Thiết Kế Cầu BTCT Dự Ứng Lực Đúc Hẫng Cân Bằng (Kèm Bản Vẽ Cad Full)

Các cầu dầm hộp đã được xây dựng trong nước ta thời gian qua có mặt cắt ngang gồm hai, ba vách đứng hoặc hai vách xiên, bề rộng hộp thay đổi từ 11m đến 23m với ứng suất trước nằm trong h

NHIỆM VỤ VÀ SỐ LIỆU ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

1 Đề tài : THIẾT KẾ CẦU BTCT DƯL ĐÚC HẪNG CÂN BẰNG

2 Qui mô thiết kế : Vĩnh cửu

Tiêu chuẩn thiết kế :22TCN272-05

Tổng chiều dài cầu : 141 m

Trong đó:

Nhịp chính : 70 mNhịp biên : 2x45.5 mNhịp dẫn : 6x40 m

Khổ thông thuyền

Chiều cao thông thuyền : 7 mBề rộng thông thuyền : 50 mThuỷ văn:

MNCN : +1.0mMNTT : -2.03mMNTN : -4.25m

3 Giải pháp kết cấu nhịp :

Nhịp dẫn : dầm SupperT40 m căng trước

Nhịp chính : Dầm hộp BTCT DƯL đúc hẫng cân bằng 70m

Sơ đồ kết cấu nhịp : 40 + 45.5+70+45.5 + 40 (m)

4 Điều kiện địa chất :

Lớp 1 (L1) :Sét hữu cơ lẫn cát màu xám đen :

Chiều dày lớp : h1 = 25 m

Các chỉ tiêu cơ lý :

 Trọng lượng thể tích : γn = 1.58 T/m3

 Dung trọng đẩy nổi : γdn = 0.59 T/m3

Chiều dày lớp : h2 = 14 m

Các chỉ tiêu cơ lý :

 Trọng lượng thể tích : γn = 1.87 T/m3

 Dung trọng đẩy nổi : γdn = 0.91 T/m3

 Lực dính : c = 0.16 (KG/cm2)

 Góc ma sát trong : ϕ = 9.20

 SPT trung bình : 7

Lớp 3 (L3) : Cát pha ,màu xám vàng xám đen,kết cấu chặt vừa- rất chặt :

Chiều dày lớp : h3 = 11 m

Các chỉ tiêu cơ lý :

 Trọng lượng thể tích : γn = 1.959 T/m3

 Dung trọng đẩy nổi : γdn = 0.979 T/m3

 Lực dính : c = 0.493 (KG/cm2)

 Góc ma sát trong : ϕ = 25 020’

 SPT trung bình : 28

5 Nội dung thiết kế kỹ thuật cho phương án chính

• Đề xuất hai phương án thiết kế cầu

• So sánh để chọn phương án chính để thiết kế chi tiết

• Thiết kế bản lề bộ hành

• Thiết kế bản mặt cầu

• Thiết kế trụ, móng trụ

CHƯƠNG I

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

I GIỚI THIỆU VỀ CẦU BÊ TÔNG CỐT THÉP DỰ ỨNG LỰC THI CÔNG BẰNG PHƯƠNG PHÁP ĐÚC HẪNG CÂN BẰNG

Hiện nay, việc xây dựng cầu qua các sông rộng và sâu, có nhu cầu lưu thông đường thuỷ lớn và điều kiện địa chất phức tạp đang đòi hỏi phải sử dụng các loại nhịp khẩu độ lớn Và cầu BTCT DƯL đúc hẫng cân bằng là sự lựa chọn rất phù hợp với yêu cầu trên do nó có nhiều ưu điểm sau: Hệ đà giáo phần lớn được treo trên dầm và luân chuyển nên giảm đáng kể khối lượng ván khuôn đà giáo, cơ giới hoá thi công, tăng năng suất lao động, không cản trở giao thông đường thuỷ, đường bộ phía dưới cầu trong thời gian thi công Các nghiên cứu về lí thuyết và đúc kết kinh nghiệm thực tiễn trong và ngoài nước cho thấy phạm vị ứng dụng có hiệu quả của công nghệ đúc hẫng trong khoảng từ 70m đến 150m

