, độ võng nhỏ ặ v−ợt đ−ợc nhịp lớn

+ Chịu tác động của tải trọng trùng phục tốt hơn BTCT thường

+ Nh−ợc: Thi công phức tạp hơn, cần có thiết bị neo, căng kéo Đ−ợc sử dụng rộng rãi trong xây dựng cầu: Lữ42m (kết cấu nhịp giản đơn)

Các ph−ơng pháp tạo ứng suất tr−ớc trong bê tông

4.7.1 Phương pháp kéo cốt thép trước khi đổ bê tông (phương pháp căng tr−ớc - căng trên bệ )

+ Bố trí cốt thép ứng suất tr−ớc, neo vμ cốt thép th−ờng vμo bệ căng

+ Dùng kích để kéo căng cốt thép ứng suất trước đến trị số tính toán đổ bê tông dầm, bảo d−ỡng

+ Khi bê tông đạt cường độ, tiến hμnh nhả kích

+ Vận chuyển đến nơi sử dụng

+ Khi cốt thép bị kéo có độ dãn dμi, khi nhả kích thì cốt thép co lại, do lực dính bám với bê tông vμ do neo ngầm tạo ra ứng suất nén lâu dμi trong bê tông Cốt thép ứng suất tr−ớc có thể lμ cốt sợi dây đμn, các tao thép, các bó thép hoặc các thanh thép ứng suất tr−ớc

+ Lực dính kết giữa cốt thép vμ BT tốt ặ sự phân bố lực nén ép lên BT đều hơn

+ Có thể cùng kéo tất cả cốt thép ứng suất trước dẫn đến giảm bớt mất mát ứng suất + Thường lμm trong công xưởng, Nhμ máy; có 2 loại bệ: cố định vμ di động, do đó có thể sản xuất hμng loạt chất l−ợng tốt

+ ảnh h−ởng do từ biến vμ co ngót lớn

+ Phải xây dựng bệ căng

+ Trọng lượng của khối lớn ặ khó khăn trong việc vận chuyển đến công trường

• Kết cấu nhịp đ−ợc căng trên bệ sử dụng tao thép có thể dùng cho nhịp từ 12-30m 41

4.7.2 Phương pháp kéo cốt thép sau khi đổ bê tông (phương pháp căng sau - căng trên bê tông)

+ Chế tạo dầm bê tông, khi đổ bê tông dầm tạo trước trong dầm những lỗ, rãnh (thẳng, hoặc cong), tại những vị trí sẽ đặt cốt thép bằng cách:

− Đặt vμo bên trong dầm các ống thép tròn có hình dạng vμ kích th−ớc của rãnh cốt thép, khi bê tông đang đông cứng tiến hμnh xoay ống, khi bê tông đã đông cứng rót èng thÐp ra

− Dùng các ống cao su bơm căng hơi, hoặc cứng trong có lõi rỗng, khi bê tông đông cứng dùng tời kéo ra

− Đặt sẵn các ống thép có gân (ống gen) để lại luôn trong bê tông

+ Khi bê tông đủ cường độ luồn các bó thép vμo các rãnh rỗng trong dầm

+ Để truyền lực nén lên bê tông: Dùng kích thuỷ lực để kéo căng các bó thép (chân kích đặt trực tiếp lên dầu dầm) đến khi đạt yêu cầu tính toán ặ Tiến hμnh cố định các neo ngoμi, xả kích khi đó toμn bộ lực của cốt thép ứng suất trước sẽ truyền lên dầm thông qua các neo

+ Dùng bơm cao áp bơm vữa vμo các rãnh để liên kết giữa cốt thép vμ bê tông dầm, các neo ngoμi cũng đ−ợc bơm lấp vữa bê tông để chống gỉ

+ Không tốn vật liệu lμm bệ kéo, có thể lμm việc ở mọi nơi mọi chỗ không phải vận chuyÓn xa

+ Giảm bớt ứng suất do từ biến

+ Liên kết giữa thép vμ bê tông kém hơn so với ph−ơng pháp căng tr−ớc

+ Căng kéo có phần phức tạp hơn, chỉ kích một bó một hoặc hai bó một dẫn đến gây ra mất mát ứng suất trong cốt thép

• Đ−ợc sử dụng nhiều đặc biệt cho cầu nhịp lớn: liên tục, mút thừa vμ khung

Cấu tạo cốt thép ứng suất tr−ớc, neo vμ kích

4.8.1 Cốt thép cường độ cao

Sợi đơn Các sợi cốt thép cường độ cao tròn nhẵn hoặc có gờ đường kính 3-5mm, được phân bố đều trong kết cấu nhịp bản dự ứng lực Cốt thép được căng trước khi đổ bê tông Cách bố trí nh− vậy gọi lμ cốt dây đμn Truyền lực từ cốt thép vμo bê tông thông qua lực dính vμ neo

Bó sợi song song Tr−ớc đây th−ờng dùng các loại bó có 20-24 sợi cốt thép tròn Φ5mm, Xếp thμnh 1 lớp bao quanh một lõi mềm kiểu lò xo đ−ợc chế tạo từ những sợi thép đ−ờng kính Φ1,5-2,5mm (Hình 4-14) B−ớc của lò xo 3cm trên đoạn thẳng vμ 1cm trên đoạn cong Các sợi cốt thép đ−ợc buộc chặt, 1-2m buộc 1 đoạn dμi 10-20cm Riêng đoạn gần neo 1m, cách 20 cm thì buộc 1 chỗ Nhiệm vụ của lò xo lμ đảm bảo vị trí chính xác của các sợi trong bó, lỗ rỗng đảm bảo bơm vữa hoặc đổ BT lấp kín lòng ống chứa cốt thép UST khi số l−ợng cốt thép nhiÒu, cã thÓ bè trÝ hai, ba líp cèt thÐp (48Φ5 vμ 60Φ5) H×nh 4-15

Bó xoắn: Bó cốt thép được cấu tạo bởi các tao thép cường độ cao Mỗi tao gồm các sợi cốt thép đ−ợc xoắn lại với nhau, th−ờng một tao gồm 7 sợi hoặc nhiều hơn Loại bó 7 sợi đ−ợc dùng rộng rãi, mỗi tao gồm có một sợi lõi thẳng ở giữa, các sợi ngoμi giống nhau xếp thμnh 1 hay 2 lớp Đ−ờng kính sợi ngoμi bằng 1,5-5mm, riêng sợi lõi có đ−ờng kính lớn hơn 10% Bước xoắn tối ưu cho mỗi sợi ngoμi bằng 12-16 lần đường kính danh định của cả tao Tao 7

Hình 4-14 Cấu tạo bó thép có sợi song song

Hình 4-15 Tiết diện của một số bó thép sợi song song sợi có −u điểm lμ dính bám tốt với bê tông, dễ cuộn thμnh cuộn lớn ặ dễ vận chuyển vμ có chiều dμi lớn, đ−ợc chế tạo trong nhμ máy

Hiện nay những bó xoắn bẩy sợi bao gồm nhiều loại đường kính, đối với loại đường kính 0,5 in (bao gồm 12,7mm, 12,9mm thậm chí 12,4mm – Nhật Bản); Loại 0,6 in (bao gồm 15,2mm vμ 15,7mm )

Những cầu nhịp nhỏ nh− cầu bản, dầm nhịp ngắn, loại căng tr−ớc th−ờng dùng các tao riêng rẽ hoặc các cụm gồm 2-3 tao Dầm nhịp lớn dùng các bó lớn mỗi bó gồm 7- hoặc nhiều tao Khi căng ngoμi các tao đ−ợc chống gỉ nhờ mạ kẽm hoặc đ−ợc bọc bên ngoμi bằng pôlyêtylen

Thanh cốt thép c − ờng độ cao : Các thanh cốt thép cường độ cao có thể trơn hoặc có gờ, Đường kính 0,625 đến 1,375 in (16mm - 36mm) Muốn kéo căng phải dùng các kích đặc biệt hoặc dùng phương pháp nhiệt điện Có thể dùng các thanh nμy lμm cốt đai UST hoặc cốt thép UST ngang cầu để nối các khối dầm lắp ghép lại với nhau

Khi lμm cốt đai UST, các thanh thường được đặt thẳng đứng hoặc nghiêng một góc 75 0 -80 0 Chúng đ−ợc đặt vμo trong ống gen, sau khi kết thúc căng kéo sẽ tiến hμnh bơm vữa (hoặc chúng đ−ợc phủ một lớp bi tum vμ quấn băng giấy ở ngoμi để không dính bám với BT rồi mới đặt vμo ván khuôn) Một đầu có thể lμm sẵn dạng mũ bu lông, đầu kia ren răng vμ bắt ê cu Có thể dùng loại kích riêng nhỏ đặc biệt để kéo căng

Tính chất của tao vμ thanh cốt thép cường độ cao (AASHTO 1998 –5.4.4.1-1)

Vật liệu Cấp thép Đ−ờng kính

Cường độ chịu kéo f pu (MPa)

Giới hạn chảy f py (MPa)

85% của f pu ngoại trừ 90% của f pu với tao cáp tự chùng thấp

Thép thanh Loại 1, thép trơn

Hình 4-16 bó xoắn 7 sợi vμ đầu neo

Hình 4-17 Cấu tạo thanh cường độ cao dùng lμm cốt đai của cầu Phù Đổng

Mô đun đμn hồi (nếu không có số liệu chính xác hơn thì lấy theo AASHTO 1998- 5.4.4.2: §èi víi tao thÐp: 197.000 MPa §èi víi thanh: 207.000 MPa

Cường độ tính toán chịu kéo của cốt thép căng trước khi tính về cường độ

Cường độ tính toán chịu kéo(kg/cm 2 ) Loại cốt thép §−êng kÝnh (mm)

Khi tạo ứng suất tr−ớc bảo quản, chuyên chở vμ lắp ghép(R H 1 )

Trong giai đoạn sử dông(R H 2 )

1 Sợi thép trơn cường độ cao

2 Sợi thép có gờ cường độ cao

4 Thép cán nóng có gờ cấp A- IV 12-18 6000 5100 4600

Mô đuyn đμn hồi của thép sợi cường độ cao, trơn vμ có gờ, bó thép sợi cường độ cao, cốt thép bện 7 sợi: 1, 8.10 6 kg/cm 2

Ví dụ về thép Cường độ cao dùng trong cầu Đuống mới - AASHTO (Loại Stress-Relieved strand)

Yield Strength- Giới hạn chảy f py :16.000Kg/cm 2 Tensile strength - Cường độ chịu kéo f pu -19.000 Kg/cm 2 Young’s modul (Mô đuyn đμn hồi): 1.950.000 Kg/cm 2 Initial prestressing (ứng suất ở thời điểm kích): 14.400 Kg/cm 2 (0,76f pu ) Just after prestressing (ứng suất ở thời điểm truyền lực): 13.280 Kg/cm 2 (≈0.7f pu )

At service load (sử dụng) 12.800 Kg/cm 2 (0.8*16.000) Trong đó: f py =0,85f pu

Giới thiệu một số loại thép của các hãng trên thế giới 42

Tính chất của tao cáp cường độ cao (VSL)

EN 138 or ASTM A416 EN 138 or ASTM A416 Kiểu tao cáp Đơn vị

BS5896 Super Grade 270 BS5896 Super Grade 270 Đường kính danh định mm 12.9 12.7 15.7 15.2

Diện tích danh định mm2 100 98.7 150 140

Cường độ chịu kéo Mpa 1860 1860 1770 1860

Lực kéo đứt nhỏ nhất KN 186 183.7 265 260.7

Mô đun đμn hồi Kg/cm 2 ≈ 1,95 10 6 Độ dãn dμi % max 2.5

Tính chất của bó cáp cường độ cao - ống gen (VSL)

Kiểu tao cáp 13mm (0.5") Kiểu tao cáp 15 mm (0.6") èng gen ID/OD Lùc kÐo nhá nhÊt (KN) èng gen ID/OD Lùc kÐo nhá nhÊt (KN)

Sè l−ợng tao Min (mm) Nominal

(mm) 12.9 12.7 Bó cáp Số l−ợng tao Min (mm) Nominal

Kiểu tao cáp 13mm (0.5") Kiểu tao cáp 15 mm (0.6") èng gen ID/OD Lùc kÐo nhá nhÊt (KN) èng gen ID/OD Lùc kÐo nhá nhÊt (KN)

Sè l−ợng tao Min (mm) Nominal

(mm) 12.9 12.7 Bó cáp Số l−ợng tao Min (mm) Nominal

14575 14339 Tính chất của bó cáp cường độ cao - ống gen dùng cho bản mặt cầu (VSL)

Tính chất tao cáp Kích th−ớc ống gen - mm (cao x rộng)

Lùc kÐo nhá nhÊt KN

KIểu tao cáp Bó cáp

ASTM A416 Grade 270 ống gen phẳng tiêu chuẩn ống gen phẳng cã sãng ống gen bằng chất dẻo PT-PLUS(TM)

Nhiệm vụ của neo lμ truyền lực từ đầu cốt thép ứng suất trước vμo bê tông để tạo ra ứng suất nén trong bê tông Th−ờng mỗi loại neo phù hợp với từng kiểu cốt thép đ−ợc dùng

Khi kéo trên bệ (căng trước khi đổ bê tông) người ta chia ra hai loại neo cốt thép:

+ Tự neo, đảm bảo lực dính giữa bê tông vμ cốt thép ứng suất trước mμ không cần lμm thêm neo

+ Neo bằng cách hμn thêm các đoạn thép, tấm thép, tạo mũ ở đầu thanh, cũng nh− kẹp một miếng thép – nếu đ−ợc phép hμn, còn nếu không thì phải tạo ren bắt bu lông (H×nh 4-18.a, b,c, d)

• Các loại neo ngầm đơn giản

+ Neo quả trám-bê tông (neo MIIT) (Hình 4-19): lμ một khối bê tông ở đầu của bó thép, gồm có đĩa thép (1), vμ sợi thép xoắn (2), lò xo (3), BT M500 (4), thép ứng suất trước (5) Loại nμy có nhược điểm lμ khó đảm bảo chất lượng của bê tông do có nhiều hốc ở trong neo 43

Hình 4-18 Neo thanh cốt thép cường độ cao

Hình 4-19 Neo quả trám – bê tông (neo MIIT)

+ Neo quả trám-thanh thép (neo MIIT) (Hình 4-20): đ−ợc sử dụng rộng rãi, những sợi thép đ−ợc phân bố xung quanh thanh thép trung tâm (4), thanh thép nμy đ−ợc hμn với tấm thép tròn (3) trên đó chia thμnh 4 rãnh để đảm bảo bê tông vμ thép dính kết tốt với nhau Tại đầu neo có các “trụ đuôi”(1) để cố định vị trí của các bó thép Loại neo nμy đảm bảo tin cậy trong thời gian khai thác vμ căng kéo

Bảng ghi các thông số của một số loại neo quả trám - thép 44

Tham số Số l−ợng sợi Φ5mm

Số l−ợng sợi của 1 bó 17-24 25-32 33-48 49-56

D 16 18 22 25 §−êng kÝnh thanh thÐp gi÷a Φc 14 16 20 25

A 56 60 80 120 Đ−ờng kính lỗ trên thanh giữa 5 5 5 7

Kích th−ớc của tấm trụ a 50 56 70 75

Kích th−ớc của tấm trụ b 10 15 15 15

Kích th−ớc của tấm trụ c 8 10 10 10

Hình 4-20 Cấu tạo neo quả trám (neo MIIT)

4.8.2.2 Neo cèc (Karovkin) Đ−ợc chế tạo cùng với các ống thép, khi bơm dung dịch n−ớc thừa ở lại trong ống do vậy khi mùa đông lμm cho nứt dọc trong BT Loại nμy chỉ nên áp dụng cho kết cấu có loại rãnh hở hoặc lμm thiết bị khi kéo trên bệ (Hình 4-21)

4.8.2.3 Neo hình côn (neo hình nón cụt) Đ−ợc dùng nh− những neo vĩnh cửu khi kéo trên bê tông vμ nh− neo tạm thời khi căng kéo những bó thép trên bệ Lõi neo đ−ợc ấn vμo bằng kích, trong nêm có lỗ để bơm vữa xi măng Giữa neo vμ bề mặt

BT có bản đệm bằng thép (Hình 4-22)

