Tổng quan cầu sử dụng bản liên tục nhiệt trên thế giới và ở việt nam chương 4 các nghiên cứu tính toán chi tiết luận văn thạc sỹ 4

GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

CHƯƠNG IV :

CÁC NGHIÊN CỨU TÍNH TOÁN CHI TIẾT
4.1 Tính toán chọn chiều dài bản liên tục nhiệt hợp lý :
4.1.1 Trường hợp dầm I, chiều dài dầm 24,54m :
4.1.1.1 Các giả thiết :
Chiều dày của bản hf = 20cm > hmin =

1, 2.( S + 3000)
= 19,2 cm ;
300

Chiều rộng cầu 10.8m (mép tới mép).
Mặt cắt ngang cầu gồm 6 dầm BTCT ứng suất trước, cấp bêtông f’c =
500Mpa đúc tại Nhà máy bêtông Châu Thới 620, cự ly giữa các dầm là S =
1,80m.
Bản mặt cầu bằng BTCT cấp bêtông f’c = 300Mpa đổ tại chỗ dày 20cm ;
Chiều dài nhòp : Lnhòp = 24,54m; Ltt = 24,54-0,15*2 = 24,24m ;
Môđun đàn hồi của dầm : Ed = 38.007 Mpa ;
Mômen quán tính của dầm : Jd = 0,1432 m4 ;
Môđun đàn hồi của bản nối : En = 29.440 Mpa ;
Mômen quán tính của bản nối : Jn = 6,67.10-4 m4 ;
Tónh tải giai đoạn 2 gồm : lớp BTN hạt mòn dày 5cm :
q = 0,05 x 2.300 x 1,80 = 207 KG/m
Bản liên tục nhiệt được tính theo sơ đồ cấu tạo như sau :

Hình 4.1 : Cấu tạo bản nối liên tục nhiệt

4.1.1.2 Tính toán nội lực với chiều dài bản nối liên tục nhiệt Ln = 2,0m
4.1.1.2.1 Tính toán nội lực cưỡng bức :

HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 44


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

a) Nội lực trong bản nối do góc xoay và chuyển vò thẳng đứng do tác dụng tónh
tải phần II trên kết cấu nhòp :
Trò số góc xoay tại mặt cắt ngàm do tónh tải giai đoạn II gây ra xác đònh
theo công thức :
ϕtónh =

ql 3
32.Eδ J δ

=

2, 07 × 24, 243
32 × 38, 007.103 × 0,1432

= 1,69.10-4
Mômen và lực cắt tại mặt cắt ngàm của bản nối:
Mn =

=

− 2 E n J n tónh
ϕ
Ln
−2 × 6, 67.10−4 × 29440.103
× 1,69.10-4
2, 0

= -3,32 (KNm) ;
Vn

=0

b) Nội lực trong bản nối do chuyển vò dưới tác dụng của từ biến gây ra trên kết
cấu nhòp :
Chuyển vò tại mặt cắt ngàm của bản nối do từ biến gây nên với tải trọng tác
dụng : trọng lượng bản thân kết cấu và cáp dự ứng lực trong dầm.
ϕcr = ψ(t,ti) . ϕc

ϕc = ϕctónh (trọng lượng bản thân kết cấu) + ϕCDƯL(cáp DƯL)
ϕctónh =

qc .l 3p
32.Eδ J δ

Trọng lượng bản thân kết cấu : q = 2247KG/m
→ ϕctónh =

q c .l 3p

32.Eδ J δ

= 1,84.10-3

ϕCDƯL : góc xoay do cáp DƯL xiên và thẳng đặt lệch tâm gây nên;
ϕCDƯL =
N=

b.(1 − b).N .l 2
M .l
+
2.E.I
2.E.I

P.e'
;
bl

M = P.e ;
Đối với dầm I 24,54m, từ sơ đồ bố trí cáp DƯL quy đổi về tải trọng tương
đương để tính toán chuyển vò như sau :
HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 45


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

Hình 4.2 : Trường hợp cáp DƯL xiên

Hình 4.3 : Trường hợp cáp DƯL thẳng

Lực kéo cáp DƯL sau khi mất mát ứng suất : P = fpe.Aps.
Với fu = 1860 Mpa : cường độ chòu kéo tiêu chuẩn cáp DƯL;
fy = 0,9 fu : giới hạn chảy cáp DƯL;
fpe = 0,8fpy = 1339 Mpa : lực kéo cáp DƯL sau khi mất mát.
Tính được :
N = 80,16 KN ;
M = 2306,87 KNm ;
b = 0,375 ;

ϕCDƯL =

b.(1 − b).N .l 2
M .l
+
= -0,0062 ;
2.E.I
2.E.I

→ ϕC = -0,0062 + 0,00184 = -0,00436 ;
Do tính toán với tuổi của bêtông dầm khi nối chuỗi là 3 tháng nên chuyển vò
do từ biến gây ra đối với bản nối liên tục nhiệt là chuyển vò còn lại khi dầm
3tháng tuổi đến cuối thời kì khai thác :
-

Hệ số từ biến tính từ lúc cắt cáp DUL đến cuối thời kì khai thác :

HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 46


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

Độ ẩm tương đối lấy H = 70%;
Tỷ lệ thể tích/diện tích = 100;
t = 100năm; ti = 30 ngày, A5.4.3.2.1 → kc = 0,75;
kf = 0,67;
(t − t i ) 0.6
H -0.118
)ti
[
]
ψ1(t,ti) = 3,5kckf (1,58120
10 + (t − t i ) 0.6

= 1,159 ;
-

Hệ số từ biến tính từ lúc cắt cáp DUL đến khi nối chuỗi :
Tính toán tương tự : ψ2(t,ti) = 0,361;

Vậy biến dạng còn lại do từ biến :
ϕcr = (1,159-0,361) × (-0,00436) = -0,00344
Mômen và lực cắt tại mặt cắt ngàm của bản nối do từ biến (tính cho 1m rộng

của bản nối) :
Mcr =

− 2En J n
−2 × 29440.103 × 6, 67.10−4
ϕcr =
× ( -3,44.10-3 )
Ln
2, 0

= 67,58 KNm
Vcr = 0 ;
Tính toán tương tự cho trường hợp tuổi bêtông dầm lúc nối chuỗi là 6tháng,
9tháng, 12tháng và 24 tháng.
Kết quả tính toán như sau :
Bảng 4.1 : Nội lực do ảnh hưởng của từ biến
Tuổi dầm
f'c
lúc nối chuỗi
(Mpa)
(tháng)

Kf

kc

H
(%)

t-ti

(ngày)

ψ1

ψ2

ϕ

Mcr
(KNm/m)

6

50

0,67

0,46

70

156

0,488

0,671

-0,00431

56,79

9

50

0,67

0,53

70

248

0,608

0,551

-0,00431

46,62

12

50

0,67

0,58

70

335

0,699

0,460

-0,00431

31,14

24
Cuối thời kì
khai thác

50

0,67

0,64

70

700

0,842

0,317

-0,00431

26,84

50

0,67

0,75

70

36470

1,159

0,000

-0,00431

0,00

Dựa vào bảng kết quả tính toán, vẽ biểu đồ thể hiện sự thay đổi mômen tại
mặt cắt ngàm bản nối liên tục nhiệt do ảnh hưởng của từ biến gây ra theo tuổi
bêtông dầm lúc nối chuỗi :
HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 47


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

BIỂ U ĐỒ MOMENT DO TỪ BIẾ N GÂ Y RA
80,00

Moment (KNm/m)

70,00

67,58

60,00

56,79

50,00

46,62

40,00
31,14

30,00

26,84

20,00
10,00
0,00

0

3

6

9

12

15

18

21

24

27

TUỔI DẦM (tháng)

