ĐỀ TÀI: THIẾT KẾ CÔNG NGHỆ NHÀ MÁY SẢN XUẤT DẦM I33 BÊ TÔNG ỨNG SUẤT TRƯỚC CÔNG SUẤT 20000M3NĂM CHƯƠNG 1 BIỆN LUẬN ĐỀ TÀI CHƯƠNG 2 NGHIÊN CỨU BÊ TÔNG CƯỜNG ĐỘ CAO SỬ DỤNG CÁT NGHIỀN CHƯƠNG 3 CÂN BẰNG VẬT CHẤT CHƯƠNG 4 TÍNH TOÁN DUNG TÍCH KHO CHƯƠNG 5 TÍNH TOÁN KẾT KẤU DẦM CHƯƠNG 6 TRẠM TRỘN HỖN HỢP BÊ TÔNG CHƯƠNG 7 – XƯỞNG GIA CÔNG CỐT THÉP CHƯƠNG 8 – XƯỞNG TẠO HÌNH CHƯƠNG 9 – ATLDTÍNH TOÁN ĐIỆN NƯỚC , KINH TẾ
Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền CHƯƠNG TÍNH TOÁN KẾT CẤU DẦM 5.1 SỐ LIỆU THIẾT KẾ : 5.1.1 Số liệu chung : - Chiều dài toàn dầm : Ltd = 33 m - Khoảng cách đầu dầm dầm đến tim gối : a = 0.4 m - Mặt xe chạy : B1 = m - Bề rộng dải phân cách : B2 = - Lề người : B3 = m - Lan can : B4 = 0.25 m + Chiều dài tính toán : L = Ltd – 2.a = 32.2 m + Tổng bề rộng cầu : B = B1 + B3 + 2.B4 = 10.5 m - Dạng kết cấu nhịp : Cầu dầm - Dạng mặt cách : Chữ I - Vật liệu kết cấu : BTCT dự ứng lực - Công nghệ chế tạo : Căng trước - Tải trọng thiết kế : + Hoạt tải HL 93 + Tải trọng người : PPL = 300 KG/cm2 - Quy trình thiết kế : 22 TCN 272 – 05 5.1.2 Số liệu vật liệu : - Tỉ trọng bê tông : c 25 kN m3 - Cấp bê tông : + Dầm chủ : f , c = 45 MPa + Bản mặt cầu : f c1 = 30 MPa - Thép thường : + Cốt thép gai : f y = 295 MPa + Thép tròn trơn : f y1 = 235 MPa - Thép DUL : Dùng loại tao sợi xoắn – phù hợp với tiệu chuẩn ASTM 416 Grade 270 + Số tao : nps = 44 + Đường kính : 12.7 mm + Cường độ chịu kéo tiêu chuẩn : fpu = 1860 MPa + Loại tao thép DUL : Tao thép khử ứng suất dư + Hệ số quy đổi ứng suất : 1 = 0.9 + Giới hạn chảy : f py = 0.85 fpu = 1581 MPa + Diện tích tao cáp : APS1 = 0.908 cm2 + Môđun đàn hồi cáp : Ep = 197000 MPa SVTH : MAI NGỌC LINH 46 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền 5.1.3 Số liệu cấu tạo: 5.2 CÁC HỆ SỐ : 5.2.1 Hệ số phân bố hoạt tải với mômen dầm biên : - Một thiết kế chịu tải Dùng phương pháp đòn bẩy : SVTH : MAI NGỌC LINH 47 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền Phương trình tung độ dường ảnh hưởng : ydb ( x ) = x S y1 = ydb ( S + SK – B4 ) = 1.374 y2 = ydb ( S + SK – B4 – B3 ) = 0.799 y3 = ydb ( S + SK – B4 – B3 – B2) = 0.799 y4 = ydb ( S + SK – B4 – B3 – B2 – 0.3m) = 0.626 y5= (S B4 + B3 + B2 - SK + 2.1m - Với xe tải thiết kế : gHL1 = 1.2 .(y4 + y5 ) = 0.376 - Với tải trọng người : gPL1 = - 1.2 (y1 + y2 ) B3 = 1.303 B3 Với tải trọng : glan1 = y3.( SK – B4 – B3 – B2) = 0.222 3m - Hai hay nhiều thiết kế : Khoảng cách tim bụng phía dầm biên mép bó lan can chắn xe : de = SK – B4 – B3 – B2 = - 0.35 m gmb2 = gmg ( 0.77 + de ) = 0.339 2800 Phạm vi áp dụng gmb = max (gmb, gHL1) gmb = gmb2 gmbHL = 0.376 gmblan = max (gmb, glan1) gmb = gmb2 gmlan = 0.222 gmbPL = max (gmb, gPL1) gmb = gmb2 gmbPL = 1.303 5.2.2 Hệ số phân tố hoạt tải theo lực cắt : + Hệ số phân tố hoạt tải lực cắt dầm dọc : - Với thiết kế chịu tải : gvg1 = 0.36 + S = 0.589 7600mm - Với hai hay nhiều thiết kế chịu tải : gvg2 = 0.2 + S S -( ) 2.0 = 0.657 7600mm 10700mm Giá trị cực đại chọn cho phân bố hệ lực cắt thiết kế dầm : gvg = max(gvg1, gvg2) chọn gvg = 0.657 - Kiểm tra hệ số phân bố thỏa mãn tiêu chuẩn 22 TCN 272 – 05 phạm vi áp dụng : gvg : S ( S 1100 mm ) ( S 4900 mm ) hf (hf 110 mm ) (hf 300 mm ) L (L 6000 mm ) (L 73000 mm ) SVTH : MAI NGỌC LINH 48 