Neo của VSL, OVM vμ một số hãng khác

Hình 4-24 thể hiện cấu tạo của neo bó cáp bẩy tao kéo sau của hãng OVM, bao gồm loa dẫn h−ớng bằng gang đúc hoặc tôn cuốn, loa nμy đặt trong ván khuôn kết cấu từ trước lúc đổ bê tông, kết hợp với cốt thép xoắn có tác dụng phân phối lực từ cáp UST một cách đều hơn vμo bê tông ống nμy cho phép giữ đúng hướng của cáp UST trong ván khuôn vμ cho phép nối với đầu ống gen chứa cáp đó

Hình 4-23 Neo hình côn có ren răng

Hình 4-24 Bộ neo cáp UST của hãng OVM (1 Tao cáp xoắn bẩy sợi; 2 Nêm; 3 đầu Neo; 4 Tấm thép; 5 Cốt thép lò xo; 6 ống gen; )

Tại đầu miệng loa có đầu neo hình trụ tròn với các lỗ khoan thủng hình chóp cụt mμ trong đó sẽ luồn các tao xoắn 7 sợi Để giữ cố định vị trí các tao xoắn nμy tại mỗi lỗ khoan phải chèn vμo một nêm 2 mảnh (hoặc 3, 4 mảnh) sau khi đã kéo xong từng bó đó 46

Tuỳ theo loại cáp sử dụng 0,5”(in) hoặc 0,6” (in), có các loại neo t−ơng ứng: ví dụ OVM lμ các neo OVM13 dùng cho loại 0,5”; OVM15 dùng cho loại 0,6”; Do vậy khi thiết kế phải căn cứ vμo đường kính của tao cáp mμ quyết định dùng loại neo đồng bộ với nó;

D−ới đây giới thiệu một số loại neo cáp ứng suất tr−ớc của hãng VSL

Hình 4-25 Neo của hãng DYWIDAG

Hình 4-26 Cấu tạo của neo cáp ứng suất tr−ớc của OVM (1 Nêm; 2.Đầu Neo; 3 cốt thép xoắn;

4 ống gen; Tao cáp; 7 Tấm thép); Grouting port – Lỗ bơm vữa; Fixing hole – lỗ cố định

Kích th−ớc của neo cáp ứng suất tr−ớc VSL kiểu EC

Str and Ty pe 13 mm ( 0 5")

Hình 4-27 Neo cáp ứng suất tr−ớc - VSL kiểu EC

Kích th−ớc của neo cáp ứng suất tr−ớc VSL kiểu E

Hình 4-28 Neo bó cáp ứng suất tr−ớc - VSL kiểu E

Kích th−ớc của neo cáp ứng suất tr−ớc VSL kiểu S – dùng cho bản

S 6-5 315 105 266 82 100 338 400 Ghi chú: X – khoảng cách giữa các neo

Hình 4-29 Neo cáp ứng suất tr−ớc VSL kiểu S dùng cho bản Đầu neo cố định VSL kiểu H

Kích thước của đầu neo cô định VSL kiểu H

Strand type 13 mm (0.5") Strand type 15 mm (0.6")

Alter- native Type A B C D Tendon unit

Hình 4-30 Đầu neo cố định VSL kiểu H loại bó Đầu neo cố định VSL kiểu H vμ P dùng cho bản

Kích thước của đầu neo cố định VSL kiểu H vμ P – bản

Hình 4-31 Đầu neo cố định kiểu H – bản mặt cầu

Hình 4-32 Đầu neo cố định kiểu P – Bản mặt cầu

Kích th−ớc của bộ nối cáp K vμ V

Hình 4-33 Bộ nối cáp K vμ V của hãng VSL

Loại 1 tác dụng vμ loại 2 tác dụng (Hình 4-34 a,b,c)

Loại 1 tác dụng: Lực kéo đến 240T, sử dụng với neo hay neo-kẹp (hình a - một tác dụng) cũng nh− khi kÐo thanh cèt thÐp

Hình 4-34 Một số loại kích của Liên xô cũ

(1 xy lanh; 2 đầu kẹp; 3 đầu neo; 4 chân chống; 5 bó cáp; 6 thanh thép; 7 cút nối;

8 cờ lê; 9 Xy lanh; 10.Pít tông của xy lanh 9 vμ lμ xy lanh của của pít tông đóng nêm;

11 neo cáp; 12 cáp ứng suất tr−ớc; 13 chân chống

Các loại kích dạng VSL, OVM:

Các kích đều rỗng lòng để thép chui qua bên trong th©n kÝch (H×nh 4-35)

1 Vμnh khung phÝa sau; 2 Piston

3 Xilanh; 4 Vμnh khung phÝa tr−íc

5 Tấm cố định 47 (bản hạn vị);

7 Đầu neo công tác (bản neo công tác);

9 Vá neo (Loa dÉn h−íng)

Trình tự kích vμ lắp ráp:

+ Xếp bó cáp theo yêu cầu thiết kế

+ Xuyên bó hoặc xếp thμnh bó

+ Lắp đặt đầu neo công tác

+ Lắp đặt nêm neo công tác

+ Lắp tấm cố định (bản hạn vị)

+ Lắp neo công cụ (bản hạn vị sau, nêm công cô)

+ TiÕn hμnh c¨ng kÐo theo thiÕt kÕ

+ Bơm dầu vμo xi lanh đạt đến áp suất thiết kế

+ Đo đạc giá trị độ dãn dμi

+ Kiểm tra lực kéo (đồng hồ áp lực)

+ Mở van dầu cho đến khi áp suất trở về không

+ Piston trở về vị trí cũ

+ Nêm neo công tác tự động di chuyển vμ tự động neo chặt

+ Cắt thép UST (bằng c−a đĩa, không dùng ph−ơng pháp nhiệt)

+ Bơm vữa xi măng vμo rãnh

+ Đổ bê tông lấp neo

Hình 4-35 Sơ đồ kích căng cáp UST (OVM)

Hình 4-36 Trình tự căng cốt thép bằng kÝch

Các kích th−ớc yêu cầu khi căng cốt thép

KiÓu I III III III II III II II III II III II Tao cáp

H×nh 4-37 KÝch thuû lùc (VSL)

Cấu tạo cầu dầm giản đơn BTCTUST

Cầu dầm giản đơn BTUST do chống đ−ợc nứt nên đảm bảo tuổi thọ lâu dμi, phạm vi ứng dụng rộng rãi hơn, độ cứng tăng - độ võng nhỏ - v−ợt nhịp lớn hơn vμ khai thác tốt hơn BTCT thường Đối với kết cấu nhịp dầm giản đơn chủ yếu dùng kết cấu lắp ghép vμ bán lắp ghép Phạm vi sử dụng l ≤40m

Mặt cắt ngang cầu dầm BTUST nhịp giản đơn cũng gần tương tự cầu BTCT thường Loại có dầm chủ vμ dầm ngang mối nối tại dầm ngang (Hình 4-3 c, d, h), loại chỉ có dầm chủ mối nối tại bản mặt cầu (Hình 4-3.i) Tiết diện ngang dầm có nhiều loại: chữ nhật đặc hoặc có lỗ rỗng (Hình 3-9, Hình 3-11, Hình 3-12-cầu bản), chữ I, chữ T có bầu dầm, hình hộp (Hình 4-3 g,h,k,q)-(cầu dầm) Yêu cầu chung sao cho tiết kiệm vật liệu (kinh tế) Th−ờng chọn kích thước tối thiểu đủ để bố trí cốt thép ặ Sườn dầm mỏng, bầu dầm dẹt, đảm bảo các yêu cầu cấu tạo, thi công dễ dμng Loại tiết diện chữ T có bầu ở biên d−ới th−ờng dùng phổ biến nhÊt

Mặt cắt ngang của dầm đúc sẵn căng trước dùng cho nhịp ngắn của Nhật bản

Dạng mặt cắt ngang Chiều rộng (mm) Chiều cao (mm) Chiều dμi nhịp (m) Tỷ lệ BT đổ tại chỗ vμ đúc sẵn

Dầm hộp đặc căng tr−íc (*) 700 325-400 5-9 0,01

Dầm hộp rỗng c¨ng tr−íc (*) 700 425-800 10-21 0,01

DÇm hép c¨ng sau (*) 1000 – 1600 800 – 1600 24 – 40 0,14 DÇm I c¨ng sau (+) 650 – 1050 1550 – 2450 20 – 40 0,6 – 1,2 Ghi chú: (*) – Sử dụng với dầm không liên hợp

(+) – Sử dụng với dầm liên hợp

Mặt cắt ngang của dầm đúc sẵn căng trước dùng cho nhịp ngắn tại Mỹ

Dạng mặt cắt ngang Chiều rộng (mm) Chiều cao (mm) Chiều dμi nhịp (m) Tỷ lệ BT đổ tại chỗ vμ đúc sẵn Bản đặc 910 – 2440 250 – 460 Lên đến 9,1m 0,0 (*)

Dầm T có bầu 1220 – 2130 740 - 1040 18,3 hoặc hơn 0,0 (+)

T cã bÇu 1070 1370 - 1830 24,4 – 42,7 0,6 – 1,2 Dầm I 610 – 1520 710 – 2740 Lên đến 50,9 0,6 – 1,2

Ghi chú: (*) – Cầu không có bản bê tông phía trên hoặc dầm ngang

(+) – Trong một số trường hợp có bản bê tông đổ trên vμ dầm ngang đổ tại chỗ

Mối nối các khối lắp ghép tương tự như cầu BTCT thường Ngoμi ra để liên kết các dầm chủ lại với nhau có thể sử dụng các bó cốt thép cường độ cao theo phương ngang, các bó nμy được bố trí tại dầm ngang, hoặc cả ở dầm ngang vμ bản mặt cầu (Hình 4-38, Hình 4-39)

Hình 4-38 Cấu tạo dầm bán lắp ghép tiết diện chữ T có cáp căng ngang dùng cho nhịp ngắn tại Nhật

Hình 4-39 Tiết diện chữ T lắp ghép dùng cho nhịp trung bình tại Nhật

Hình 4-40 MCN vμ đặc tr−ng hình học của tiêu chuẩn AASHTO-PCI

Mặt cắt ngang cầu bản vμ dầm đ−ờng ô tô của liên xô cũ

Mặt cắt ngang cầu bản vμ dầm đ−ờng sắt của liên xô cũ

Hiện nay áp dụng nhiều dạng mặt cắt ngang hình hộp 48 , dạng Super Tee 49 – lμ kết cấu bán lắp ghÐp

Hình 4-41 Mặt cắt ngang kết cấu nhịp Super T kết hợp căng tr−ớc vμ căng sau

Ván khuôn vĩnh cửu - 30mm

Gờ chắn + Lan can Barrier

70mm Lớp phủ + 4mm lớp phòng nuớc Bản bê tông - 150mm tại giữa nhịp

Hình 4-42 Mặt cắt ngang cầu sử dụng dầm SUPER T

Hình 4-43 Kích th−ớc chi tiết của dầm SUPER T với L@m

Mặt cắt ngang dầm Tại giữa nhịp

Hình 4-44 Bố trí chung cầu dầm giản đơn bán lắp ghép nhịp 33m, Bm h lg =1,65m; h=1,85m

TạI GIữA NHịP TạI TRụ

Mặt cắt ngang Bản Mặt cắt ngang dầm

Tại giữa nhịp Tại trụ

4.10.3 Kích th−ớc cơ bản

+ Bản: Giống như các yêu cầu đối với dầm BTCT thường

- Chiều cao h: (1/15 -1/20)l (có khi đến 1/24)

- Sườn dầm b: >12cm Dầm đổ tại chỗ

>5 cm DÇm cèt thÐp d©y ®μn Để thi công dễ dμng ặ th−ờng chọn chiều dμy s−ờn ≥20cm

- Thông th−ờng dầm chữ T b-18cm đầu dầm mở rộng trên chiều dμi bằng (1- 1,5)h víi chiÒu réng b 1 = b+ 2(8-20)cm

+ Khoảng cách giữa các dầm:

- Phụ thuộc vμo khổ cầu, loại cầu, chọn trên cơ sở so sánh tính toán điều kiện kinh tế giữa bản, dầm

- Nếu chọn d lớn (ít dầm) ặ tăng cốt thép bản, h dầm chủ th−ờng lớn ặ tiết kiệm

BT, dầm nặng ặ lao lắp khó khăn hơn, chiều cao kiến trúc lớn

- Nếu chọn d nhỏ: nhiều dầm, tốn BT, nói chung th−ờng kém về kinh tế

Hình 4-45 Mặt cắt ngang của kết cấu nhịp bán lắp ghép Bm; h lg = 1,8m, h=2m

- Theo kinh nghiệm với dầm chữ T lắp ghép d=1,6-2,5m

Ví dụ định hình Liên xô

ChiÒu dμi toμn bộ Ltt Khoảng cách tim trô h h/l b h b P 1 dÇm m cm m cm cm cm T

4.10.4 Bố trí cốt thép ứng suất tr−ớc

Trong dầm giản đơn cáp ứng suất trước theo phương dọc thường được bố trí theo sơ đồ sau: cáp bố trí thẳng nằm ở biên dưới (Hình 4-46 a) do đó dễ thi công hơn, nhưng gây ra mô men căng thớ trên tại khu vực gần gối cầu dẫn đến có thể gây nứt bê tông vμ trong nhiều trường hợp không đủ diện tích để bố trí neo Để giải quyết vấn đề nμy vμ tăng cường khả năng chịu cắt của dầm hiện nay trong kết cấu cầu dầm các bó thép UST đ−ợc kéo xiên lên từ tiết diện giữa nhịp (Hình 4-46 b), chỉ kéo xiên trên một đoạn a (Hình 4-46 c), uốn theo đ−ờng parabola (Hình 4-46 d), thậm chí neo tại biên trên của dầm Đối với cầu thμnh phố sử dụng công nghệ thi công đổ tại chỗ, cáp ứng suất trước có thể bố trí theo sơ đồ trên Hình 4-47

Hình 4-46 Bố trí cáp UST theo phương dọc cầu của dầm giản đơn

Việc bố trí cáp ứng suất tr−ớc trong các dạng kết cấu nhịp cầu lμ rất phong phú (tham khảo các phần tiếp theo), tuỳ vμo từng trường hợp cụ thể sẽ có những dạng khác nhau, sao cho đảm bảo nén tr−ớc kết cấu tại những miền sẽ chịu kéo, nh−ng không gây nứt tại những vùng khác

Các bó nên bố trí đối xứng qua mặt phẳng tim dầm, nếu vì điều kiện neo tại đầu dầm có thể cho phép bố trí không đối xứng nh−ng cần phải chú ý đến sự uốn ngang của dầm

Khoảng cách tối thiểu (tính từ mép đến mép) giữa các thμnh phần cốt UST xem Bảng 4-6 Cho phép đặt thμnh cụm các bó bện vμ bó thẳng trong rãnh hở

Khoảng cách tĩnh tối thiểu giữa các thμnh phần cốt thép căng tr−ớc 50

Khoảng cách tĩnh tối thiểu giữa các cấu kiện cốt thép tính bằng cm khi c¨ng

Loại cốt thép dưới đây có quy định khoảng cách tối thiểu gi÷a

Trên bệ Trên BT Các bó cốt thép theo ph−ơng: Nằm ngang

Các bó bện, nếu lμ cụm gồm các bó bện thì giữa các đầu bó bện trên chiều dμi ngμm

Sợi thép đơn chiếc có gờ 1

Các thanh cốt thép gờ đặt thμnh 3 hay nhiều lớp vμ trong phạm vi vùng truyền lực cho bê tông

Nh− trên nh−ng bố trí thanh thép thμnh một hoặc hai lớp 3 vμ d

Các rãnh kín đặt cốt thép 7 vμ d

Các bó cốt thép trong rãnh hở 3

Ghi chú: d lμ đ−ờng kính của cốt thép các loại vμ của rãnh kín

Hình 4-47 Sơ đồ bố trí cốt thép ứng suất trước theo phương dọc của kết cấu nhịp đổ tại chỗ trong cầu thμnh phố (1 2 cốt thép UST dọc cầu; 3 cốt thép UST liên kết trụ vμ dầm; 4 khe nối; 5 bộ nối cáp)

