Nghiên cứu lựa chọn giải pháp gia cường cầu Thủy Triều - Đức Phổ - Quảng Ngãi

ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG
TRƢỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

NGUYỄN HOÀNG TÚ

NGHIÊN CỨU LỰA CHỌN GIẢI PHÁP GIA CƢỜNG
CẦU THỦY TRIỀU – ĐỨC PHỔ - QUẢNG NGÃI

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình giao thông
Mã số: 85.80.205

TÓM TẮT LUẬN VĂN THẠC SĨ KỸ THUẬT

Đà Nẵng - Năm 2018


Công trình được hoàn thành tại
TRƢỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

Người hướng dẫn khoa học: PGS.TS. NGUYỄN XUÂN TOẢN

Phản biện 1: PGS.TS. NGUYỄN PHI LÂN

Phản biện 2: TS. VÕ DUY HÙNG

Luận văn được bảo vệ trước Hội đồng chấm Luận văn tốt nghiệp
thạc sĩ kỹ thuật, Kỹ thuật xây dựng công trình giao thông họp tại
Trường Đại học Bách khoa Đà Nẵng vào ngày 21 tháng 10 năm
2018.
* Có thể tìm hiểu luận văn tại:
- Trung tâm Học liệu, Đại học Đà Nẵng tại Trường Đại học Bách

khoa
-Thư viện Khoa kỹ thuật xây dựng công trình giao thông, Trường
Đại học Bách khoa - ĐHĐN


1

PHẦN MỞ ĐẦU
1. Tính cấp thiết của đề tài
Hiện nay việc phát triển kinh tế của huyện Đức Phổ nên nhu
cầu giao thông qua cầu Thủy Triều tăng cao. Đó là tuyến đường
huyết mạch từ Khu công nghiệp Phổ Phong xuống cảng Mỹ Á đã
thúc đẩy các phương tiện giao thông không ngừng nâng cấp, phát
triển theo. Tải trọng của các phương tiện vận chuyển tăng lên rất
nhiều (vượt cả tải trọng 0,65HL93) đã làm cho cầu Thủy Triều một
phần xuống cấp và không có khả năng chịu được các loại xe có tải
trọng nặng. Với nhu cầu khai thác (tải trọng xe và lưu lượng xe) ngày
càng tăng, cần thiết phải xây dựng cầu mới thay thế cầu hiện tại
nhưng do kinh phí để xây dựng cầu mới rất lớn vì vậy, việc “ nghiên
cứu lựa chọn giải pháp gia cường cầu Thủy Triều – Đức Phổ Quảng Ngãi’’ để duy trì sự ổn định và tuổi thọ là hết sức cần thiết.
2. Mục tiêu nghiên cứu của đề tài
- Mục tiêu của đề tài là nghiên cứu lựa chọn giải pháp gia cường cho
cầu Thủy Triều nhằm đảm bảo an toàn cho con người, phương tiện
khi vận chuyển qua cầu.
3. Đối tƣợng nghiên cứu
Cầu Thủy Triều - Huyện Đức Phổ – Tỉnh Quảng Ngãi
4. Phạm vi nghiên cứu
Đề tài tập trung nghiên cứu lựa chọn để tìm ra giải pháp gia cường
phù hợp cho cầu Thủy Triều – Huyện Đức Phổ - Tỉnh Quảng Ngãi
khi có phương tiện và số lượng người tham gia giao thông ngày một

tăng.
5. Phƣơng pháp nghiên cứu
- Phương pháp nghiên cứu lý thuyết, việc tính toán dựa trên mô hình
lý thuyết.
- Tính toán hiệu quả tăng cường cầu Thủy Triều, huyện Đức Phổ
6. Kết cấu của luận văn:
Luận văn gồm có 3 chương và phần kết luận kiến nghị như sau:
Chương 1: Đặc điểm của cầu bê tông cót thép và thực trạng của cầu
Thủy Triều
Chương 2: Lý thuyết tính toán gia cường cầu bê tông cốt thép.
Chương 3: Tính toán gia cường kết cấu nhịp cho cầu Thủy Triều
Phần kết luận và kiến nghị


2

CHƢƠNG 1: CẤU TẠO CỦA CẦU BÊ TÔNG CỐT THÉP VÀ
THỰC TRẠNG CỦA CẦU THỦY TRİỀU
1. Cấu tạo của cầu bêtông cốt thép
1.1. Các bộ phận cơ bản của cầu BTCT
- Mố cầu
- Trụ cầu
- Kết cấu nhịp
- Mô đất hình nón
- Gối cầu
- Móng cầu
1.2. Phân loại cầu BTCT
- Cầu dầm đơn giản
- Cầu dầm mút thừa
- Cầu dầm liên tục