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền Nb Nb gvg =0.657 + Hệ số phân bố hoạt tải lực cắt dầm dọc biên : - Với thiết kế chịu tải : Đã tính phần : gHL1 = 0.376 gPL1 = 1.303 glan1 = 0.222 - Với hai hay nhiều thiết kế chịu tải : gvg2 = gvg ( 0.6 + de ) = 0.317 3000mm Phạm vi áp dụng : - Kiểm tra hệ số phân bố thỏa mãn tiêu chuẩn 22 TCN 272 – 05 phạm vi áp dụng : gvb * de (de -300 mm ) (de 1700 mm ) Không nằm phạm vi áp dụng Giá trị cực đại chọn cho phân bố hệ lực cắt thiết kế dầm biên : gvbHL = max (gvb, gHL1) gvb = gvb2 gvbHL = 0.376 gvblan = max (gvb, glan1) gvb = gvb2 gvlan = 0.222 gvbPL = max (gvb, gPL1) gvb = gvb2 gvbPL = 1.303 + Hệ số điều chỉnh tải trọng Ta có : D = - Hệ số dẻo – phận liên kết thông thường R = - Hệ số dư thừa – mức dư thừa thông thường I = 1.05 - Hệ số quan trọng Hệ số điều chỉnh tải trọng : = D R I = > 0.95 Vậy = 1.05 5.3 XÁC ĐỊNH NỘI LỰC TẠI CÁC MẶT CẮT ĐẶC TRƯNG : 5.3.1.Đường ảnh hưởng mômen lực cắt mặt cắt đặc trưng : Tính nội lực mặt cắt đặc trưng sau : 1- Mặt cắt gối 2- Mặt cắt cách gối 0.72 H ( để kiểm tra lực cắt ) 3- Mặt cắt thay đổi tiết diện ( cách gối 1.4m ) 4- Mặt cắt L/4 5- Mặt cắt L/2 0 0 0.72 H 1.008 x 1.4m 1.4 m 0.25 L 8.05 0.5 L 16.1 SVTH : MAI NGỌC LINH 49 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền + Phương trình đường ảnh hưởng momen lực cắt mặt cắt xk sau : Đoạn xk Đoạn xk L Mômen Lực cắt L xk ( x) L x f3(x,xk) = L f1(x,xk) = f2(x,xk) = f4(x,xk) = + Dưới dạng phương trình viết : YM (x, xk) = f1(x,xk) x xk = f2(x,xk) xk x L Diện tích đường ảnh hưởng M Mi = xk ( x L) L x L yV (x, xk) = f3(x,xk) x xk = f4(x,xk) xk x L 1 L yM(xi,xi) Diện tích đường ảnh hưởng M ( L - xi ) f4 (xi,xi) Vai = xi f3 (xi,xi) Vi = Vdi + Vai Vdi = M= 15.721 21.56 97.204 129.605 m2 Vd= 16.1 15.108 14.73 9.056 4.025 m -0.016 -0.03 -1.006 -4.025 m Va= SVTH : MAI NGỌC LINH 50 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm V= 16.1 15.092 14.7 8.05 GVHD : TS Trần Văn Miền m 5.3.2.Xác định tĩnh tải + Tĩnh tải dầm chủ - Xét đoạn dầm từ đầu dầm đến mặt cắt thay đổi tiết diện : xtd = x3 + 40cm Trọng lượng đoạn dầm : DCd0 = c Ac1.(2.xtd) = 64.931 kN - Xét đoạn dầm lại : Trọng lượng đoạn dầm : DCd = c Ac2.(Ltđ - 2.xtd) = 306.807 kN - Tĩnh tải dầm chủ coi tải trọng dải suốt chiều dài dầm : DCdc = DC d DC d = 11.265 kN/m Ltđ + Tĩnh tải mặt cầu : - Dầm : DCbmg = S hf c = 7.83 kN/m - Dầm biên : DCbmb =( S + Sk ) hf c = 7.965 kN/m + Tĩnh tải dầm ngang : DCdn = c ( H dn Bdn Ldn ).n dn = 1.536 kN/m L + Tổng cộng nội lực dầm dọc chủ tĩnh tải tác dụng : Dầm + Giai đoạn chưa liên hợp : DCdc = 11.265 kN/m MDCdc = DCdc M VDCdc = DCdc V + Giai đoạn khai khác : mặt cắt liên hợp DCg = DCdc + DCbmg + DCdn = 20.631 kN/m MDCg = DCg M VDCg = DCg V MDWg = DWg M VDCg = DWg V Dầm biên : + Giai đoạn chưa liên hợp : DCdc = 11.265 kN/m MDCdc = DCdc M VDCdc = DCdc V + Giai đoạn khai khác : mặt cắt liên hợp DCb = DCdc + DCbmb + 0.5DCdn = 29.752 kN/m MDCb = DCb M VDCg = DCb V MDWb = DWb M VDCg = DWb V SVTH : MAI NGỌC LINH 51 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm Mặt cắt x (m) 1.008 1.4 8.05 16.1 1.008 1.4 8.05 16.1 GVHD : TS Trần Văn Miền Bảng 5.1 : Bảng tổng hợp nội lực tĩnh tải G/đ chưa liên hợp G/đ liên hợp Mdc Vdc Mdc Vdc Mdw Dầm 0.000 181.363 0.000 332.154 0.000 177.091 170.008 