Rãnh kín vμ các ống gen phải có mặt cắt đảm bảo cho cốt thép xe dịch dễ dμng vμ vữa có thể phun vμo chất l−ợng cao Bảng 4-7 quy định chênh lệch khoảng tối thiểu giữa chúng

Chênh lệch tối thiểu giữa đường kính rãnh đặt cốt thép vμ cốt thép

Loại cốt thép Chênh lệch (mm) Chùm sợi bện một bó có lòng rỗng (phun vữa qua lỗ ở neo) chạy suốt chiều dμi cấu kiện 5

Cùng loại cốt thép trên nh−ng nối từng đoạn 15

Chùm sợi (nhiều bó bện), thép thanh

Trong rãnh có vách lμ BT dμi ≤ 40m dμi > 40m Trong rãnh có vách lμ thép

4.10.4.2 §èi víi dÇm c¨ng tr−íc

+ Trong các dầm BT cốt dây đμn:

- Ngoμi cốt thép chính bố trí ở d−ới, ng−ời ta còn dùng cốt thép UST F’ T bố trí ở trên để cải thiện điều kiện chịu lực ở đầu dầm (diện tích nμy thường chiếm 15- 22% của F T

+ Trong các dầm có cốt thép bó

- Theo ph−ơng dọc: một số bó đ−ợc uốn lên tạo thμnh dạng gãy khúc

- Loại nhịp nhỏ (L-18m): Số bó uốn xiên chiếm (1/5-1/4) tổng số bó, th−ờng uốn tại một vị trí cách đầu dầm (0,3-0,4)l

- Nhịp lớn hơn: Số bó uốn lên đến 1/3, thường uốn ở 2 vị trí cách đầu dầm 0,3l vμ 0,4l, thường uốn các bó đặt giữa trục của tiết diện để dễ đảm bảo vị trí chính xác của chúng trong quá trình chế tạo dầm, đồng thời cũng đảm bảo neo cố chắc chắn nhất Nh− vậy các bó cốt thép uốn xiên đều nằm trên một mặt phẳng thẳng đứng

- Tại đầu dầm đầu các bó uốn xiên bố trí thật cao, để tăng cường hiệu quả của độ uốn xiên Khoảng cách từ đầu các bó xiên trên cùng đến mặt trên của dầm lμ 15-20cm Khoảng cách giữa đầu các bó xiên theo chiều đứng bằng 20-25cm

- Neo ở đầu các bó đ−ợc bố trí so le nhau Khoảng cách tĩnh giữa các vách ngăn của neo quả trám vμ các bó bên cạnh không đ−ợc nhỏ quá 3cm Khoảng cách giữa các vách ngăn của neo lμ 6cm (Bảng 4-6)

4.10.4.3 Dầm nguyên khối có cốt thép căng sau

Th−ờng sử dụng các bó cốt thép uốn theo đ−ờng cong, khoảng 30-40% tổng số bó đ−ợc uốn lên trong các mặt phẳng đối xứng đối với trục của tiết dầm Đầu dầm đ−ợc mở rộng trên một đoạn có chiều dμi từ 1-1,5m Điểm bắt đầu uốn còn đ−ợc bố trí so le trong khoảng cách (0,15- 0,4)l tíi ®Çu dÇm

Tại đầu dầm đầu của bó cong thứ nhất cách trên mặt dầm khoảng 15-20cm Khoảng cách theo chiều cao giữa đầu các bó uốn xiên còn lại lμ 15-30cm Khoảng cách đó phải đủ bố trí thân neo Nếu các bó cốt thép đ−ợc kích cùng một lúc thì khoảng cách giữa các tim neo còn phải phù hợp với kích th−ớc của kích

VÝ dô: Víi neo h×nh nãn:

+ Số l−ợng sợi thép của bó lμ 12, 18, 24, 48 sơi Φ5, đ−ờng kính của thân neo t−ơng ứng lμ 80, 100, 120, 128

+ Với loại kích có năng lực 30, 60, 125T khoảng cách đó không đ−ợc nhỏ quá 220,

Bản liên tục nhiệt

Trong kết cấu nhịp cầu dầm giản đơn nhiều nhịp, dù khe co dãn đ−ợc chế tạo rất cẩn thận vμ đạt chất lượng tốt thì xe chạy vẫn không được êm thuận do đường đμn hồi không liên tục Bản liên tục nhiệt được đưa vμo nhằm mục đích tạo cho đường đμn hồi liên tục, nhưng kết cấu chính vẫn lμm việc theo sơ đồ dầm giản đơn ặ tính toán thiết kế, cấu tạo cốt thép đơn giản

Kết cấu nhịp liên tục nhiệt lμ kết cấu đ−ợc tạo ra bằng cách nối liên tục 53 kết cấu nhịp dầm hoặc bản giản đơn với nhau ở mức bản mặt cầu, sao cho dưới tác dụng của lực nằm ngang vμ nhiệt độ cầu lμm việc như hệ dầm liên tục, còn dưới tác dụng của tải trọng thẳng đứng thì lμm việc nh− dầm giản đơn Kết cấu liên tục nhiệt còn dùng nối dầm treo với phần hẫng của dầm mót thõa

Kết cấu của bản liên tục nhiệt phải đảm bảo tính liên tục của mặt cầu vμ tiếp nhận mọi nội lực sinh ra trong một liên kết cấu nhịp mμ không cản trở đến sự quay đầu dầm (liên lμ một nhóm dầm giản đơn nối với nhau)

Dùng kết cấu nhịp liên tục nhiệt hợp lý hơn cả lμ dùng với các dầm giản đơn có khẩu độ dưới 33m

Việc dùng kết cấu nhịp liên tục nhiệt đặc biệt có hiệu quả ở vùng động đất cũng nh− móng trụ đặt trong vùng đất lún

4.11.1 Cấu tạo sơ đồ kết cấu nhịp liên tục nhiệt

Kết cấu nhịp liên tục nhiệt có thể dùng cho các kết cấu dầm hoặc bản có chiều dμi nhịp bất kỳ vμ có nhiều hình thức cấu tạo trên mặt cắt dọc cũng nh− trên mặt bằng

Quy định chiều dμi vμ sơ đồ của liên xuất phát từ những điều kiện của sơ đồ cầu, đặc tính của kết cấu vμ điều kiện khí hậu của vùng xây dựng Cấu tạo liên một cách hợp lý lμ bằng cách để cho chuyển vị do nhiệt độ xảy ra ở cả 2 phía từ tâm liên, sao cho có thể sử dụng tối đa khả năng của kết cấu khe biến dạng

Kết cấu nhịp có sử dụng bản liên tục nhiệt có thể dùng toμn gối di động hoặc đặt các gối cố định trên một trong các trụ của nó, đ−ợc phép chỉ dùng gối di động khi trên chiều dμi của liên đều dùng gối cao su

Gối cố định một cách hợp lý lμ đặt ở giữa liên (Hình 4-56.a), khi khẩu độ khác thì đặt ở nhịp có khẩu độ lớn (Hình 4-56.b)

Khi chiều dμi liên đặt trên độ dốc dọc lớn, hợp lý hơn cả lμ đặt gối cố định ở phía dưới dốc (Hình 4-56.-d) để bản liên tục nhiệt chịu lực nén

Hình 4-55 Vị trí bản liên tục nhiệt

Trong vùng đất lún dưới một đầu của một nhịp cần thiết phải đặt gối cố định (mỗi nhịp 1 gối cố định 1 di động)

Kết cấu nhịp liên tục nhiệt dùng cho vùng động đất nếu thiết kế chỉ dùng gối di động (Hình 4-56.c)

Trong hệ dầm mút thừa nối dầm treo với dầm hẫng thì ở cả 2 đầu dầm treo (dầm treo) phải bố trí gối di động Khi có bản liên tục nhiệt phải lμm sao cho dưới tác dụng của nhiệt độ cầu vẫn giữ đ−ợc sơ đồ tĩnh định

Khi đặt kết cấu nhịp trên trụ mềm, trên mỗi trụ đều phải đặt gối cố định vμ gối di động (Hình

4-56.e) Việc sử dụng gối cao su không đòi hỏi biện pháp để trụ tham gia lμm việc theo chuyển vị dọc cầu

Gối di động có thể dùng loại gối con lăn, trục lăn, gối cao su Khi chuyển vị lớn có thể dùng gối liên hợp (gối bê tông, gối thép), khi chuyển vị nhỏ dùng gối tiếp tuyến Ưu việt hơn cả lμ dùng gối cao su Không cho phép gối dầu dầm lên lớp đệm các tông

Dùng gối tiếp tuyến lμm gối cố định thì phải xét đến gối chịu lực ngang phát sinh trong liên kết cấu nhịp

4.11.2.Kết cấu bản nối liên tục nhiệt

Tuỳ thuộc vμo kết cấu nhịp, việc nối thμnh kết cấu nhịp liên tục nhiệt có thể có những ph−ơng pháp khác nhau Đối với dầm cứng nối ở trên toμn bộ bản mặt cầu (Hình 4-57) hoặc trên phần bản nh−ng chỉ ở khu vực của mối nối −ớt dọc cầu Đối với dầm bản dùng bản nối, hoặc theo mối nối then dọc vμ một phần chiều dμy của bản

Nối theo bản mặt cầu hoặc một phần chiều dμy của bản đảm bảo điều kiện xe chạy tốt nhất vμ sự vững chắc của kết cấu, chúng đ−ợc coi lμ dạng cơ bản của mối nối trong kết cấu nhịp liên tục nhiệt i

Hình 4-56 Cấu tạo một liên của kết cấu nhịp (a, b – có gối cố định; c – dùng gối cao su; d – bố trí cầu trên đường có độ dốc dọc; e – cầu trên trụ mềm; Δ - Gối cố định; ο - Gối di động; - Gối cao su; U – Khe biến dạng; L chiều dμi liên; L2, L3 – Chiều dμi nhịp)

Trong mọi tr−ờng hợp ngoμi chỗ nối theo mối nối −ớt dọc, các bản nối của các kết cấu nhịp kề nhau (bản cánh phần xe chạy, lớp đệm vμ san bằng, lớp phủ bê tông xi măng) phải cách ly với kết cấu nằm phía d−ới Chiều dμi đoạn cách ly nμy đ−ợc xác định bằng tính toán Tốt nhất chiều dμi đó lớn hơn hoặc bằng khoảng cách giữa hai gối ở hai đầu kết cấu nhịp kề nhau Đối với kết cấu nhịp lắp ghép đ−ợc nối theo bản mặt cầu thì khi chế tạo dầm đầu bản cánh phải để cốt thép chờ nằm ngang chiều dμi phần bản cánh để chừa lại bằng a/2 +15d; a=L n - L d

(L d -khoảng cách 2 đầu dầm; d đ−ờng kính cốt thép), tại đây không bố trí thép thò từ dầm lên để liên kết với bản

Khi khoảng cách giữa 2 đầu dầm kề nhau tương đối lớn người ta dùng sơ đồ (Hình

4-57.e, g) Tốt nhất vẫn dùng dầm có phần bản cánh để chừa lại (nh− phần trên) Cho phép nối tựa lên xμ ngang đầu trụ thông qua bản đệm đμn hồi có chiều dμy không nhỏ hơn 0,5cm không kể trường hợp dầm đặt trên gối cao su

Việc nối một phần chiều dμy của bản thực hiện t−ơng tự nh− nối bản mặt cầu (bản cánh dầm)

Nối theo mối nối −ớt dọc áp dụng ở kết cấu nhịp có chiều rộng mối nối không nhỏ hơn

30cm (Hình 4-58), phần 1 (gạch chéo) lμ phạm vi bản nối −ớt, phần 2 phạm vi cốt thép tính toán Để lớp áo mặt cầu phủ liên tục qua khoảng hở giữa hai đầu dầm kề nhau phải đặt ván gỗ (hoặc các tấm xốp) bịt kín

Tr−ờng hợp nối kết cấu nhịp theo mối nối −ớt dọc mμ đầu trụ có xμ ngang mặt cắt chữ T thì phần bản mặt cầu nằm trên xμ ngang đ−ợc đổ bê tông đồng thời với mối nối −ớt dọc vμ toμn bộ mặt phẳng của bản tựa lên lớp đệm đμn hồi, để không lμm cản trở chuyển vị dọc Cách nối nμy áp dụng cho chiều dμi liên không lớn hơn

Kết cấu nhịp bán liên tục (semi-continue)

Thông th−ờng kết cấu nhịp đ−ợc chế tạo thμnh từng nhịp (phân khối theo chiều dọc) vμ đ−ợc lắp đặt vμo vị trí thiết kế Tiến hμnh nối các kết cấu nhịp theo phương dọc bằng cốt thép UST hoặc cốt thép thường Tại trụ kết cấu nhịp có thể đặt trên một gối hoặc vẫn đặt trên hai gối như trong dầm giản đơn Đặc điểm lμm việc: Trước khi mối nối đạt cường độ kết cấu nhịp lμm việc theo sơ đồ dầm giản đơn Sau khi mối nối dọc đạt cường độ kết cấu nhịp lμm việc theo sơ đồ dầm liên tục Tuỳ theo trình tự thi công mμ trọng l−ợng bản mặt cầu do kết cấu giản đơn chịu hay kết cấu liên tục chịu

Tr−ờng hợp nối liên tục sau (Hình 4-59) :

+ Dầm đúc sẵn chịu trọng l−ợng của bản thân dầm đúc sẵn, trọng l−ợng phần bản mặt cầu vμ dầm ngang

+ Khi bê tông bản mặt cầu vμ phần nối đạt cường độ tiến hμnh thi công lớp phủ, lan can các tải trọng nμy cũng nh− hoạt tải do dầm liên tục tiết diện liên hợp chịu

Tr−ờng hợp nối liên tục tr−ớc (Hình 4-60)

Giai đoạn 1: Lắp đặt kết cấu đúc sẵn vμo vị trí

Giai đoạn 2: Đổ bê tông bản vμ dầm ngang (trừ khu vực trụ)

Giai đoạn 3: Đổ bê tông bản vμ dầm ngang tại khu vực trụ

Giai đoạn 4: Hoμn thiện, đ−a công trình váo khai thác

Hình 4-59 Trình tự thi công kết cấu nhịp bán liên tục – ph−ơng án nối liên tục sau

+ Kết cấu nhịp giản đơn đúc sẵn chịu trọng l−ợng của bản thân nó, tiết diện lμm việc lμ tiết diện của dầm lắp ghép

+ Sau khi bê tông nối dầm đạt cường độ, kết cấu nhịp liên tục chịu trọng lượng phần bản mặt cầu vμ dầm ngang, tiết diện lμm việc lμ tiết diện của dầm lắp ghép

+ lớp phủ, lan can các tải trọng nμy cũng nh− hoạt tải do dầm liên tục tiết diện liên hợp chịu

Các dầm bán liên tục có thể lμ lắp ghép hoặc bán lắp ghép, trên hình Hình 4-61, Hình 4-62 thể hiện các ph−ơng án nối liên tục bằng cốt thép th−ờng hoăc thép ứng suất tr−ớc

Giai đoạn 1: Lắp đặt dầm đúc sẵn

Giai đoạn 3: Đổ bê tông bản mặt cầu khu vực trụ

Giai đoạn 4: Đổ bê tông bản mặt cầu phần còn lại

Giai đoạn 5: Hoμn thiện, hoμn thμnh

Hình 4-60 Thi công kết cấu nhịp cầu bán liên tục 8x33 (m) – ph−ơng án nối liên tục tr−ớc

Hình 4-61 Cấu tạo mối nối trên trụ của dầm bán lắp ghép ; a- bản liên tục nhiệt; b-f – mối nối liên tục dầm(1-phân tố lắp ghép; 2-BT đổ tại chỗ; 3- lớp đμn hồi; 4- cốt thép; 5-mối hμn; 6- mối hμn cốt thép bẻ cong; 7-dầm ngang đổ tại chỗ trên trụ; 8-Cốt thép UST; 9-dầm ngang bằng thép; 10- bê tông biên dưới của dầm ngang; 11- phần trụ)

Hình 4-62 Cấu tạo mối nối liên tục hoá của dầm lắp ghép (1 dầm lắp ghép; 2- bê tông đổ tại chỗ; 3- Mối hμn cốt thép; 4 – công xon bằng thép; 5-Xμ ngang ẩn; 6-thép UST; 7- neo cáp UST; 8-Đầu dầm bị nén bới cốt thép ngang; 9- Thép chữ U lắp ghép phục vụ thi công)

