đồ án thiết kế cầu đúc hẫng

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT ĐỒ ÁN CẦU ĐÚC HẪNG ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT MỤC LỤC ĐỒ ÁN CẦU ĐÚC HẪNG CHƯƠNG I GIỚI THIỆU CHUNG I – TỔNG QUAN VỀ CÔNG NGHỆ THI CÔNG CẦU BTCTDƯL BẰNG PHƯƠNG PHÁP ĐÚC HẪNG CÂN BĂNG II – GIỚI THIỆU CHUNG VỀ PHƯƠNG ÁN II.1 – TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ II.2 – SƠ ĐỒ KẾT CẤU II.2.1 – Kết cấu phần CHƯƠNG II TÍNH ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC I CHỌN CÁC KÍCH THƯỚC CẦU CHÍNH II TÍNH ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA DẦM CHỦ II.1 – Phân chia đốt dầm II.3 – Xác định phương trình thay đổi chiều dày đáy dầm II.4 – Xác định cao độ mặt dầm chủ II.5 – Xác định kích thước đặc trưng hình học mặt cắt tiết diện CHƯƠNG III 12 TÍNH TOÁN NỘI LỰC TRONG CÁC GIAI ĐOẠN 12 I TĨNH TẢI GIAI ĐOẠN (DC ): 12 II TĨNH TẢI GIAI ĐOẠN (DW) : 12 III TÍNH NỘI LỰC TÁC DỤNG LÊN KẾT CẤU NHỊP 13 III.1 NỘI LỰC TÁC DỤNG LÊN DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN THI CÔNG 13 III.2 TÍNH TOÁN NỘI LỰC TRONG GIAI ĐOẠN KHAI THÁC 29 III.3 TỔNG HỢP NỘI LỰC TÍNH TOÁN: 36 CHƯƠNG IV 40 TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP 40 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT I- TÍNH LƯỢNG CỐT THÉP TRONG GIAI ĐOẠN THI CÔNG 40 I.1 Đặc trưng vật liệu : 40 I.2 Quy đổi mặt cắt : 40 I.3 Xác định số bó cốt thép DƯL giai đoạn thi công: 42 II TÍNH VÀ BỐ TRÍ CÔT THÉP DƯL TRONG GIAI ĐOẠN KHAI THÁC : 47 II.1 Xác định vị trí TTH mặt cắt 47 II.2 Tính diện tích cốt thép DƯL cần thiết 47 CHƯƠNG V 54 KIỂM TOÁN KẾT CẤU NHỊP 54 I KIỂM TOÁN GIAI ĐOẠN THI CÔNG 54 I.1.Quy đổi mặt cắt đỉnh trụ mặt cắt chữ T 54 I.2 Tính mát ứng suất giai đoạn thi công 54 I.3 Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ I mặt cắt 20-20 (mặt cắt đỉnh trụ) 62 II KIỂM TOÁN GIAI ĐOẠN SỬ DỤNG 67 II.1.Đặc trưng hình học mặt cắt tính đổi 67 II.2 Tính mát ứng suất giai đoạn khai thác 68 II.3.Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ I: 76 II.4 Kiểm toán theo trạng thái giới hạn sử dụng ( Điều 5.5.2) 83 II.4.1 Các giới hạn ứng suất đối bê tông (5.9.4) 83 II.4.2 Biến dạng(5.7.3.6) 83 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT CHƯƠNG I GIỚI THIỆU CHUNG I – TỔNG QUAN VỀ CÔNG NGHỆ THI CÔNG CẦU BTCTDƯL BẰNG PHƯƠNG PHÁP ĐÚC HẪNG CÂN BĂNG Phương pháp đúc hẫng trình xây dựng kết cấu nhịp dầm đốt theo sơ đồ hẫng nối liền thành kết cấu hoàn chỉnh Có thể thi công hẫng từ trụ đối xứng phía hẫng dần từ bờ Phương pháp áp dụng thích hợp để thi công kết cấu liên tục, cầu dầm hẫng , cầu khung cầu dây xiên dầm cứng BTCT Nội dung phương pháp đúc hẫng : - Khi thi công theo phương pháp đúc hẫng , kết cấu nhịp BTCT đúc đà giáo di động theo đốt nối liền đối xứng qua trụ cầu Cốt thép thường khối liên kết với trước đúc bê tông để đảm bảo tính liền khối chịu cắt tốt kết cầu Sau bê tông đốt dầm đủ cường độ cần thiết đốt dầm liên kết với đốt đúc trước nhờ cốt thép DƯL - Phần cánh hẫng kết câu nhịp BTCT thi công xong phải đảm bảo đủ khả nâng đỡ trọng lượng đốt dầm thi công sau với trọng lượng giàn giáo ván khuôn đúc dầm thiết bị phục vụ thi công - Để đảm bảo ổn định chống lật suốt trình thi công đúc hẫng phải đảm bảo tính đối xứng hai cánh hẫng ( Thi công hẫng từ trụ ) nhờ trọng lượng thân nhịp sát bờ đúc đà giáo làm đối trọng Đối sơ đồ cầu khung , đốt dẩm đỉnh trụ liên kết cứng với thân trụ nhờ cáp thép DƯL chạy suốt chiều cao trụ , Với sơ đồ cầu dầm đốt liên kết cứng tạm thời vào trụ cầu nhờ gối tạm cáp thép thép DƯL mà sau thi công xong tháo bỏ - Ở giai đoạn thi công hẫng , kết cấu nhịp chịu mô men âm cần bố trí cốt thép DƯL phía Sau thi công xong cặp đốt dầm đối xứng căng kéo cốt thép DƯl từ đầu mút sang đầu mút bơm vữa bê tông lấp kín khe hở cốt thép thành ống để bảo vệ cốt thép - Sau đúc xong đốt cuối cánh hẫng tiến hành nối ghép chúng thành kết cấu nhịp hoàn chỉnh Việc đúc hẫng đốt đà giáo di động giảm chi phí đà giáo Ván khuôn dùng lại nhiều lần với thao tác lặp lại giảm chi phí nhân lực nâng cao suất lao động Phương pháp đúc hẫng thích hợp với xây dựng dạng kết cấu nhịp có chiều cao mặt cắt thay đổi , đúc đốt dầm cần điều chỉnh cao độ đáy ván khuôn cho hợp lý ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT Phương pháp thi công đúc hẫng không phụ thuộc