- Cầu khung
1.3. Một số dạng hƣ hỏng thƣờng gặp của cầu bêtông cốt thép
1.3.1. Phần mặt cầu
- Bong lớp nhựa phủ mặt
- Lớp bê tông tạo dốc
- Nứt dọc trên mặt cầu
- Nứt ngang mặt cầu
1.3.2. Các dạng hư hỏng trên kết cấu dầm chủ BTCT thường và
DƯL
- Hư hỏng do sự dịch chuyển vị trí
- Hư hỏng do phong hóa bê tông
- Hiện tượng mỏi của thép
- Nứt vỡ bê tông cánh dầm tại vị trí đầu dầm
- Trƣờng hợp bị bong tróc và những hƣ hỏng khác
1.4. Thực trạng của cầu Thủy Triều
- Quy mô: Cầu bằng bê tông cốt thép vĩnh cữu
- Tải trọng: 0,65HL93.
- Chiều dài toàn cầu L=58,8m (tính đến đuôi mố)
- Khổ cầu: B = 5,5+2x0,25 = 6,00 m.
- Tần suất thiết kế cầu P=4% .
- Cầu gồm 2 nhịp 24,7m.
+ Dầm BTCT: Tận dụng dầm BTCT DƯL cũ dài 24,7m


3

+ Mặt cắt ngang gồm 6 dầm chủ, tiết diện chữ T, cự ly giữa
các dầm chủ 1,0m
+ Kết cấu hai mố, trụ: Bằng BTCT
1.5. Các biện pháp gia cƣờng cầu bêtông cốt thép và khả năng

ứng dụng vào cầu Thủy Triều
1.5.1. Bao bọc những chỗ hư hỏng bằng lớp bêtông hoặc BTCT
1.5.2. Sử dụng công nghệ dán bản thép
1.5.3. Phương pháp bổ sung dự ứng lực ngoài
1.5.4. Công nghệ dán tấm chất dẻo sợi cacbon.
CHƢƠNG 2: LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN GİA CƢỜNG
CẦU BÊ TÔNG CỐT THÉP.
2. Lý thuyết tính toán gia cƣờng cầu bê tông cốt thép
2.1. Tính toán gia cường bằng dán bản thép
2.Tính toán gia cường bằng gia cường bằng tấm sợi carbon
- Xác định sức kháng uốn
2

f
  
Hàm thứ nhất là hàm parabol c '  2 c   c  kéo dài đến
fc
0  0 
'
ứng suất nén lớn nhất f c . Hàm thứ hai là tuyến tính
f
 1  k ( c   0 ) giảm dần từ ứng ứng suất nén lớn nhất f c' đến
'
fc
điểm biến dạng lớn nhất c=0.003.
Giá trị của f c dựa vào 2 phương trình của đường cong.

    2 
c
  c  

Trường hợp : 0   c   0  f c f 2

 0   0  
Lực nén trong BT C c đặt tại trọng tâm vùng nén.
'
c

Mô men tĩnh của diện tích A đối với trục ứng suất theo công
thức sau:
S0  A CC
(2-22)


4

Trong đó A là diện tích nằm dưới đường cong ứng suất biến
dạng,  CC là biến dạng tại trọng tâm của diện tích:  CC  1    C
Lấy tích phân hệ số trọng tâm  trường hợp 0   c   0
(2-27)
Khi  0   c  0.003  ta được kết quả như sau:
Tổng các lực nén bằng tổng các lực kéo ta có phương trình
sau:
Ta có:
- Xác định sức kháng cắt
Khi dầm được tăng cường sức kháng cắt bằng tấm CFRP thì
sức kháng cắt do riêng tấm sợi là V f . Sức kháng cắt tổng cộng do
BT, CT, Tấm sợi sẽ là:

Vd  Vc  Vs  V f

Trong đó : Vs , Vc V f là sức kháng cắt của CT đai, sức kháng
cắt của BT, sức kháng cắt của tấm sợi.

V f phụ thuộc vào nhiều tham số như độ cứng của tấm sợi,
chiều dày tấm sợi và hướng của sợi.
Triantafillou (1998) đề nghị công thức tính V f nhƣ sau

Vf 

A fv E f  fe sin   cos  d fv
sf

Trong đó:
- A fv , E f ,  fe : Là diện tích của tấm sợi, mô đun đàn hồi của
tấm sợi, biến dạng có hiệu của tấm sợi
-  , s f : Là góc nghiêng của tấm sợi so với phương nằm
ngang, khoảng cách giữa các cốt đai
- Xác định nội lực theo các trạng thái giới hạn
Trong phạm vi của bài toán để thuận lợi cho việc tính toán so
sánh chỉ xét đến nội lực lớn nhất ở các mặt cắt dầm.