Cây cầu đầu tiên được lựa chọn để thực hiện mục tiêu chuyển giao và ứng dụng công nghệ nêu trên là cầu Phú Lương trên quốc lộ 5, tỉnh Hải Dương Cầu chính có sơ đồ nhịp 64.84+2x102+64.84m bằng bêtông ứng suất trước, mặt cắt ngang gồm 2 hộp riêng biệt vách đứng, mỗi hộp rộng 11m tổng bề rộng cầu 23m đối tác chuyển giao là Hãng tư vấn VSL- Thuỵ Sĩ (nay thuộc tập đoàn Bouyge – Pháp) Đơn vị tiếp nhận về thiết kế là Tổng công ty TVTKGTVT; Đơn

vị tiếp nhận về xây dựng là Tổng công ty xây dựng công trình giao thông 1

Sau khi đã tham khảo các kinh nghiệm thiết kế, giải quyết thi công cầ Phú Lương và kinh nghiệm tư vấn giám sát cầu sông Gianh các kĩ sư tư vấn trong nước đã mạnh dạn đi từng bước vững chắc trong việ triển khai thiết kế, giám sát xây dựng nhiều cầu dầm hộp dạng liên tục, bêtông ứng suất trước thi công theo phương pháp đúc hẫng cân bằng.Khẩu độ nhịp chính tư ø61m, 63m, 70m, 78m, 85m, 90m, 100m, 102m, 110m, 120m, 130m, 135m, và lớn nhất ở cầu Hàm Luông Bến Tre Các cầu dầm hộp đã được xây dựng trong nước ta thời gian qua có mặt cắt ngang gồm hai, ba vách đứng hoặc hai vách xiên, bề rộng hộp thay đổi từ 11m đến 23m với ứng suất trước nằm trong hoặc nằm ngoài bê tông

Hình 1: Cầu Sông Gianh- Quảng Bình

h dạ

ng tổn

g qua

ùt cầu

VẬT LIỆU :

1.Bê tông dầm hộp:

 Sử dụng bê tông có tỉ trọng thông thường

 Có hệ số giãn nở vì nhiệt: c =10.8 x 10-6/oC

 Cường độ chịu nén: f’c =50MPa

 Trọng lượng bê tông: γ =c 25KN m/ 3

 Môđun đàn hồi: E c=0.043γc1.5 f c, =38007MPa

 Hệ số Poisson: 0.2

2.Cốt thép thường:

Cốt thép dùng trong dầm hộp,

 Thép dễ hàn Mác RB500W

 Giới hạn chảy: fy =500MPa

 Môđun đàn hồi: E s =200000MPa

Cốt thép dùng trong các cấu kiện còn lại như tru, mố, cọc…

 Thép khó hàn Mác RB300

 Giới hạn chảy: fy =300MPa

 Môđun đàn hồi: E s =200000MPa

3.Cốt thép dự ứng lực:

 Mác thép M270

 Dùng tao 7 sợi 15.2mm

 Đường kính danh định: Ap = 140mm2

 Cường độ kéo đứt: fu =1860MPa

 Cường độ kéo chảy fy =0.9fu = 1674MPa

 Môđun đàn hồi: E p =197000MPa

 Lực kích : fpj = 0.74fu=1376.4MPa

4.Oáng gen:

Có dạng nữa cứng và được mạ kẽm toàn bộ

5.Neo:

 Dùng neo sống

 Neo của hảng VSL kiểu EC

6.Thanh dự ứng lực:

 Dùng thép loại 2, có gờ Φ38

 Diện tích thanh: A =1134.11mm2

 Cường độ chịu kéo: fu =1035MPa

 Giới hạn chảy: fy = 0.8fu =828MPa

 Môđun đàn hồi: E p =207000MPa

7.xe đúc ,ván khuôn:

 Tổng trọng lượng (gồm cả ván khuôn): CE =70T

 Độ lệch tâm e = 1m so với cuối đốt phía trước

II TIẾN ĐỘ VÀ TRÌNH TỰ THI CÔNG:

Tiến độ thi công:

Tiến độï thi công của hai bên cánh hẫng là như nhau và hai trụ cùng thi công đồng thời