1/2 mặt bằng đ−ờng xe chạy

Hình 4-63 Mặt cắt dọc vμ mặt bằng của kết cấu nhịp cầu bán liên tục

TRANSVERSE PRESTRESS CABLE ARRANGEMENT AT GIRDER CONNECTION

DETAIL OF EXTERIOR GIRDER END AT CONNECTION

MATERIAL QUANTITY FOR ONE CONNECTION

Hình 4-64 Cáp UST ngang tại vị trí đầu dầm trên trụ

Thiết kế vμ tính toán cầu dầm Bê tông cốt thép

Khái niệm về tính nội lực

Kết cấu nhịp lμ một hệ không gian phức tạp tính toán chính xác nội lực các bộ phận của cầu lμ một việc khó khăn Phần lớn các phương pháp tính đều dựa trên các giả thiết của môn Sức bền vật liệu vμ môn cơ học kết cấu

Trên cơ sở mô hình bμi toán từ đó định ra phương pháp để phân tích sự lμm việc của kết cấu theo Hazarenko có thể phân các ph−ơng pháp tính thμnh 4 nhóm nh− sau:

Nhóm 1: Dựa trên việc tính toán lực tác dụng lên các dầm riêng biệt theo hệ số phân phối ngang; các phương pháp đại diện: đòn bẩy, nén lệch tâm, coi kết cấu ngang như dầm liên tục kê trên gối tựa đμn hồi

Nhóm 2: Dựa trên việc xem xét kết cấu nhịp nh− lμ một hệ thống các dầm giao nhau: dầm chủ theo chiều dμi vμ dầm ngang hoặc bản chắn ngang theo chiều ngang Tấm của phần đ−ờng xe chạy được đưa vμo thμnh phần của dầm 57 ; Các phương pháp đại diện: Homberg, Nazarenko

Nhóm 1 vμ 2 dựa trên lý thuyết tính toán hệ thanh (dầm) Những kết cầu có độ cứng hệ liên kết ngang nhỏ yếu so với độ cứng của dầm chủ, tỷ số giữa chiều rộng trên chiều dμi nhịp nhỏ thì phù hợp với nhóm nμy

Nhóm 3: Dựa trên việc thay thế kết cấu nhịp bằng tấm đẳng hướng hoặc dị hướng thường lμ trực hướng (độ cứng chống uốn, xoắn của dầm chủ dầm ngang được quy đổi thμnh độ cứng chung của tấm theo 2 ph−ơng) tiêu biểu lμ ph−ơng pháp V G Dotrenko (ph−ơng pháp tấm trực h−ớng – ph−ơng pháp sai phân hữu hạn), Guyon & Massonet (ph−ơng pháp tấm trực h−ớng), L V Xemenhet (tấm có s−ờn) phù hợp với nhóm nμy lμ cầu bản, cầu có số dầm chủ, dÇm ngang bè trÝ dμy

Nhóm 4: Mô hình hoá kết cấu gồm nhiều phần tử rời rạc, đ−ợc liên kết lại với nhau; Các ph−ơng pháp: ph−ơng pháp phần tử hữu hạn, ph−ơng pháp Ulisky (ph−ơng pháp lực, dải hữu hạn), phương pháp dải hữu hạn (Mỹ) đơn giản hơn Ulisky, Alecxandrov

Cũng với những ph−ơng pháp trên có tác giả phân thμnh 3 nhóm, ở đây nhóm 1 vμ 2 (theo Nazarenko) đ−ợc gộp thμnh 1 nhóm

Ngoμi ra có tác giả còn phân loại theo cách thức tính:

+ Ph−ơng pháp cổ điển

+ Ph−ơng pháp máy tính

Cách chọn các ph−ơng pháp tính:

+ Dựa vμo cấu tạo cụ thể của kết cấu

+ Điều kiện tính toán – khả năng thực tế của công cụ

Tính Nội lực trong bản mặt cầu

- Trọng l−ợng bản thân bản BTCT, th−ờng lấy γ = 2,5 T/m 3 n tt = 1,1

- Trọng l−ợng lớp phủ mặt đ−ờng, n tt = 1,5

+ Hoạt tải: Ô tô, xe đặt biệt

- Sự phân bố hoạt tải bánh xe: Theo ph−ơng dọc cầu: a 1 = a 2 +2H

- Trong đó: a 2 , b 2 : Chiều rộng tiếp xúc của bánh xe theo phương dọc vμ ngang cầu: Với H30 a 2 =0,2m; b 2 =0,6m; đối với HK80 a 2 =0,2m; b 2 =0,8m; X60 a 2 =5m; b 2 =0,7m

+ H: Chiều dμy lớp phủ mặt đ−ờng

+ a 1 , b 1 : Chiều rộng phân bố lên bản mặt cầu của tải trọng bánh xe theo ph−ơng dọc vμ ngang cÇu

5.2.2 Tính nội lực bản mút thừa:

5.2.2.1 Bản mút thừa trong kết cấu chỉ có mối nối tại dầm ngang

Nội lực do Tĩnh tải:

Hình 5-1– Sơ đồ tính bản mút thừa chỉ có mối nối tại dầm ngang

- g bt , g lp : Tải trọng bản thân bản mặt cầu, lớp phủ mặt đ−ờng

- g 1 : Tải trọng tính toán tác dụng lên công xon; g 1 = 1,5 g lp + 1,1g bt c 1 t

+ Nội lực tính toán b c : Chiều dμi của công xon (tính từ mép sườn dầm đến mép ngoμi công xon)

Nội lực do hoạt tải:

+ Lực tập trung do bánh xe sẽ phân bố qua lớp mặt đ−ờng xe chạy:

- Chiều rộng phân bố của áp lực bánh xe theo h−ớng dọc cầu: a 1 = a 2 + 2H

- Chiều dμi phân bố của áp lực bánh xe theo h−ớng ngang cầu:b 1 =b 2 + H

- Chiều rộng lμm việc của bản t−ơng ứng với một bánh xe a = a 1 + x 0

- x 0 Khoảng cách từ mép sườn dầm đến mép ngoμi của diện tích phân bố tải trọng + Cường độ tải trọng trên diện đặt tải (diện tích a 1 , b 1 )

+ P lμ tải trọng một trục xe: ví dụ trục sau xe H30 P tấn, xe XB 80 P tấn Nếu thiết kế với đoμn xe H13 thì trục sau xe nặng P,35 T, với đoμn xe H10 thì trục sau xe nặng P=9,5 T

Nội lực do tải trọng bánh xe gây ra trên 1m rộng của bản tại tiết diện gối: a x a )p 1 ( n Q a ; 2 x a )p 1

Trong đó: n h – Hệ số v−ợt tải; (1+μ) – Hệ số xung kích Đối với tải trọng H 30: n h =1,4; (1+μ)=1,3 (vì λ ≤5m); Đối với tải trọng HK80: n h =1,1; (1+μ)=1;

Khi chiều rộng lμm việc a >1,6m (đối với H30), lúc đó chiều rộng lμm việc của hai bánh xe trùng nhau do vậy trong tr−ờng hợp nμy chiều rộng lμm việc lấy bằng

5.2.2.2 Bản mút thừa của dầm toμn khối ắ Nội lực do Tĩnh tải:

+ Tải trọng: g bt , g lp , g btbh , g lpbh : Tải trọng bản thân bản mặt cầu, lớp phủ mặt đ−ờng, đ−ờng bộ hμnh, lớp phủ bé hμnh

G c 1 , G c 2 : Tải trọng tập trung tiêu chuẩn lan can, đá vỉa

G 1 = 1,5.G c 1 ; G 2 = 1,1.G c 2 : Tải trọng tập trung tính toán lan can, đá vỉa g 1 : Tải trọng tính toán tác dụng trong phần bản xe chạy; g 1 = 1,5 g lp + 1,1g bt g 2 : Tải trọng tính toán tác dụng trong phần bản bộ hμnh; g 2 = 1,5 g lpbh + 1,1g btbh

Q t = c + c + + (5-5) b’ c : Chiều rộng của công xon (tính từ mép sườn dầm đến tim đá vỉa) b’’ c : Chiều rộng (tính từ tim đá vỉa đến mép ngoμi công xon) ắ Nội lực do hoạt tải:

+ Lực tập trung do bánh xe sẽ phân bố qua lớp mặt đ−ờng xe chạy:

+ Chiều rộng lμm việc của bản a = a 1 + 2 x 0 (xem hình vẽ) theo h−ớng dọc cầu

Chiều dμi phân bố của áp lực bánh xe theo h−ớng ngang cầu b 1 =b 2 + 2H

+ Cường độ tải trọng trên diện đặt tải (diện tích a 1 , b 1 ); p o = P/(2a 1 b 1 ) a b b a x a 1 2

Hình 5-2 Sơ đồ tính bản mút thừa toμn khối

Nội lực do tải trọng bánh xe gây ra trên 1m rộng của bản a x a )p 1 ( n Q a ; 2 x a )p

5.2.3 Tính bản kê hai cạnh có nhịp lμm việc lμm việc thẳng góc với ph−ơng xe chạy

+ Bản đ−ợc coi nh− kê trên hai cạnh khi:

- Trên suốt chiều dμi bản chỉ kê trên 2 cạnh

- Nếu kê trên xung quanh thì tỷ số hai cạnh phải ≥ 2

+ Nội lực đ−ợc xác định trên 1 mét chiều rộng bản

+ Tĩnh tải tính toán 60 (g 1 ) trên 1 m 2

5.2.3.1 Xác định mô men uốn:

Trước hết xác định mô men tại giữa nhịp (M 0 ) khi coi bản lμ dầm giản đơn có nhịp tính toán lμ l b bằng khoảng cách giữa hai mép s−ờn dầm

Khi tính mô men do tải trọng H30 gây ra có thể đặt lực một bánh xe hoặc 2 bánh xe (của 2 xe) Trong trường hợp thứ 2 các diện đặt tải của 2 bánh xe gần sát nhau, giữa chúng vẫn còn một khoảng nhỏ nên ta coi lực hai bánh xe phân bố đều trên cả chiều dμi c+b 1

• Chiều rộng lμm việc của bản (tức lμ chiều rộng tham gia chịu lực tập trung) dựa vμo số liệu thí nghiệm:

1 l3 b a a= + ; nh−ng không nhỏ hơn

+ Trong đó: l b chiều dμi nhịp tĩnh của bản h b 2 b 1 l b 0 a b 1

Hình 5-3 Sơ đồ tính mô men bản kê hai cạnh lμm việc với nhịp vuông góc với chiều xe chạy

(a,c,d tr−ờng hợp một bánh xe; đ, e hai bánh xe)

• Khi nhịp bản dμi hoặc chiều dμy H lớn ặ diện chịu tải của 2 trục bánh xe cách nhau 1,6m có thể trùm lên nhau (a>1,6m) ta có chiều rộng lμm việc của bản a:

1 l b a a nh−ng không nhỏ hơn 0,8

• Hoạt tải phân bố trên 1m:

Do 1 bánh xe (với chiều dμi b 1 ): a b p P

Do 2 bánh xe (với chiều dμi c+b 1 ): ( b c ) a p P

Trong đó: P tải trọng của 1 trục bánh xe; c=1,1m;

• Mô men tại giữa nhịp giản đơn do tải trọng tính toán:

+ Nếu xếp đ−ợc hai bánh xe:

Mô men tính toán trong các tiết diện bản đ−ợc xác định bằng cách nhân mô men M 0 với các hệ số (K) quy định tuỳ thuộc sơ đồ tĩnh học của bản vμ hệ số n’ (tỷ số giữa độ cứng trụ của bản vμ độ cứng xoắn của dầm đỡ bản) 62

D - Độ cứng trụ của bản Kgcm (5-14) a cm

G = 0,435E, Kg/cm;ν = 0,15 - Hệ số Poisson của bê tông (5-16) δ δ δ

Hình 5-4 Sơ đồ kích thước quy ước tính Mô men quán tính chống xoắn của dầm

Bảng hệ số K- xác định mô men tại gối vμ giữa nhịp bản

Mô men tính toán so với M 0

Loại bản Tiết diện tính toán

Min Max Min Max Min Max Tại dầm giữa - 0,8 0,25 - 0,8 0,25 -0,8 0,25 Tại dầm biên -0,8 - -0,65 - - 0,5 - Bản Liên tục ở giữa nhịp bản -0,25 0,5 - 0,25 0,6 -0,25 0,7 Tại dầm -0,8 - -0,65 - -0,5

Tại giữa nhịp bản - 0,5 - 0,6 - -0,7 Chó thÝch:

1 Nếu bản kê trên các dầm có độ cứng khác nhau, khi xác định n’ phải đ−a vμo công thức trị số I x nμo cho trị số mô men tính toán bất lợi nhất

2 Nếu bản có mút thừa, cần xác định mô men tại ngμm mút thừa theo các phương pháp nói trong mục 5.2.2 So sánh trị số đó với mô men gối ở dầm biên vμ lấy trị số lớn hơn để tính toán

+ Khi đó tại điểm giữa của nhịp kề với cánh mút thừa ta có:

+ Mô men âm bằng 0,25M 0 nếu mô men gối tại ngμm mút thừa ≤ M 0 ; Tr−ờng hợp ngược lại, mô men âm phải xác định bằng phương pháp tính toán đặc biệt a vμ δ chiều dμi vμ chiều dμy của tiết diện hình chữ nhật mμ suy ra từ các thμnh phần của tiết diện; Nếu tiết diện có hình dạng khác với hình chữ nhật ta thay bằng hình chữ nhật có diện tích t−ơng đ−ơng

Khi tính gần đúng có thể dùng các trị số mô men tính toán nh− sau: Đối với tiết diện giữa nhịp:

= 0,7M 0 (nếu h b /h > 1/4 vμ tr−ờng hợp bản kê trên dầm thÐp)

Trong đó: h b – chiều cao bản; h – chiều cao dầm đỡ bản Đối với tiết diện ở gối:

Khi xác định mô men do tải trọng HK80 gây ra, ta cũng tính như khi xác định mô men do tải trọng ô tô trong trường hợp xếp 1 bánh xe (một trục bánh - vì chỉ có 1 xe) nh−ng với n h = 1,1; (1+μ) = 1,0; Chiều rộng lμm việc a ≤ 1,2m

Xác định lực cắt do tải trọng tính toán gây ra (kể cả hệ số v−ợt tải vμ hệ số xung kích) cho các tiết diện đầu vμ cuối vút (I-I vμ

II-II) Bản đ−ợc coi nh− một dầm giản đơn Để xác định lực cắt ta vẽ Đah

Tải trọng bánh xe P/2 cần đặt sao cho đầu của cạnh dμi b 1 do tải trọng truyền xuống trùng với tiết diện đang kiểm tra Tung độ Đah lấy với điểm giữa của b 1

Ngoμi ra còn xét chiều rộng lμm việc khác nhau đối với từng tải trọng riêng biệt (xem biểu đồ) a ; y 2

= (5-17) y x vμ a x cáctung độ ĐahQ vμ chiều rộng lμm việc tương ứng với lực Đối với lực cách gối một đoạn ≤ (a- a 0 )/2 > a x = a 0 + 2x

≥ (a- a 0 )/2 > a x = a (chiều rộng lμm việc của phần giữa) x- Khoảng cách từ tải trọng đến gối của bản x 0 Khoảng cách từ gối đến tiết diện đang tính Q; Đối với tải trọng ô tô: n h =1,4; (1+μ) =1,3; Đối với tải trọng HK80: n h =1,1; (1+μ) = 1,0;

5.2.3.3 Tính bản của dầm hộp 63 Đối với các cầu có tiết diện hình hộp nh− trên Hình 5-6 Do độ cứng chống xoắn của hộp lớn, nên việc xoay của bản tại vị trí tiếp giáp sườn với bản thông thường đủ nhỏ để có thể giả thiết lμ liên kết cứng tại vị trí đó Tính toán nội lực trong bản mặt cầu có thể tiến hμnh theo sơ đồ trên Hình 5-7:

1 a = a ( > l / 3 ) 0 b a + l / 3 ( > 2 l / 3 ) 1 b b Đ ồ t h ứ c c ủ a c h iề u rộ n g t ín h t o á n ®.a.h QII a, b, a ' x x a '' y' x y'' x ®.a.h QI