Hình 4.4 : Biểu đồ quan hệ giữa mômen và tuổi bêtông dầm lúc nối chuỗi

Nhận xét :
Dựa vào biểu đồ thấy rằng biến dạng do từ biến giảm dầm theo thời gian và
giảm nhiều nhất ở giai đoạn đầu từ lúc tuổi dầm là 3 tháng đến 12tháng, từ
khoảng thời gian 12tháng đến 24 tháng ảnh hưởng của từ biến thay đổi nhỏ.
c) Nội lực trong bản nối do góc xoay và chuyển vò thẳng đứng do tác dụng hoạt
tải trên kết cấu nhòp :

Trò số góc xoay tại mặt cắt ngàm do hoạt tải xe thiết kế gây ra có xét đến hệ
số phân bố ngang (hoạt tải xét trên cả 2 nhòp) và tải trọng làn :

Hình 4.5 : Hoạt tải đặt trên kết cấu nhòp

Để thiên về an toàn và đơn giản trong tính toán ta quy về tải tập trung tại
giữa nhòp.
Hệ số phân bố ngang :
+ Với một làn xe chòu tải :
S
⎛
⎞
gmg1 = 0,06+ ⎜
⎟
⎝ 4300mm ⎠
HVTH : Lê Quốc Đạt

0,4

0,3

⎛ S ⎞ ⎛ K
. ⎜ ⎟ . ⎜⎜ g 3
⎝ Ltt ⎠ ⎝ Ltt h f

⎞
⎟⎟
⎠

0,1

= 0,384

Trang 48


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

+ Hai hoặc nhiều làn xe thiết kế chòu tải :
S
⎛
⎞
gmg2 = 0,075+ ⎜
⎟
⎝ 2900mm ⎠

0,6

0,2

⎛ S ⎞ ⎛ K
. ⎜ ⎟ . ⎜⎜ g 3
⎝ Ltt ⎠ ⎝ Ltt h f

⎞
⎟⎟
⎠

0,1

= 0,522

Chọn gmg2 = 0,522 để tính toán.
ϕhoạt =
+

24, 24
0,522 × 325 × 1, 75 × 24, 24
.
3
4 × 38007.10 × 0,1432
4
9,3 × 0,522 × 24,54
= 2,4.10-3
3
32 × 38007.10 × 0,1432

Chuyển vò thẳng đứng tại mặt cắt ngàm của bản nối do hoạt tải HL93 gây ra
(c = 35cm : khoảng cách giữa tim 2 gối) :
y =

l n − c hoạt
. ϕ = 1,98.10-3 m ;
2

Mômen tại mặt cắt ngàm bản nối :
Μn =
=-

−4.En.Jn
2.En.Jn
6.En.Jn
ϕt +
ϕp ±
(yt - yp)
Ln
Ln
L n2

2.En J n hoạt
−2 × 29440.103 × 6, 67.10−4
ϕ
=
× 2,4.10-3
Ln
2, 0

= 47,06 KNm ;
Vn

=0;

4.1.1.2.2 Tính toán nội lực cục bộ :
Chiều rộng dải bản tương đương khi xếp :
-

Khi xếp tải 1 làn xe :
Eb = 250 + 0,42 2000.9000 = 2032 mm

-

Khi xếp tải 2 làn xe :
Eb = 2100 + 0,12 2000.10800 = 2658 mm ≤

W
= 5400mm
NL

Trò số áp lực của bánh xe lên dải bản có chiều rộng 1m (chỉ đặt được 1 làn
xe):
1800

Eb

Hình 4.6 : Trường hợp xếp 1 làn xe
HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 49


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

2P
145
= 71,36 KN
=

Eb 2, 032

-

Do xe tải thiết kế : P* =

-

Do xe 2 trục : P* =

-

Tải trọng làn thiết kế : 9,3/2,032 = 4,58 (KN/m);

2P
110
= 54,13 KN
=
Eb 2, 032

Mômen âm tại mặt cắt ngàm của bản nối Mgối
Diện tích đường ảnh hưởng : ω = 0,324 m2;

Hình 4.7 : đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt ngàm

-

Do tónh tải : DW = 1,15 KN/m ; DCbn= 5,0KN/m ;
MDC = DC.ω = 5,0×0,324 = 1,62 KNm
MDW = DW.ω = 1,15×0,324 = 0,37 KNm

-

Do xe tải thiết kế (truck) :
Mtr = m.(P* + IM) ∑ y i = 1,2×1,75×71,36×0,296 = 44,36 KNm

-

Do xe 2 trục (Tandem) :
Mta = m.(P* + IM) ∑ y i = 1,2×1,75×54,13×(0,296+0,019)
= 35,81 KNm

-

Do tải trọng làn :
MLL = m.

LL
ω = 1,2×4,58× 0,326 = 1,79 KNm
Eb

4.1.1.2.3 Tổ hợp nội lực :
Có hai trường hợp tổ hợp nội lực cho mômen tại mặt cắt ngàm của bản nối
liên tục nhiệt như sau :
-

Mômen uốn do chuyển vò góc và thẳng đứng ở mặt cắt ngàm bản nối do tác
dụng của hoạt tải trên kết cấu nhòp + tónh tải phần II trên kết cấu nhòp + tónh
tải trên bản nối + Từ biến do cáp DƯL và trọng lượng bản thân kết cấu.

HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 50


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

-

Mômen uốn do hoạt tải trên bản nối+ tónh tải phần II trên kết cấu nhòp + tónh
tải trên bản nối + Từ biến do cáp DƯL và trọng lượng bản thân kết cấu.
M = η [γp1.DC + γp2.DW + γn.(LL+IM) + γBR.BR + γCR.(TU+SH+CR)]
Trong đó :
-

η : hệ số điều chỉnh tải trọng ;

-

γp1 : hệ số tải trọng tónh tải (dùng cho trọng lượng bản thân kết cấu);

-

γp2 : hệ số tải trọng tónh tải (dùng cho lớp áo đường);

-

γn : hệ số tải trọng dùng cho hoạt tải;

-

γBR : hệ số tải trọng dùng cho lực hãm xe;

-

γCR : hệ số tải trọng dùng cho nhiệt độ, co ngót và từ biến;
Bảng 4.2 : Tổ hợp nội lực khi xét ảnh hưởng của từ biến

TTGH

Hệ số tải trọng
γp1

γp2

Mcụcbộ (KNm)

Mnhòp (KNm)

γn γCR Mdc Mdw Mtr MLL Mtt

Mht

Mcr

Tổ hợp nội lực
Mcụcbộ Mnhòp

Cường
1,25 1,5 1,75 1,2 -1,62 -0,37 -44,4 -1,78 -3,32 -47,06 67,58
độ 1

-7,29

-8,83

Khi tổ hợp nội lực, mômen do ảnh hưởng của hiện tượng từ biến (trọng
lượng bản thân kết cấu và cáp dự ứng lực) gây chuyển vò cưỡng bức tại mặt cắt
ngàm của bản nối liên tục nhiệt là mômen dương và ngược chiều với mômen do
hoạt tải gây ra. Nên khi tổ hợp nội lực cùng với hoạt tải, tác động của từ biến sẽ
làm giảm nội lực của tổ hợp do tónh tải phần II và hoạt tải trên kết cấu nhòp gây
ra. Tuy nhiên nếu tuổi bêtông dầm lúc nối chuỗi càng nhỏ thì mômen dương tại
mặt cắt ngàm của bản nối do từ biến lớn, cần phải so sánh với mômen dương giữa
bản nối liên tục nhiệt để chọn ra nội lực nguy hiểm nhất mà tính toán nhằm đảm
bảo khả năng chòu lực của bản trong suốt quá trình khai thác.
Để thiên về an toàn, khi tổ hợp nội lực (mômen âm) tại mặt cắt ngàm của
bản nối liên tục nhiệt nên xét trường hợp kết cấu nhòp chưa xảy ra hiện tượng từ
biến, có nghóa là từ biến chưa gây ra chuyển vò cưỡng bức tại mặt cắt ngàm bản
nối liên tục nhiệt. Kết quả tổ hợp nội lực cụ thể như sau :
Bảng 4.3 : Tổ hợp nội lực khi không xét ảnh hưởng của từ biến
TTGH