Trình tự thi công:

 Đốt trên đỉnh trụ K0

 Các đốt hẫng còn lại

 Đúc trên đà giáo

 Hợp long biên

 Hợp long giữa

 Hoàn thiện

Trình tự thi công ảnh hưởng rất lớn đến nội lực trong kết cấu khi thi công

Ta hợp long 2 nhịp biên trước rồi sau đó hợp long nhịp giữa Trình tự thi công như trên thì mức độ nguy hiểm cuả kết cấu rất thấp do điều chỉnh độ vồng kết cấu lúc hợp long, mặt khác hợp long biên trước sẽ có thể di chuyển máy móc vật liệu từ bờ ra dễ dàng

Cách căng kéo cáp:

 Neo dùng đều là neo sống

 Việc căng kéo cáp phải đảm bảo tính đối xứng qua tim dọc cầu

 Căng từng đầu một

n độ thi côn

g đúc hẫng

Hìn

h 3:

Tiế

n độ thi côn

g đúc hẫng

nh tự thi côn

g cầu

GIẢI PHÁP THIẾT KẾ CẦU

I NGUYÊN TẮC THIẾT KẾ:

Các giải pháp kết cầu được đề xuất dựa trên các nguyên tắc chủ yếu sau:

+ Thiết kế cầu phải phù hợp với quy hoạch tổng thể

+ Mặt cắt ngang cầu phù hợp với mặt cắt ngang đường và phải dựa trên kết quả điều tra lưu lượng xe và tính toán dự báo nhu cầu vận tải trong khu vực

+ Bảo đảm khổ tĩnh không thông thuyền và tĩnh không xe chạy cho các đường chạy dưới

+ Kết cấu cầu phù hợp với khả năng thi công của các nhà thầu Việt Nam

+ Thời gian thi công ngắn, thi công thuận tiện

+ Hạn chế tối đa tác động tới môi trường

+ Thuận tiện cho công tác duy tu bảo dưỡng

+ Kiểu dáng kiến trúc phù hợp với cảnh quan khu vực xây dựng

II CÁC PHƯƠNG ÁN KHẨU ĐỘ NHỊP CHÍNH:

Trên cơ sở nghiên cứu các yêu cầu về kinh tế, kỹ thuật, mỹ thuật, đặc điểm địa hình lòng sông, địa chất, thuỷ văn, yêu cầu thông thuyền như trên có thể nghiên cứu lựa chọn một số dạng kết cấu nhịp chính với khẩu độ nhịp phù hợp như sau:

Phương án I: Cầu dầm hộp bê tông dự ứng lực đúc hẫng cân bằng.

Phương án II: Cầu vòm thép nhồi bê tông.

So sánh các phương án:

+ Để có căn cứ lựa chọn giải pháp kết cấu cầu nên xem xét và đánh giá các phương án dựa trên 5 điều kiện dưới đây:

+ Kinh tế

+ Chiều cao nền đắp đầu cầu

+ Điều kiện thi công (mức độ đơn giản, kiểm soát thi công, thời gian thi công)

+ Duy tu bảo dưỡng

+ Mức độ an toàn về va tầu

+ Tính thẩm mỹ kiến trúc

Bảng so sánh các phương án thiết kế cầu

Kết cấu có độ cứng lớn nhất, chịu tác dụng của tải trọng gió tốt nhất

Khẩu độ nhịp chính L=70m ổn định đối với tác động của gió kém hơn phương án I

Thi công phức tạp hơn phương án

I Đây cũng là loại hình kết cấu mới ở Việt Nam Thi công kết cấu phần dưới phức tạp tương đương phương án (I)

Duy tu bảo

dưỡng

Hầu như không phải duy tu bảo dưỡng vì toàn bộ kết cấu là bê tông

Phải bảo dưỡng cáp, neo, vòm thép phức tạp hơn phương án I

Không ảnh hưởng tới không lưu

Ảnh hưởng tới không lưu vì chiều cao vòm lớn Nếu thi công dùng dây thiên tuyến sẽ ảnh hưởng nhiều hơn nữa trong thời gian thi công

Từ các phân tích, so sánh trên đây, có thể rút ra một số nhận xét sau:

+ Phương án I là phương án có giá thành xây dựng, duy tu, bảo dưỡng thấp nhất, đồng thời đảm bảo các yêu cầu về giao thông đường thủy, tính thẩm mỹ kiến trúc cũng đáp ứng được một số tiêu chí nhất định, phù hợp với cảnh quan khu vực Đây cũng là phương án thi công thuận lợi nhất do hầu hết các nhà thầu xây dựng cầu ở Việt Nam đã thi công quen thuộc, do đó dễ dàng đảm bảo chất lượng và tiến độ thi công

+Phương án II là phương án có giá thành xây dựng cao hơn phương án I nhưng chi phí duy tu bảo dưỡng lại cao hơn Mức độ phức tạp trong thi công kết cấu phần dưới tương đương phương án I nhưng thi công kết cấu phần trên lại phức tạp hơn Đây cũng là loại hình kết cấu mới, ở Việt Nam chỉ có một số ít nhà thầu đã từng tham gia thi công, do đó sẽ khó khăn trong đảm bảo chất lượng

Từ những nhận xét nêu trên, ta chọn phương án I với kết cấu cầu BTCT DƯL thi công đúc hẫng cân bằng, khẩu độ nhịp chính L=70m để xây dựng cầu

CHƯƠNG III

THIẾT KẾ SƠ BỘ KẾT CẤU NHỊP CHÍNH

I SƠ BỘ CHỌN CÁC THÔNG SỐ PHẦN KẾT CẤU NHỊP

+Chiều dài nhịp giữa 70m chiều dài nhịp biên bằng 0.65 -> 0.7 chiều dài

nhịp chính nên ta chọn chiều dài nhịp biên 45.5m

+Do B=14.2m nên ta chọn mặt cắt ngang hai hộp chung vách đứng giữa, hai

vách ngoài xiên, cao đôï đáy thay đổi theo đường cong parabol

+Độ dốc ngang cầu in=1.5%

+Độ dốc dọc cầu id=3.5%

+Đốt hợp long nhịp giữa: 2m

+Đốt hợp long nhịp biên : 2m

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

+Chiều dài đoạn đúc trên đà giáo : ddg = 9.5 m

+Số đốt ngắn trung gian : n = 7 đốt , chiều dài mỗi đốt : d = 3 m

+Số đốt trung gian còn lai : n = 2 đốt , chiều dài mỗi đốt d = 3.5 m

Sơ đồ phân chia dầm:

HL K10

Hình 5: Sơ đồø phân chia đốtCác kích thước của mặt cắt ngang hộp:

Hình 6: Mặt cắt ngang tổng quát

1 Chiều rộng toàn bộ nắp hộp (kể cả bản hẫng) B 14200

2 Chiều dày không đổi của nắp hộp ts 250

3 Chiều rộng nắp hộp (ko kể bản hẫng) Bo 7600

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

5 Chiều cao phần vút trên (phía trong) hvtt 300

6 Chiều rộng phần vút trên (phía ngoài) bvtn 500

7 Chiều cao phần vút trên (phía ngoài) hvtn 200

8 Chiều rộng phần vút trên (giữa) bvtg 1000

9 Chiều cao phần vút trên (giữa) hvtg 300

10 Chiều rộng phần vút dưới (giữa) bvdg 1000

11 Chiều cao phần vút dưới (giữa) hvdg 300

12 Chiều dày tại đầu mút cánh hẫng tm 250

18 Chiều cao tại mặt cắt giữa nhịp Hgn 2000

19 Chiều dày bản đáy tại mặt cắt gối bg 700

20 Chiều dày bản đáy tại mặt cắt giữa nhịp bgn 250

Hình 7: Mặt cắt ngang cầu.