Hình 5-5 Sơ đồ tính lực cắt bản kê hai cạnh lμm việc với nhịp vuông góc với chiều xe chạy l 1 l 2 l 1

Hình 5-6 Tiết diện dầm hộp

Chiều rộng lμm việc của bản mặt cầu (a) có thể tính t−ơng tự nh− trên

5.2.3.4 Tính bản mặt cầu của tiết diện T kép

Nếu mặt cắt ngang của cầu lμ tiết diện hở (không có bản đáy) bao gồm hai dầm chủ chữ T việc mô hình hoá sơ đồ tính toán bản mặt cầu đ−ợc thể hiện trên Hình 5-8 Chiều rộng lμm việc a cũng đ−ợc xác định nh− trình bμy của phần trên

Khi chịu tải trọng phân bố đều, đối với phần cánh hẫng đ−ợc tính toán nh− một dầm ngμm có chiều dμi l 1 , còn đối với bản kê hai cạnh thì tính nh− dầm đ−ợc ngμm hai đầu Khi chịu tải trọng tập trung giá trị nội lực tính toán lμ giá trị trung bình của hai tr−ờng hợp b 1 vμ b 2 q l 1 l 2 l 1

Hình 5-7 Sơ đồ tính toán bản mặt cầu của tiết diện dầm hộp q l 1 l 2 l 1

Hình 5-8 Sơ đồ tính toán bản mặt cầu của tiết diện T kép

5.2.4 Tính bản kê hai cạnh nhịp lμm việc song song với ph−ơng xe chạy

Tr−ờng hợp nμy hay gặp ở tr−ờng hợp kết cấu bản mặt cầu chỉ kê lên dầm ngang Nhịp của loại nμy th−ờng khá lớn Bề dμi phân bố tải trọng theo chiều dọc của nhịp trong tr−ờng hợp nμy có giá trị tương đối nhỏ, nên có thể coi như những lập tập trung khi tính toán

Nội lực xác định trên 1m chiều rộng của bản (1 mét theo phương ngang cầu) Tĩnh tải tính toán: trọng l−ợng/m 2

Xác định nh− đối với dầm giản đơn, sau đó nhân với hệ số để kể đến tính chất liên tục của bản mặt cầu Đối với H30: chiều rộng lμm việc của bản ứng với một hμng bánh xe lμ: b = b 1 + l a /3; nh−ng không lớn quá 0,5(C 1 +C 2 ); l a d/ 4 d/ 4 x =l / 2- d/ 4 a d c 1 c 2 c 1 b 1 b 1 a 1 b''' b'' b' b 1 ,2 1 ,2 a 1 y ' y '' y ''' b (>l /3) 1 b=b +l /3 1

Hình 5-9 Sơ đồ tính bản kê hai cạnh có nhịp lμm việc song song với ph−ơng xe chạy

Y1 = Xa(la - Xa) la 3Xa - la Xa Y2 = la

Hình 5-10 Tung độ Đah khi xếp xe H30 trong tr−ờng hợp bản lμm việc song song với ph−ơng xe chạy

Theo nguyên lý Winkler, mô men lớn nhất trong dầm giản đơn do các tải trọng tập trung lμ:

Tính hệ số phân phối ngang

Mặt cắt ngang của cầu bao gồm các dầm chủ, dầm ngang (liên kết ngang) , khi tải trong đặt trên cầu tất các các dầm đều tham gia chịu tải vμ mỗi dầm sẽ tiếp nhận một phần của tải trọng đó, phần tải trọng mμ mỗi dầm chịu phụ thuộc vμo độ cứng vμ mức độ liên kết tương ứng giữa chúng Để đơn giản trong việc tính toán chúng ta chuyển từ bμi toán không gian về bμi toán phẳng thông qua hệ số phân phối ngang

Hệ số phân phối ngang lμ áp lực truyền lên phân tố đang xét khi đặt tải lên Đah áp lực của phân tố đó theo phương ngang cầu

Hệ số phân phối ngang thiết kế lμ giá trị cực trị của các HSPP ngang khi di chuyển xe theo ph−ơng ngang cầu

Hiện nay thông th−ờng trong công tác thiết kế thuật ngữ tính “hệ số phân phối ngang” lμ cách nói tắt của “hệ số phân phối ngang thiết kế” Để xác định được hệ số phân phối ngang cần tiến hμnh hai bước sau:

+ Thiết lập đ−ờng ảnh h−ởng áp lực lên các dầm theo ph−ơng ngang cầu theo các phương pháp: đòn bẩy, nén lệch tâm, vμ phương pháp coi dầm ngang lμ dầm liên tục kê trên gối đμn hồi

+ Xếp tải lên các đường ảnh hưởng áp lực đó

Giả thiết: Coi dầm ngang (liên kết ngang) lμ những dầm tĩnh định kê lên các dầm chủ

Nguyên lý: tải trọng truyền từ dầm ngang đến dầm chủ theo nguyên lý đòn bẩy, Đah áp lực lên dầm chủ lμ đ−ờng thẳng Điều kiện áp dụng: Khi có 2

(hoặc 3) dầm chính (hoặc dμn chÝnh) còng nh− khi kÕt cÊu ngang mảnh, yếu hoặc vị trí liên kết yếu, khi bản mặt cầu bị cắt đứt trên dầm chủ, dầm tiết diện hình hộp vμ khi xác định lực cắt ở gối

Nhận xét: Giả thiết nμy lμ gần đúng, phương pháp nμy mắc sai số lớn vì đa số các trường hợp dầm chủ vμ dầm ngang th−ờng liên kết cứng với nhau

5.3.2 Ph−ơng pháp Nén lệch tâm:

Giả thiết: Dầm ngang có độ cứng bằng vô cùng ặ tiết diện ngang của kết cấu nhịp chỉ có chuyển vị không có biến dạng

Nguyên lý: Tải trọng tác dụng xuống dầm chủ theo nguyên lý Nén lệch tâm, Đah áp lực lμ đ−ờng thẳng Điều kiện áp dụng:

• Dầm chủ liên kết với nhau bởi các dầm ngang, số dầm ngang không nhỏ hơn ba dầm trong 1 nhịp trong đó có 1 dầm ngang ở giữa nhịp vμ 2 dầm ngang ở hai đầu

B (B – bề rộng cầu; L chiều dμi nhịp)

B có thể dùng trong tr−ờng hợp thiết kế sơ bộ

Giả thiết các dầm có độ cứng giống nhau, bố trí đối xứng qua tim cầu

Khi lực P=1 đặt lệch tâm so với tim cầu, chúng ta chuyển P=1 về tại tim cầu ặ lực tác dụng lên cầu gồm P=1 vμ mô men M=P.e = e

+ Do P=1 đặt đúng tâm: Vì coi kết cấu ngang lμ tuyệt đối cứng (không bị biến dạng) do đó bất kỳ một tải trọng nμo đặt tại tim cầu hoặc đối xứng qua tim cầu sẽ phân bố đều xuống các dầm chÝnh

Hình 5-13 Đah áp lực theo phương pháp đòn bẩy

1 = Trong đó: n lμ số dầm chủ

Khi P=1 đứng tại dầm biên e=a 1 ta có:

P + + + n n Nhân cả hai vế với a 1 ta có: ®.a.h R e §ah R1

Hình 5-14 Đah áp lực theo ph−ơng pháp Nén lệch tâm

Vậy tung độ Đah áp lực lên dầm 1 tại vị trí dầm 1:

Tương tự ta có tung độ của Đah áp lực dầm 1 tại vị trí dầm 1’:

1 n a i a y n (5-31) Đối với dầm giữa thứ i ta có: ± ∑

Bằng cách chứng minh tương tự khi các dầm có độ cứng khác nhau (nhưng đối xứng qua tim cÇu) ta cã: Đối với dầm biên:

1 n i 2 n I i a i a I I y I (5-33) Đối với dầm giữa thứ i ta có:

Trong đó: n – Số l−ợng dầm chủ; n 1 – số l−ợng dầm chủ ở một phía của tim cầu (nếu số dầm chẵn n 1 =n/2, nếu số dầm lẻ n 1 =(n- 1)/2)

I i - Mô men quán tính của dầm chủ thứ i a i – khoảng cách từ dầm thứ i đến dầm đối xứng với nó qua tim cầu

+ Giả thiết nμy lμ gần đúng vì liên kết ngang có độ cứng hữu hạn

+ Theo ph−ơng pháp nén lệch tâm th−ờng chúng ta chỉ tính cho dầm biên

5.3.3 Ph−ơng pháp coi dầm ngang lμ dầm liên tục kê lên gối đμn hồi

Giả thiết: Dầm ngang lμ dầm liên tục kê trên gối đμn hồi lμ các dầm chủ

Nguyên lý: đ−ờng ảnh h−ởng áp lực lên dầm chủ lμ Đah phản lực gối tựa đμn hồi của dầm ngang

Cách tính: Tra bảng (Phụ lục 10 – trang 250)

Tung độ của Đah dầm liên tục không có mút thừa: R p nr (theo đường tim của dầm, tra theo bảng Phụ lục 10 – trang 250); n- gối cần vẽ Đah; r – gối đặt tải trọng; Tra bảng nμy tìm đ−ợc tung độ của Đah phản lực của gối thứ n do P=1 đặt tại gối r gây ra

Tung độ Đah tại đầu mút thừa n M

R - Phản lực của gối “n” do tải trọng P=1 đứng trên mút thừa gây ra n P

R 0 - Phản lực của gối “n” do tải trọng P=1 đứng trên gối biên gây ra n M

R 0 - Phản lực của gối “n” do mô men M=1 đứng trên dầm biên (gối “0”) gây ra Giá trị trong Phụ lục 12 trang 266 lμ dR n M 0 do đó ta phải chia giá trị tìm đ−ợc trong bảng cho d (khoảng cách giữa các dầm chủ) để có đ−ợc giá trị R n M 0 d k - Khoảng cách theo phương ngang cầu từ tim dầm biên đến đầu mút thừa

Các giá trị trong bảng phụ thuộc vμo số l−ợng nhịp vμ hệ số phụ thuộc vμo tỷ số độ cứng của các dầm chính vμ dầm ngang (α):

I’ - Độ cứng của liên kết ngang trên một mét dμi kết cấu nhịp; Nếu liên kết ngang lμ dầm ngang), I’=I n / a; Nếu kết cấu nhịp không có dầm ngang thì I’ lμ mô men quán tính của bản mặt cầu trên một mét rộng

I n – Mô men quán tính của dầm ngang a – Khoảng cách giữa các dầm ngang Δ p - độ võng của dầm chính (tức lμ của các gối đμn hồi) do tải trọng p=1, phân bố đều theo chiều dμi dầm chính, không kể đến sự phân bố đμn hồi của liên kết ngang p EI d pl 4

= 5 Δ (5-37) thay vμo công thức trên ta có:

Giá trị α trong bảng tra nằm trong khoảng 0,005 ữ 1,5

Ngoμi cách tra trực tiếp đường ảnh hưởng theo Phụ lục 10 trang 257 còn có thể xác định tung độ đường ảnh hưởng theo các công thức sau:

Phản lực tại gối n do tải trọng P=1 đứng trên gối r gây ra có thể tính theo công thức:

Phản lực của gối n do mô men M=1 đặt tại gối “0”

Hệ số D đ−ợc xác định theo công thức

Tung độ đường ảnh hưởng tại đầu mút thừa xác định theo công thức (5-35)

Ai, Bi, Ci lμ các hệ số phụ thuộc vμo số l−ợng nhịp vμ số tứ tự của gối trên đó có đặt tải trọng tra theo Phô lôc 11 trang 261

Khi hệ thống dầm ngang khoẻ vμ đặt mau hệ số α thay đổi trong khoảng 0 ữ 0,005, Đah áp lực gối gần nh− đ−ờng thẳng, vμ chúng ta có thể tính theo ph−ơng pháp nén lệch tâm

Phương pháp nμy cho kết quả chính xác hơn phương pháp đòn bẩy vμ nén lệch tâm, nhưng tính toán phức tạp hơn

− Dùng cho tr−ờng hợp các dầm biên có cấu tạo khác các dầm giữa vμ có mô men quán tính lớn hơn

− Nếu B/L > 0,5; hoặc nếu dầm ngang có độ mảnh lớn, cũng nh− kết cấu nhịp không có bản chắn ngang, các dầm chỉnh chỉ liên kết với nhau bằng bản mặt cầu

Cho kết cấu nhịp gồm 3 dầm chủ vμ hệ số α =0,01; đánh số thứ tự các dầm lμ “0”, “1” vμ “0’”

Xác định Đah của dầm “0”:

Tung độ của ĐahR 0 tra bảng 1 Phụ lục 10 ta có tung độ Đah tại vị trí dưới các dầm chủ

R p 00 = 0,835 – Tung độ ĐahR 0 tại vị trí dầm “0” do P=1 đứng trên dầm “0” gây ra

R p 01 = 0,331 – Tung độ ĐahR 0 tại vị trí dầm “1” do P=1 đứng trên dầm “1” gây ra

R p 02 = -0,165 – Tung độ ĐahR 0 tại vị trí dầm “2” do P=1 đứng trên dầm “2” gây ra

Xác định tung độ tại mút thừa

Biên trái: áp dụng công thức R p nk =R p n0 +d k R M n0 ta có R p 0tr =R p 00 +d k R M 00

R M 00 = 0,505 – Tra ở bảng 2 phụ lục 10 ặ R p 0tr =R p 00 +d k R M 00 = 0,835 + (d k /d).0,505

R M 02 = R M 20 = - 0,495 – Tra ở bảng 2 phụ lục 10 ặ R p 0ph = R p 00 + d k R M 00 = -0,165 + (d k /d).(-0,495)

5.3.4 Cách tính hệ số phân phối ngang

5.3.4.1 Đối với tải trọng tập trung:

Trong đó: η – Hệ số phân phối ngang của các tải trọng tập trung; y i – Tung độ Đah phản lực tương ứng với tải trọng thứ “i” n – Tổng số tải trọng tập trung theo ph−ơng ngang cầu

5.3.4.2 Tải trọng tập trung: bánh xe ô tô, xe đặc biệt Để tìm hệ số phân phối ngang thiết kế của đoμn xe ô tô hoặc xe đặc biệt, chúng ta phải di chuyển đoμn xe theo ph−ơng ngang cầu vμ giá trị max lμ giá trị cần tìm, vị trí gây ra giá trị max lμ vị trí bất lợi của hoạt tải theo phương ngang cầu (đối với đoμn ô tô thì có thể 1, 2 hoặc

3 xe ) nh−ng phải thoả mãn các quy định về cự ly

Tính Nội lực trong dầm dọc của hệ mặt cầu (dầm dọc phụ)

Biểu đồ tĩnh tải tác dụng có dạng hình thang 67

Trọng l−ợng bản thân dầm dọc phụ trên 1m dμi: g dd = 2,5(h 1 - h b )b

Trọng l−ợng lớp phủ mặt đ−ờng g 1 , vμ trọng l−ợng bản thân của bản mặt cầu (g’ 1 ) trên 1 mét dμi dầm dọc phụ g 1 = g lp l b ; g’ 1 =g mc l b (Đây lμ giá trị của tĩnh tải tác dụng trong phạm vi giữa nhịp dầm dọc – xem biểu đồ Hình 5-16, để đơn giản tính toán ta coi chúng đ−ợc phân bố đều trên toμn chiều dμi nhịp)

+ h 1 , h b Chiều cao dầm dọc phụ vμ chiều dμy bản mặt cầu

+ g lp , g mc Trọng l−ợng bản thân của lớp phủ, của mặt cầu (T/m 2 )

+ l b Khoảng cách từ tim dầm dọc phụ đến tim dầm chủ

5.4.2 Hệ số phân bố ngang Để tính đ−ợc nội lực của dầm dọc phụ chúng ta cần phải biết theo ph−ơng ngang cầu tải trọng sẽ truyền lên dầm dọc phụ nh− thế nμo? tức lμ phải xác định đ−ợc hệ số phân phối ngang của dầm dọc phụ Đường ảnh hưởng áp lực lên dầm dọc phụ theo phương ngang cầu lμ đường cong 68 Để đơn giản tính toán chúng ta thay bằng đường gãy khúc Các trị số tung độ tại giữa nhịp l b tức lμ tại 1/4 chiều dμi Đah đ−ợc xác định theo công thức gần đúng: l biểu đồ tĩnh tải ®.a.h M0,5 ®.a.h Qg ®.a.h Q l /4 1