Hệ số tải trọng
γp1

γp2

γn

Cường
1,25 1,5 1,75
độ 1

HVTH : Lê Quốc Đạt

Mcụcbộ (KNm)

γCR Mdc Mdw

Mtr

Mnhòp (KNm)
MLL Mtt

Mht

Tổ hợp nội lực

Mcr Mcụcbộ Mnhòp

0 -1,62 -0,37 -44,40 -1,78 -3,32 -47,06 67,58 -88,39

-89,92

Trang 51


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

4.1.1.3 Tính toán nội lực với chiều dài bản nối liên tục nhiệt Ln = 1,4m; 1,6m;
1,8m; 2,2m; 2,4m; 2,6m; 2,8m.
4.1.1.3.1 Tính toán nội lực cưỡng bức :
a) Nội lực trong bản nối do góc xoay và chuyển vò thẳng đứng do tác dụng tónh
tải phần II trên kết cấu nhòp :
Bảng 4.4 : Nội lực do tónh tải phần II trên kết cấu nhòp
STT

Ln
(m)

ϕ

Jbn
(m4)

Ebn
(Mpa)

M
(KNm)

1

1,4

0,000169

0,000667

29.440

-4,75

2

1,6

0,000169

0,000667

29.440

-4,15

3

1,8

0,000169

0,000667

29.440

-3,69

4

2,2

0,000169

0,000667

29.440

-3,02

5

2,4

0,000169

0,000667

29.440

-2,77

6

2,6

0,000169

0,000667

29.440

-2,56

7

2,8

0,000169

0,000667

29.440

-2,37

b) Nội lực trong bản nối do góc xoay và chuyển vò thẳng đứng do tác dụng hoạt
tải trên kết cấu nhòp :
Bảng 4.5 : Nội lực do hoạt tải trên kết cấu nhòp
STT

Ln
(m)

ϕ

Jbn

(m4)

Ebn
(Mpa)

M
(KNm)

1

1,4

0,002398

0,000667

29.440

-67,23

2

1,6

0,002398

0,000667

29.440

-58,82

3

1,8

0,002398

0,000667

29.440

-52,29

4

2,2

0,002398

0,000667

29.440

-42,78

5

2,4

0,002398

0,000667

29.440

-39,22

6

2,6

0,002398

0,000667

29.440

-36,20

7

2,8

0,002398

0,000667

29.440

-33,61

4.1.1.3.2 Tính toán nội lực cục bộ :
Kết quả tính toán nội lực cục bộ trên bản nối do trọng lượng bản thân bản
nối, tónh tải phần II và hoạt tải đặt trực tiếp trên bản nối theo bảng sau :
Bảng 4.6 : Nội lực cục bộ
STT

Ln
(m)

Eb
(mm)

P*(KN) P*(KN)
(Truck) (Tand)

Plàn
(KN)

Sđảh
Mdc
Mdw
Mtr
M_Tand M_làn
(m2) (KNm) (KNm) (KNm) (KNm) (KNm)

1

1,4 1740,9

41,65

31,59

5,34 -0,159 -0,79

-0,18

-18,14

-13,76

-1,02

2

1,6 1843,8

78,64

59,66

5,04 -0,207 -1,04

-0,24

-39,15

-29,70

-1,26

HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 52


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só
3

1,8 1940,5

74,72

56,69

4,79 -0,263 -1,31

-0,30

-41,85

-31,74

-1,51

4

2,2 2118,9

68,43

51,91

4,39 -0,392 -1,96

-0,45

-46,84

-39,78

-2,07

5

2,4 2202,0

65,85

49,95

4,22 -0,467 -2,33

-0,54

-49,17

-43,13

-2,37

6

2,6 2281,7

63,55

48,21

4,08 -0,548 -2,74

-0,63

-51,40

-48,21

-2,68

7

2,8 2358,4

61,48

46,64

3,94 -0,635 -3,18

-0,73

-53,56

-52,97

-3,01

4.1.1.3.3 Tổ hợp nội lực :
Dựa vào bảng kết quả tính toán nội lực cục bộ, thấy rằng nội lực do xe tải
thiết kế lớn hơn nội lực xe hai trục nên tổ hợp nội lực bao gồm : tónh tải + xe tải
thiết kế + tải trọng làn :
Bảng 4.7 : Tổ hợp nội lực

Ln
(m)

TTGH

Hệ số tải trọng
γp1

γp2

γn

Mcụcbộ (KNm)

Mdc Mdw

Mtr

Mnhòp (KNm)
MLL

Mtt

Mht

Tổ hợp nội lực
Mcụcbộ

Mnhòp

1,40

1,25 1,50 1,75 -0,79 -0,18 -18,14 -1,02 -4,75 -67,23

-41,91

-126,03

1,60

1,25 1,50 1,75 -1,04 -0,24 -39,15 -1,26 -4,15 -58,82

-78,59

-110,83

1,80 Cường 1,25 1,50 1,75 -1,31 -0,30 -41,85 -1,51 -3,69 -52,29
Độ 1,25 1,50 1,75 -1,96 -0,45 -46,84 -2,07 -3,02 -42,78
2,20
1
1,25 1,50 1,75 -2,33 -0,54 -49,17 -2,37 -2,77 -39,22
2,40

-83,50

-99,13

-93,24

-82,52

-98,06

-76,50

2,60

1,25 1,50 1,75 -2,74 -0,63 -51,40 -2,68 -2,56 -36,20 -102,85

-71,55

2,80

1,25 1,50 1,75 -3,18 -0,73 -53,56 -3,01 -2,37 -33,61 -107,61

-67,45

4.1.1.3.4 Vẽ biểu đồ quan hệ giữa chiều dài bản liên tục nhiệt và mômen âm tại
mặt cắt ngàm của bản nối liên tục nhiệt :
0,0

0,4

0,8

1,2

1,6

2,0 2,02

2,4

2,8

0,00

MOMENT (KNm/m)

-20,00
-40,00

-41,91

-60,00
-80,00
90,66
-100,00

-78,59

`

-88,39 -82,52
-83,50
-93,24
-98,06
-99,13-89,92

-110,83
-120,00

-76,50

-71,55

-67,45

-102,85
-107,61

-126,03

-140,00

CHIỀU DÀI BẢN NỐI LIÊN TỤC NHIỆT
Mcucbo

Mnhip

Hình 4.8 : Biểu đồ chọn chiều dài bản nối liên tục nhiệt hợp lý (dầm I 24,54m)
HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 53