II XÁC ĐỊNH ĐƯỜNG CONG ĐÁY DẦM:

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

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

+Gốc tọa độ nằm ở mép trụ

+Phương trình có dạng ax2 + bx +c

Xác định đường biên dưới đáy dầm:

Đường cong parabol đi qua gốc tọa độ (0,0) vậy c =0, và có đỉnh là

(32500,2000)

Nên ta có hệ phương trình:

9

65000 01.056 10 32500 2000

a b

Y

Xác định đường biên trên đáy dầm:

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

a b

−

 =



Phương trình đường cong đáy dầm: y= −1.4675 10× − 6 2x +0.09538x+700

III TÍNH CÁC ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA TIẾT DIỆN:

Đặc trưng hình học của tiết diện được xác định theo công thức:

Diện tích mặt cắt ngang

Toạ độ trọng tâm ytg (mm)

Trọng tâm so đáy dầm ybg (mm)

Tuy nhiên các kiểm toán sau này chúng ta sở dụng đặc trưng hình học tính đổi Và việc quy đổi đó dựa trên nguyên tắc sau:

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

Chiều cao bằng chiều cao hình hộp

Chiều dày sườn dầm bằng tổng chiều dày sườn dầm hộp

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

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

Ft Fd

Hình 9: Tiết diện trước và sau khi quy đổi

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

Đặc trưng vật liệu:

Cường độ của bê tông: ci, c,

Môđun đàn hồi bê tông: E ci =0.043γ1.5c f ci,

Tỉ số môđun giữa cáp DƯL và BT: ps p

ci

E n E

=

Trong đó: α,β hệ số phụ thuộc vào loại xi măng và cách bảo dưỡng

α = 4, β = 0.85: Xi măng loại I và bảo dưỡng ẩm

t tuổi của bê tông tính đến thời điểm khảo sát, đơn vị ngày

Ta tính đặc trưng vật liệu của đốt K0 lúc căng cáp đốt K1 Còn các giai đoạn khác ta tính toán tương tự

Cường độ bê tông: , 40 50 47.619

4 0.85 40

ci

Môđun đàn hồi bê tông: E ci =0.043 2500× 1.5 47.619 37091= MPa

Tỉ số môđun giữa cáp DƯL và BT: 200000 5.311

n pi (MPa) Lúc căng cáp đốt

I HÌNH DẠNG KẾT CẤU :

tấm n3 dày 5mm

tấm n4 dày 5mm

Hình 57: Cấu tạo lan canThông số thiết kế lan can:

+Cường độ bê tông: f’c =30 MPa

+Trọng lượng đơn vị bê tông: γ =c 24.5KN m/ 3

+Cường độ chảy cốt thép: fy =280 MPa

+Cường độ chịu kéo của cột lan can: fy =280 MPa

+Trọng lượng đơn vị thép: γ =s 78KN m/ 3

+Ống thép n2: Φ70xt3.5

Thông số hình học của lan can

+Chiều cao phầøn bê tông đặt lan can: 200 mm

+Khoảng cách từ mặt BT đến tim thanh lan can: 220 mm

+Khoảng cách 2 thanh lan can dưới: 220 mm

+Khoảng cách 2 lan can ở trên: 375 mm

II TẢI TRỌNG TÁC DỤNG :

1 Trọng lượng bản thân:

III KIỂM TOÁN LAN CAN :

1 Kiểm toán thanh lan can n1:

Sơ đồ tính toán thanh n1:

Hình 58: Sơ đồ tính toán thanh n1

Tải trọng tác dụng lên thanh:

Theo phương đứng

Tĩnh tải: Trọng lượng bản thân: DClc q= lc =0.074 /N mm

Hoạt tải: Tải trọng phân bố: ω =0.37 /N mm

Tải trọng tập trung: P =890 N

Theo phương ngang

Hoạt tải: Tải trọng phân bố: ω =0.37 /N mm

Tải trọng tập trung: P =890 N

Nội lực tác dụng lên thanh lan can n1 theo phương thẳng đứng:

Momen do tĩnh tải tại giữa mặt cắt

2 0.074 20002 37000

lc DC

Nội lực tác dụng lên thanh lan can n1 theo phương thẳng ngang:

Momen do hoạt tải tại giữa mặt cắt

Lan can thỏa mãn điều kiện chịu lực khi: ΦMn Mu≥

Trong đó: Φ là hệ số sức kháng Φ= 0.9

( 5)

0.95 1.75 6 10 1047375

η là hệ số điều chỉnh tải trọng η =0.95

γi là hệ số tải trọng (γ=1.25 cho tĩnh tải, γ=1.75 cho hoạt tải)