Hình 5-16 Sơ đồ tính toán dầm dọc

Nếu l 1 ≥ 2l b , thì ξ = 0,5 vμ Đah áp lực sẽ trở thμnh hình tam giác

Hệ số phân phối ngang khi xếp tải trọng ô tô hoặc xe đặc biệt lμ: η=0,5 ∑y R i

Trong đó: ∑y R i Tổng các tung độ Đah áp lực dưới các bánh xe (xếp xe theo phương ngang cÇu)

5.4.3 Xác định Mô men tính toán

Thông thường xác định mô men tính toán cho các tiết diện giữa nhịp vμ trên gối

Nếu chiều dμi các nhịp dầm dọc không khác nhau quá 20%, dầm dọc sẽ đ−ợc tính nh− một dầm liên tục theo các công thức gần đúng

Trước hết ta tính mô men tại giữa nhịp M o khi coi dầm dọc lμ dầm giản đơn kể đến hệ số phân phối ngang (η) 69 vμ hệ số xung kích (1+μ) ta có:

P i Trọng l−ợng trục bánh xe y s i Tung độ Đah mô men của dầm dọc phụ tại tiết diện giữa nhịp tương ứng dưới các lực tập trung P i 70

Tĩnh tải phân bố tác dụng lên dầm dọc phụ theo dạng hình thang, nh−ng để đơn giản trong tính toán ta có thể coi lμ một hình chữ nhật có giá trị bằng g dd +g 1 +g’ 2 phân bố trên suốt chiều dμi dÇm

5.4.3.3 Công thức xác định mô men tính toán:

∑ (ntg i ) = 1,5 g 1 + 1,1(g dd + g’ 1 ) Tĩnh tải tính toán với hệ số v−ợt tải lớn hơn đơn vị (n t = 1,1 vμ 1,5)

∑ 1 (n t g i ) = 0,9 g 1 + 0,9(g dd + g’ 1 ) Tĩnh tải tính toán với hệ số v−ợt tải nhỏ hơn đơn vị (n t = 0,9) Tại gối biên:

Mô men tại gối biên bằng 1/2 mô men tại gối giữa, vì đầu dầm dọc đ−ợc ngμm đμn hồi vμo dầm ngang biên

Nếu đầu dầm ở gối biên không ngμm, mô men tại giữa nhịp biên vμ tại gối giữa thứ nhất sẽ xác định nh− đối với một dầm 5 nhịp có các gối kê tự do

5.4.3.4 Xác định lực cắt tính toán Đ−ợc xác định theo công thức gần đúng, có xét tới tính chất liên tục của dầm

Tiết diện tại gối biên:

Tiết diện trái gối thứ hai:

Tiết diện phải của gối thứ hai vμ các gối tiếp theo:

Tiết diện giữa nhịp thứ nhất:

Tiết diện ở giữa nhịp thứ hai vμ các nhịp tiếp theo:

Q 0 vμ Q 1 Lực cắt do hoạt tải gây ra tại gối vμ tại giữa nhịp dầm giản đơn, có xét cả hệ số phân phối ngang (η) vμ hệ số xung kích (1+μ)

Mô men vμ lực cắt do tải trọng tiêu chuẩn gây ra (M c , Q c )

Dùng để tính ổn định nứt vμ US kéo chính Có thể xác định theo các công thức trên, nh−ng không tính hệ số v−ợt tải vμ hệ số xung kích Đối với xe đặc biệt nhân với hệ số 0,8

Vẽ biểu đồ nội lực

Dựa vμo các kết quả tính M vμ Q theo các công thức trên, có thể vẽ biểu đồ M max vμ M min lμ dạng parabon bậc 2 vμ biểu đồ Q dạng hình thang 72

TÝnh Néi lùc trong dÇm ngang

+ Khi số l−ợng dầm chính lớn hơn 2

+ Dùng phương pháp gần đúng để xác định hai loại nội lực:

+ Cục bộ: Coi dầm ngang lμ dầm liên tục trên các gối cứng, do tải trọng cục bộ của các bánh xe ô tô (H30 ) hoặc xe đặc biệt (HK80 ) vμ tĩnh tải

+ Không gian: Do dầm ngang cùng tham gia lμm việc với kết cấu nhịp 73

+ Nội lực tính toán sẽ bằng tổng nội lực cục bộ vμ không gian

5.5.2 Nội lực do tải trọng cục bộ

Việc tính toán nội lực cục bộ của dầm ngang đ−ợc xem xét nh− lμ dầm liên tục kê trên gối cứng

Tĩnh tải ở đây bao gồm: trọng l−ợng s−ờn dầm (g sdn ), bản mặt cầu (g mc ), lớp phủ (g lp ) – nếu tính trong phần lμm việc không gian thì ở đây có thể không phải tính

Khi mạng dầm phức tạp – có dầm dọc phụ (Hình

5-17) tất cả các tải trọng tĩnh đ−ợc xem lμ phân bố đều trên suốt chiều dμi của dầm ngang, giá trị g 2 bằng:

Khi mạng dầm không có dầm dọc phụ, tĩnh tải (phần bản vμ phần xe chạy) phân bố trên chiều dμi dầm ngang theo biểu đồ hình tam giác (Hình 5-18); Có thể thay thế biểu đồ hình tam giác bằng biểu đồ tải trọng phân bố đều với giá trị nh− sau (g’ mc vμ g’ lp ):

Trong đó: h dn – Chiều cao của dầm ngang h c – chiều cao của bản mặt cầu b 2 – chiều rộng của s−ờn dầm ngang g dd - trọng l−ợng của dầm dọc trên một đơn vị chiều dμi

L 1 – khoảng cách giữa hai dầm ngang

L 2 – khoảng cách giữa hai dầm chủ

Hình 5-17 Mạng dầm phức tạp – khi có dầm dọc phụ lp lp mc mc g g g g 3

1 Vẽ Đah của áp lực lên dầm ngang (theo ph−ơng dọc cầu)

+ Nếu kết cấu nhịp bao gồm bản mặt cầu, dầm dọc, dầm ngang, dầm chủ, để thiên về an toμn ta coi tất cả tải trọng tác dụng lên bản vμ dầm dọc chỉ truyền xuống dầm chính thông qua dầm ngang do đó Đah của áp lực lên dầm ngang có dạng tam giác

+ Khi mạng dầm giản đơn, vμ khi có bố trí các khe nối dọc ở bản (khe nối n-n) tải trọng chỉ truyền xuống dầm ngang từ các bộ phận trực tiếp kê trên dầm ngang với chiều dμi l 2 Trong phần bản còn lại tải trọng sẽ truyền xuống dầm chính qua bản mút thừa ngμm vμo dầm chính

+ Nếu không có khe nối (n-n) để thiên về an toμn cũng có thể dùng Đah áp lực dạng gãy khúc, nghĩa lμ dựa vμo điều kiện truyền tải trọng qua bản kê 4 cạnh nh− khi tính dầm dọc Khi đó tung độ Đah tại 1/4 chiều dμi của nó lμ:

+ Tr−ờng hợp bản mặt cầu lμm việc theo nguyên lý bản kê hai cạnh (L 1 /L 2 2) Đah áp lực lên dầm ngang nh− tr−ờng hợp có khe nối

Glp n n n Đah áp lực đối với dầm ngang khi có khe nèi n-n Đah áp lực đối với dầm ngang khi không có khe nối n-n

Biểu đồ áp lực do tĩnh tải mặt Cắt dọc cầu mặt Cắt ngang cầu n n n ξ 1 ξ

Hình 5-18 Sơ đồ xác định nội lực của dầm ngang nhiều nhịp do tải trọng cục bộ

2 Xếp tải trọng dọc cầu 75 lên Đah áp lực của dầm ngang áp lực do một dãy bánh xe tác dụng lên dầm ngang P’ 0 :

Trong đó: P i - Tải trọng trên một trục bánh xe y R i - Tung độ Đah áp lực lên dầm ngang dưới tải trọng P i

3 Vẽ Đah nội lực của dầm ngang nh− đối với dầm giản đơn: ĐahM vμ ĐahQ

4 Để xác định nội lực cục bộ tác dụng lên dầm ngang: xếp tải lên Đah nội lực của dầm ngang (theo phương ngang cầu) 76 , nhân kết quả nhận được với các hệ số để xét tới sự liên tục

Mô men tính toán trong dầm ngang do tải trọng cục bộ gây ra 77 :

+ Đối với dầm ngang hai nhịp liên tục:

∑ (n t g i ) = 1,5 g’ lp + 1,1(g’ mc + g sdn ) Tĩnh tải tính toán với hệ số v−ợt tải lớn hơn đơn vị (n t = 1,1 vμ 1,5)

∑1 (n t g i ) = 0,9 g’ lp + 0,9(g’ mc + g sdn ) Tĩnh tải tính toán với hệ số v−ợt tải nhỏ hơn đơn vị (n t 0,9)

+ Đối với dầm ngang 3 nhịp vμ nhiều hơn: ắ Xác định theo các công thức nh− khi tính toán các dầm dọc phụ ắ Mô men M 0 đ−ợc xác định theo Đah M 0,5 của dầm giản đơn (bằng cách xếp xe lên ĐahM tại tiết diện giữa nhịp của dầm ngang – chiều dμi bằng chiều dμi nhịp của dÇm ngang – l 2 )

Y s i – Tung độ Đah nội lực (ĐahM, ĐahQ) của dầm ngang

Mô men do tải trong tiêu chuẩn để kiểm tra ổn định chống nứt của các tiết diện, cũng đ−ợc xác định bằng các công thức đó nh−ng không tính các hệ số v−ợt tải vμ hệ số xung kích; Khi đó tải trọng HK 80 sẽ nhân với hệ số 0,8

Tính lực cắt tính toán trong dầm ngang do tải trọng cục bộ gây ra

Lực cắt Q’ r cũng đ−ợc xác định theo các công thức nh− khi tính dầm dọc phụ (Q 0 vμ Q 1 lμ lực cắt tại gối vμ tại giữa nhịp giản đơn do tải trọng P’ 0 gây ra)

5.5.2.1 Nội lực do dầm ngang tham gia lμm việc cùng với kết cấu nhịp

Nội lực trong dầm ngang với việc tính toán phân phối đμn hồi th−ờng chỉ do tải trọng tạm thời Lực do tải trọng tĩnh th−ờng tính theo cục bộ, chỉ khi sự phân bố tải trọng tĩnh theo ph−ơng ngang của cầu khác nhau lớn có thể phát sinh sự cần thiết tính toán sự phân bố đμn hồi của nó

Vẽ Đah Nội lực xem 5.2.6.2

Nội lực trong dầm ngang có xét đến sự phân bố đμn hồi đ−ợc xác định bằng cách xếp tải trên toμn bộ kết cấu nhịp, sau khi đã nối liền các mối nối của dầm ngang

Mặt đ−ờng xe chạy p 1 (t/m 2 ) §−êng ng−êi ®i: p 2 (t/m 2 )

Do tải trọng tập trung P’’ 0 của bánh xe:

Do tải trọng phân bố trên đ−ờng ng−ời đi (0,3T/m 2 ) P’’ n :

K tđ - Tải trọng t−ơng đ−ơng với toμn bộ nhịp dầm chính trong tr−ờng hợp Đah có dạng parabol l 1 - Khoảng cách giữa các dầm ngang

Nội lực do tĩnh tải phân bố đ−ợc xác định bằng cách đặt lên Đah M’’ vμ Q’’ các tải trọng phân bố p 1 l 1 tác dụng trong phạm vi đ−ờng xe chạy vμ p 2 l 1 trên phạm vi đ−ờng ng−ời đi Tải trọng tập trung Pl 1 của lan can

Nội lực do tĩnh tải sẽ đ−ợc xác định hai lần với 2 hệ số v−ợt tải >1 vμ < 1

Trị số thứ nhất sẽ cộng với nội lực do hoạt tải cùng dấu với tĩnh tải, trị số thứ 2 sẽ cộng với nội lực khác dấu của hoạt tải

Nội lực do hoạt tải tìm đ−ợc bằng cách chất P’’ 0 vμ P’’ n lên các phần d−ơng hoặc âm của ĐahM’’ vμ ĐahQ’’ Hệ số xung kích của ô tô xác định theo nhịp dầm chính

Cộng những nội lực do tĩnh tải vμ hoạt tải gây ra có thể nhận đ−ợc các trị số MaxM’’ r ; MinM’’ r vμ Q’’

Nội lực M’’ vμ Q’’ cộng với M’ vμ Q’ do tải trọng cục bộ để xác định nội lực trong dầm ngang

Biết M, Q tại các điểm giữa nhịp vμ tại gối ặ vẽ biểu đồ M max vμ M min dạng parabol bậc 2 vμ vẽ các biểu đồ Q hình thang (cũng giống nh− khi tính dầm dọc)

Dầm ngang ở gối cần tính với tĩnh tải vμ hoạt tải nh− các dầm trên gối cứng (Xem tính toán dầm dọc)

Xác định nội lực trong dầm chủ

5.6.1 Đ−ờng ảnh h−ởng nội lực Để tính đ−ợc nội lực lớn nhất tại các tiết diện do hoạt tải, cũng nh− nội lực do tĩnh tải, cần xác định các Đah nội lực tại các tiết diện đó Đối với các kết cấu siêu tĩnh, việc xác định Đah có thể dựa vμo các phương pháp của cơ học kết cấu (nh− ph−ơng pháp 3 mô men, ph−ơng pháp phần tử hữu hạn ) hoặc có thể sử dụng các ch−ơng trình máy tính nh− SAP 2000

Trên Hình 5-21, Hình 5-22 thể hiện ĐahQ vμ Đah M của dầm liên tục ba nhịp

Hình 5-20 ĐahM vμ ĐahQ tại một số tiết diện của dầm giản đơn

Kết quả xếp tải H30 đ−ờng ảnh h−ởng lực cắt tại tiết diện 14

Hình 5-21 Đah Lực cắt tại tiết diện gần gối trên trụ của cầu dầm liên tục 3 nhịp vμ Sơ đồ xếp xe H30

Kết quả xếp tải H30 lên đ−ờng ảnh h−ởng mô men tại tiết diện 14

H30 am ph->tr=-745.7500 H30 am tr->ph=-745.7900 H30 + ph->tr8.0200

Hình 5-22 Đah Mô men tại tiết diện gần gối trên trụ của cầu dầm liên tục 3 nhịp vμ Sơ đồ xếp xe H30

5.6.2 Nội lực đối với dầm

Sau khi đã xác định đ−ợc Đah nội lực, chất tải lên các Đah đó để tìm nội lực tại tiết diện xét: + Đối với tĩnh tải đó lμ tải trọng phân bố (hoặc tập trung);

+ Đối với tải trọng di động chúng ta có thể tra bảng tìm K tđ hoặc xếp xe trực tiếp lên §ah Để để tìm đ−ợc vị trí xe bất lợi của đoμn xe H30 theo Quy trình 1979, chúng ta phải di chuyển các xe nμy trên Đah, nếu xếp bằng tay đòi hỏi nhiều thời gian vμ có thể không tìm đ−ợc vị trí bất lợi của đoμn xe Xuất phát từ điều nμy, để nâng cao hiệu quả của công việc, đã nghiên cứu vμ viết chương trình tự động hoá tính nội lực của các tải trọng của các đoμn xe theo Quy trình

1979 Trên Hình 5-21, Hình 5-22 thể hiện kết quả của một chương trình tự động hoá việc xếp xe H30 trực tiếp lên lên Đah có dấu thay đổi Kết quả của chương trình nμy lμ các tổ hợp tải trọng tiêu chuẩn, tính toán, số l−ợng xe vμ vị trí của xe trong đoμn , kết quả có thể kết nối sang các chương trình khác như Excel vμ xuất ra AutoCad để có thể kiểm tra được trực quan

Các công thức tính toán

Nội lực do tĩnh tải:

S c ô tô = β.η ô tô ΣK ô tô tđ ω = β.η ô tô Σ(P ô tô i Y i ) (5-66)

S c t , S tt t , S c ô tô , S tt ô tô , S c đb S tt đb , S c ng S tt ng – Nội lực (tiêu chuẩn, tính toán) do tĩnh tải, ô tô, xe đặc biệt, ng−ời g -Tĩnh tải phân bố đều tác dụng lên dầm chủ (tĩnh tải 1, tĩnh tải 2 ) n t – Hệ số v−ợt tải của tĩnh tải (bản thân n t =1,1 (0,9); lớp phủ, đ−ờng bộ hμnh n t =1,5 (0,9)) n ô tô , n đb , n ng - Hệ số vượt tải của ô tô, xe đặc biệt, người; tương ứng bằng 1,4; 1,1; 1,4; Σω - Tổng diện tích Đah t−ơng ứng d−ới tải trọng tác dụng η ô tô , η đb , η ng - Hệ số phân phối ngang của ô tô, xe đặc biệt, người

K ô tô tđ ,K đb tđ - Tải trọng tương đương của xe ô tô, xe đặc biệt

P ô tô i ,P đb i - Tải trọng trục thứ “i” xe ô tô hoặc xe đặc biệt (HK80)

(1+μ) - Hệ số xung kích; đối với cầu dầm BTCT

(5-72) λ - Chiều dμi nhịp của dầm chính hoặc chiều dμi đặt tải của Đah (tính bằng m) nếu chiều dμi đó lớn hơn chiều dμi nhịp β - Hệ số lμn xe; Khi chiều dμi đặt tải > 25m vμ với hai, ba, vμ lớn hơn bốn lμn xe ô tô tương ứng β=0,9; 0,8; 0,7.