vào không gian cầu thi công điều kiện sông sâu , thông thuyền hay xây dựng càu vượt thành phố , khu công nghiệp mà không cho phép đình trệ sản xuất hay giao thông công trình II – GIỚI THIỆU CHUNG VỀ PHƯƠNG ÁN II.1 – TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ - Quy trình thiết kế : 22TCN272 –05 Bộ Giao thông vân tải - Tải trọng thiết kế : +) Hoạt tải HL93 , +) Người : 3KN/m2 II.2 – SƠ ĐỒ KẾT CẤU - Sơ đồ cầu : 4x33 + 75 + 120 + 75 + 3x33 - Chiều dài toàn cầu Lc = 511 m , khổ cầu 8+2x1,5 m II.2.1 – Kết cấu phần - Một liên dầm liên tục , bên nhịp dầm giản đơn L=33m - Dầm khung liên tục BTCTDƯL nhịp ( 75 + 120 + 75 ) tiết diện hình hộp , vách nghiêng , chiều cao dầm thay đổi H= 7m trụ đến H=3m nhịpvà đầu dầm , bề rộng đáy dầm hộp B=5m - Cao độ đáy dầm thay đổi theo quy luật parabol đảm bảo phù hợp yêu cầu chịu lực mỹ quan kiến trúc - Mặt cắt hộp dạng thành xiên +) Chiều dày nắp : tb = 30 (cm) +) Chiều dày đáy : Tại mặt cắt gối 100 cm , mặt cắt nhịp 30 cm +) Chiều dày phần cánh hẫng : hc = 25 cm +) Chiều dày sườn dầm : Tại trụ ts = 80 cm , Tại mặt cắt nhịp ts = 50 cm - Vật liệu dùng cho kết cấu nhịp 1- Bê tông mác có: +) f’c = 40 (MPa) +) c = 24,5 (kN/m3) +) Ec = 32979,77 (MPa) 2- Cốt thép DƯL hãng VSL theo tiêu chuẩn ASTM - grade 270 có tiêu sau: +) Diện tích tao Astr = 1,387 mm2 +) Cường độ cực hạn: fpu = 1860 MPa +) Độ chùng sau 1000h 200C 2.5% 3- Neo: Sử dụng loại neo EC-5-31, EC-5-22 EC 5-12 4- Cốt thép thường: Sử dụng loại cốt thép có gờ với tiêu: +) fy = 420 (MPa) - Dầm dẫn : bê tông cốt thép DƯL có chiều dài L = 33m , Mặt cắt ngang gồm dầm chủ tiết diện chữ T , chiều cao h = 1,5 m , đặt cách 2,3m - Trắc dọc cầu theo bán kính R = 3866 m , phạm vi 270m , dốc 3% phía mố đường đầu cầu , Độ dốc ngang cầu in = 2% - Mặt cầu BT Asphan 7cm , lớp phòng nước 4mm ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT - Gối cầu , khe co giãn cao su , lan can thép , Thoát nước chiếu sáng theo quy định hành - Bản mặt cầu nhịp dẫn giản đơn BTCT 15 cm , Lớp phủ mặt cầu gồm lớp : Lớp bê tông tạo dốc 4cm , lớp phòng nước 0,4cm , Lớp bê tông asphan 7cm ; độ dốc ngang cầu in = 2% II.2.2 – Kết cấu phần a) Cấu tạo trụ cầu : - Trụ cầu dùng loại trụ thân đặc BTCT đổ bê tông chỗ bê tông có cường độ chịu nén f’c = 30Mpa - Trụ T1, T2, T3 , T8, T9 : đặt móng cọc đóng : d = 40 cm - Trụ T4, T7 : đặt móng cọc khoan nhồi : D = 100 cm - Trụ T5, T6: đặt móng cọc khoan nhồi : D = 150 cm - Phương án móng : Móng cọc đài thấp b) Cấu tạo mố cầu - Mố cầu dùng loại mố U BTCT , đổ chỗ mác bê tông chế tạo f’c = 30Mpa - Mố kết cấu nhịp dẫn đặt móng cọc đóng d= 40 cm ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT CHƯƠNG II TÍNH ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC I CHỌN CÁC KÍCH THƯỚC CẦU CHÍNH - Chiều dài kết cấu nhịp: kết cấu nhịp liên tục chiều dài nhịp biên Lnb= (0,6  0,8) chiều dài nhịp Lng +) Trong phương án chọn Lng = 120m +) Lấy : Lnb = 75 m Sơ đồ bố trí chung nhịp cầu : 7500 120000 7500 - Xác định kích thước mặt cắt ngang : Dựa vào công thức kinh nghiệm ta chọn mắt cắt ngang hình vẽ : 500 1500 400 400 7000 8000 400 1000 300 500 1500 500 3000 1200 500 800 3003280 1800 600 700 1000 II TÍNH ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA DẦM CHỦ II.1 – Phân chia đốt dầm Nguyên tắc chung phân chia đốt dầm : - Chọn chiều dài đốt K0 phần đà giáo mở rộng trụ : Trong phương pháp đúc hẫng cân , Chiều dài đốt K0 thường vào khoảng 12-14 m, để có đủ diện tích mặt cho việc lắp đặt xe đúc đối xứng mà thi công hai cánh hẫng đối xứng ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT K0 13 14 12 10 11 - Chọn chiều dài đốt hợp long nhịp : Có thể lấy khoảng 2-4 m - Phần lại chiều dài cánh hẫng lấy khoảng từ 2,5 – m , Theo dọc cầu có nhóm đốt, nhóm gồm đốt có chiều dài giống , Các nhóm khác có chiều dài khác Chiều dài đốt chọn cho tận dụng hết lực thiết bị xe đúc Ví dụ trọng lượng xe đúc nên gần với khả treo xe đúc Như giảm bớt số xe đốt đúc hẫng Mặt khác khối lượng bê tông đốt phải phù hợp với khả cung cấp bê tông đến công trường - Để đơn giản trình thi công phù hợp với trang thiết bị có đơn vị thi công ta phân chia đốt dầm sau : +) Đốt đỉnh trụ : = 14m (khi thi công tiến hành lắp đồng thời xe đúc trụ) +) Đốt hợp long nhịp : dhl = 2m +) Đốt hợp long nhịp biên : dhl = 2m +) Chiều dài đoạn