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

Kết luận :
Dựa vào biểu đồ quan hệ giữa chiều dài bản nối liên tục nhiệt (Ln) và
mômen tại mặt cắt ngàm của bản nối khi hoạt tải tác dụng trên kết cấu nhòp
(Mnhòp) hoặc hoạt tải tác dụng trực tiếp trên bản nối (Mcụcbộ ), thấy rằng khi tăng
chiều dài bản nối liên tục nhiệt thì Mcụcbộ tăng và Mnhòp giảm. Do đó chiều dài
bản liên tục nhiệt hợp lý là chiều dài ứng với vò trí giao nhau giữa Mnhòp và MÄcụcbộ
trên đồ thò : Mnhòp = Mcụcbộ.
Đối với chiều dài kết cấu nhòp 24,54m, dựa vào biểu đồ hình 4.8 tìm được
chiều dài bản nối liên tục nhiệt hợp lý Ln = 2,02m và mômen tại mặt cắt ngàm
bản liên tục nhiệt tương ứng là Mnhòp = Mcụcbộ = 90,66 KNm/m.
Trường hợp khi chiều dày bản nối liên tục nhiệt thay đổi : hf = 21cm hoặc hf
= 22cm dẫn đến mômen quán tính bản nối Jn thay đổi và mômen tại mặt cắt
ngàm bản nối thay đổi. Do đó phải tính toán lại để chọn chiều dài bản nối liên tục
nhiệt hợp lý. Tính toán tương tự, kết quả như sau :
Chiều dày

bản hf (cm)

Chiều dài bản nối liên tục
nhiệt hợp lý Lhợplý (m)

Mômen (KNm/m)
Mnhòp = Mcụcbộ

20

2,02

-90,66

21

2,18

- 93,60

22

2,34

- 98,27

4.1.2 Trường hợp dầm I, chiều dài dầm 33,00m :
4.1.2.1 Các giả thiết :
Chiều dài nhòp : Lnhòp = 33,00m; Ltt = 33,00-0,4*2 = 32,20m
Mômen quán tính của dầm : Jd = 0,2370 m4

Các số liệu còn lại tương tự như trường hợp dầm I 24,54m
Tính toán nội lực với chiều dài bản liên tục nhiệt Ln = 1,4m; 1,6m; 1,8m;
2,0m; 2,2m; 2,4m; 2,6m; 2,8m.
4.1.2.2 Tính toán nội lực cưỡng bức :
a) Nội lực trong bản nối do góc xoay và chuyển vò thẳng đứng do tác dụng
tónh tải phần II trên kết cấu nhòp :
Bảng 4.8 : Nội lực do tónh tải phần II trên kết cấu nhòp
STT

Ln
(m)

1

1,4

0,000240

0,000667

29.440

-6,72

2

1,6

0,000240

0,000667

29.440

-5,88

HVTH : Lê Quốc Đạt

ϕ

Jbn
(m4)

Ebn
(Mpa)

M
(KNm)

Trang 54


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só
3

1,8

0,000240

0,000667

29.440

-5,23

4

2,0

0,000240

0,000667

29.440

-4,71

5

2,2

0,000240

0,000667

29.440

-4,28

6

2,4

0,000240

0,000667

29.440

-3,92

7

2,6

0,000240

0,000667

29.440

-3,62

8

2,8

0,000240

0,000667

29.440

-3,36

b) Nội lực trong bản nối do chuyển vò dưới tác dụng của từ biến gây ra trên
kết cấu nhòp :
Đối với dầm I 33,00m, từ sơ đồ bố trí cáp DƯL quy đổi về tải trọng tương
đương để tính toán chuyển vò như sau :

Hình 4.9 : Trường hợp cáp DƯL xiên nhóm cáp 1

Hình 4.10 : Trường hợp cáp DƯL xiên nhóm cáp 2

Hình 4.11 : Trường hợp cáp DƯL thẳng

HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 55


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

Kết quả tính toán mômen tại cắt ngàm bản nối liên tục nhiệt do từ biến :
Bảng 4.9 : Nội lực do ảnh hưởng của từ biến
Ln

(m)

Tuổi dầm lúc
f'c
kf
nối chuỗi (tháng) (MPa)

kc H(%)

t-ti
(ngày)

ψ1

ψ2

ϕ

Mcr
(KNm)

2,18

Dầm 3 tháng

50

0,67 0,4

70

63

0,361 0,798 -0,00506 72,74

2,18

Dầm 6 tháng

50

0,67 0,5

70

156

0,488 0,671 -0,00506 61,13

2,18

Dầm 9 tháng

50

0,67 0,5

70

249

0,600 0,560 -0,00506 50,98

2,18

Dầm 12 tháng
Cuối thời kì khai
thác

50

0,67 0,6

70

335

0,699 0,460 -0,00506 41,90

50

0,67 0,8

70

2,18

36470 1,159 0,000 -0,00506 0,00

c) Nội lực trong bản nối do góc xoay và chuyển vò thẳng đứng do tác dụng

hoạt tải trên kết cấu nhòp (xét hoạt tải trên 1 nhòp : trường hợp bất lợi
nhất ) :
Bảng kết quả tính toán hệ số phân bố tải trọng :
Bảng 4.10 : Hệ số phân bố tải trọng
S (mm)
1800
1800

Ltt (m)
32,2
32,2

gmg
0,357
0,497

Số làn
1 làn
2 làn hoặc nhiều làn

Bảng kết quả tính toán mômen do hoạt tải :
Bảng 4.11 : Nội lực do hoạt tải trên kết cấu nhòp
M
(KNm)

STT

Ln
(m)

ϕ

Jbn
(m4)

Ebn
(Mpa)

c (m)

1

1,4

0,00257

0,000667

29.440

0,85 0,00071

-101,61

2

1,6

0,00257

0,000667

29.440

0,85 0,00096

-81,73

3

1,8

0,00257

0,000667

29.440

0,85 0,00122

-67,69

4

2,0

0,00257

0,000667

29.440

0,85 0,00148

-57,35

5

2,2

0,00257

0,000667

29.440

0,85 0,00173

-49,48

6

2,4

0,00257

0,000667

29.440

0,85 0,00199

-43,33

7

2,6

0,00257

0,000667

29.440

0,85 0,00225

-38,41

8

2,8

0,00257

0,000667

29.440

0,85 0,00250

-34,41

y (m)

4.1.2.3 Tính toán nội lực cục bộ :
Nội lực cục bộ trên bản nối do trọng lượng bản thân bản nối, tónh tải phần II,
xe tải thiết kế và tải trọng làn, kết quả tính toán được trình bày theo bảng sau:

HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 56


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

Bảng 4.12 : Nội lực cục bộ

Ln(m)

Eb1
(mm)

P*(KN) Plàn
(Truck) (KN)

Sđảh
(m2)

DC
DW M_DC M_DW M_truck M_làn
(KN/m) (KN/m) (KNm) (KNm) (KNm) (KNm)

1,4

1740,9 41,65

5,34 -0,159

5,0

1,15

-0,79

-0,18

-18,14

-1,02

1,6

1843,8 78,64

5,04 -0,207

5,0

1,15

-1,04

-0,24

-39,15

-1,26

1,8

1940,5 74,72

4,79 -0,263

5,0

1,15

-1,31

-0,30

-41,85

-1,51

2,0

2031,9 71,36

4,58 -0,324

5,0

1,15

-1,62

-0,37

-44,40

-1,78

2,2

2118,9 68,43

4,39 -0,392

5,0

1,15

-1,96

-0,45

-46,84

-2,07

2,4

2202,0 65,85

4,22 -0,467

5,0

1,15

-2,33

-0,54

-49,17

-2,37

2,6

2281,7 63,55

4,08 -0,548

5,0

1,15

-2,74

-0,63

-51,40

-2,68

2,8

2358,4 61,48

3,94 -0,635

5,0

1,15

-3,18

-0,73

-53,56

-3,01

4.1.2.4 Tổ hợp nội lực :
Tương tự như trường hợp tổ hợp nội lực dầm I 24,54m, ta có bảng kết quả tổ

hợp nội lực cho hai trường hợp : hoạt tải đặt trực tiếp trên kết cấu nhòp và hoạt tải
đặt trực tiếp trên bản nối liên tục nhiệt :
Bảng 4.13 : Tổ hợp nội lực
Ln TTGH
(m)