Tính toán tiết diện BTCT

5.7.1.1 Các giai đoạn ứng suất vμ biến dạng trên tiết diện thẳng góc

Giai đoạn1: Khi mô men uốn còn nhỏ, bê tông vùng kéo ch−a bị nứt vμ cùng chịu kéo với cốt thép, biến dạng chủ yếu lμ biến dạng đμn hồi, biểu đồ US gần như đường thẳng (Hình 5-23.a) Khi US kéo tăng dần, biến dạng dẻo trong vùng kéo phát triển, biểu đồ US vùng kéo trở nên cong Ngay tr−ớc khi bê tông bị nứt thì US trong BT vùng nén vμ US trong cốt thép vùng kéo vẫn còn khá bé trong khi phần lớn US kéo của BT đạt đến R ktc (Hình 5-23.b) Lúc nμy kết thúc giai đoạn 1 (gọi lμ giai đoạn 1a), lμ cơ sở để xác định khả năng chống nứt Tải trọng lúc nμy gọi lμ P nứt

Giai đoạn 2: Tăng lực lên, bê tông bị nứt vμ truyền lực kéo sang cho cốt thép, US trong cốt thép tăng lên đột ngột Có thể xảy ra hai trường hợp:

• Nếu cốt thép quá bé (tỷ lệ cốt thép nhỏ hơn μ min ) ặ US của nó sẽ tăng lên quá giới hạn chảy, cốt thép có biến dạng quá lớn, dầm bị phá hoại Sự phá hoại nμy mang tính chất đột ngột (phá hoại dòn)

• Nếu cốt thép không quá bé, thì tuy US tăng lên nh−ng vẫn còn bé hơn giới hạn chảy, dầm vẫn tiếp tục chịu thêm lực US trong bê tông vùng nén tăng lên, biến dạng dẻo phát triển, biểu đồ trở nên cong

Giai đoạn 3: Tiếp tục tăng lực lên nữa, sẽ dẫn đến giai đoạn phá hoại Có thể xảy ra hai trường hợp:

• Nếu cốt thép không nhiều quá thì US trong cốt thép tăng lên đạt đến giới hạn chảy, vết nứt mở rộng, vùng nén bị thu hẹp dần, US trong bê tông tăng lên đạt tới cường độ chịu nén tiêu chuẩn, biến dạng dẻo phát triển nhiều, biểu đồ khá cong Sự phá hoại nμy gọi lμ phá hoại dẻo: có tính chất từ từ, bắt đầu từ cốt thép vùng kéo vμ kết thúc bởi sự phá vỡ BT vùng nén Khi xảy ra phá hoại dẻo thì trục trung hoμ chuyển dần về phía trên

• Nếu hμm l−ợng cốt thép nhiều quá thì US của nó tăng lên nh−ng ch−a đạt tới giới hạn chảy, trong khi US nén của BT đạt đến cường độ chịu nén tiêu chuẩn vμ bê tông bị phá vỡ, dầm bị gãy Sự phá hoại có tính chất đột ngột vμ gọi lμ sự phá hoại dòn Lúc nμy trục trung hoμ chuyển dần về phía vùng kéo

Hình 5-23 Các giai đoạn của trạng thái ứng suất biến dạng trên tiết diện thẳng góc

Trong khi sử dụng kết cấu, US thường chỉ đạt đến giai đoạn 2, nó lμ cơ sở để kiểm tra sự lμ việc bình thường (tính độ võng vμ bề rộng khe nứt) Giai đoạn 3 lμ cơ sở để tính toán về khả năng chịu lực, trong đó khi thiết kế hạn chế sự lμm việc của BT vùng nén, tức lμ hạn chế số lượng cốt thép chịu kéo Biểu đồ US vùng nén lμ đường cong, để đơn giản tính toán chuyển thμnh hình chữ nhật t−ơng đ−ơng

Các ph−ơng pháp tính kết cấu BTCT:

+ Tính theo ứng suất cho phép

+ Tính theo Nội lực phá hoại

+ Ph−ơng pháp tính theo trạng thái giới hạn

Hiện nay ở n−ớc ta trong ngμnh cầu việc tính toán thiết kế công trình tuân theo một trong hai quy tr×nh:

1 Quy trình thiết kế cầu cống theo trạng thái giới hạn (quyết định số 2057QĐ/KT4 của Bộ Giao thông vận tải ngμy 19/9/1979), th−ờng gọi lμ quy trình 79 Quy trình nμy dựa trên tiêu chuẩn thiết kế cầu cống của Liên xô, cơ sở của tiêu chuẩn nμy dựa trên lý thuyết trạng thái giới hạn

2 Cùng với sự hội nhập hiện nay nước ta đã ban hμnh Tiêu chuẩn thiết kế cầu, 22TCN- 272-01 (quyết định số 2801/QĐ-BGTVT ngμy 28/08/2001) với thời gian thử nghiệm lμ

2 năm Tiêu chuẩn 2001 dựa trên tiêu chuẩn AASHTO 1998 (AASHTO LRFD Bridge Design Specifications, SI Unit second Edition 1998) mμ cơ sở của nó cũng dựa trên lý thuyết trạng thái giới hạn

Do vậy trong những phần tiếp theo chỉ trình bầy việc tính toán kết cấu theo trạng thái giới hạn

5.7.2 tính toán dầm theo mô men uốn

Kiểm tra các tiết diện thẳng góc với trục dầm lμ một nội dung kiểm tra chủ yếu về cường độ theo mômen uốn

Ngoμi ra trong những dầm có chiều cao thay đổi, ta còn phải kiểm tra các tiết diện nghiêng theo mômen uốn

5.7.2.1 Tính tiết diện chữ nhật

Trong phần nμy trình bμy cách tính tiết diện chữ nhật cốt đơn, việc tính cốt kép tham khảo theo các tμi liệu về BTCT

Biết M, kích th−ớc tiết diện b, h, mác BT(R u ), loại thép (R t ), giả thiết h 0 ;

Hình 5-24 Sơ đồ ứng suất của tiết diện chữ nhật cốt đơn

Dựa vμo A tra bảng ặ γ 79 Hoặc tính theo công thức: γ = 0 , 5 ( 1 + 1 − 2 A ) (5-74)

Diện tích cốt thép cần thiết F t :

Dựa vμo kết quả tính đ−ợc vμ các quy định cấu tạo ta chọn cốt thép vμ bố trí vμo tiết diện (cốt thép d−ơng vμ cốt thép âm) Khi có các kích th−ớc hình học cụ thể của tiết diện, cần kiểm tra điều kiện xảy ra phá hoại dẻo (μmin ≤μ≤ μmax), các giả thiết ban đầu có phù hợp không ? hoặc kiểm tra khả năng chịu lực của tiết diện:

Kiểm tra khả năng chịu lực của tiết diện

Lập ph−ơng trình cân bằng các lực lên trục dầm, ta tính đ−ợc chiều cao vùng chịu nén x: b R

Mô men khả năng của tiết diện [M]: [ ] ( 0 ' )

= (5-78) Điều kiện: M ≤ [M] ặ Tiết diện đủ khả năng chịu lực

M – Mô men uốn do tải trọng tính toán gây ra

F t , F’ t – Diện tích mặt cắt cốt thép chịu kéo vμ nén

R t , R tc – Cường độ chịu kéo vμ nén của cốt thép

R u - Cường độ chịu nén khi uốn của bê tông h 0 – Chiều cao lμm việc của mặt cắt a’- Khoảng cách từ mép BT (vùng chịu nén) tới trọng tâm cốt thép chịu nén

Diện tích mặt cắt cốt thép chịu nén F’ t có tính đến hay không lμ tuỳ thuộc chiều cao vùng nén của bê tông, căn cứ vμo những điều kiện sau đây:

+ Nếu có tính hoặc không tính đến cốt thép F’ t mμ trị số x > 2a’, thì khi tính về cường độ cần xét cốt thép F’ t

+ Nếu không tính đến cốt thép F’ t mμ trị số x 2a’, còn khi tính đến nó, mμ trị số x 0,3) cũng nh− cấu kiện BTCT chịu nén lệch tâm đều phải đề cập đến hệ số điều kiện lμm việc m 2 xác định theo công thức: m 2 = 1,7 - 0,7(0,8ξ + A); m’ 2 = 1 - 0,2ξ N

Trong đó: 0,8 ≤ m 2 (m’ 2 ) ≤ 1 m 2 - Hệ số lμm việc của BT vμ cốt thép khi tính về cường độ các cấu kiện BTCT chịu uốn, nén vμ kéo lệch tâm m’ 2 - Hệ số lμm việc của BT khi tính về cường độ các cấu kiện BT vμ BTCT chịu nén (kéo) lệch tâm ξ = x/h 0 - Chiều cao tương đối (toμn bộ) của vùng BT chịu nén ξ N = x N /h 0 - Chiều cao tương đối vùng BT chịu nén ứng với ngoại lực N

R 0 = 0,8R c T - σ T1 : Đối với cốt thép căng tr−ớc loại sợi bó thẳng vμ bó bện σ T1 - ứng suất căng trước đã ổn định (tức lμ UST có kể đến mất mát)

0,8R c T - Giới hạn chảy giả định (quy −ớc) của thép

R c T - Cường độ tiêu chuẩn của thép căng trước xác định theo PL15 QT79 Đối với cấu kiện chịu uốn đặt cốt thép thanh không căng trước (khi R ct ≤4000Kg/cm 2 ) vμ căng trước (R 0 =R c T - σ T1 ) ≤4 000Kg/cm 2 , m 2 =1

Phô lôc 2 Cường độ tính toán của bê tông khi tính cường độ vμ ổn định chống nứt

Cường độ tính toán của bê tông tính bằng kg/cm 2 khi số hiệu thiết kế của bê tông theo cương độ chịu nén lμ:

STT Loại cường độ Ký hiệu điều kiện sản xuất bê tông 150 200 250 300 400 500 600 a - đối với bê tông cốt thép loại thường vμ loại ứng suất trước

280 b - đối với bê tông cốt thép ứng suất trước

3 Nén dọc trục (khi tính độ chịu nứt theo vết nứt dọc)

4 Nén khi uốn (tính độ chịu nứt theo vết nứt dọc)

8 Cắt khi uốn R ck A - Б - 32 38 44 53 65 70 c - đối với bê tông cốt thép loại thường:

9 ứ ng suất kéo chủ quy −ớc R kc A vμ Б - 24 28 32 37 42 46

R k A vμ Б - 6, 5 8, 0 9, 5 11 12, 5 13, 5 d - đối với các kết cấu bê tông:

Phô lôc 3 Cường độ tính toán của cốt thép không căng trước khi tính về cường độ

Cường độ tính toán chịu kéo vμ chịu nén tính bằng kg/cm 2

R n vμ R ac Loại A-I Cán nóng, trơn, bằng thép số hiệu BMC T 3cn 1900

Loại A-II.Cán nóng có gờ bằng thép lò Máctanh số hiệu CT 5cn (đường kính đến

40mm) vμ (®−êng kÝnh tõ 45 -90mm) 2400

Loại A-III.Cán nóng có gờ bằng thép số hiệu 25r 2Cvμ 5rC đường kính đến 40mm) vμ 18r 2C (®−êng kÝnh 6 – 8mm) 3000

Phô lôc 4 Cường độ tính toán chịu kéo của cốt thép căng trước khi tính về cường độ

Cường độ tính toán chịu kéo(kg/cm 2 ) Loại cốt thép (theo điều 5.9 –QT 79) Đ−ờng kÝnh (mm)

Khi tạo ứng suất tr−ớc bảo quản, chuyên chở vμ lắp ghÐp(R H 1 )

Trong giai đoạn sử dông(R H 2 )

1 Sợi thép trơn cường độ cao

2 Sợi thép có gờ cường độ cao

4 Thép cán nóng có gờ cấp A- IV 12-18 5100 4600

Phô lôc 5 Chỉ tiêu kỹ thuật chủ yếu của đoμn xe ô tô tiêu chuẩn

Tải trọng tiêu chuẩn H- 30 H-13 H-10 STT Tên tiêu chuẩn kỹ thuật Đơn vị Xe Xe nặng Xe th−ờng Xe nặng Xe th−ờng Loại xe T 30 16,9 13 13 10

2 Số xe trong đoμn xe Chiếc Không hạn chÕ

4 Trọng l−ợng trục tr−ớc T 6,0 4,55 3,9 3,5 3,0

6 Bề rộng bánh tr−ớc m 0,3 0,25 0,2 0,2 0,15

7 Chiều dμi tiếp xúc dọc cầu của bánh m 0,2 0,2 0,2 0,2 0,2

8 Khoảng cách tim trục xe m 0,6 +1,6 4,0 4,0 4,0 4,0

10 Khoảng cách tim bánh xe m 1,9 1,7 1,7 1,7 1,7

Phô lôc 6 Chỉ tiêu kỹ thuật chủ yếu của tải trọng xe bánh vμ xe xích

STT Tên chỉ tiêu kỹ thuật Đơn vị XB80 X60

3 áp lực của một trục bánh xe T 20 -

4 áp lực trên 1m dμi bánh xỉnh T - 6,0

5 Chiều dμi xích tiếp xúc với đất m - 5,0

6 Chiều rộng của bánh hay đai xích m 0,8 0,7

7 Chiều dμi tiếp xúc với mặt đ−ờng theo chiều xe chạy m 0,2 -

8 Khoảng cách trục theo chiều xe chạy m 1,2 -

9 Khoảng cách tim bánh hay tim của 2 đai xích m 2,7 2,6

Phô lôc 7 Tải trọng tương đương của một đoμn xe H30 vμ H10 đối với đường ảnh h−ởng hình tam giác (tính bằng T/m )

Vị trí đỉnh của đường ảnh hưởng ở giữa (L/2) ở một phần t− (1L/4) ở đầu

Phô lôc 8 Tải trọng tương đương của một xe bánh HK80 vμ xe xích X 60 đối với đ−ờng ảnh h−ởng hình tam giác

Vị trí đỉnh của đường ảnh hưởng Vị trí đỉnh của đường ảnh hưởng

Chiều dμi đặt tải (m) ở L/2 vμ L/4 ở đầu ở điểm bất kỳ

Phô lôc 9 Tải trọng t−ơng đ−ơng của một đoμn xe ô tô H-10 không có xe nặng trong đoμn xe đối với đường ảnh hưởng hình tam giác (tính bằng T/m)

Vị trí điểm đỉnh của đường ảnh hưởng Vị trí điểm đỉnh của đường ảnh hưởng

Chiều dμi đặt tải (m) ở giữa (L/2) ở một phần t− (1l/4) ở đầu

1 Trị số tải trọng rải đều tương đương của các điểm ở giữa các khoảng ghi trong bảng thì xác định theo phương pháp nội suy

2 Trị số tải trọng rải đều tương đương của đoμn ô tô tiêu chuẩn H-13, bằng trị số tải trọng t−ơng đ−ơng của đoμn ô tô tiêu chuẩn H-10 nhân với hệ số 1,3