Kiểm tra điều kiện: ΦMn= 3889368Nmm Mu≥ = 1512600Nmm

Kết luận: thanh lan can n1 đảm bảo khả năng chịu lực

2 Kiểm toán thanh lan can n2:

Sơ đồ tính toán thanh n2:

Hình 59: Sơ đồ tính toán thanh n2

Tải trọng tác dụng lên thanh:

Theo phương đứng

Tĩnh tải: Trọng lượng bản thân: DClc q= lc =0.054 /N mm

Hoạt tải: Tải trọng phân bố: ω =0.37 /N mm

Tải trọng tập trung: P =890 N

Theo phương ngang

Hoạt tải: Tải trọng phân bố: ω =0.37 /N mm

Tải trọng tập trung: P =890 N

Nội lực tác dụng lên thanh lan can n1 theo phương thẳng đứng:

Momen do tĩnh tải tại giữa mặt cắt

2 0.057 20002 28500

lc DC

q l

Momen do hoạt tải tại giữa mặt cắt

Nội lực tác dụng lên thanh lan can n1 theo phương thẳng ngang:

Momen do hoạt tải tại giữa mặt cắt

Lan can thỏa mãn điều kiện chịu lực khi: ΦMn Mu≥

Trong đó: Φ là hệ số sức kháng Φ= 0.9

η là hệ số điều chỉnh tải trọng η =0.95

γi là hệ số tải trọng (γ=1.25 cho tĩnh tải, γ=1.75 cho hoạt tải)

Kiểm tra điều kiện: ΦMn= 2299752Nmm Mu≥ = 1505333Nmm

Kết luận: thanh lan can n2 đảm bảo khả năng chịu lực

3 Kiểm toán trụ lan can thép:

Sơ đồ tính:

Hình 60: Sơ đồ tính của trụ lan can.

Bỏ qua các lực thẳng đứng tác dụng vào trụ lan can, ta chỉ tính với các lực ngang Giá trị lực ngang: P= ω + =l P 0.37 2000 890 1630 × + = N

Kiểm toán tại mặt cắt chân lan can (I-I) có momen lớn nhất

Nội lực tại mặt cắt I-I:

( 1 2 3) 890 220 440 815( ) 2404250

I I

Trụ lan can thỏa mãn điều kiện chịu lực khi: ΦMn Mu≥

Trong đó: Φ là hệ số sức kháng Φ= 0.9

Kiểm tra điều kiện: ΦMn= 37896768Nmm Mu≥ = 3786694Nmm

Kết luận: trụ lan can đảm bảo khả năng chịu lực

CHƯƠNG V

TÍNH TOÁN LỀ BỘ HÀNH

I HÌNH DẠNG KẾT CẤU:

5 180

5

Hình 61: Cấu tạo lề bộ hành.

Kích thước lề bộ hành (mm)

Chiều dày bê tông lề bộ hành h1 100

II TẢI TRỌNG TÁC DỤNG:

Xét trên 1m dài

Hoạt tải người: q PL =0.003 1000 3 /× = N mm

Hình 62: Sơ đồ tính của lan can

Momen tại mặt cắt giữa nhịp

q l

Do hoạt tải:

= 2 =3 13502 =683437.5

PL DC

q l

Tổ hợp nội lực

Trạng thái giới hạn cường độ:

IV THIẾT KẾ CỐT THÉP:

Xét : tính toán trên 1 m theo phương dọc cầu Tiết diện tính toán

b x h = 1000 x 100 mm

Sử dụng thép fy =280 MPa

Bê tông có cường độ chịu nén: f’c =30 MPa

Momen tính toán :

Mu = 1203383 Nmm

Chọn lớp bảo vệ a = 30 mm , ⇒ ds = h - a = 100 – 30 = 70 mm

Từ phương trình cân bằng momen :

2

ad.a.b.f.85,00A/M

1.364

0.02 0.4570

s

a

c d

β

Xảy ra trường hợp phá hoại dẻo ( 5.7.3.3.1 )

Diện tích cốt thép :

'