324.330 311.358 48.710 242.869 165.592 444.797 303.271 66.803 1094.979 90.682 2005.377 166.077 301.184 1459.973 0.000 2673.836 0.000 401.579 Dầm biên 0.000 181.363 0.000 479.001 0.000 177.091 170.008 467.718 449.011 42.552 242.869 165.592 641.445 437.349 58.357 1094.979 90.682 2891.967 239.500 263.103 1459.973 0.000 3855.956 0.000 350.804 Ghi : Đơn vị mômen kN.m , lực cắt kN Vdw 49.886 46.762 45.548 24.943 0.000 43.578 40.850 39.789 21.789 0.000 5.3.3 Hoạt tải HL93 Xe tải thiết kế : Xe hai trục thiết kế : Tải trọng : 5.3.4 Nội lực hoạt tải tác dụng lên dầm dầm biên + Mômen hoạt tải HL93 PL tác dụng mặt cắt dầm SVTH : MAI NGỌC LINH 52 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền Đối với mặt cắt đặc trưng từ gối đến Ltt/2 ta xét trường hợp xếp xe bất lợi lên đường ảnh hưởng mômen mặt cắt lên hình vẽ sau : Nội lực xe thiết kế lấy giá trị max trường hợp : Mxtk = max(Mxtk1,Mxtk2) 3.1.1 Mômen xe tải thiết kế : Mxe1 (x) = 145kN.yM1+145kN.yM3+35kN.yM4 Mxe1 (x) = 145kN - yM (x,x) +145kN - yM (x+4.3m,x)+35kN - yM (x+8.6m,x) Mxe2(x) = 145kN.yM1,+145kN.yM3,+35kN.yM4, Mxe2 (x) = 145kN - yM (x,x) +145kN - yM (x+4.3m,x)+35kN - yM (x-4.3,x) Mxe (x) = max (Mxe1(x),Mxe2 (x)) * Mômen xe trục thiết kế Mxt1(x) = 110kN.( yM1+ yM2) Mxt1(x) = 110kN.( - yM(x,x) - yM (x+0.6m,x)) Mxt2(x) = 110kN.( yM2,+ yM5,) Mxt2(x) = 110kN.( - yM(x-0.6m,x) - yM (x+0.6m,x)) Mxt (x) = max (Mxt1(x),Mxt2 (x)) Véctơ chưa nhân hệ số mặt cắt xe thiết kế gây có dạng sau : Mxtki = max(Mxei,Mxti) 0 288.404 Mxetk = 395.022 kN.m 1.731x10 3 2.229 x10 + Mômen gây tải trọng Tải trọng rải suốt chiều dài cầu có độ lớn sau : qlan = 9.3 kN/m Mômen tải trọng gây mặt cắt xác định phương pháp đường ảnh hưởng , nhân giá trị qlan với diện tích đường ảnh hưởng Giá trị diện tích đường ảnh hưởng mômen mặt cắt đặc trưng tính sẵn Vậy , Véctơ giá trị mômen (chưa nhân hệ số) tải trọng gây mặt cắt sau : SVTH : MAI NGỌC LINH 53 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm Mlanx = qlan M GVHD : TS Trần Văn Miền 0 1.462 x10 Mlanx = 2.005 x10 N.m 9.04 x10 1.205 x10 + Momen tải trọng người gây dầm biên : Coi dầm biên chịu toàn tải trọng người PL = 3000 Pa Véctơ mômen cho tải trọng người tác dụng lên dầm biên : MPLx = PL B3 M 0 47.162 MPLx = 64.68 kN.m 291.611 388.815 + Tổ hợp mômen hoạt tải ( nhân hệ số phân bố gM ) IM = 25% MLLb = gmbHL (1+ IM)Mxetk+gmblan.Mlanx+gmbPL.MPLx MLLg = gmg.(1+IM) Mxetk + gmg.Mlanx 0 229.443 MLLb= 314.428 kN.m 1.394 x10 3 1.822 x10 0 266.072 MLLg = 364.569 kN.m 1.611x10 3 2.096 x10 5.3.5 Lực cắt hoạt tải HL93 PL Đối với mặt cắt đặc trưng phạm vi từ gối đến Ltt/2 trường hợp xếp xe bất lợi lên đường ảnh hưởng lực cắt mặt cắt thể hình vẽ sau + Lực cắt xe tải thiết kế Vxe (x) = 145kN.yV1+145kN.yV3+35kN.yV4 Mxe1 (x) = 145kN – yV (x,x) +145kN – yV (x+4.3m,x)+35kN – yV (x+8.6m,x) + Lực cắt xe hai trục thiết kế Vxt (x) = 110kN.( yV1+ yV2) SVTH : MAI NGỌC LINH 54 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền Vxt1(x) = 110kN.( yV(x,x) + yV (x+4.3m,x)) Véctơ lực cắt chưa nhân hệ số mặt cắt xe thiết kế gây có dạng sau Vxtki = max(Vxei,Vxti) 296.289 286.115 Vxetk = 282.158 kN 215.039 133.789 +Lực cắt gây tải trọng Vlanx = qlan Vd 149.73 140.502 Vlanx = 136.993 kN 84.223 37.432 + Lực cắt tải trọng người gây dầm biên : 48.3 45.323 MPLx = 44.191 kN 27.169 12.075 VPLx = PL B3 Vd + Tổ hợp lực cắt hoạt tải ( nhân hệ số phân bố gV) VLLb = gvbHL (1+ IM)Vxetk+gvblan.Vlanx+gvbPL.VPLx VLLg = gvg.(1+IM) Vxetk + gvg.Vlanx 235.413 224.704 VLLb= 220.59 kN 155.149 86.91 341.642 327.227 VLLg = 321.673 Kn 321.896 1347.445 5.3.6.Tổ hợp nội lực theo TTGH mặt cắt dầm : Bảng 5.2 :Hệ số tải trọng : Tải Trạng thái giới hạn trọng CĐ1 CĐ2 CĐ3 SD LL 1.75 1.35 DC 1.25 1.25 1.25 DW 1.5 1.5 1.5 Đặc biệt 0.5 1.25 1.5 Bảng 5.3 Momen cho dầm dầm biên SVTH : MAI NGỌC LINH 55 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm Mặt cắt x (m) CĐ1 1.008 1.4 8.05 16.1 0.000 991.309 1358.906 6066.473 7993.551 1.008 1.4 8.05 16.1 0.000 1102.499 1511.569 6771.865 8961.095 1.008 1.4 8.05 16.1 1142.289 1083.587 1060.854 683.370 247.042 1.008 1.4 8.05 16.1 1129.896 1066.559 1042.022 633.747 159.697 GVHD : TS Trần Văn Miền Trạng thái giới hạn CĐ2 CĐ3 SD Mômen dầm (kN.m) 0.000 0.000 0.000 502.402 879.559 671.068 689.011 1205.787 919.977 3106.422 5389.890 4113.347 4141.896 7113.173 5430.131 Mômen dầm biên (kN.m) 0.000 0.000 0.000 680.899 1006.134 776.698 933.808 1379.510 1064.941 4210.094 6186.317 4776.693 5613.459 8195.921 6330.033 Lực cắt dầm (kN) 514.521 998.799 759.865 482.308 946.152 719.614 469.780 925.751 704.016 257.261 585.973 444.061 0.000 190.575 141.167 Lực cắt dầm biên (kN) 697.324 1031.022 795.892 653.666 972.184 750.293 636.687 949.374 732.614 348.662 568.585 437.260 0.000 123.195 91.255 Đặc biệt 0.000 642.090 880.410 3952.151 5242.369 0.000 801.356 1098.883 4942.029 6569.927 693.883 654.102 638.658 379.006 70.583 820.916 771.635 752.497 430.115 45.628 Bảng 5.4.Chọn giá trị nội lực lớn dầm để tính duyệt Mặt cắt Trạng thái giới hạn x (m) CĐ1 CĐ2 CĐ3 SD Đặc biệt Mômen (kN.m) 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 1.008 1102.499 680.899 1006.134 776.698 801.356 1.4 1511.569 933.808 1379.510 1064.941 1098.883 8.05 6771.865 4210.094 6186.317 4776.693 4942.029 16.1 8961.095 5613.459 8195.921 6330.033 6569.927 Lực cắt (kN) 1142.289 514.521 998.799 759.865 693.883 1.008 1083.587 482.308 946.152 719.614 654.102 1.4 1060.854 469.780 925.751 704.016 638.658 8.05 683.370 257.261 585.973 444.061 379.006 16.1 247.042 0.000 190.575 141.167 70.583 5.4 TÍNH TOÁN CÁC MẤT MÁT ỨNG SUẤT DƯL : SVTH : MAI NGỌC LINH 56 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền Tổng mát ứng suất (đối với DƯL kéo trước): Dfpt = DfpES + DfpSR + DfpCR + DfpR ( TCN5.9.5.1 – ) Trong : DfpES : mát ứng suất co ngắn đàn hồi (MPa) DfpSR : mát ứng suất co ngót (MPa) DfpCR : mát từ biến bê tông (MPa) DfpR : mát tự chùng CT DƯL (MPa) Mất mát ứng suất mặt cắt xác định sau : 5.4.1 Mất mát co ngắn đàn hồi f pES Trong Ep Eci f cgp Ep = 1.97x105 MPa : mô đun đàn hồi thép DƯL Eci = mô đun đàn hồi bê tông lúc truyền lực Eci f c 3.111x10 MPa nc = 44 : số lượng tao thép ứng suất trước giống fcgp : tổng ứng suất bê tông trọng tâm bó thép DƯL lực DƯL sau truyền tự trọng cấu kiện mặt cắt có momen lớn (MPa) ứng suất cốt thép DƯL lực dự ứng lực : fps = 0.7.fpy ; fps = 1.107x103 MPa Độ lệch tâm cốt théo DƯL mặt cắt dầm I chưa liên hợp : epsI = Yc - Cps Momen tĩnh trọng tâm cốt théo DƯL mặt cắt dầm I chưa liên hợp : S psIi I di e psIi Tổng lực DƯL : Fps = fps.Aps f cgpi