Hệ số tải trọng
γp1

γp2

γn

Mcụcbộ (KNm)
γCR Mdc Mdw

Mtr

MLL

Mnhòp (KNm)
Mtt

Mht

Tổ hợp nội lực
Mcụcbộ Mnhòp

1,40

1,25

1,50 1,75 0 -0,79 -0,18 -18,14 -1,02 -6,72 -101,61 -44,88

-187,90

1,60

1,25

1,50 1,75 0 -1,04 -0,24 -39,15 -1,26 -5,88 -81,73

-81,18

-151,86

1,80

1,25

1,50 1,75 0 -1,31 -0,30 -41,85 -1,51 -5,23 -67,69

-85,81

-126,30

1,25

1,50 1,75 0 -1,62 -0,37 -44,40 -1,78 -4,71 -57,35

-90,46

-107,42

1,25

1,50 1,75 0 -1,96 -0,45 -46,84 -2,07 -4,28 -49,48

-95,13

-93,01

1,25

1,50 1,75 0 -2,33 -0,54 -49,17 -2,37 -3,92 -43,33

-99,79

-81,71

2,60

1,25

1,50 1,75 0 -2,74 -0,63 -51,40 -2,68 -3,62 -38,41 -104,44

-72,65

2,80

1,25

1,50 1,75 0 -3,18 -0,73 -53,56 -3,01 -3,36 -34,41 -109,10

-65,25

Cườn
2,00
g độ
2,20 1
2,40

4.1.2.5 Biểu đồ quan hệ giữa chiều dài bản liên tục nhiệt và mômen tại mặt cắt

ngàm bản nối liên tục nhiệt :
Kết luận :
Đối với chiều dài kết cấu nhòp 33,00m, dựa vào biểu đồ hình 4.12 chọn được
chiều dài bản nối liên tục nhiệt hợp lý Ln = 2,18m và mômen tại mặt cắt ngàm
bản liên tục nhiệt tương ứng là Mnhòp = Mcụcbộ = 94,66 KNm/m.
Tính toán tương tự cho trường hợp chiều dày bản thay đổi : hf = 21cm; hf =
22cm, chọn được chiều dài bản nối liên tục nhiệt hợp lý và mômen tương ứng tại
mặt cắt ngàm bản nối như sau :
HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 57


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

Chiều dày
bản hf (cm)

Chiều dài bản nối liên tục
nhiệt hợp lý Lhợplý (m)

Mômen (KNm/m)
Mnhòp = Mcụcbộ

20

2,18

-94,66

21

2,30

-98,80

22

2,42

-102,7

0,0

0,4

0,8

1,2

1,6

2,0

2,18

2,4

2,8

3,2

0,00

MOMENT (KNm/m)

-40,00

-44,88

-80,00

-81,18-85,81

94,66

-90,46-95,13
-93,01
-107,42

-120,00

-81,71

-72,65

-65,25

-99,79-104,44
-109,10

-126,30
-151,86

-160,00

-187,90
-200,00

CHIỀU DÀI BẢN NỐI LIÊN TỤC NHIỆT (m)
Mcucbo

Mnhip

Hình 4.12 : Biểu đồ chọn chiều dài bản nối liên tục nhiệt hợp lý (dầm I 33,00m)

4.1.3 Trường hợp 1 nhòp dầm 24,54m và 1 nhòp 33,00m :
4.1.3.1 Tính toán nội lực cưỡng bức :
Đối với bản nối liên tục nhiệt nối bởi hai nhòp có chiều dài khác nhau, khi
hoạt tải đặt trên kết cấu nhòp có chiều dài lớn hơn Lnhòp = 33,00m sẽ gây ra
chuyển vò cưỡng bức tại mặt cắt ngàm bản liên tục nhiệt lớn hơn, tức là mômen
sinh ra trong bản nối càng lớn. Do đó chọn trường hợp này để tính toán nội lực
cưỡng bức.
a) Nội lực trong bản nối do góc xoay và chuyển vò thẳng đứng do tác dụng tónh
tải phần II trên kết cấu nhòp (đã tính ở dầm I 33,00m);
b) Nội lực trong bản nối do góc xoay và chuyển vò thẳng đứng do tác dụng hoạt
tải trên kết cấu nhòp (xét hoạt tải trên cả 2 nhòp : trường hợp nguy hiểm). Kết
quả tính toán theo bảng sau :

HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 58


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

Bảng 4.14 : Nội lực do hoạt tải trên kết cấu nhòp
STT

Ln
(m)

ϕ

Jbn
(m4)

1

1,4

0,00257

0,000667

2

1,6

0,00257

3

1,8

4

Ebn
(Mpa)

c (m)

M
(KNm)

29.440

0,6

-72,03

0,000667

29.440

0,6

-63,02

0,00257

0,000667

29.440

0,6

-56,02

2,0

0,00257

0,000667

29.440

0,6

-50,42

5

2,2

0,00257

0,000667

29.440

0,6

-45,83

6

2,4

0,00257

0,000667

29.440

0,6

-42,02

7

2,6

0,00257

0,000667

29.440

0,6

-38,78

8

2,8

0,00257

0,000667

29.440

0,6

-36,01

4.1.3.2 Tính toán nội lực cục bộ (đã tính ở dầm I 33,00m) ;
4.1.3.3 Tổ hợp nội lực :
Bảng kết quả tổ hợp nội lực như sau :
Bảng 4.15 : Tổ hợp nội lực
Tổ hợp nội lực
Mcụcbộ (KNm)
Mnhòp (KNm)
Ln TTGH Hệ số tải trọng
γp1 γp2 γn Mdc Mdw Mtr MLL Mtt
Mht Mcụcbộ Mnhòp
(m)
1,4
1,25 1,5 1,75 -0,79 -0,18 -18,14 -1,02 -6,72 -72,03 -44,88 -136,13
1,25 1,5 1,75 -1,04 -0,24 -39,15 -1,26 -5,88
1,25 1,5 1,75 -1,31 -0,30 -41,85 -1,51 -5,23

-63,02

-81,18

-119,11

-56,02

-85,81

-105,88

2,0 Cường 1,25 1,5 1,75 -1,62 -0,37 -44,40 -1,78 -4,71
2,2 độ 1 1,25 1,5 1,75 -1,96 -0,45 -46,84 -2,07 -4,28
2,4
1,25 1,5 1,75 -2,33 -0,54 -49,17 -2,37 -3,92

-50,42

-90,46

-95,29

-45,83

-95,13

-86,63

-42,02

-99,79

-79,41

-38,78 -104,44

-73,30

-36,01 -109,10

-68,07

1,6
1,8

2,6
2,8

1,25 1,5 1,75 -2,74 -0,63 -51,40 -2,68 -3,62
1,25 1,5 1,75 -3,18 -0,73 -53,56 -3,01 -3,36

4.1.3.4 Biểu đồ quan hệ giữa chiều dài bản liên tục nhiệt và mômen tại mặt ngàm
bản nối liên tục nhiệt :
Kết luận :
Khi bản nối liên tục nhiệt được nối bởi hai nhòp có chiều dài khác nhau, 1
nhòp là 24,54m, 1 nhòp là 33,00m, dựa vào biểu đồ hình 4.13 tìm được chiều dài
bản nối liên tục nhiệt hợp lý Ln = 2,08m và mômen tại mặt cắt ngàm bản liên tục
nhiệt tương ứng là Mnhòp = Mcụcbộ = 92,30 KNm/m.
Tính toán tương tự cho trường hợp chiều dày bản thay đổi : hf = 21cm; hf =
22cm, chọn được chiều dài bản nối liên tục nhiệt hợp lý và mômen tương ứng tại
mặt cắt ngàm bản nối như sau :
HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 59


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

Chiều dày
bản hf (cm)