đúc đà giáo : ddg = 14 m +) Số đốt ngắn trung gian : n = đốt , chiều dài đốt : d = m +) Số đốt trung gian lai : n = 10 đốt , chiều dài đốt d = m - Sơ đồ phân chia đốt dầm : +) Nhịp : 4x3 10x4 14 +) Nhịp biên : 16' 4x3 10x4 9' 14' 13' 12' 11' 10' 8' 7' 6' 5' 4' 3' 2' 1' 14 14 K0 II.2 – Xác định phương trình thay đổi cao độ đáy dầm - Giả thiết đáy dầm thay đổi theo phương trình parabol bậc theo phương trình : Y = ax2 + bx +c - Lấy điểm đốt hợp long làm gốc toạ độ , trục x , y có chiều hình vẽ : O(0,0) B(-58,5;4,0) O(0,0) A(58,5;4,0) Y - Do đường cong qua gốc toạ độ nên c=0 , đồng thời đường cong qua điểm A(-58,5;4,0) B(58,5;4,0) nên có dạng : 4,0 = a.58,52 + 58,5.b 4,0 = a.58,52 - 58,5.b - Từ hai phương trình ta tính : ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT H02-2 BI3 BI3-2 B01 - B02 B03 HI4 H03 HI3 B01-2 HI5 H02 H01 BI1 BI1-2 HI1 HI2 A = 0,001169 B=0 Vậy phương trình có dạng: Y = 0,001169.x2 II.3 – Xác định phương trình thay đổi chiều dày đáy dầm - Tính toán tương tự ta có phương trình thay đổi chiều dày đáy dầm sau ( Với gốc toạ độ chọn mặt đáy dầm vị trí nhịp) : Y = 0,00108119.x2 – 0,000097307 II.4 – Xác định cao độ mặt dầm chủ -Mặt cầu nằm đường cong đứng bán kính R = 3866 m II.5 – Xác định kích thước đặc trưng hình học mặt cắt tiết diện Sau khai báo mặt cắt thay đổi MiDas xong , ta tính kích thước mặt cắt sau : ½ Mặt cắt dầm chủ Bảng kích thước hình học mặt cắt : MC HO1 0.3 HO2 0.5 HO2-2 0.4 HO3 6.2 BO1 2.25 BO1-2 1.85 BO2 1.25 BO3 2.5 HI1 0.3 HI2 0.4 0.3 0.5182 0.4 5.4532 2.2548 1.8952 1.1706 2.5746 0.3 0.4182 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.5274 0.536 0.5441 0.5516 0.5608 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4 5.0774 4.724 4.3929 4.0841 3.7071 2.2574 2.26 2.2626 2.2652 2.2687 1.9199 1.9346 1.9693 1.994 2.0269 1.1273 1.084 1.0407 0.9974 0.9397 2.6153 2.656 2.6967 2.7374 2.7917 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.4274 0.436 0.4441 0.4516 0.4608 0.3 0.569 0.4 3.3698 2.2722 2.0598 0.8819 2.8459 0.3 0.469 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP HI3 HI4 HI5 BI1 BI1-2 BI3 BI3-2 HO1 HO2 HO2-2 HO3 BO1 BO1-2 BO2 BO3 HI1 HI2 HI3 HI4 HI5 BI1 BI1-2 BI3 BI3-2 THIẾT KẾ KỸ THUẬT 4.7 0.6 2.95 1.9 1.3 4.1262 0.5545 0.8725 2.9739 1.9 2.0861 1.4052 3.8375 0.5316 0.8083 2.987 1.9 2.133 1.4626 3.566 0.51 0.748 1.9 2.18 1.52 3.3116 0.4898 0.6915 3.013 1.9 2.227 1.5774 3.0744 0.471 0.6388 3.0261 1.9 2.2739 1.6348 2.7848 0.448 0.5744 3.0435 1.9 2.3365 1.7113 2.5256 0.4274 0.5168 3.0609 1.9 2.3991 1.7878 MC 0.3 0.5763 0.4 3.0722 2.2757 2.0927 0.8242 2.9002 0.3 0.4763 2.2969 0.4093 0.466 3.0783 1.9 2.4617 1.8643 MC 0.3 0.5826 0.4 2.8143 2.2791 2.1256 0.7664 2.9544 0.3 0.4826 2.0988 0.3936 0.422 3.0957 1.9 2.5243 1.9409 MC 10 0.3 0.5879 0.4 2.596 2.2826 2.1585 0.7087 3.0087 0.3 0.4879 1.9311 0.3802 0.3847 3.113 1.9 2.587 2.0174 MC 11 0.3 0.5923 0.4 2.4175 2.2861 2.1914 0.651 3.063 0.3 0.4923 1.7939 0.3694 0.3542 3.1304 1.9 2.6496 2.0939 MC 12 0.3 0.5956 0.4 2.2786 2.2896 2.2243 0.5932 3.1172 0.3 0.4956 1.6872 0.3609 0.3305 3.1478 1.9 2.7122 2.1704 MC 13 0.3 0.5981 0.4 2.1794 2.293 2.2572 0.5355 3.1715 0.3 0.4981 1.611 0.3548 0.3136 3.1652 1.9 2.7748 2.247 MC 14 MC 15 0.3 0.3 0.5995 0.6 0.4 0.4 2.1198 2.1 2.2965 2.30 2.2901 2.323 0.4777 0.42 3.2257 3.28 0.3 0.3 0.4995 0.5 1.5652 1.55 0.3512 0.35 0.3034 0.3 3.1826 3.2 1.9 1.9 2.8374 2.9 2.3235 2.4 - Bảng tính toán đặc trưng hình học mặt cắt đầm chủ Tên MC 10 11 12 13 x h hd (m) (m) (cm) 108.40 6.2714 95.61 10 5.9048 89.17 13 5.56 83.09 16 5.237 77.39 19 4.9357 72.06 23 4.5679 65.52 27 4.2388 59.65 31 3.9485 54.44 35 3.6969 49.89 39 3.4839 46.00 43 3.3098 42.77 47 3.1742 40.19 51 3.0775 38.28 B (m) 12 12 12 12 12 12 12 12 12 12 12 12 12 12 Bd (m) 5.1492 5.2306 5.312 5.3934 5.4748 5.5834 5.6918 5.8004 5.9088 6.0174 6.126 6.2344 6.343 Bs (cm) 80 76.4 74.9 73.4 71.9 70.3 68.3 66.3 64.2 62.2 60.2 58.1 56.1 54.1 10 F (cm2) 133628 122050 116440 111147 106171 101472 95759 90613 86007 82006 78578 75701 73428 71735 S (cm3) 4.41E+07 3.67E+07 3.34E+07 3.04E+07 2.77E+07 2.53E+07 2.25E+07 2.01E+07 1.81E+07 1.65E+07 1.51E+07 1.40E+07 1.32E+07 1.26E+07 Yo (cm) 329.69 301.06 286.84 273.50 261.02 249.36 235.11 222.31 210.94 201.00 192.50 185.47 179.89 175.81 J (cm4) 9.86E+09 7.42E+09 6.35E+09 5.43E+09 4.65E+09 3.99E+09 3.26E+09 2.68E+09 2.22E+09 1.86E+09 1.59E+09 1.39E+09 1.24E+09 1.14E+09 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP G4 G5 G6 B1 B2 B3 B4 THIẾT KẾ KỸ THUẬT 37-37 37-37 3-3 3-3 3-3 3-3 3-3 25500 29500 33500 21500 25500 29500 33500 0.174533 0.174533 0.174533 0.174533 0.174533 0.174533 0.174533 80.18 83.79 87.38 76.57 80.18 83.79 87.38 II.2.3 Mất mát thiết bị neo (Theo điều 5.9.5.2) Δf pA  ΔL Ep L Trong đó: L: Chiều dài tụt neo, L = 0,006 m/1 neo L: chiều dài cáp dự ứng lực(mm) Bó cáp Mặt cắt L(mm) L(mm) Ep(Mpa) ΔFpA (Mpa) 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 6 6 14000 20000 26000 32000 38000 197000 197000 197000 197000 197000 42.21 29.55 22.73 18.47 15.55 10 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 6 6 46000 54000 62000 70000 78000 197000 197000 197000 197000 197000 12.85 10.94 9.53 8.44 7.58 11 12 13 14 15 G1 G2 G3 G4 G5 G6 B1 B2 B3 B4 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 37-37 37-37 37-37 37-37 37-37 3-3 3-3 3-3 3-3 3-3 6 6 6 6 6 6 6 86000 94000 102000 110000 118000 13500 17500 21500 25500 29500 33500 21500 25500 29500 33500 197000 197000 197000 197000 197000 197000 197000 197000 197000 197000 197000 197000 197000 197000 197000 6.87 6.29 5.79 5.37 5.01 43.78 33.77 27.49 23.18 20.03 17.64 27.49 23.18 20.03 17.64 II.2.4 Mất mát co ngắn đàn hồi.(5.9.5.2.3b) 70 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT Mất mát co ngắn đàn hồi chất căng bó sau gây mát cho bó trước Và tính theo công thức: ΔfpES = N 1 Ep f cpg (Mpa) N E ci Trong đó: + Ep :Mô đun đàn hồi bó thép ứng suất trước -> Ep = 197000 (Mpa) + Eci : Mô đun đàn hồi bê tông lúc bắt đầu tạo ứng suất trước Eci = 31287,353 (Mpa) + N : Số lượng bó thép ứng suất trước giống nhau.-> N=32 + fcgp : Tổng ứng suất bêtông trọng tâm bó thép ứng suất trước lực ứng suất trước sau kích tự trọng cấu kiện mặt cắt có mômen max (MPa) f cgp  - F F.e M ttbt e  A I I Với : + F: lực nén bêtông ứng suất trước gây thời điểm sau kích, tức xảy mát ma sát tụt neo F  f pj - f pF - f pA A ps (Mpa) + e : Độ lệch trọng tâm bó thép so với trục trung hoà tiết diện + e = 3.2895(m) + A : Diện tích mặt cắt ngang mặt cắt 20 , 37, + Mttbt : Mô men tải trọng thân mặt cắt nhịp, Dùng chương trình MiDas ta tính , Mttbt = 551777 (KN.m) Bó cáp 10 11 12 Mặt cắt 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 Số cáp 2 2 2 2 2 2 F (KN) 4635.25 4658.54 4662.44 4657.90 4648.96 4633.21 4614.92 4595.13 4574.40 4553.04 4531.28 4509.25 Ep/Eci 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 71 Fcpg (Mpa) 9.879 9.876 9.876 9.876 9.877 9.879 9.881 9.884 9.886 9.889 9.891 9.894 ΔfpES (Mpa) 4.939 4.938 4.938 4.938 4.939 4.940 4.941 4.942 4.943 4.944 4.946 4.947 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP 13 14 15 G1 G2 G3 G4 G5 G6 B1 B2 B3 B4 20-20 20-20 20-20 37-37 37-37 37-37 37-37 37-37 3-3 3-3 3-3 3-3 3-3 THIẾT KẾ KỸ THUẬT 2 2 2 2 2 2 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 6.296 4487.04 4464.71 4442.32 4443.67 4464.88 4473.72 4476.04 4474.50 4470.49 4473.72 4476.04 4474.50 4470.49 9.896 9.899 9.901 9.901 9.899 9.898 9.897 9.898 9.898 9.898 9.897 9.898 9.898 4.948 4.949 4.951 4.951 4.949 4.949 4.949 4.949 4.949 4.949 4.949 4.949 4.949 II.2.5 Mất mát co ngót (5.9.5.4.2) Mất mát co ngót bêtông cấu kiện kéo sau xác định theo công thức: f pSR  93 - 0.85H Trong đó: + H: Độ ẩm tương đối bao quanh kết cấu, lấy trung bình hàng năm Lấy H = 80% + Suy mát ứng suất co ngót là: f pSR  93 - 0.85x80%  25 (MPa) II.2.6 Mất mát từ biến (5.9.5.4.3) Δf pCR  12f cgp  f cdp Trong đó: + fcgp : Tổng ứng suất bêtông trọng tâm bó thép ứng suất trước lực ứng suất trước sau kích tự trọng cấu kiện mặt cắt có mômen max (MPa) + Δf cdp : Thay đổi ứng suất bêtông trọng tâm thép ứng suất trước tải trọng thường xuyên, trừ tải trọng tác động vào lúc thực lực ứng suất trước, tính mặt cắt tính fcgp (MPa) Δf cdp   M ds e M da e  I I + Mds : moment trọng lượng lớp phủ lớp bảo vệ mặt cầu + Mda : momen tĩnh tải chất thêm sau bê tông đông cứng + e : khoảng cách từ trọng tâm bó thép đến trục trung hoà tiết diện Mất mát ứng suất từ biến tổng hợp bảng sau: 72 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP Bó cáp 10 11 12 13 14 15 G1 G2 G3 G4 G5 G6 B1 B2 B3 B4 Mặt cắt 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 37-37 37-37 37-37 37-37 37-37 3-3 3-3 3-3 3-3 3-3 THIẾT KẾ KỸ THUẬT Mds Số cáp (KN.m) 397051.00 397051.00 397051.00 397051.00 397051.00 397051.00 397051.00 397051.00 397051.00 397051.00 397051.00 397051.00 397051.00 397051.00 397051.00 89800.20 89800.20 89800.20 89800.20 89800.20 89800.20 40100.73 40100.73 40100.73 40100.73 Mda (KN.m) 39074.60 39074.60 39074.60 39074.60 39074.60 39074.60 39074.60 39074.60 39074.60 39074.60 39074.60 39074.60 39074.60 39074.60 39074.60 9849.05 9849.05 9849.05 9849.05 9849.05 9849.05 4565.35 4565.35 4565.35 4565.35 Δfcdp (Mpa) -8.236 -8.236 -8.236 -8.236 -8.236 -8.236 -8.236 -8.236 -8.236 -8.236 -8.236 -8.236 -8.236 -8.236 -8.236 -13.773 -13.773 -13.773 -13.773 -13.773 -13.773 -7.037 -7.037 -7.037 -7.037 ΔfpCR (Mpa) 176.197 176.164 176.159 176.165 176.178 176.200 176.225 176.253 176.282 176.312 176.342 176.373 176.404 176.436 176.467 215.229 215.199 215.187 215.184 215.186 215.191 168.032 168.029 168.031 168.036 II.2.7 Mất mát tự chùng (5.9.5.4.4) Δf pR  Δf pR1  Δf pR2 Trong đó: + Δf pR1 : Mất mát thời điểm truyền lực truyền lực(Mpa) + Δf pR1 : Mất mát sau truyền(Mpa) Như mát tự chùng phải tính hai thời điểm: - Mất mát tự chùng thời điểm truyền lực (5.9.5.4.4b) Sử dụng tao thép có độ tự chùng thấp nên mát dão lúc truyền lực tính : Δf pR1   log24t   f pj   0,55 f pj 40  f py  Trong đó: t: Thời gian từ lúc tạo ứng suất trước đến lúc truyền, (ngày) 73 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT t = (ngày) fpj: ứng suất ban đầu bó thép vào cuối lúc kéo (Mpa) f pj  0.74f pu  Δf pES  Δf pF  Δf pA fpy : Cường độ chảy quy định bó thép (MPa) Mặt Bó cáp cắt Số cáp Fpj(Mpa) t(ngày) 20-20 1315.930 20-20 1322.926 20-20 1324.098 4 20-20 1322.735 20-20 1320.048 20-20 1315.316 20-20 1309.822 20-20 1303.876 20-20 1297.645 10 20-20 1291.229 11 20-20 1284.691 12 20-20 1278.071 13 20-20 1271.397 14 20-20 1264.689 15 20-20 1257.961 G1 37-37 1258.364 G2 37-37 1264.737 G3 37-37 1267.396 G4 37-37 1268.093 G5 37-37 1267.629 G6 3-3 1266.425 B1 3-3 1267.396 B2 3-3 1268.093 B3 3-3 1267.629 B4 3-3 1266.425 Δf pR1 18.412 18.800 18.866 18.790 18.640 18.378 18.076 17.751 17.413 17.067 16.717 16.366 16.014 15.664 15.315 15.336 15.667 15.805 15.842 15.817 15.754 15.805 15.842 15.817 15.754 - Mất mát dão thép sau truyền lực (5.9.5.4.4c) Với thép có độ tự chùng thấp cho cấu kiện kéo sau, mát dão thép sau truyền tính sau: Δf pR2  30 138  0,3Δ, pF  0,4Δ, pES  0,2Δf pSR  Δf pCR  100   Bó cáp Mặt cắt 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 74 Số cáp 2 2 Δf PR2 27.537 27.029 26.521 26.014 25.509 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT 10 11 12 13 14 15 G1 G2 G3 G4 G5 G6 B1 B2 B3 B4 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 20-20 37-37 37-37 37-37 37-37 37-37 3-3 3-3 3-3 3-3 3-3 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 24.839 24.171 23.507 22.847 22.190 21.536 20.885 20.238 19.595 18.955 20.155 19.829 19.504 19.179 18.854 18.530 22.333 22.008 21.683 21.359 II.2.8 Tổng mát ứng suất bó cáp giai đoạn sử dụng: Mặt Bó cáp cắt Số cáp Δf PT (Mpa) 20-20 307.616 20-20 300.468 20-20 298.847 20-20 299.634 20-20 301.679 20-20 305.500 20-20 310.051 20-20 315.036 20-20 320.297 10 20-20 325.739 11 20-20 331.305 12 20-20 336.954 13 20-20 342.661 14 20-20 348.406 15 20-20 354.176 G1 37-37 393.755 G2 37-37 387.358 G3 37-37 384.500 G4 37-37 383.511 G5 37-37 383.628 G6 3-3 384.451 B1 3-3 340.174 75 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT B2 B3 B4 3-3 3-3 3-3 2 339.186 339.302 340.126 -> Mất mát tổng cộng : Δf PT = 338.97 (Mpa) II.3.Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ I: II.3.1 Sức kháng uốn (theo điều 5.7.3.2) Căn vào điều 5.7.3.2 AASHTO ta kiểm tra theo công thức:  Mn  Mu Trong : + Φ : Hệ số sức kháng,  = 1.0 cấu kiện dự ứng lực chịu kéo uốn (Theo 5.5.4.2.1 Tiêu chuẩn 22 TCN 272-05) + Mn : Sức kháng uốn danh định tiết diện, tính theo công thức : a a a    a h  M n  A psf ps  d p -   A s f y  d s -  - A 'sf y'  d 's -   0.85f c' b - b w  β1h f  - f  2 2 2    2  + Aps : Tổng diện tích bó thép ứng suất trước + ds : Khoảng cách từ thớ nén đến trọng tâm cốt thép chịu kéo không DUL (mm) + ds’ : Khoảng cách từ thớ biên chịu kéo đến trọng tâm cốt thép chịu nén (mm) + fps : ứng suất trung bình thép ứng suất trước sức kháng danh định, tính theo phân tích 5.7.3.1.1-1 :  c  f ps  f pu 1 - k    d p   + Với :  f py    0.38 k  1.04   f pu   C : Khoảng cách từ trục trung hoà đến mặt chịu nén (mm) A psf pu c 0.85f c'β1b w  kA ps f pu dp dp : Khoảng cách từ thớ chịu nén đến trọng tâm bó thép ứng suất trước b : Chiều rộng cánh chịu nén bw : Chiều rộng bụng 1 : Hệ số quy đổi khối ứng suất: 76 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT 1 = 0.764 hf : Chiều dầy cánh chịu nén cấu kiện a : Chiều dày khối ứng suất tương đương, a = c.1 Tổng hợp kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ I sau: +) Bảng thông số tính toán: fpu 1860.00 Mpa fpy 1581 Mpa Ep 197000 Mpa f'c 40 Mpa fcr 4.455 Mpa fy 420 Mpa f 'y 420 Mpa Es 200000 MPa k 0.380 1 0.764 Φ 1.0 +) Bảng giá trị ứng suất trung bình cốt thép dự ứng lực sức kháng danh định tiết diện (Theo điều 5.7.3.1.1) Tiết diện β1 Aps As A 's bw (mm2) (mm2) (mm2) 3-3 14860 26641 47333 0.764 100 20-20 53260.8 47333 30159 0.764 100 37-37 22290 26641 47333 0.764 160 b(mm) hf(mm) dp(mm) c(mm) fps(Mpa) (cm) Tiết diện 3-3 11500 350 2850 1174 1568.85 20-20 5000 1084 6850 3465 1502.47 37-37 11500 350 2850 1765 1422.3 +) Bảng kiểm toán sức kháng uốn tiết diện (Theo điều 5.7.3.2) 77 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT Tiết a ds d s’ Mr Mu diện (mm) (mm) (mm) (KN.m) (KN.m) 3-3 896.94 2850 150 149556.16 115250 Đạt 20-20 2647.26 6850 150 550929.95 745396 Đạt 37-37 1348.46 2850 150 127150.80 216059 Đạt Kiểm tra II.3.2 Kiểm tra giới hạn cốt thép ứng suất trước II.3.2.1 Hàm lượng thép tối đa: (theo 5.7.3.3.1-1) Điều kiệm kiểm tra: c  0.42 de Trong đó: + c : khoảng cách từ thớ nén đến trục trung hoà (mm) + de : Khoảng cách có hiệu tương ứng từ thớ nén đến trọng tâm cốt thép chịu kéo (mm) (5.7.3.3.1-2) de  A ps f ps d p  A s f y d s A ps f ps  A s f y Tổng hợp kiểm toán giới hạn cốt thép bảng sau: Tiết diện de c c/de Kiểm tra (mm) (mm) 3-3 3850 1174 0.304 Đạt 20-20 7850 3465 0.401 Đạt 37-37 3850 1765 0.411 Đạt II.3.2.2 Hàm lượng thép tối thiểu: (theo 5.7.3.3.2) Bất kỳ mặt cắt cấu kiện chịu uốn, lượng cốt thép thường cốt thép dự ứng lực chịu kéo phải đủ để phát triển sức kháng uốn tính toán Mr Lấy giá trị nhỏ giá trị sau: a) 1.2 Mcr xác định sở phân bố ứng suất đàn hồi cường độ chịu kéo uốn fr bê tông theo 5.4.2.6 M cr  I (-f r  f pe  f d ) yt Trong đó: + f r  0.63 f'C + fd : ứng suất tải trọng thân tính theo trạng thái giới hạn cường độ thớ mà ứng suất kéo gây tải trọng (Mpa) 78 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT fd  M  yb I + fpe :là ứng suất nén bê tông ứng suất nén trước có hiệu f pe   A ps f ps  Ag A ps f ps e I yb + Ag : diện tích tiết diện giai đoạn I + I: mô men quán tính tiết diện giai đoạn I + yt : khoảng cách từ thớ chịu nén đến trục trung hoà + yb : khoảng cách từ thớ chịu kéo đến trục trung hoà b) 1.33 Mu tổ hợp tải trọng - cường độ thích hợp quy định bảng 3.4.1.1 tiêu chuẩn 22 TCN 272-05 Tổng hợp kiểm toán giới hạn cốt thép tối thiểu cho bảng sau: fc’ fr MDC Ag yt yb I Mcr Mu KN.m KN.m Tiết diện Mpa MPa KN.m m 3-3 40 3.98 40100.7 8.34 1.17 1.83 20-20 40 3.98 397051.0 18.34 3.54 3.46 174.18 486191.2 745396 37-37 40 3.98 89800.2 8.70 1.77 1.24 Tiết 1,22.Mcr 1,33.Mu diện KN.m KN.m m m Min Mr KN.m KN.m m 6.34 92203.59 115250 7.67 83538.64 216059 Kiểm tra 3-3 153282.5 110644.3 110644.3 149556.16 Đạt 20-20 991376.7 543429.5 543429.5 550929.95 Đạt 37-37 287358.5 100246.4 100246.4 127150.80 Đạt II.3.3 Kiểm toán sức kháng cắt cho tiết diện: Công thức kiểm toán: Vu   Vn Trong đó: +Φ : Hệ số sức kháng cắt xác định theo quy định bảng 5.5.2.2-1 Φ = 0.7 + Vn :Sức kháng cắt danh định xác định theo quy định điều 5.8.3.2 Vn1  Vc  Vs  Vp Vn   ' Vn2  0.25f c b v d v  Vp 79 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT Với: + Vc : Sức kháng cắt danh định ứng suất kéo bê tông (TCN 5.8.2.4) Vc  0.083 f c' b v d v + Vs : Sức kháng cắt cốt thép chịu cắt (TCN5.8.3.3) A v f y d v cotg  cotg sin Vs  s + Vp : Thành phần lực ứng suất trước có hiệu hướng lực cắt tác dụng, dương ngược chiều lực cắt (N) Vp  A str f p  sin i i 1 + dv : chiều cao chịu cắt có hiệu xác định điều 5.8.2.7 + bv: bề rộng bụng có hiệu, lấy bệ rộng lớn chiều cao dv + s : Cự ly cốt thép đai +  : Hệ số khả bêtông bị nứt chéo truyền lực keo quy định điều 5.8.3.4 +  : Góc nghiêng ứng suất nén chéo xác định điều 5.8.3.4 (độ) Khi tính, giả thiết trước góc , sau tính giá trị để tra bảng ngược lại  , hai giá trị  gần chấp nhận được, không giả thiết lại +  : Góc nghiêng cốt thép đai trục dọc (độ) Nếu cốt đai thẳng đứng,  = 900 + Av: Diện tích cốt thép chịu cắt cự ly s (mm2) II.3.3.1 Xác định Vp : Tại măt cắt (3-3 , 20-20 , 37-37) góc lệch cưa cáp i so với phương ngang α = : Vp = (KN.m) II.3.3.2 Xác định dv bv: - Chiều cao chịu cắt dv: Chiều cao chịu cắt có hiệu lấy cự ly đo thẳng góc với trục trung hoà hiệu ứng lực kéo nén uốn, tức là:  0,9d e  d v  max 0,72h  a d e   Với 80 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT + a = 1.c + 1 tính phần tính chất vật liệu, 1 = 0.764 Mặt cắt dv(mm) 3-3 2160 20-20 5040 37-37 2160 - Bề rộng chiu cắt có hiệu tiết diện bv: Tại tiết diện kiểm toán, bề rộng có hiệu lấy bề rộng sườn có hiệu tiết diện dầm Mặt cắt bv(mm) 3-3 1000 20-20 1600 37-37 1000 II.3.3.3 Xác định  : - Hai giá trị  : Được tra từ bảng 5.8.3.4.2-1 - Để xác định   ta phải thông qua giá trị sau  f c'  x Trong đó: +  : ứng suất cắt bêtông :   Vu   Vp  b vd v (MPa) + εx : Ứng biến cốt thép phía chịu kéo uốn cấu kiện xác định theo công thức sau : Mu  0.5Vu cotgθ  A psf po dv x  E s A s  E p A ps + fpo : ứng suất thép dự ứng lực ứng suất bêtông xung quanh 0: f po  f pe  f pc Ep Ec (MPa) + fpe : ứng suất có hiệu thép ứng suất trước sau mát f pe  - A ps f ps A ps f ps e yt Ag I + Ep = 197000 (Mpa) + Ec = 32979.77 (Mpa) (MPa) Giả sử  = 300 Sau tính toán tra bảng 5.8.3.4.2-1, ta có giá trị   sau: 81 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT v/fc’ Mặt bv dv Vu V cắt (mm) (mm) (Mpa.m2) (Mpa) εx (độ)  3-3 1000 2160 4.7936 0.4168 0.0104 0.00016 31 2.3 20-20 1600 5040 31.9995 1.7391 0.0435 0.00155 30 2.28 37-37 1000 2160 2.5163 0.2188 0.0055 0.00199 32 2.1 Vậy giá trị  tính gần sát với giả thiết ta chọn để tính toán II.3.3.4 Tính Vc Vs: - Chọn cốt đai chống cắt Để rễ rang thi công , chọn cốt đai có đường kính không đổi Φ=16 mm , khoảng cách cốt đai thay đổi theo giảm lực cắt theo chiều dài dầm Avmin = 0,083 f c' bv s fy Trong : + Av : diện tích cốt thép ngang cự ly s (mm2) + s : Cự ly cốt thép đai (mm) Thay số vào chương trình ta Avmin fc’ Mặt cắt bv fy S Avmin (mm) (Mpa) 3-3 1000 420 40 250 312.46 20-20 1600 420 40 100 199.98 37-37 1000 420 40 250 312.46 (mm2) (Mpa) (mm) Dựa vào kết tính toán thông số thành phần ta tính Vc Vs bv dv  S (mm ) (độ) (mm) 2160 312.46 31 1600 5040 199.98 1000 2160 312.46 Mặt cắt (mm) (mm) 3-3 1000 20-20 37-37 Av β Vc Vs 250 0.764 KN 866.27 KN 1887.07 30 100 32 250 0.764 3234.09 7045.28 0.764 866.27 1887.07 II.3.3.5 Tính sức kháng danh định tiết diện kiểm toán sức kháng cắt: Mặt cắt Vn1 Vn2 Vn Vr = Φ.Vn Vu kN kN kN kN kN 82 Kết luận ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT 3-3 27533.48 21600 2753.35 19273.44 4783.59 Đạt 20-20 102793.65 80640 10279.36 71955.55 31999.51 Đạt 37-37 27533.48 Đạt 21600 2753.35 19273.44 2516.32 II.4 Kiểm toán theo trạng thái giới hạn sử dụng ( Điều 5.5.2) Các vấn đề kiểm toán trạng thái giới hạn sử dụng : Nứt , biến dạng ứng suất trước bê tông II.4.1 Các giới hạn ứng suất đối bê tông (5.9.4) Kiểm tra theo công thức : - Kiểm tra giới hạn ứng suất nến bê tông : Ft = M F F e  y b  TTBT y t  0,45 f c' A I I - Kiểm tra giới hạn ứng suất kéo bê tông : Ft = M F F e  y b  TTBT y b  0,5 f c' A I I Trong : + F : Tổng lực kéo bó cáp ứng suất trước + M T T B T : Mô men tải trọng thân dầm + A : Diện tích mặt cắt dầm + I : mô men quán tính của tiết diện dầm + e: Độ lệch tâm trọng tâm bó thép ứng suất trước đến trục trung hoà tiết điện + y t : khoảng cách từ trục trung hoà đến thớ tiết điện + y b : khoảng cách từ trục trung hoà đến thớ tiết diện Mặt cắt F A I e yt yb ft fb 0.45f c ’ (Mpa) (m ) (m ) (m) (m) m Mpa Mpa Mpa Mpa 1316.2 8.34 6.34 1.17 1.8 -77.7 520 18 -3.16 Đạt 20 1316.2 18.34 174.2 3.29 3.54 3.5 -8.2 151 18 -3.16 Đạt 37 1316.2 8.70 7.7 1.06 1.77 1.2 -149 355 II.4.2 Biến dạng(5.7.3.6) 18 -3.16 Đạt Theo điều 5.7.3.6 giới hạn độ võng : - Tải trọng xe tải nói chung : L/800 = 15cm 83 -0.5 f c' KL ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT - Sử dụng chương trình MiDas sau phân tích kết cầu tổ hợp tải trọng ta có : Độ võng cầu mặt cắt nhịp với tải trọng xe Δ = 12.5 cm Ta thấy : Δ < L/800 -> thoả mãn 84 [...]... 1.1.Thi công đúc hẫng đối xứng ra hai bên trụ Hình 3.1 Sơ đồ tải trọng khi thi công đúc hẫng đối xứng - Tải trọng trong giai đoạn này bao gồm: + Tĩnh tải các đốt đúc DC có hệ số tải trọng nDC = 1.25 + Trọng lượng thiết bị đúc và vật liệu Xe đúc CE =660 KN đặt cách đầu mút đốt đúc trước là 0,9 m, nCE = 1.25 + Trọng lượng rải đều của người và thiết bị thi công 13 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT CLL... KN m KN/m KN/m KN/m ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT = 19,98 + 7,2 + 0 835 = 28,015 (KN/m) +) Tĩnh tải giai đoạn II tính toán DWIItt = g DWIITC = 1,5 28,015 = 42,0225 ( KN/m) III TÍNH NỘI LỰC TÁC DỤNG LÊN KẾT CẤU NHỊP III.1 NỘI LỰC TÁC DỤNG LÊN DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN THI CÔNG 1 Các sơ đồ tính : Sơ đồ phân chia đốt đúc và các mặt cắt Đặc điểm của công nghệ thi công đúc hẫng là sơ đồ kết cấu thay đổi liên... cứng : Nhịp biên có đoạn đúc trên đà giáo cố định dài 14 m Sau khi đúc hẫng cân bằng xong ta tiến hành hợp long nhịp biên Việc tính toán hợp long nhịp biên là rất phức tạp do trình tự đổ bê tông, căng kéo cáp DƯL, điều chỉnh vị trí khối hợp long ảnh hưởng rất nhiều đến trình tự và phương pháp tính toán hợp long Sơ đồ tính toán : 15 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT Hình 3.2 Sơ đồ tải trọng khi hợp long... trí cốt thép DƯL đảm bảo an toàn cho kết cấu Sau đây là nội dung tính toán các giai đoạn thi công kết cấu nhịp liên tục 2.1.Thi công đúc hẫng đối xứng từ hai bờ ra trụ Hình 3.1 Sơ đồ tải trọng khi thi công đúc hẫng đối xứng - Tải trọng trong giai đoạn này bao gồm: + Tĩnh tải các đốt đúc DC có hệ số tải trọng nDC = 1.25 + Trọng lượng thiết bị đúc và vật liệu Xe đúc CE = 660KN đặt cách đầu mút đốt trước... Trọng lượng và khoảng cách bánh xe của xe tải thiết kế phải được lấy theo hình vẽ sau : Hình 2.2 Mô hình tải trọng thiết kế theo 22TCN 272-05 + Xe tải thiết kế, gồm 3 trục 35KN +145KN +145KN, khoảng cách 2 trục trước 4.3m khoảng cách hai trục sau thay đổi từ 4.3 đến 9m + Tải trọng làn Lane Load thiết kế được lấy theo chiều dọc cầu với trị số là 9.3 N/mm + Xe 2 trục thiết kế Tandem gồm một cặp trục 110... công + Lực ngược do dỡ xe đúc 1.6 Giai đoạn khai thác 16 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT Sơ đồ kết cấu: Dầm liên tục 3 nhịp Hình 3.4 : Sơ đồ kết cấu giai đoạn khai thác Tải trọng tác dụng: + Tải trọng bản thân ( DC) + Tĩnh tải giai đoạn II (DW) + Tải trọng gió + Co ngót, từ biến + Hoạt tải xe LL (Design truck + Tandom) + PL + Lane Load 2 Tính toán nội lực tác dụng lên kết cấu nhịp giai đoạn thi... và thiết bị thi công 17 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT CLL = 0.24x12 =2.88 KN/m; và hệ số tải trọng nCLL = 1.3 + Tải trọng bê tông ướt (WC) - Tính toán nội lực tại các mặt cắt trong từng giai đoạn đúc hẫng Dùng chương trình phân tích kết cấu MiDas sau khi phân tích giai đoạn thi công và khai bao các loại tải trọng của từng giai đoạn thi công ta có giá trị mô men tại các mặt cắt như sau : Khi đúc. .. -3954.84 33 -27118.75 -2982.91 34 -17076.56 -2042.1 35 -10748.96 -1124.82 28 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT 36 -8056.01 -223.71 37 -8056.01 223.71 III.2 TÍNH TOÁN NỘI LỰC TRONG GIAI ĐOẠN KHAI THÁC Sơ đồ kết cấu: Liên tục 3 nhịp Hình 2.1.Sơ đồ kết cấu giai đoạn khai thác - Tải trọng tác dụng: + Trọng lượng bản thân của kết cấu nhịp (DC) + Tĩnh tải giai đoạn II (DW) + Hoạt tải LL (Design truck +... trọng lượng của ván khuôn hợp long , của hỗn hợp bê tông dẻo , của cốt thép hợp long được coi như chia đôi để tác dụng lên hai sơ đồ hệ thông kết cấu tách biệt nhau , Một là sơ đồ đúc trên đà giáo phần nhịp biên , Hai là sơ đồ khung cứng T của phần đúc hẫng từ trụ ra nhịp biên Các tải trọng tác dụng bao gồm : - Trọng lượng bản thân của đốt hợp long nhịp biên - Trọng lượng ván khuôn và thiết bị để hợp... -1848.92 V(KN) 1240.54 20 -34751.6 Mặt cắt M (KN.m) 17 -1755.65 18 -13484 20 -52461.5 Khi đúc đốt K1: 6834.35 Khi đúc đốt K2: V(KN) 1178.14 3911.28 7974.85 Khi đúc đốt K3: Mặt cắt M (KN.m) 16 -1668.41 17 -12957.2 18 -26088.9 20 -72654.4 Khi đúc K4 18 V(KN) 1119.72 3753.22 4992.77 9058.85 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT Mặt cắt M (KN.m) V(KN) 1065.20 15 -1587.08 16 -12464 17 -25054.75 18 -41280.49