Vậy f pES Ep f Eci cgp Fps Fps e psIi M DCdci Aci S psIi S psIi 60.102 88.46 88.98 MPa 102.45 98.049 5.4.2 Mất mát ứng suất co ngót DfpSR = 117 – 1.03.Ha Ha độ ẩm tương ứng bao quanh lấy trung bình năm (%) Lấy Ha =80% DfpSR = (117 – 1.03.Ha)MPa DfpSR = 34.6 MPa 5.4.3 Mất mát ứng suất từ biến DfpCR = 12.fcgp -7.Dfcdp Độ lệch tâm cốt thép DƯL mặt cắt dầm I liên hợp: SVTH : MAI NGỌC LINH 57 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền e pslh.bti ycl bt C ps Momen tĩnh trọng tâm cốt thép DƯL mặt cắt dầm I liên hợp : I S pslh.bti lh.bti e pslh.bti Momen tải trọng thường xuyên tác dụng lên dầm biên chưa liên hợp (tính từ biến ) : Mtx = DCbmb.wM Momen tải trọng thường xuyên tác dụng lên dầm biên liên hợp (tính từ biến ): Mtxlh = (DClcb + DCgc).wM + MDWb Dfcdp thay đổi ứng suất bê tông trọng tâm cốt thép DƯL tải trọng thường xuyên, trừ tải trọng tác dụng vào lúc thực DƯL M txi M txlhi cdpi S psIi S pslh.bti 113.886 161.052 DfpCR = 12.fcgp - 7Dfcdp = 159.361 MPa 134.563 101.86 5.4.4 Mất mát chùng ứng suất lúc truyền lực * Mất mát chùng ứng suất lúc truyền lực log(24.t ) f pj log(24 3) 1.302 103 f pR1 0.55 f pj 0.55 1.302 10 66.146.MPa 10 f py 10 1.58110 f pj 1.302 103 MPa f py 1.581 103 MPa t = ngày, thời gian từ lúc căng cốt thép đến lúc truyền lực ( cắt cốt thép) * Mất mát chùng ứng suất sau truyền lực 84.262 63.485 f pR 138MPa 0.4f pES 0.2(f pSR f pCR ) 63.616 MPa 63.187 71.488 f pR f pR1 f pR 150.408 129.632 129.762 129.333 137.635 5.4.5 Tổng mát ứng suất SVTH : MAI NGỌC LINH 58 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm f pR GVHD : TS Trần Văn Miền 358.996 413.744 f pES f pSR f pCR f pR 412.703 MPa 400.947 372.143 27.573 31.778 f %mất mát : Loss pT 31.698 ,% f pj 30.795 28.582 5.5 TÍNH DUYỆT THEO MOMEN 5.7.1 Tính duyệt theo TTGH sử dụng * Điều kiện kiểm toán ứng suất bê tông Momen tải trọng thường xuyên giai đoạn chưa làm việc liên hợp có tính mặt cầu dầm ngang tác dụng lên dầm biên : MDC1b = (DCdc+ DCbmb+DCdn).wM Momen tải trọng thường xuyên giai đoạn liên hợp tác dụng lên mặt cầu : MDC1b = (DCdc+ DClcb).wM Khoảng cách từ trọng tâm dầm I chưa liên hợp đến thớ nén cùng: YnI = H - yce Khoảng cách từ trọng tâm dầm I liên hợp đến thớ nén dầm I : Ynlh = H - ycl Khoảng cách từ trọng tâm dầm I liên hợp đến thớ nén : Ynb = H + hf – ycl Khoảng cách từ trọng tâm dầm I chưa liên hợp đến thớ chịu kéo Ykl = yce Khoảng cách từ trọng tâm dầm I liên hợp đến thớ chịu kéo dầm I : Yklh = ycl Điều kiện vầ ứng suất bê tông : bảng TCN 5.9.4.2.1-1&5.9.4.2.2-1 Quy ước : ứng suất kéo mang dấu “-“; ứng suất nén mang dấu “+” (1) Do tổng dự ứng lực hữu hiệu tải trọng thường xuyên : Giới hạn ứng suất nén mặt cầu : fcf1.nb = 0.45.fc1 = 13.5 MPa Giới hạn ứng suất nén thớ dầm I : fcf1.nd = 0.45.fc = 18.9 MPa (2) Do tổng hoạt tải, dự ứng lực hữu hiệu 0.5x tải trọng thường xuyên : Giới hạn ứng suất nén mặt cầu : fcf2.nb = 0.40.fc1 = 12 MPa Giới hạn ứng suất nén thớ dầm I : fcf2.nd = 0.40.fc = 16.8 MPa (3) Do tổng dự ứng lực hữu hiệu, tải trọng thường xuyên thời vận chuyển : Giới hạn ứng suất nén mặt cầu : fcf3.nb = 0.60.fc1 = 18 MPa Giới hạn ứng suất nén thớ dầm I : fcf3.nd = 0.60.fc = 25.2 MPa (4) Ứng suất nén thớ dầm : SVTH : MAI NGỌC LINH 59 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền Giới hạn ứng suất kéo thớ dầm I điều kiện ăn mòn thong thường DƯL có bám dính : f cf 4.kd 0.5 fc 3.24.MPa Lực thực cáp DƯL : Fpe = fpe.Aps fpe = fpj – DfpT 3.767 103 3.549 10 Fpe f pe Aps 3.553 103 , kN 3.6 103 3.715 103 ứng suất cho phép cốt thép DƯL : fpe.cf = 0.80.fpy = 1.256x103 MPa ứng suất thớ thớ ứng lực : 1.64 Fpei e psIi 0.17 pe.tdi Fpei y , MPa Aeqi I eqi nIi 5.13 6.24 pe.dd Fpei e Fpei psIi ynIi Aeqi I eqi 11.35 14.71 14.97 , MPa 19.03 20.34 5.5.2 Kiểm tra độ vồng dầm, độ võng dầm Xét mặt cắt nhịp ( có độ võng lớn nhất) Quy ước : độ võng xuống mang dấu dương, vồng lên mang dấu âm Momen quán tính mặt cắt nguyên tuyệt trọng tâm (không xét cốt thép) Tại mặt cắt nhịp : + Đối với dầm I chưa liên hợp : Id5 = 9.982x1010 mm4 + Đối với dầm liên hợp : Ig = Ilh.bt5 = 2.173x1011 mm4 * Độ vồng DƯL : Độ vồng DƯL xác định theo công thức sau : f v ps Fps.e psI5 L2td 8.Eci I d5 103.918mm * Độ vồng trọng lượng dầm : 5DCdc L4 f v.DC1 45.349mm 384.Ecdam I d5 * Độ võng mặt cầu dầm ngang : 5( DCbmb DCdn ).L4 f v.DC 38.248mm 384.Ecdam I d5 SVTH : MAI NGỌC LINH 60 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền * Độ võng gờ chắn lan can : f v.DC 5( DCgc DClbc ).L4 18.038mm 384.Ecdam I g * Độ võng lớp phủ tiện ích : 5( DWb ).L4 5.006mm 384.Ecdam I g * Độ vồng dầm sau căng cáp DƯL : fv.TC = fv.ps + fv.DC1 = -58.569 mm ( vồng lên) *Độ võng dầm khai thác tác dụng tải trọng thường xuyên : fv.TTTX = fv.ps + fv.DC1 + fv.DC2 + fv.DC3 + fv.DW = 2.722 mm (vồng lên) *Độ võng dầm khai thác tác dụng hoạt tải: Điều kiện kiểm toán : L L f v.LL tt f v.LLvPL tt 800 1000 Trong : L : chiều dài nhịp tính toán fv.LL : độ võng lớn nhịp xe lấy trị số lớn : Kết tính xe tải thiết kế đơn 25% xe tải thiết kế tải trọng fv.LLvPL : độ võng lớn nhịp xe người Hệ số phân bố độ võng lấy số/số dầm, tất thiết kế chất tải tất dầm đỡ giả thiết võng : f v.DW Df nlan 0.333 Nb Với Nb = 6, nlqn = Tính độ võng xe tải đơn P1 = Df.145 kN= 4.833x104 N = P2 P3 = Df.35 kN = 1.167x104 N Bố trí xa vị trí bất lợi hình vẽ Khoảng cách từ trục xe đến gối : c1 = L/2 – 4.3 m c2 = L/2 c3 = L/2 + 4.3 m SVTH : MAI NGỌC LINH 61 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền P1.c1 (3.L2 4c12 ) 4.008mm 48.Ecdam I g P2 c (3.L2 4c 22 ) 4.441mm 48.Ecdam I g f v.1 f v.2 f v.3 P3 c3 (3.L2 4c32 ) 0.947mm 48.Ecdam I g Độ võng xe tải thiết kế : Fv.truck = fv.1 + fv.2 + fv.3 = 9.397 mm Tính độ võng tải trọng : 5qlan L4 f v.lan 17.198mm 384.Ecdam I g Tính độ võng tải trọng người : 5( PL.B3 ).L4 f v.PL 17.198mm 384.Ecdam I g Độ võng 25% xe tải thiết kế với tải trọng thiết kế : fv.xe = 25%fv.truck + fv.lan = 19.548 mm fv.kt = max(fv.ce , fv.truck) = 19.548 mm Kiểm tra độ võng xe nói chung : KTvong1 = fv.kt ≤ L/800 19.548 < 40.25 mm đạt Kiểm tra độ võng xe tải trọng người : fv.kt + fv.PL = 25.096 mm KTvong2 = fv.kt + fv.PL ≤ L/1000 25.096 < 32.2 mm đạt 5.5.3 Cốt thép tối thiểu (TCN 5.7.3.3.2) Cốt thép tối thiểu phải đảm bảo momen kháng uốn tính toán giá trị nhỏ giá trị sau : + 1.2 lần sức kháng nứt + 1.33 lần momen tính toán cần thiết tổ hợp tải trọng – cường độ Cường độ chịu kéo uốn f r 0.63 f c 4.083MPa Tổng ứng suất gây nứt : 4dd f r Momen tính đáy dầm : Smc Ac1.Y1 0.49222 Ac Y2 0.26942 Ac Y2 0.26942 m3 Ac Y2 0.26942 A Y2 0.26942 c2 Tổng momen gây nứt : SVTH : MAI NGỌC LINH 62 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền 7598.5 4169.0 M i i Smci 3907.7 kN m 880.0 464.8 0 776.698 Momen theo TTGH sử dụng : M ui ,4 1.065 103 kN m 4.777 103 6.33 10 Momen gây lực DƯL : Mps = -(Fpe.epsI) = -7.086x103 kN.m Momen nứt M cr ( M u ,4 M ps ) M i Momen kháng uốn yêu cầu : M r yc min(1.2.M cr 1.33M u ) i i i i i ,4 Bề rộng hữu hiệu bv = bw Chiều cao chịu cắt hữu hiệu : dv = 1.082 m Hệ số khả bê tông bị nứt chéo truyền lực kéo β Góc nghiêng ứng suất nén chéo : θ ứng suất cắt bê tông xác định theo công thức TCN 5.8.2.9-1: v Vu .VP .bv d v Lực cắt nhân hệ số mặt cắt kiểm tra lực cắt x2 = 1.008m Tại mặt cắt xét Vu1 = Vu2,1 = 1.084x103 kN Hệ số sức kháng cắt (TCN 5.5.4.2) v = 0.9 ứng suất cắt bê tông : v SVTH : MAI NGỌC LINH Vu1 v VP 2.02MPa v bv1.d v 63 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền Lực dọc DƯL Fps.d nc ntx (sin(a )k ) ntx Aps1 f pe 3.761103.kN k 1 k k k 1 ứng suất thép DƯL ứng suất bê tông xung quanh : f po f pe1 Fpe1 Ep Alh1 Ecdam 921.894MPa Chiều dài truyền lực hữu hiệu thép DƯL Ltl = 60.Dps = 0.762 m Vì chiều dài truyền lực hữu hiệu thép DƯL Ltl = 0.762 m nhỏ khoảng cách đến mặt cắt tính duyệt lực cắt , x2 = 1.008m nên toàn ứng suất thép DƯL mặt cắt hữu hiệu Momen có nhân hệ số mặt cắt : M u1 max( M u2,1 ,Vu d v ) 1.236 x103 kN m Để xác định ứng biến thép dọc ta giả định thông số : = 27o M u1 0.5.Vu1.cot( ) Aps f po dv ứng biến x 1.877 x10 3 Es As E p Aps ứng biến có giá trị âm phải tính lại theo công thức TCN 5.8.3.4.2-3 Mu 0.5.Vu cot( ) Aps f po dv với x Ec Ac Es As E p Aps Diện tích bê tông phía chịu uốn dầm Ac = (Ac1/H)(H/2) = 3.607x105 mm2 SVTH : MAI NGỌC LINH 64 MSSV : 80401348 Chương – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền M u1 0.5.Vu1.cot( ) Aps f po dv x (1000) 0.11 , thông số v/fc = 0.048 Es As E p Aps Tra bảng TCN 5.8.3.4.2-1, giá trị θ, β lấy sau : Góc xiên ứng suất nén θ = 27o Hệ số 6.17 6.78 ( x 0.2) 6.78 5.69 0.15 0.2 Góc xiên ứng suất nén phù hợp với giả thiết tiếp tục sử dụng để tính toán Sức kháng danh định mặt cắt : Vc 0.083. f c bv dv 1.7 x103 kN *chọn cốt thép đai chống cắt : Để thuận lợi cho thi công chọn đường kính cốt đai không đổi khoảng cách thay đổi theo giảm lực cắt theo chiều dài dầm : Dctd = 10mm Bước cốt đai sctd 100 150 200 mm 250 250 Diện tích cốt đai mặt cắt cự ly sctd AVi 0.083 f c Góc nghiên cốt đai Vs AV f y dv cot( ) SVTH : MAI NGỌC LINH sctd bvi sctd fy 91.17 43.761 58.349 mm 72.936 72.936 5.711x105 N 65 MSSV : 80401348 [...]... fv.LL : độ võng lớn nhất tại giữa nhịp do xe lấy bằng trị số lớn hơn của : Kết quả tính của xe tải thiết kế đơn 25% của xe tải thiết kế cùng tải trọng làn fv.LLvPL : độ võng lớn nhất tại giữa nhịp do xe và người Hệ số phân bố độ võng có thể lấy bằng số/số dầm, vì tất cả các làn thiết kế đều chất tải và tất cả các dầm đỡ đều giả thiết võng như nhau : f v.DW Df nlan 0.333 Nb Với Nb = 6, nlqn = 2... tính bản mặt cầu và dầm ngang tác dụng lên dầm biên : MDC1b = (DCdc+ DCbmb+DCdn).wM Momen do tải trọng thường xuyên giai đoạn liên hợp tác dụng lên bản mặt cầu : MDC1b = (DCdc+ DClcb).wM Khoảng cách từ trọng tâm dầm I chưa liên hợp đến thớ nén ngoài cùng: YnI = H - yce Khoảng cách từ trọng tâm dầm I liên hợp đến thớ nén ngoài cùng dầm I : Ynlh = H - ycl Khoảng cách từ trọng tâm dầm I liên hợp đến thớ... mặt cắt dầm I liên hợp: SVTH : MAI NGỌC LINH 57 MSSV : 80401348 Chương 5 – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền e pslh.bti ycl bt C ps Momen tĩnh tại trọng tâm cốt thép DƯL của mặt cắt dầm I liên hợp : I S pslh.bti lh.bti e pslh.bti Momen do tải trọng thường xuyên tác dụng lên dầm biên chưa liên hợp (tính từ biến ) : Mtx = DCbmb.wM Momen do tải trọng thường xuyên tác dụng lên dầm biên... vồng dầm, độ võng dầm Xét tại mặt cắt giữa nhịp ( có độ võng lớn nhất) Quy ước : độ võng xuống mang dấu dương, vồng lên mang dấu âm Momen quán tính của mặt cắt nguyên tuyệt đối với trọng tâm (không xét cốt thép) Tại mặt cắt giữa nhịp : + Đối với dầm I chưa liên hợp : Id5 = 9.982x1010 mm4 + Đối với dầm liên hợp : Ig = Ilh.bt5 = 2.173x1011 mm4 * Độ vồng do DƯL : Độ vồng do DƯL có thể xác định theo công. .. Giới hạn ứng suất nén của bản mặt cầu : fcf3.nb = 0.60.fc1 = 18 MPa Giới hạn ứng suất nén của thớ trên dầm I : fcf3.nd = 0.60.fc = 25.2 MPa (4) Ứng suất nén thớ dưới dầm : SVTH : MAI NGỌC LINH 59 MSSV : 80401348 Chương 5 – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền Giới hạn ứng suất kéo của thớ dưới dầm I điều kiện ăn mòn thong thường DƯL có bám dính : f cf 4.kd 0.5 fc 3.24.MPa Lực thực sự trong... bất lợi nhất như hình vẽ Khoảng cách từ trục xe đến gối : c1 = L/2 – 4.3 m c2 = L/2 c3 = L/2 + 4.3 m SVTH : MAI NGỌC LINH 61 MSSV : 80401348 Chương 5 – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền P1.c1 (3.L2 4c12 ) 4.008mm 48.Ecdam I g P2 c 2 (3.L2 4c 22 ) 4.441mm 48.Ecdam I g f v.1 f v.2 f v.3 P3 c3 (3.L2 4c32 ) 0.947mm 48.Ecdam I g Độ võng do xe tải thiết kế : Fv.truck = fv.1 +... theo công thức sau : f v ps Fps.e psI5 L2td 8.Eci I d5 103.918mm * Độ vồng do trọng lượng dầm : 5DCdc L4 f v.DC1 45.349mm 384.Ecdam I d5 * Độ võng do bản mặt cầu dầm ngang : 5( DCbmb DCdn ).L4 f v.DC 2 38.248mm 384.Ecdam I d5 SVTH : MAI NGỌC LINH 60 MSSV : 80401348 Chương 5 – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền * Độ võng do gờ chắn lan can : f v.DC 3 5( DCgc DClbc ).L4 ... mm Tính độ võng do tải trọng làn : 5qlan L4 f v.lan 17.198mm 384.Ecdam I g Tính độ võng do tải trọng người đi : 5( PL.B3 ).L4 f v.PL 17.198mm 384.Ecdam I g Độ võng do 25% xe tải thiết kế với tải trọng làn thiết kế : fv.xe = 25%fv.truck + fv.lan = 19.548 mm fv.kt = max(fv.ce , fv.truck) = 19.548 mm Kiểm tra độ võng do xe nói chung : KTvong1 = fv.kt ≤ L/800 19.548 < 40.25 mm đạt Kiểm tra độ... 1.877 x10 3 Es As E p Aps ứng biến có giá trị âm thì phải tính lại theo công thức TCN 5.8.3.4.2-3 Mu 0.5.Vu cot( ) Aps f po dv với x Ec Ac Es As E p Aps Diện tích bê tông phía chịu uốn của dầm Ac = (Ac1/H)(H/2) = 3.607x105 mm2 SVTH : MAI NGỌC LINH 64 MSSV : 80401348 Chương 5 – Tính toán kết cấu dầm GVHD : TS Trần Văn Miền M u1 0.5.Vu1.cot( ) Aps f po dv x (1000) ...Chương 5 – Tính toán kết cấu dầm Mặt cắt x (m) CĐ1 0 1.008 1.4 8.05 16.1 0.000 991.309 1358.906 6066.473 7993.551 0 1.008 1.4 8.05 16.1 0.000 1102.499 1511.569 6771.865 8961.095 0 1.008 1.4 8.05 16.1 1142.289 1083.587 1060.854 683.370 247.042 0 1.008 1.4 8.05 16.1 1129.896 1066.559 1042.022 633.747 159.697 GVHD : TS Trần Văn Miền Trạng thái giới hạn CĐ2 CĐ3 SD Mômen dầm giữa (kN.m) 0.000 0.000