Chiều dài bản nối liên tục
nhiệt hợp lý Lhợplý (m)

Mômen (KNm/m)
Mnhòp = Mcụcbộ

20

2,08

-92,30

21

2,23

-96,78

22

2,38

-101,85

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0 2,08

2,5

3,0

0,00
-20,00

MOMENT (KNm/m)

-40,00

-44,88

-60,00
-80,00

-81,18

-85,81

92,30

-100,00

-86,63
-90,46
-95,29 -95,13

-105,88

-99,79

-73,30

-104,44

-68,07

-109,10

-119,11

-120,00
-140,00

-79,41

-136,13

-160,00

CHIEU DAI BAN NOI LIEN TUC NHIET (m)

Mcucbo

Mnhip

Hình 4.13 : Biểu đồ chọn Lhợplý (1nhòp dầm I24,54m, 1nhòp dầm 33,00m)

4.1.4 Trường hợp dầm T, chiều dài dầm 18,6m :
4.1.4.1 Các giả thiết :
Mặt cắt ngang cầu gồm 6 dầm BTCT ứng suất trước, cấp bêtông f’c =
500Mpa đúc sẵn tại Công ty bêtông 620 Châu Thới, cự ly giữa các dầm là S
= 0,95m ;
Bản mặt cầu bằng BTCT cấp bêtông f’c = 300Mpa đổ tại chỗ dày 20cm ;
Chiều dài nhòp : Lnhòp = 18,60m; Ltt = 18,60-0,15*2 = 18,30m;
Môđun đàn hồi của dầm : Ed = 38.007 Mpa ;
Mômen quán tính của dầm : Jd = 0,0567 m4 ;
Môđun đàn hồi của bản nối : En = 29.440 Mpa ;
Mômen quán tính của bản nối : Jn = 6,67.10-4 m4 ;

HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 60


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

4.1.4.2 Tính toán nội lực với chiều dài bản liên tục nhiệt Ln = 1,4m; 1,6m; 1,8m;
2,0m; 2,2m; 2,4m; 2,6m; 2,8m.
4.1.4.2.1 Tính toán nội lực cưỡng bức :

a) Nội lực trong bản nối do góc xoay và chuyển vò thẳng đứng do tác dụng
tónh tải phần II trên kết cấu nhòp :
Bảng 4.16 : Nội lực do tónh tải phần II trên kết cấu nhòp
STT

Ln
(m)

Jbn
(m4)

1

1,4

0,000097

0,000667

29.440

-2,72

2

1,6

0,000097

0,000667

29.440

-2,38

3

1,8

0,000097

0,000667

29.440

-2,12

4

2,0

0,000097

0,000667

29.440

-1,91

5

2,2

0,000097

0,000667

29.440

-1,73

6

2,4

0,000097

0,000667

29.440

-1,59

7

2,6

0,000097

0,000667

29.440

-1,47

8

2,8

0,000097

0,000667

29.440

-1,36

ϕ

Ebn
(Mpa)

M
(KNm)

b) Nội lực trong bản nối do chuyển vò dưới tác dụng của từ biến gây ra trên
kết cấu nhòp :
Bảng 4.17 : Nội lực do ảnh hưởng của hiện tượng từ biến
Ln
Tuổi dầm lúc

f'c
kf
(m) nối chuỗi (tháng) (Mpa)

kc H(%)

t-ti
ψ1
(ngày)

ψ2

ϕ

Mcr
(KNm/m)

1,95

Dầm 3 tháng

50

0,67 0,42

70

63

0,361 0,798 -0,00071

11,36

1,95

Dầm 6 tháng

50

0,67 0,46

70

156 0,488 0,671 -0,00071

9,55

1,95

Dầm 9 tháng

50

0,67 0,52

70

249 0,600 0,560 -0,00071

7,96

50

0,67 0,58

70

335 0,699 0,460 -0,00071

6,54

50

0,67 0,75

70 36470 1,159 0,000 -0,00071

0,00

1,95 Dầm 12 tháng
Cuối thời kì khai
1,95
thác

c) Nội lực trong bản nối do góc xoay và chuyển vò thẳng đứng do tác dụng
hoạt tải trên kết cấu nhòp (xét hoạt tải trên 2 nhòp). Kết quả tính toán theo
bảng sau :
Bảng kết quả hệ số phân bố tải trọng :
Bảng 4.18 : Hệ số phân bố tải trọng

HVTH : Lê Quốc Đạt

S (mm)

Ltt (m)

gmg

950

18,3

0,2851

950

18,3

0,3583

số làn xe
1 làn
2 làn hoặc
nhiều làn
Trang 61


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

Bảng kết quả tính toán mômen do hoạt tải gây ra :
Bảng 4.19 : Nội lực do hoạt tải trên kết cấu nhòp
STT

Ln
(m)

ϕ

Jbn
(m4)

Ebn
(Mpa)

M
(KNm)

1

1.4

0,002275

0,000667

29.440

-63,80

2

1.6

0,002275

0,000667

29.440

-55,82

3

1.8

0,002275

0,000667

29.440

-49,62

4

2.2

0,002275

0,000667

29.440

-44,66

5

2.4

0,002275

0,000667

29.440

-40,60

6

2.6

0,002275

0,000667

29.440

-37,22

7

2.8

0,002275

0,000667

29.440

-34,35

4.1.4.3 Tính toán nội lực cục bộ :
Bảng kết quả tính toán nội lực cục bộ :
Bảng 4.20 : Nội lực do tải trọng cục bộ
Ln(m)

Eb1
(mm)

P*(KN) Plàn
(Truck) (KN)

Sđảh
DC
DW M_DC M_DW M_truck M_làn
(m2) (KN/m) (KN/m) (KNm) (KNm) (KNm) (KNm)

1.4

1740.9

41.65

5.34 -0.159

5,0

1,15

-0,79

-0,18

-18,14

-1,02

1.6

1843.8

78.64

5.04 -0.207

5,0

1,15

-1,04

-0,24

-39,15

-1,26

1.80 1940.5

74.72

4.79 -0.263

5,0

1,15

-1,31

-0,30

-41,85

-1,51

2.0

2031.9

71.36

4.58 -0.324

5,0

1,15

-1,62

-0,37

-44,40

-1,78

2.2

2118.9

68.43

4.39 -0.392

5,0

1,15

-1,96

-0,45

-46,84

-2,07

2.40 2202.0

65.85

4.22 -0.467

5,0

1,15

-2,33

-0,54

-49,17

-2,37

2.60 2281.7

63.55

4.08 -0.548

5,0

1,15

-2,74

-0,63

-51,40

-2,68

2.80 2358.4

61.48

3.94 -0.635

5,0

1,15

-3,18

-0,73

-53,56

-3,01

4.1.4.4 Tổ hợp nội lực :
Bảng kết quả tổ hợp nội lực :
Bảng 4.21 : Tổ hợp nội lực
Mcụcbộ (KNm)
Mnhòp (KNm) Mômen (KNm)
Ln TTGH Hệ số tải trọng
Mht Mcục bộ Mnhòp
γp1 γp2 γn Mdc Mdw Mtr MLL Mtt
(m)
1.25 1.5 1.75 -0,79 -0,18 -18,14 -1,02 -2,72 -63,80 -38,87 -117,00
1.40
1.60

1.25 1.5 1.75 -1,04 -0,24 -39,15 -1,26 -2,38 -55,82

-75,93 -102,92

1.80

1.25 1.5 1.75 -1,31 -0,30 -41,85 -1,51 -2,12 -49,62

-81,14

-92,11

2.00 Cường 1.25 1.5 1.75 -1,62 -0,37 -44,40 -1,78 -1,91 -44,66
2.20 độ 1 1.25 1.5 1.75 -1,96 -0,45 -46,84 -2,07 -1,73 -40,60