Tung độ đường ảnh hưởng các phản lực gối tựa của dầm liên tục nhiều nhịp không có mút thừa, tựa trên gối đμn hồi

Tung độ đường ảnh hưởng ứng với trị số α bằng

Số l−ợng nhịp Phản lực Ký hiệu

Số thứ tự các gối của dầm liên tục trong Phụ lục 10, Phụ lục 11

Tung độ đường ảnh hưởng ứng với trị số α bằng

Số l−ợng nhịp Phản lực Ký hiệu

Tung độ đường ảnh hưởng ứng với trị số α bằng

Số l−ợng nhịp Phản lực Ký hiệu

Tung độ đường ảnh hưởng ứng với trị số α bằng

Số l−ợng nhịp Phản lực Ký hiệu

Xác định tung độ đường ảnh hưởng các phản lực gối tựa của dầm liên tục nhiều nhịp không có mút thừa, tựa trên gối đμn hồi

Hệ số Đại l−ợng xác định α 0 α α 2 α 3

Hệ số Đại l−ợng xác định α 0 α α 2 α 3

Hệ số Đại l−ợng xác định α 0 α α 2 α 3

Hệ số Đại l−ợng xác định α 0 α α 2 α 3

Hệ số Đại l−ợng xác định α 0 α α 2 α 3

Bảng xác định các hệ số tung độ đường ảnh hưởng phản lực gối của dầm liên tục nhiều nhịp tựa trên gối đμn hồi khi tải trọng đặt trên đầu mút thừa

Các hệ số tung độ đường ảnh hưởng tương ứng với hệ số α bằng

Ký hiệu các hệ số

4 dR 00 M 0,216 0,231 0,260 0,285 0,308 0,329 0,414 0,684 0,813 0,885 dR 10 M 0,087 0,079 0,060 0,042 0,025 0,009 -0,059 -0,363 -0,573 -0,708 dR 20 M -0,014 -0,028 -0,053 -0,074 -0,093 -0,011 -0,174 -0,285 -0,261 -0,220 dR 30 M -0,104 -0,108 -0,114 -0,118 -0,122 -0,126 -0,133 -0,078 -0,016 -0,019 dR 40 M -0,188 -0,175 -0,154 -0,135 -0,110 -0,103 -0,049 -0,042 -0,035 -0,035

5 dR 00 M 0,170 0,194 0,235 0,269 0,299 0,324 0,415 0,679 0,800 0,861 dR 10 M 0,076 0,067 0,050 0,034 0,019 0,005 -0,056 -0,354 -0,541 -0,652 dR 20 M 0,007 -0,012 -0,044 -0,064 -0,091 -0,110 -0,173 -0,282 -0,279 -0,258 dR 30 M -0,044 -0,058 -0,079 -0,095 -0,107 -0,115 -0,136 -0,075 -0,011 -0,027 dR 40 M -0,086 -0,086 -0,085 -0,084 -0,083 -0,082 -0,075 -0,042 -0,033 -0,033 dR 50 M -0,123 -0,106 -0,078 -0,056 -0,039 -0,026 0,011 0,022 0,006 0,000

6 dR 00 M 0,146 0,178 0,229 0,267 0,297 0,324 0,416 0,665 0,761 0,806 dR 10 M 0,065 0,059 0,046 0,033 0,019 0,007 -0,053 -0,324 -0,463 -0,536 dR 20 M 0,010 -0,011 -0,045 -0,070 -0,092 -0,109 -0,169 -0,291 -0,310 -0,314 dR 30 M -0,026 -0,046 -0,075 -0,094 -0,107 -0,116 -0,108 -0,081 -0,029 0,000 dR 40 M -0,050 -0,059 -0,071 -0,077 -0,080 -0,080 -0,068 0,011 0,036 0,004 dR 50 M -0,066 -0,061 -0,053 -0,046 -0,040 -0,035 -0,016 0,160 0,008 -0,001 dR 60 M -0,080 -0,059 -0,030 -0,012 0,001 0,009 0,024 0,004 -0,002 -0,002

7 dR 00 M 0,135 0,173 0,228 0,268 0,299 0,325 0,413 0,633 0,703 0,732 dR 10 M 0,059 0,056 0,046 0,034 0,021 0,009 -0,049 -0,271 -0,360 -0,400 dR 20 M 0,008 -0,013 -0,045 -0,070 -0,090 -0,107 -0,167 -0,295 -0,325 -0,335 dR 30 M -0,022 -0,045 -0,075 -0,093 -0,105 -0,114 -0,132 -0,102 -0,072 -0,056 dR 40 M -0,038 -0,054 -0,071 -0,078 -0,081 -0,080 -0,067 0,009 0,038 0,050 dR 50 M -0,045 -0,050 -0,052 -0,050 -0,046 -0,041 -0,021 0,021 0,022 0,020 dR 60 M -0,048 -0,040 -0,028 -0,020 -0,014 -0,009 0,004 0,005 -0,005 -0,012 dR 70 M -0,049 -0,027 -0,003 0,009 0,015 0,018 0,018 -0,001 -0,001 0,001

Các hệ số tung độ đường ảnh hưởng tương ứng với hệ số α bằng

Ký hiệu các hệ số

0,005 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,1 0,5 1 1,5 dR 40 M -0,090 -0,097 -0,098 -0,095 -0,092 -0,088 -0,070 -0,004 0,018 0,028 dR 50 M -0,100 -0,088 -0,074 -0,063 -0,054 -0,047 -0,021 0,027 0,036 0,039 dR 60 M -0,096 -0,067 -0,044 -0,031 -0,023 -0,016 0,002 0,011 0,005 0,002 dR 70 M -0,084 -0,040 -0,014 -0,005 0,000 0,003 0,008 -0,002 -0,010 -0,013 dR 80 M -0,069 -0,013 0,013 0,019 0,019 0,018 0,009 -0,001 0,002 0,004

Phô lôc 13 Bảng xác định hệ số α vμ β để tính toán bản kê bốn cạnh α khi l a =l b vμ t−ơng ứng a 1 :l a bằng β khi l a = l b vμ t−ơng ứng a 1 :l a bằng b 1 : l a

0,000 - 0,238 0,170 0,133 0,106 0,087 - 0,299 0,226 0,183 0,151 0,124 0,200 0,229 0,206 0,153 0,121 0,098 0,080 0,238 0,206 0,173 0,146 0,123 0,102 0,400 0,226 0,173 0,135 0,108 0,088 0,072 0,170 0,153 0,135 0,117 0,100 0,083 0,600 0,183 0,146 0,117 0,095 0,078 0,064 0,133 0,121 0,109 0,095 0,082 0,068 0,800 0,151 0,123 0,100 0,082 0,067 0,055 0,106 0,098 0,088 0,078 0,067 0,056 1,000 0,124 0,102 0,083 0,068 0,056 0,046 0,087 0,080 0,072 0,054 0,055 0,046 α khi l a : l b = 1.2 vμ t−ơng ứng a 1 :l a bằng β khi l a : l b = 1.2 vμ t−ơng ứng a 1 :l a bằng b 1 : l a

0,000 - 0,253 0,188 0,146 0,119 0,098 - 0,292 0,225 0,180 0,149 0,123 0,200 0,314 0,222 0,170 0,136 0,111 0,091 0,235 0,202 0,171 0,144 0,121 0,100 0,400 0,245 0,192 0,153 0,125 0,103 0,084 0,168 0,152 0,134 0,116 0,099 0,082 0,600 0,202 0,165 0,135 0,113 0,092 0,076 0,131 0,119 0,107 0,094 0,081 0,067 0,800 0,171 0,142 0,118 0,099 0,082 0,068 0,106 0,097 0,088 0,078 0,067 0,056 1,000 0,146 0,123 0,103 0,086 0,072 0,059 0,087 0,081 0,073 0,065 0,056 0,047 1,200 0,124 0,105 0,088 0,074 0,062 0,051 0,074 0,068 0,062 0,055 0,047 0,040 α khi l a : l b = 1.4 vμ t−ơng ứng a 1 :l a bằng β khi l b : l a = 1.4 vμ t−ơng ứng a 1 :l a bằng b 1 : l a

0,000 - 0,264 0,199 0,156 0,127 0,105 - 0,289 0,222 0,177 0,146 0,121 0,200 0,324 0,232 0,180 0,146 0,120 0,099 0,232 0,198 0,161 0,141 0,119 0,098 0,400 0,256 0,202 0,163 0,134 0,111 0,092 0,165 0,149 0,131 0,113 0,096 0,079 0,600 0,215 0,177 0,147 0,122 0,102 0,084 0,128 0,117 0,105 0,092 0,079 0,066 0,800 0,184 0,155 0,131 0,110 0,092 0,076 0,103 0,095 0,085 0,075 0,065 0,054 1,000 0,160 0,136 0,116 0,098 0,082 0,068 0,085 0,079 0,071 0,063 0,055 0,046 1,200 0,139 0,120 0,102 0,087 0,073 0,060 0,072 0,067 0,054 0,054 0,046 0,039 1,400 0,121 0,104 0,089 0,076 0,064 0,053 0,062 0,058 0,052 0,046 0,040 0,034 α khi l a : l b = 1.6 vμ t−ơng ứng a 1 :l a bằng β khi l b : l a = 1.6 vμ t−ơng ứng a 1 :l a bằng b 1 : l a

0,000 - 0,271 0,205 0,162 0,134 0,109 - 0,286 0,220 0,175 0,145 0,119 0,200 0,333 0,239 0,186 0,152 0,125 0,103 0,230 0,196 0,165 0,139 0,117 0,097 0,400 0,263 0,210 0,170 0,140 0,116 0,096 0,163 0,146 0,128 0,111 0,094 0,078 0,600 0,222 0,184 0,154 0,129 0,107 0,089 0,125 0,114 0,102 0,089 0,077 0,064 0,800 0,193 0,164 0,139 0,117 0,098 0,081 0,101 0,093 0,083 0,073 0,063 0,053 1,000 0,169 0,145 0,124 0,106 0,089 0,074 0,083 0,076 0,069 0,061 0,053 0,044 1,200 0,149 0,129 0,111 0,095 0,080 0,067 0,070 0,065 0,059 0,052 0,045 0,037 1,400 0,132 0,115 0,099 0,085 0,072 0,060 0,060 0,056 0,050 0,045 0,039 0,032 1,600 0,117 0,102 0,088 0,076 0,065 0,053 0,053 0,049 0,044 0,039 0,034 0,028 α khi l a : l b = 1.8 vμ t−ơng ứng a 1 :l a bằng β khi l b : l a = 1.8 vμ t−ơng ứng a 1 :l a bằng b 1 : l a

0,000 - 0,275 0,209 0,166 0,137 0,112 - 0,284 0,218 0,174 0,144 0,118 0,200 0,337 0,243 0,191 0,156 0,129 0,106 0,228 0,194 0,163 0,138 0,115 0,095 0,400 0,268 0,214 0,174 0,144 0,120 0,099 0,161 0,144 0,126 0,109 0,093 0,077 0,600 0,227 0,189 0,156 0,133 0,115 0,092 0,123 0,112 0,100 0,088 0,075 0,063 0,800 0,197 0,168 0,143 0,121 0,102 0,084 0,099 0,090 0,081 0,072 0,062 0,051 1,000 0,175 0,151 0,130 0,111 0,093 0,077 0,081 0,075 0,067 0,059 0,051 0,043 1,200 0,155 0,135 0,117 0,101 0,085 0,071 0,068 0,063 0,057 0,050 0,043 0,036 1,400 0,139 0,122 0,106 0,091 0,077 0,064 0,059 0,054 0,049 0,043 0,037 0,031 1,600 0,125 0,109 0,095 0,082 0,070 0,058 0,051 0,047 0,043 0,038 0,033 0,027 1,800 0,112 0,098 0,086 0,074 0,053 0,052 0,045 0,042 0,038 0,033 0,029 0,024 α khi l a : l b = 2 vμ t−ơng ứng a 1 :l a bằng β khi l b : l a = 2 vμ t−ơng ứng a 1 :l a bằng b 1 : l a

Phô lôc 14 Tiêu chuẩn kỹ thuật của gối cao su chữ nhật GJZ vμ GJZF 4 (*)(OVM)

Khả n¨ng chịu lực (kN)

Chuyển vị lớn nhất theo ph−ơng ngang

(*) Trên bề mặt của gối có phủ lớp PTFE

Phô lôc 15 Tiêu chuẩn kỹ thuật của gối cao su hình tròn GJZ vμ GJZF 4 (OVM)

Khả n¨ng chịu lùc (kN)

Chuyển vị lớn nhất theo ph−ơng ngang

Phô lôc 16 Tiêu chuẩn của gối cao su hình tròn có chóp cầu (OVM) ®−êng kÝnh D

Khả năng chịu lùc (KN)

Tổng chiều dμy (mm) ứng suất nén cho phÐp (Mpa)

Chuyển vị ngang cho phÐp Δ (mm)

Khả năng chịu lùc (KN)

Tổng chiều dμy (mm) ứng suất nén cho phÐp (Mpa)

Chuyển vị ngang cho phÐp Δ (mm)

Khả năng chịu lùc (KN)

Tổng chiều dμy (mm) ứng suất nén cho phÐp (Mpa)

Chuyển vị ngang cho phÐp Δ (mm)

Bảng đ−ờng kính gối vμ chiều cao chóp cầu §−êng kÝnh gèi

S – chiều dμy của lớp PTFE, s=2 vμ 3mm

Phô lôc 17 Kích thước của gối chậu cố định (OVM)

Ký hiệu Khả n¨ng chịu lực (KN)

GPZ1000GD 1000 305 240 305 240 70 M16 x 240 41 GPZ1250GD 1250 330 260 330 260 70 M16 x 240 50 GPZ1500GD 1500 370 290 370 290 85 M16 x 240 59 GPZ2000GD 2000 410 320 410 320 90 M20 x 240 79 GPZ2500GD 2500 465 360 465 360 100 M20 x 240 117 GPZ3000GD 3000 515 400 515 400 110 M24 x 300 154 GPZ3500GD 3500 545 430 545 430 120 M24 x 300 195 GPZ4000GD 4000 590 460 590 460 130 M30 x 300 259 GPZ5000GD 5000 660 500 660 500 140 M30 x 330 337 GPZ6000GD 6000 725 570 725 570 150 M30 x 330 413 GPZ7000GD 7000 780 610 780 610 160 M36 x 330 539 GPZ8000GD 8000 820 650 820 650 170 M36 x 360 658 GPZ9000GD 9000 875 690 875 690 180 M42 x 360 763 GPZ10000GD 10000 930 730 930 730 190 M42 x 360 903 GPZ12500GD 12500 1025 800 1025 800 200 M48 x 400 1123 GPZ15000GD 15000 1135 900 1135 900 220 M48 x 400 1520 GPZ17500GD 17500 1220 950 1220 950 230 M56 x 450 1828 GPZ20000GD 20000 1305 1030 1305 1030 250 M56 x 450 2203 GPZ22500GD 22500 1400 1100 1400 1100 265 M64 x 480 2727 GPZ25000GD 25000 1480 1160 1480 1160 270 M64 x 480 3040 GPZ27500GD 27500 1540 1220 1540 1220 275 M72 x 480 3322 GPZ30000GD 30000 1610 1260 1610 1260 290 M72 x 560 3529 GPZ32500GD 32500 1670 1340 1670 1340 295 M72 x 560 4143 GPZ35000GD 35000 1740 1360 1740 1360 310 M80 x 560 4804

GPZ37500GD 37500 1800 1440 1800 1440 315 M80 x 560 5204 GPZ40000GD 40000 1870 1480 1870 1480 320 M80 x 640 5640 GPZ45000GD 45000 2000 1600 2000 1600 335 M90 x 640 6822 GPZ50000GD 50000 2080 1660 2080 1660 340 M90 x 640 7477

Phô lôc 18 Kích thước của gối chậu di động một chiều (OVM)

Ký hiệu Khả n¨ng chịu lùc

ChuyÓn vị theo ph−ơng ngang (mm) GPZ1000DX 1000 380 250 300 200 330 270 550 480 70 M16 x

Phô lôc 19 Kích thước của gối chậu di động hai chiều (OVM)

Khả n¨ng chịu lùc (KN) A B C,C 1 D,D 1 A 1 B 1 H