2

0,85 0.85 30 1000 1.14

103.8280

c s

f f

Chọn thép bố trí φ =10mm⇒ diện tích một thanh thép 102 2

78.544

×

Số thanh thép cần bố trí: n= 2.86thanh

Ta bố trí thép phía trên như sau φ10 250a

Diện tích thép đã bố trí: As=314mm2

Bố trí thép theo phương dọc cầu: φ8 250a

1000

Ø10a250 Ø8a250

Hình 63: Bố trí cốt thép lề bộ hành

V KIỂM TRA NỨT:

Điều kiện chịu nứt của bản , ta xét trên 1 mm chiều dài

y

3 c

sa s

f.6,0

A.d

Zf

¯ d c:chiều cao tính từ thớ chịu kéo xa nhất đến tim thanh gần nhất ≤50mm

¯A: diện tích có hiệu của bêtông chịu kéo trên thanh có cùng trọng tâm với

cốt thép

Dùng trạng thái giới hạn sử dụng để xét vết nứt của bêtông cốt thép thường Việc tính ứng suất kéo trong cốt thép do tải trọng sử dụng dựa trên đặc trưng tiết diện nứt chuyển sang đàn hồi

Tỷ số mođun đàn hồi :

- E c =0,043.γ1,5c f'c =0,043.2500 30 294401,5 = MPa

Do đó:

200000 6.79329440

s c

E n E

Ta lần lựơt tính các giá trị trong biểu thức ( * ) :

Tính fs ( ứng suất trong thép do tải trọng gây ra ) :

(d x).nI

1000 15.3

6.793 314.2 70 15.3 75796763

3 3

23000 391.5 30.15000

Thoả điều kiện chịu nứt phần bản lề bộ hành.

VI KIỂM TOÁN BÓ VỈA CHỊU TẢI TRỌNG VA XE:

Sơ đồ bố trí cốt thép trong bó vỉa:

Giả thiết ta bố trí cốt thép cho bó vỉa như hình vẽ ta tiến hành kiểm tra khả

chịu lực của bó vỉa dạng tường như sau:

Sơ đồ tính toán của lan can dạng tường là sơ đồ dẻo

4Ø14 Ø12a200

Hình 64: Cấu tạo cốt thép của bó vỉa

Theo 22TCN 272_05 ta chọn cấp lan can là cấp 3 dùng cho cầu có xe tải

Phương lực tác dụng Lực tác dụng (KN) Chiều dài lực tác dụng (mm)

Phương nằm ngang Ft =240 Lt =1070

Phương thẳng đứng Fv =80 Lv=5500

Phương dọc cầu FL =80 LL=1070

Khi xe va vào giữa tường

Theo 22TCN 272_05 Biểu thức kiểm toán cường độ của lan can có dạng

MC Sức kháng mômen trên một đơn vị chiều dài đối với trục nằm ngang

Mb là sức kháng của dầm đỉnh

H Là chiều cao tường.

LC là chiều dài đường chảy Xác định Mc:

Hình 65: Tiết diện tính toán bó vỉa

Tiết diện tính toán: bxh = 1000x 200mm

Chọn lớp bê tông bảo vệ: a =30mm => ds =200-30=70mm

Xét trên 1 dơn vị chiều dài theo phương dọc cầu (1 m)

Trong phạm vi 1m có 5 thanh φ12 vậy 2 2

S 3.14×12

A = 5 = 615.44(mm )

4Xác định chiều cao vùng nén a

y S ' c

×

' c min

Chọn lớp bê tông bảo vệ: a =30mm => ds =200-30=70mm.

Xét trên 1 dơn vị chiều dài theo phương dọc cầu (1 m)

Trong phạm vi 1m có 5 thanh φ12 vậy 2 2

S 3.14×14

4Xác định chiều cao vùng nén a

y S ' c

×

' c min

Vậy thoả mản điều kiện cốt thép min

Xác định chiều dài đường chảy Lc:

M L2

M L2

Với cầu dầm hộp , thi công đúc hẫng cân bằng thì chiều dài nhịp tính toán là khoảng cách giữa hai tim thành hộp Ta tính theo dải bản gần đúng, theo phương pháp này, dải bản coi như một tấm có bề rộng SW kê trên các sườn hộp (bỏ qua đọ võng của dầm chủ – thành hộp), chiều rộng làm việc của dải tương đương SW dưới bánh xe được lấy như sau:

- Khi tính momen cho vị trí giữa nhịp:

S là chiều dài nhịp tính toán: S= 3690 (mm).