5

a. Mô men tại giữa nhịp do tĩnh tải gây ra
M1
=
η.  1DC   2 DW  M





b. Mô men tại giữa nhịp do hoạt tải gây ra
c. Lực cắt tại gối do tĩnh tải gây ra
V1 =  1DC   2 DW 
d. Lực cắt tại gối do hoạt tải gây ra
V2=   g PL  PL      m.g HL  Pi  yi 1  IM     m.g HL  9.3  
(2.4)
e. Tính toán cốt thép chịu mô men
Có thể tính gần đúng bằng công thức sau :



Apsg 



Mu
0.85 f pu 0.9.H

Trong đó :
+ fpu :
cường độ chịu kéo tiêu chuẩn
+H:
Chiều cao dầm
- Kiểm toán kiểm tra khả năng chịu lực của kết cấu cầu BTCT
a. Một số hình thức phá hoại do uốn đối với dầm BTCT tăng
cường tấm sợi CFRP
* Hệ số sức kháng

Đối với dầm BTCT được tăng cường bằng tấm sợi CFRP để
tính toán khả năng chịu uốn phải xác định hệ số  của BT, cốt thép.
Theo tiêu chuẩn ACI 318 và qui định các hệ số sức kháng của BT 
= 0.6, hệ số sức kháng của CT  = 0.85. Hệ số số sức kháng của tấm
sợi  = 0.75.
* Khối ứng suất chữ nhật tương đương
Theo phương pháp khối ứng suất chữ nhật được qui định tại
Điều 5.7.2.2 của 22 TCN 272-05. Từ đó, ta có thể tóm tắt nội dung
tại Điều 5.7.2.2 bằng các biểu thức như sau:
- Ứng suất chịu nén phân bố đều của BT bằng 0.85 f c'
- Chiều cao của khối ứng suất hình chữ nhật a  1c
Trong đó 1 =0.85 khi f c'  28MPa


6

0.65  1  0.85  0.05

f c'  4000
 0.85
1000
(2-35)

Tính 1 có thể sử dụng công thức (2-34) hoặc (2-35)
* Dầm BTCT thường có tiết diện chữ nhật có cốt thép chịu
kéo
Theo hình 2.4 ta có:
 c   ci   cl ,

(2-36)

 s   si   sl

(2-37)
Trong đó :
+  c ,  s : Là biến dạng trong BT, biến dạng trong CT chịu
kéo

+  ci ,  si : Là biến dạng ban đầu trong BT và CT trước tăng

cường

+  cl ,  sl : Là biến dạng trong BT và CT do tải trọng gây ra sau
khi tăng cường
Biến dạng ban đầu  bi tại thớ BT đáy dầm trước khi tăng
cường :

  ci   si 
h   ci
 d 

 bi  

(2-39)
Lực nén trong BT

Cc  0,85 f ab
'
c

(2-40)
* Lực kéo trong CT: Có hai trường hợp sau
- Khi

Ts  s f s As

s   y ,
(2-41)

- Khi

 s   y Ts  s f y As
* Lực kéo trong tấm FRP: Có hai trường hợp sau

(2-42)


7

- Khi  frp   frpu , Trong đó : c , s ,  frp : Là hệ số sức kháng
của BT, CT và Tấm sợi
* Hình thức phá hoại do BT bị nén vỡ: Trường hợp dầm được
tăng cường tấm sợi FRP bị phá hỏng do BT bị nén
vỡ:  c   cu  0.003 ,  frpl   frpu
Ứng suất - biến dạng trường hợp dầm bị phá hoại do BT nén vỡ
Giả thiết cốt thép bị chảy dẻo.
Phương trình cân bằng:
* Hình thức phá hoại đồng thời: Trường hợp dầm được tăng
cường tấm sợi FRP bị phá hoại đồng thời.
Từ các công thức 2-45 đến công thức 2-63 đã trình bày ở trên,

ta tóm tắt và tạo thành một sơ đồ khối như sau
* Dầm BTCT thường có tiết diện chữ T
Tìm vị trí trục trung hòa. Khi c>hf trục trung hòa đi qua sườn
dầm, tính toán với tiết diện chữ T. Ta thiết lập sơ đồ khối như sau:
Dầm BTCT mặt cắt chữ T xác định hình mô hình phá hoại
dầm tương tự như mặtcắt chữ nhật.
* Dầm BTCT DUL tiết diện chữ T
Trình tự tính toán tăng cường sức kháng uốn cho dầm BTCT
DUL khi được tăng cường bằng tấm sợi FRP, theo ACI 318 có các
bước sau:
Bƣớc 1: Tính biến dạng có hiệu của tấm sợi tại thời điểm phá
hoại là  fe , từ các số liệu số lớp, chiều dày t f , mô đun đàn hồi E f .
Bƣớc 2: Giả thiết phá hoại xảy ra đồng thời BT và tấm sợi.
Biến dạng của BT tại thời điểm phá hoại là 0.003, biến dạng của tấm
sợi tại thời điểm phá hoại là  fe :
Theo đề nghị của Prestressed Concrete Institute (1999).
Biến dạng thép DUL tại thời điểm phá hoại:
(2-76)
Ứng suất trong thép DUL:

f ps  E ps ps

khi  ps  0.008
(2-77)


8

khi  ps  0.008

(2-78)

Tp  Aps f ps

Lực kéo thép DUL:

(2-79)
Cân bằng lực kéo và lực nén ta có:

T  C  Cc  Cs'  Ts  T f  Tp

(2-80)

Nếu phương trình (2-80) đúng thì dầm xảy ra phá hoại đồng thời.
Nếu C> T: Thì phá hoại xảy ra do phá hỏng của tấm sợi thì
tiến hành theo bước 3.
Nếu Cbước 4.
Bƣớc 3: Phá hoại xảy ra do tấm sợi bị

 c   cu  0.003
 frp   frpe

(2-81a)

(2-81b)
Cho Cc  T thì c  h f từ phương trình (2.72) tính được giá
trị của a.

a

Cc
0.85 f c'b1

suy ra c

Từ giá trị c tìm được dựa vào điều kiện tương thích biến dạng tính
được  c .
Thử nghiệm đúng dần với vài giá trị của  c tính lại c.
Thay c để tính các lực nén và kéo theo công
thức: Cc  f c' 1
(2-82)
Là diện tích chịu nén của chiều cao c
   2 
0.9 ln 1   c'  
   c  
Trong đó
(2-83)
 
 c 
1  ' 
 c 
Quá trình thử nghiệm đúng dần chỉ dừng lại khi C=T thì thỏa
mãn.


9

Bƣớc 4: Phá hoại xảy ra do nứt vỡ BT
c = cu = 0.003

frp = frpe

(2.91a)

(2.92a)
Thử nghiệm đúng dần với vài giá trị của c trong đó


0.003 
c
d

 f
 frpe  0.003 
Tính các lực kéo và lực nén theo c. Kiểm tra điều kiện cân
bằng.

Cc  0.85 f c' x (diện tích chịu nén của chiều cao 1c )
(2-92)
Các lực Cs , Ts ,T p như trong bước 3.

df c

T f  A frp E frp 0.003
c


(2-93)
Bƣớc 5: Tính sức kháng uốn danh định. Mô men lấy đối với trục

trung hòa
hf
 c

M n  f c' 1b w c c  1   f c' 1 b  bw h f (c  )  As' f s' (c  d )  As f s (d s  c)
2 
2

 Aps f ps (d p  c) A frp f frp (d f  c)

(2-94)
Với =0.85
* Tính toán tăng cường sức kháng cắt cho dầm BTCT
Trong mục này sẽ trình bày cách các công thức tính toán tăng
cường khả lực cắt sử dụng cho cả dầm BT thường và BT DUL. Khi
dầm được tăng cường bằng tấm sợi FRP, ngoài hai thành phần sức
kháng cắt của BT là Vc và sức kháng cắt của cốt thép Vs còn tính
toán thêm sức của tấm sợi V frp , dựa trên các tiêu chuẩn, ACI318,
ACI Committee 440 2002. Tấm sợi FRP được dùng như cốt đai
ngoài để tăng khả năng chịu lực cho dầm BTCT


10

b. Kiểm tra khoảng cách các dải CFRP, giới hạn lực cắt
tăng cƣờng
- Khoảng cách giữa các dải CFRP

Sf 

A f E f  fe (sin   cos  )
Vf

 S f max  w f 

d fv
4

(2-109)

- Giới hạn lực cắt tăng cường
Theo tiêu chuẩn ACI 318

Vs  V f  8 f c' bwd
(2-110)
c. Neo tấm sợi CFRP trong mô hình tăng cƣờng sức kháng
cắt
Khi sử dụng neo để tăng thêm lực dính bám. ACI 440 đề nghị
khi sử dụng mấu neo thì giá trị biến dạng có hiệu tấm sợi fe =0.004.
d. Kiểm tra ứng suất theo tải trọng khai thác
CHƢƠNG 3: LỰA CHỌN GIẢI PHÁP GIA CƢỜNG KẾT CẤU
NHỊP CHO CẦU THỦY TRİỀU
3. Lựa chon giải pháp gia cƣờng kết cấu nhịp cho Cầu Thủy
Triều.
3.1. Các tham số cơ bản của cầu Thủy Triều
- Quy mô: Cầu bằng bê tông cốt thép vĩnh cữu
- Tải trọng: 0,65HL93.
- Chiều dài toàn cầu L=58,8m (tính đến đuôi mố)
- Khổ cầu: B = 5,5+2x0,25 = 6,00 m.
- Tần suất thiết kế cầu P=4% .

- Cầu gồm 2 nhịp 24,6m.


11

+ Dầm BTCT: Tận dụng dầm BTCT DƯL cũ dài 24,6m
+ Mặt cắt ngang gồm 6 dầm chủ, tiết diện chữ T, cự ly giữa
các dầm chủ 1,0m
+ Kết cấu hai mố, trụ: Bằng BTCT
BẢN TÍNH KIỂM TOÁN DẦM CẦU THỦY TRIỀU
THÔNG TIN CHUNG
- Tên công trình: Cầu Thủy Triều
- Hạng mục: Kiểm toán dầm
- Kết cấu: Dầm chữ T bê tông cốt thép DƯL
- Đơn vị tính: m
- Đơn vị lực: KN
- Đơn vị ứng suất: Mpa
SỐ LIỆU THIẾT KẾ
- Số liệu thiết kế chung
- Chiều dài dầm

L = 24,7m

- Chiều dài tính toán

Ltt = 24,2m

- Bề rộng phần xe chạy

Bx = 5.5m

- Bề rộng phần lề người đi

Bng = 0m

- Bề rộng lan can 1 bên

Blc= 0,25 m

- Tổng bề rộng cầu

B = 6m

- Số làn xe

Nlàn = 2 làn

- Loại dầm

Dầm T bê tông cốt thép DƯL

- Số lượng dầm

Nd = dầm

- Khoảng cách giữa các dầm S=1.032m
3.1.1. Số liệu dầm chủ
- Kích thước dầm chủ

12

Bảng 3.1 Kích thước dầm chủ
H

1040

1040

1040

1040

mm

h1

150

150

150

150

mm

h2

0

90

90

90

mm

h3

890

580

580

580

mm

h4

0

100

100

100

mm

h5

0

120

120

120

mm

b1

245

315

315

315

mm

b2

0

50

50

50

mm

b3

410

170

170

170

mm

b4

0

125

125

125

mm

b

410

410

410

410

mm

B

940

940

940

940

mm

- Vật liệu dầm chủ
Bê tông dầm chủ
- Cường độ chịu nén của bê tông dầm chủ

fc' = 32,68 Mpa

- Cường độ chịu nén của bê tông khi tạo DƯL fci' =29.41MPa
- Cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông

fr =3.60 MPa

- Trọng lượng riêng của bê tông

γbt =24.50 KN/m3

- Mô đun đàn hồi

Eb = 29808 Mpa

Cốt thép DƯL
- Loại dự ứng lực

Căng trước

- Số tao cáp DƯL

Ntao =15 tao

- Đường kính 1 tao cáp

Dtao = 12.7 mm

- Diện tích 1 tao cáp

Ftao = 98.71 mm2

- Diện tích cáp DƯL

Fcáp = 1480.65 mm2


13

- Mô đun đàn hồi cáp DƯL

Et=200,000 Mpa

- Cường độ tiêu chuẩn của thép DƯL

fpu= 1,900 Mpa

- Giới hạn chảy

fpy = 1,710 Mpa

- Cường độ khi căng kéo

fpj =1,482 Mpa

Cốt thép thường
- Cốt thép thường cấp 40 theo tiêu chuẩn ASTM -A615
- Cường độ cốt thép thường

fy=260Mpa

- Đường kính cốt thép đai

Dcốt đai=12mm

- Bước cốt đai đầu nhịp

s1 = 120 mm

- Bước cốt đai giữa nhịp

s2 = 530 mm

Dầm ngang
- Số lượng dầm ngang

Ndn = 5 dầm

- Chiều cao dầm ngang

Hdn = 0,77 m

- Chiều dài dầm ngang

Ldn = 4,21 m

- Chiều dày dầm ngang

tdn = 0,16 m

- Trọng lượng riêng bê tông dầm ngang

γBT = 24,5 KN/m3

- Trọng lượng 1 dầm ngang

13.01 KN

- Trọng lượng rải đều dầm ngang

DCdn = 0,45 KN/m

Mối nối
- Tổng chiều rộng mối nối theo phương ngang cầu

Bmn =

600,00mm
- Chiều cao mối nối

hmn =150,00

mm
- Trọng lượng rải đều của mối nối dầm chủ

DCmn = 2.21

KN/m
Bản mặt cầu

- Chiều dày lớp bản mặt cầu
125mm
- Trọng lượng rải đều lớp bản mặt cầu

hbmc =
DCbmc = 3,06


14

Lan can
- Chiều cao lan can bê tông
hlcbt =
1025mm
- Chiều rộng lan can bê tông
blcbt= 160mm
- Trọng lượng rải đều lan can bê tông
DClcbt = 2.41
KN/m
3.2. Tính toán đặc trƣng hình học mặt cắt ở các gıaı đoạn
3.2.1. Toạ độ các bó cáp
Bảng 3.2. Trọng tâm của các tao cáp so với đáy dầm
Đơn
Gối
L/8
L/4
L/2 vị
K/c cáp N1 đến đáy dầm
50
50

50
50
mm
K/c cáp N2 đến đáy dầm
50
50
50
50
mm
K/c cáp N3 đến đáy dầm
100
100
100
100
mm
K/c cáp N4 đến đáy dầm
150
150
150
150
mm
K/c cáp N5 đến đáy dầm
790
543
297
50
mm
K/c cáp N6 đến đáy dầm
840
577

313
50
mm
K/c cáp N7 đến đáy dầm
890
627
363
100
mm
K/c cáp N8 đến đáy dầm
940
660
380
100
mm
TT cáp DƯL đến đáy dầm 508.00 367.56 227.11 86.67 mm
TT cáp DƯL xiên đến đáy
dầm
922.67 641.78 360.89 80.00 mm
3.2.2. Đặc trưng hình học của mặt cắt giai đoạn I
Diện tích mặt cắt


15

Mô men tĩnh đối với đáy dầm
Mô men quán tính
3.2.3. Đặc trưng hình học của mặt cắt giai đoạn II
3.3. Tính toán hệ số phân bố ngang đốı vớı hoạt tảı
3.3.1. Hệ số phân bố ngang hoạt tải đối với mômen

3.3.2. Hệ số phân bố ngang hoạt tải đối với lực cắt
3.3.3. Tổng hợp hệ số phân bố ngang đối với hoạt tải
3.4. TÍNH TOÁN NỘI LỰC
3.4.1. Diện tích đường ảnh hưởng
Bảng 3.9. Diện tích đường ảnh hưởng
Gối
L/8
L/4
L/2 Đơn vị
X
0.00 3.03 6.05 12.10
m
F (M) 0.00 32.03 54.90 73.21
m2
F (Q+) 12.10 9.26 6.81 3.03
m2
F (Q-) 0.00 0.19 0.76 3.03
m2
F (Q) 12.10 9.08 6.05 0.00
m2
3.4.2. Nội lực do tĩnh tải
3.4.3. Nội lực do hoạt tải
Nội lực do hoạt tải HL-93


16

3.4.4. Tổ hợp nội lực
Tổ hợp tải trọng: Tĩnh tải + HL93 + người
Bảng 3.15 Tổ hợp tải trọng: Tĩnh tải + HL93 + người

Trạng thái giới hạn
DC
DW
LL, IM, PL
CĐ1
1.25
1.5
1.75
CĐ2
1.25
1.5
0
CĐ3
1.25
1.5
1.35
Sử dụng
1
1
1
Bảng hệ số tải trọng và hệ số điều chỉnh tải trọng theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05
Hệ số xung kích theo lý thuyết IM = 0.25
1+IM = 1.25
Hệ số làn xe
M=1
Tổ hợp nội lực
Tổ hợp nội lực ở TTGHCĐ I đối với dầm trong
- Tổ hợp nội lực ở TTGHCĐ I đối với dầm ngoài
Tổ hợp nội lực ở TTGHSD đối với dầm trong
3.5. KIỂM TOÁN

3.5.1. Kiểm toán cường độ

η
0.95
0.95
0.95
1


17

Diện tích cáp dự ứng lực
Khoảng cách từ thớ nén ngoài
cùng đến trọng tâm cốt thép
DƯL
Chiều rộng bản cánh chịu nén
Chiều dày bản bụng
Chiều dày cánh chịu nén
Giả sử TTH đi qua cánh, tính
chiều cao trục trung hoà
Kết luận vị trí trục trung hoà
Tính lại chiều cao TTH
Chiều dày khối ứng suất t/đ
Chiều dày bản bụng khi tính Mn
Ứng suất trung bình trong cáp
DƯL khi được triết giảm
Sức kháng uốn danh định
Sức kháng uốn tính toán
Mômen tính toán
Kết luận

Bảng 3.20 Kiểm toán cường độ
Kí hiệu
Gối
L/8
Aps
1,480.65
1,480.65

L/4
1,480.65

L/2
1,480.65

Đơn vị
mm2

dp

657.00

797.44

937.89

1078.33

mm

b
bw
hf

940
410
275

940
170
275

940
170
275

940
170
275

mm
mm
mm

c

124.93

126.11

126.95

127.58

mm

c
a
bw

Cánh
124.93
102.02
940

Cánh
126.11
102.98
940

Cánh
126.95
103.67
940

Cánh
127.58
104.18
940

mm
mm
mm

fps

1798.84

1815.87

1827.99

1837.06

Mpa

Mn
Mr
M

1614.03
1452.63
0.00
Đạt

2005.62
1805.06
1,201.64
Đạt

2398.20
2158.38
2,050.94
Đạt

2791.42
2512.27
2683.40
0 Đạt

KNm
KNm
KNm


18

3.5.2. Kiểm toán sức kháng cắt
Sức kháng cắt
Vn1
danh định Vn1
Sức kháng cắt
Vn2
danh định Vn2
Sức kháng cắt
Vn
danh định
Sức kháng cắt
Vr
tính toán

Kết luận

902.83

307.42

313.96

264.67

2,809.3
8

1,164.8
7

1,164.
87

1,164.
87

902.83

307.42

313.96

264.67

812.55

276.68

282.57

238.20

Đạt

0 Đạt

0 Đạt

Đạt

3.6. Tính toán tăng cƣờng
3.6.1. Các thông số Kỹ thuật của sợi
Bảng 3.23 Các thông số kỹ thuật của tấm sợi Typo
Kí
Mặt cắt
Mặt cắt
Mặt cắt
hiệu
L/8
L/4
L/2
Số tấm
sợi
n

1
2
2
Chiều
dày
tf
1
1
1
Bề rộng tấm sợi
Cường độ chịu
kéo

Đơn
vị

mm

bf

370

370

370

mm

ffu'

986

986

986

Mpa

K
N
K
N
K
N
K
N


19

Mô đun đàn hồi
Độ giãn giới
hạn

Ef

95,800

95,800

95,800

εfu'

0.0100

0.0100

0.0100

MPa

3.6.2. Mô hình tính toán
3.6.3. Tính toán các thông số tăng cường
Hệ số triết giảm do tác động của môi trường
CE = 0.85
- Đặc trưng hình học
- ffu = CE ffu'
ffu = 936.70 Mpa
- εfu = CE εfu'
εfu = 0.01
- Tính toán sơ bộ
- Tính toán biến dạng ban đầu của đáy dầm
- Tính toán biến dạng của tấm sợi
- Giả sử chiều cao vùng bê tông chịu nén
- Xác định biến dạng có hiệu của tấm sợi
Bảng 3.28 Biến dạng có hiệu của tấm sợi
Kí
Mặt cắt
Mặt cắt

Mặt cắt
Đơn
hiệu
L/8
L/4
L/2
vị
Chiều cao vùng
chịu nén
c
179.51
209.21
209.43
mm
Khoảng cách từ
tấm sợi đến
đỉnh dầm
df
1165.00
1165.00
1165.00
mm
Biến dạng có
hiệu của tấm
sợi
εfe
0.00757
0.00535
0.00535
- Xác định biến dạng trong cáp DƯL

- Tính ứng suất trong cáp DƯL và tấm sợi
Bảng 3.30 Ứng suất trong cáp DƯL và tấm sợi
Ứng suất trong cốt thép DƯL
fps = 196500 εps
với εps
< 0.0086
fps = fpu-0.277/( εps-0.007) với
εps > 0.0086
Ứng suất trong tâm tăng cường
ffe = Ef εfe


20

Biến dạng
trong cáp
DƯL
Ứng suất
trong cáp
DƯL
Ứng suất
trong tấm sợi
- Tính α1, 1

Kí
hiệu

Mặt cắt
L/8

Mặt cắt
L/4

Mặt cắt
L/2

Đơn
vị

εps

0.01199

0.01133

0.01210

fps

1,844.49

1,836.00

1,845.68

Mpa

ffe

725.41

512.94

512.94

MPa

Bảng 3.31 Kết quả α1, 1
Kí hiệu
Mặt cắt L/8 Mặt cắt L/4 Mặt cắt L/2
Đơn vị
εc
0.00133
0.00112
0.00113
ε c'
0.00186
0.00186
0.00186
β1
0.71871
0.70864
0.70889
α1
0.75691
0.68035
0.68250
- Tính chiều cao vùng bê tông chịu nén
Bảng 3.32 Chiều cao vùng bê tông chịu nén
Kí

Mặt cắt
Mặt cắt
Mặt cắt
Đơn
hiệu
L/8
L/4
L/2
vị
Diện tích
Ap
1480.65
1480.65
1480.65
mm2
cáp DƯL
Ứng suất
trong cáp
fps
1,844.49
1,836.00
1,845.68
Mpa
DƯL
Diện tích sợi
Af
370
740
740
mm2

tăng cường
Ứng suất
trong tấm
ffe
725.41
512.94
512.94
MPa
sợi
Bề rộng bản
cánh chịu
b
940
940
940
mm2
nén
Chiều cao
trục trung
c
179.51
209.21
209.44
mm
hoà


21

Bảng 3.33 Hiệu quả tăng cường sức kháng uốn

Kí
Mặt cắt
Mặt cắt
Mặt cắt
hiệu
L/8
L/4
L/2
Sức kháng uốn
Mnp
2001.68
2348.11
2744.00
của cáp DƯL
Ứng suất
trong cáp
Mnf
295.37
414.07
414.03
DƯL
f
0.90
0.90
0.90
yf
0.85
0.85
0.85
Sức kháng

uốn sau tăng
fMn
2027.47
2430.07
2786.34
cường
Mômen tính
1201.64
2050.94
2683.40
Mu1
toán với TH1
Kết luận
Đạt
Đạt
Đạt
Hiệu quả tăng
39.57%
34.63%
29.09%
cường

Đơn
vị
KNm
Mpa

MPa
MPa

- Qua bảng kết quả kiểm tra ở bảng ta thấy tại các vị trí L/4 và L/2
sức kháng uốn của dầm đạt, và tăng lên 34,63% và 29,09%.

3.7. Tính toán tăng cường chống cắt
3.7.1. Đặc trưng vật liệu
3.7.2. Tính toán biến dạng trong tấm sợi chịu
Bảng 3.36 Biến dạng trong tấm sợi
Kí
hiệu
Gối
Gối+80
L/8
L/4
Chiều
dài
Lc
54.91
54.91
36.73 36.73

L/2

Đơn vị

54.91

mm


22

dính
bám
có
hiệu
Hệ số
triết
giảm
k1
Hệ số
triết
giảm
k2
Hệ số
dính
bám
của
tấm
sợi
Biến
dạng
có
hiệu
của
tấm
sợi

k1

1.120

1.120

1.120

1.120

1.120

k2

0.938

0.931

0.954

0.954

0.931

kv

0.373

0.370

0.254

0.254

0.370

εfe

0.0040

0.0040

0.0033 0.0033

0.0040

3.7.3. Tính toán khả năng tăng cường của
tấm sợi
- Sức kháng cắt tấm sợi
3.7.4. Tính toán sức kháng cắt của dầm sau tăng cường
3.7.5. Sức kháng cắt của dầm
Bảng 3.38 Sức kháng cắt của dầm sau tăng cường
Kí hiệu

Gối

Gối+80 L/8

Sức
kháng min(Vn1,Vn2) 902.83 303.20
cắt

L/4

L/2

Đơn
vị

307.42 313.96 264.67 KN


23

danh
định
của
cốt
thép
Sức
kháng
cẳt
yfVf
của
tấm
sợi
Sức
kháng
cắt
fVn
tính
toán
Lực

cắt
tính
Vu
toán
với
TH1
Kết luận
Hiệu quả tăng cường
19.08%

205.34 184.58

243.45 101.44 -

997.36 439.01

495.78 373.86 238.20 KN

564.01 408.78

456.47 351.83 151.25 KN

Đạt

Đạt
22.74%

Đạt

Đạt

KN

Đạt

61.27%

3.7.7. Kết luận chương
Kết quả tính toán dầm BTCT của cầu Thủy Triều,
- Trước khi gia cường bằng tấm sợi Tyfo SEH51A sức kháng
uốn tại vị trí L/2 chưa đạt, thiếu 6,8%