-86,26

-83,60

-91,31

-76,77

2.40

1.25 1.5 1.75 -2,33 -0,54 -49,17 -2,37 -1,59 -37,22

-96,29

-71,23

2.60

1.25 1.5 1.75 -2,74 -0,63 -51,40 -2,68 -1,47 -34,35 -101,21 -66,68

2.80

1.25 1.5 1.75 -3,18 -0,73 -53,56 -3,01 -1,36 -31,90 -106,09 -62,93

HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 62


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

4.1.4.5 Biểu đồ quan hệ giữa chiều dài bản liên tục nhiệt và mômen tại mặt ngàm
bản nối liên tục nhiệt :
0,00

0,50

1,00

1,952,00

1,50

2,50

3,00

0,00

MOMENT (KNm/m)

-20,00
-38,87

-40,00
-60,00

-75,93

-80,00
85,30
-100,00

-76,77
-81,14-83,60
-86,26
-91,31
-92,11

-102,92

-71,23

-96,29

-66,68

-62,93

-101,21
-106,09

-117,00

-120,00
-140,00

CHIỀU DÀI BẢN NỐI LIÊN TỤC NHIỆT (m)
Mcucbo

Mnhip

Hình 4.14 : Biểu đồ chọn chiều dài bản nối liên tục nhiệt hợp lý (dầm T18,6m)

Kết luận :
Khi bản nối liên tục nhiệt được nối bởi nhòp có chiều dài nhòp là 18,60m,
dựa vào biểu đồ hình 4.14 chọn được chiều dài bản nối liên tục nhiệt hợp lý Ln =
1,95m và mômen tại mặt cắt ngàm bản liên tục nhiệt tương ứng là Mnhòp = Mcụcbộ
= 85,30 KNm/m.
Tính toán tương tự cho trường hợp chiều dài bản thay đổi : hf = 21cm và hf =
22cm. Kết quả như sau :
Chiều dày
bản hf (cm)

Chiều dài bản nối liên tục
nhiệt hợp lý Lhợplý (m)

Mômen (KNm/m)
Mnhòp = Mcụcbộ

20

1,95

-85,30

21

2,10

-89,50

22

2,26

-93,74

Qua phương pháp tính toán trên, chiều dài bản nối liên tục nhiệt hợp lý ứng
với các loại chiều dài kết cấu nhòp khác nhau như T18,6m, I24,54m, I33,00m
được tổng hợp trong bảng 4.22.

HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 63


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

Bảng 4.22 : Chiều dài bản nối liên tục nhiệt hợp lý
Kết cấu nhòp

Khoảng cách
các dầm (m)

T18,60m

I24,54m

I33,00m

1nhòp I24,54m
+1nhòp I33,00m

Chiều cao
bản (cm)

Mnhòp = Mcụcbộ
(KNm/m)

Chiều dài bản nối liên
tục nhiệt hợp lý (m)

20

-85,30

1,95

21

-89,50

2,10

22

-93,74

2,26

20

-90,66

2,02

21

-93,60

2,18

22

-98,27

2,34

20

-94,66

2,18

21

-98,80

2,30

22

-102,70

2,42

20

-92,30

2,08

21

-96,78

2,23

22

-101,85

2,38

0,9-1,0

1,7-1,9

1,7-1,9

1,7-1,9

4.2 Tính toán chọn chiều dài chuỗi hợp lý :
4.2.1 Trường hợp dầm I, chiều dài chuỗi L = 3 x 24,54m = 73,62m :
4.2.1.1

Xác đònh chuyển vò do nhiệt độ, co ngót, từ biến :

Theo điều 5.4.2.2 Tiêu chuẩn 22TCN272-05:
-

Hệ số nở nhiệt : α = 10,8.10-6 /0C

Theo điều 3.12.2 Tiêu chuẩn 22TCN272-05 :
-

Nhiệt độ lớn nhất : 470C

-

Nhiệt độ nhỏ nhất : 100C

Kết cấu liên tục nhiệt được tạo thành từ 3 nhòp, với chiều dài mỗi nhòp Lnhòp
= 24,54m; bố trí khe co giãn tại vò trí mố cầu và phần tiếp giáp với nhòp chính; tất
cả các gối đều sử dụng gối cao su phân lớp, mặt cắt cố đònh của chuỗi chính là
mặt cắt ở giữa chuỗi, cách mố cầu một đoạn : 3×24,54/2 = 36,81m.

Để xác đònh chuyển vò do nhiệt độ gây ra tại vò trí các gối, cho trước một số
giá trò nhiệt độ khi lắp đặt dầm và lúc nối chuỗi, rồi xác đònh chuyển vò trong
chuỗi đối với tâm chuỗi khi nhiệt độ thay đổi từ nhiệt độ nối chuỗi đến nhiệt độ
tính toán lớn nhất và nhỏ nhất. Chuyển vò tìm được cộng với chuyển vò gối trước
khi nối nhòp do thay đổi nhiệt độ trong khoảng từ nhiệt độ đặt dầm đến nhiệt độ
nối chuỗi.
Xét một nữa chuỗi phía bên trái, đánh thứ tự cho các gối như sau :

HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 64


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

a) Chuyển vò của chuỗi do nhiệt độ :
Bảng 4.23 : Chuyển vò của chuỗi do thay đổi nhiệt độ
Chuyển vò ở mức gối do nhiệt độ thay đổi(mm)
Nhiệt
độ
lúc
đặt
dầm

Nhiệt
độ
lúc
nối

chuỗi

Số
liệu
của
gối

K/c từ
m/c cố
đònh đến
gối đang
xét

1

2

3

20

25

20

30

35

40

25
20

25

30

35

HVTH : Lê Quốc Đạt

Trong chuỗi đã nối rồi

Khi
chưa
nối
(TđdTnc)

đến
Tmax

đến
Tmin

đến
Tmax

đến
Tmin

4

5

6

7

8

9

1

36,81

0,00

10,73

-3,98

10,73

-3,98

2

12,27

0,00

3,58

-1,33

3,58

-1,33

3

12,27

0,00

3,58

-1,33

3,58

-1,33

1

36,81

0,66

8,75

-5,96

9,41

-5,30

2

12,27

-0,66

2,92

-1,99

2,25

-2,65

3

12,27

0,66

2,92

-1,99

3,58

-1,33

1

36,81

1,33

6,76

-7,95

8,08

-6,63

2

12,27

-1,33

2,25

-2,65

0,93

-3,98

3

12,27

1,33

2,25

-2,65

3,58

-1,33

1

36,81

1,99

4,77

-9,94

6,76

-7,95

2

12,27

-1,99

1,59

-3,31

-0,40

-5,30

3

12,27

1,99

1,59

-3,31

3,58

-1,33

1

36,81

2,65

2,78

-11,93

5,43

-9,28

2

12,27

-2,65

0,93

-3,98

-1,72

-6,63

3

12,27

2,65

0,93

-3,98

3,58

-1,33

1

36,81

-0,66

10,73

-3,98

10,07

-4,64

2

12,27

0,66

3,58

-1,33

4,24

-0,66

3

12,27

-0,66

3,58

-1,33

2,92

-1,99

1

36,81

0,00

8,75

-5,96

8,75

-5,96

2

12,27

0,00

2,92

-1,99

2,92

-1,99

3

12,27

0,00

2,92

-1,99

2,92

-1,99

1

36,81

0,66

6,76

-7,95

7,42

-7,29

2

12,27

-0,66

2,25

-2,65

1,59

-3,31

3

12,27

0,66

2,25

-2,65

2,92

-1,99

1

36,81

1,33

4,77

-9,94

6,10

-8,61

2

12,27

-1,33

1,59

-3,31

0,27

-4,64

3

12,27

1,33

1,59

-3,31

2,92

-1,99

Tính toán

Tổng cộng

Từ Tnc

Từ Tnc

Trang 65


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

40

20

25

30

30

35

40

20

25

35

30

35

40
40
20

25

HVTH : Lê Quốc Đạt

1

36,81

1,99

2,78

-11,93

4,77

-9,94

2

12,27

-1,99

0,93

-3,98

-1,06

-5,96

3

12,27

1,99

0,93

-3,98

2,92

-1,99

1

36,81

-1,33

10,73

-3,98

9,41

-5,30

2

12,27

1,33

3,58

-1,33

4,90

0,00

3

12,27

-1,33

3,58

-1,33

2,25

-2,65

1

36,81

-0,66

8,75

-5,96

8,08

-6,63

2

12,27

0,66

2,92

-1,99

3,58

-1,33

3

12,27

-0,66

2,92

-1,99

2,25

-2,65

1

36,81

0,00

6,76

-7,95

6,76

-7,95

2

12,27

0,00

2,25

-2,65

2,25

-2,65

3

12,27

0,00

2,25

-2,65

2,25

-2,65

1

36,81

0,66

4,77

-9,94

5,43

-9,28

2

12,27

-0,66

1,59

-3,31

0,93

-3,98

3

12,27

0,66

1,59

-3,31

2,25

-2,65

1

36,81

1,33

2,78

-11,93

4,11

-10,60

2

12,27

-1,33

0,93

-3,98

-0,40

-5,30

3

12,27

1,33

0,93

-3,98

2,25

-2,65

1

36,81

-1,99

10,73

-3,98

8,75

-5,96

2

12,27

1,99

3,58

-1,33

5,57

0,66

3

12,27

-1,99

3,58

-1,33

1,59

-3,31

1

36,81

-1,33

8,75

-5,96

7,42

-7,29

2

12,27

1,33

2,92

-1,99

4,24

-0,66

3

12,27

-1,33

2,92

-1,99

1,59

-3,31

1

36,81

-0,66

6,76

-7,95

6,10

-8,61

2

12,27

0,66

2,25

-2,65

2,92

-1,99

3

12,27

-0,66

2,25

-2,65

1,59

-3,31

1

36,81

0,00

4,77

-9,94

4,77

-9,94

2

12,27

0,00

1,59

-3,31

1,59

-3,31

3

12,27

0,00

1,59

-3,31

1,59

-3,31

1

36,81

0,66

2,78

-11,93

3,45

-11,26

2

12,27

-0,66

0,93

-3,98

0,27

-4,64

3

12,27

0,66

0,93

-3,98

1,59

-3,31

1

36,81

-2,65

10,73

-3,98

8,08

-6,63

2

12,27

2,65

3,58

-1,33

6,23

1,33

3

12,27

-2,65

3,58

-1,33

0,93

-3,98

1

36,81

-1,99

8,75

-5,96

6,76

-7,95

2

12,27

1,99

2,92

-1,99

4,90

0,00

3

12,27

-1,99

2,92

-1,99

0,93

-3,98
Trang 66


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

30

35

40

1

36,81

-1,33

6,76

-7,95

5,43

-9,28

2

12,27

1,33

2,25

-2,65

3,58

-1,33

3

12,27

-1,33

2,25

-2,65

0,93

-3,98

1

36,81

-0,66

4,77

-9,94

4,11

-10,60

2

12,27

0,66

1,59

-3,31

2,25

-2,65

3

12,27

-0,66

1,59

-3,31

0,93

-3,98

1

36,81

0,00

2,78

-11,93

2,78

-11,93

2

12,27

0,00

0,93

-3,98

0,93

-3,98

3

12,27

0,00

0,93

-3,98

0,93

-3,98

-

Các giá trò trong bảng trên tính cho chuyển vò nửa chuỗi phía trái.

-

Chuyển vò sang trái lấy giá trò dương, sang phải lấy giá trò âm.

Ngoài chuyển vò do tác dụng của nhiệt độ, còn phải xác đònh chuyển vò trên
chuỗi do co ngót và từ biến.
b) Chuyển vò của chuỗi do co ngót, từ biến :
Chuyển vò trong chuỗi
Do từ biến
L
-(Δ khe + ΔLgối /2)
-(ΔLkhe - ΔLgối /2)
- ΔLgối /2

Vò trí

gối
1
2
3

Do co ngót
-1.5. ΔLkhe
-0.5. ΔLkhe
-0.5. ΔLkhe

Trong đó :
-

Δ Lkhe : Chuyển vò của một kết cấu nhòp ở mức khe biến dạng.
Δ Lgối : Chuyển vò của một kết cấu nhòp ở mức gối.
Dấu trừ ứng với chuyển vò sang phía phải đối với tâm chuỗi.

Để xác đònh được Δ Lkhe, Δ Lgối , sử dụng bảng 2.2 ở chương 2, kết quả tính
toán như sau :
Bảng 4.24 : Chuyển vò do co ngót, từ biến của dầm 24,54m
Tuổi dầm
lúc nối
chuỗi
(tháng)
3

6

HVTH : Lê Quốc Đạt

Chiều dài
nhòp (m)

Chuyển vò (mm)
Từ biến

Co ngót

ΔLkhe

ΔLgối

ΔLkhe

ΔLgối

24

3,72

7,16

3,23

3,28

33

5,31

9,04

4,43

4,43

24,54

3,82

7,27

3,30

3,35

24

2,75

5,30

3,02

3,02

33

3,93

6,67

4,15

4,15

24,54

2,82

5,38

3,09

3,09
Trang 67


GVHD : Ts. Lê Thò Bích Thuỷ

Luận Văn Thạc Só

12

24

24

1,47

2,84

2,69

2,69

33

2,10

3,58

3,7

3,7

24,54

1,51

2,88

2,75

2,75

24

0,49

0,95

2,02

2,02

33

0,7

1,19

2,77

2,77

24,54

0,50

0,96

2,07

2,07

Sau khi xác đònh được Δ Lkhe và Δ Lgối , sử dụng các công thức đã nêu trong
bảng trên ta lập được bảng chuyển vò ở mức gối do co ngót và từ biến :
Bảng 4.25 : Chuyển vò do co ngót, từ biến
Tuổi dầm

lúc nối
chuỗi (tháng)

Chuyển vò (mm)

Số hiệu
của gối

Từ biến

Co ngót

Tổng cộng

1

-7,45

-4,95

-12,40

2

-0,18

-1,65

-1,83

3

-3,64

-1,65

-5,29

1
2
3
1
2
3
1
2

-5,51
-0,13
-2,69
-2,95
-0,07
-1,44
-0,98
-0,02

-4,63
-1,54
-1,54
-4,13

-1,38
-1,38
-3,10
-1,03

-10,14
-1,67
-4,24
-7,08
-1,44
-2,82
-4,08
-1,05

3

-0,48

-1,03

-1,51

3

6

12

24

Biểu đồ chuyển vò do từ biến và co ngót theo tuổi nối dầm 3tháng, 6tháng,
12tháng và 24tháng :
1

2

0,00

-1,05
-1,44
-1,67
-1,83

CHUYỂN VỊ (mm)

-2,00
-4,00
-6,00
-8,00

3

-4,08

-1,51
-2,82
-4,24
-5,29

-7,08

-10,00

-10,14

-12,00

-12,40

-14,00
3 tháng

SỐ HIỆU GỐI
6 tháng
12 tháng

24 tháng

Hình 4.15 : Biểu đồ chuyển vò do co ngót và từ biến của kết cấu nhòp
HVTH : Lê Quốc Đạt

Trang 68