X là khoảng cách điểm đặt tải trọng tới gối biên: X=404 (mm)

Sơ đồ tính là một dầm liên tục qua các gối là tim các thành hộp

3504

Hình 67: Sơ đồø tính của bản mặt cầu

II TẢI TRỌNG, NỘI LỰC:

Cấu tạo bản mặt cầu:

- Bản bêtông cốt thép (nắp hộp) dày: 250 mm; trọng lượng riêng: γ =2.45 10× − 5N mm/ 2

- Lớp mui luyện dốc 1% dày trung bình : 35 mm; trọng lượng riêng: γ =2.21 10× − 5N mm/ 2

- Tầng phòng nước dày: 5 mm; trọng lượng riêng: γ =1.77 10× − 5N mm/ 2

- Lớp phủ bêtông Asphan dày: 70 mm; trọng lượng riêng: γ =2.35 10× − 5N mm/ 2

BT asfan 70mm Lớp phòng nước 5mm Lớp mui luyện

BT bản mặt cầu 250mm

Hình 68: Cấu tạo bản mặt cầu

Xét trên 1m theo phương dọc cầu

Tĩnh tải lớp phủ bêtông Asphan :

5 1

q =h .γ b=70 2, 45 10× × − ×1000 1.65 /= N mm

Tĩnh tải lớp phòng nước:

5 2

q =h .γ b= ×5 1,77 10× − ×1000 0.09 /= N mm

Tĩnh tải lớp mui luyện:

5 3

Đặt cách mép hẫng 1 đoạn: 1500 mm

- Bó vỉa ngoài: gồm tải trọng lan can + bó vỉa và ½ lề bộ hành

Hình 69:Sơ đồ tính và nội lực của trọng lượng bản thân.

Hình 70:Sơ đồ tính và nội lực của lớp phủ mặt cầu

Hình 71:Sơ đồ tính và nội lực của bó vỉa và lan can

Ta được bảng tổng hợp nội lực do tĩnh tải:

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TĨNH TẢI

ta thiết kế theo các bánh xe trục 145000N và tải trọng làn.

Tải trọng người 3

3 10 MPa× − trên lề bộ hành truyền qua bản mặt cầu thông qua bó vỉa

Giá trị nội lực có do hoạt tải là do xếp hoạt tải lên đường ảnh hưởng của nội lực ấy Ta cần khảo sát khảo sát các vị trí (100); (105); (200)

Giá trị nội lực do hoạt tải trên 1000mm theo phương dọc cầu tại bất kỳ mặt cắt nào được tính như sau:

m hệ số làn xe

P =145000N tải trọng một bánh xe

(1+µ)=1.25 hệ số xung kích

SW bề rộng dải bản làm việc

ω diện tích đường ảnh hưởng dưới lề bộ hành

Đường ảnh hưởng tại vị trí 100 Midas Civil 2006 :

Xếp xe lên đường ảnh hưởng tại vị trí 100 cho Mmax

Hình 72: Xếp xe tại vị trí 100 cho Mmax.

Nội lực do hoạt tải được tính:

Hình 73: Xếp xe tại vị trí 100 cho Mmin

Nội lực do hoạt tải được tính:

Đường ảnh hưởng tại vị trí 105 qua Midas Civil 2006:

Xếp xe lên đường ảnh hưởng tại vị trí 105 cho Mmax

Hình 74: Xếp xe tại vị trí 105 cho Mmax.

Nội lực do hoạt tải được tính:

3

1 741 188 157 51 1500.8 1.25 72500

Hình 75: Xếp xe tại vị trí 105 cho Mmin

Nội lực do hoạt tải được tính:

4

0 158 67 133 529 2030.8 1.25 72500

Xếp xe lên đường ảnh hưởng tại vị trí 200 cho Mmax.

Hình 76: Xếp xe tại vị trí 200 cho Mmax

Nội lực do hoạt tải được tính:

Hình 77: Xếp xe tại vị trí 200 cho Mmin

Nội lực do hoạt tải được tính: