Nghiên cứu lựa chọn giải pháp gia cường kết cấu nhịp cầu trà khúc quảng ngãi

ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯

LÊ VŨ HIẾU

NGHIÊN CỨU LỰA CHỌN GIẢI PHÁP GIA CƯỜNG
KẾT CẤU NHỊP CẦU TRÀ KHÚC QUẢNG NGÃI
Chuyên ngành:
Kỹ thuật Xây dựng Công trình giao thông
Mã số: 60.58.02.05

TÓM TẮT LUẬN VĂN THẠC SĨ
KỸ THUẬT XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH GIAO THÔNG

Đà Nẵng – Năm 2018


Công trình được hoàn thành tại
TRƯỜNG 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. NGUYỄN VĂN MỸ

Luận văn đã được bảo vệ trước Hội đồng chấm Luận văn tốt
nghiệp thạc sĩ kỹ thuật Xây dựng công trình Giao thông họp tại
Trường Đại học Bách khoa vào ngày 28 tháng 07 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 Xây dựng, Trường Đại học Bách khoa – ĐHĐN


1
MỞ ĐẦU
1. Tính cấp thiết của đề tài
Hiện nay ở nước ta còn sử dụng và khai thác rất nhiều cầu cũ,
cùng với việc những cây cầu mới đã và đang xây dựng, những chiếc
cầu cũ vẫn đang được sử dụng song song. Việc cầu cũ xuống cấp và
còn nhiều hạn chế trong việc sử dụng và khai thác, có thể chỉ ra
những nguyên nhân như sau: Công trình được xây dựng từ rất lâu
(trước 1975), quy mô nhỏ, cường độ vận tải thấp, chiến tranh tàn phá,
công tác duy tu, bảo dưỡng, vận hành khai thác chưa được chú trọng.
Liên hệ tại địa phương, Cầu Trà Khúc nằm tại lý trình Km1055+464
(QL1A) được xây dựng từ năm 1963, có chiều dài 643m, cầu gồm 20
nhịp (mỗi nhịp dài 31,60). Cầu đóng vai trò quan trọng trong việc
giao thông thông suốt trên địa bàn thành phố Quảng Ngãi. Qua thời
gian sử dụng, với mật độ và lưu lượng xe tăng nhanh, các đợt mưa lũ
kéo dài trong những năm gần đây làm cho cầu ngày càng xuống cấp.
Những năm vừa qua, bằng các nguồn vốn khác nhau, nhà nước đã
đầu tư sửa chữa nhỏ các phần hạ bộ và một số kết cấu trên cầu nhưng
vì nguồn vốn hạn chế nên chưa có điều kiện tu sửa toàn bộ kết cấu
nhịp cầu.
Do đó, việc “Nghiên cứu lựa chọn giải pháp gia cường kết cấu
nhịp cầu Trà Khúc Quảng Ngãi” là hết sức cần thiết, góp phần tạo
giao thông thuận lợi cho người và phương tiện qua lại trên cầu.
2. Mục tiêu nghiên cứu
Nghiên cứu gia cường cầu dầm thép nhằm nâng cao khả năng
khai thác của cầu hiện hữu với tải trong lớn hơn.

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu
Nghiên cứu sử dụng hệ dự ứng lực để tăng cường khả năng
chịu lực cho kết cấu dầm thép
4. Phương pháp nghiên cứu
Phương pháp nghiên cứu được đề xuất là phương pháp lý
thuyết, ứng dụng tính toán nội lực trên cầu dưới tác dụng của tải


2
trọng tương lai lớn hơn, so sánh với biểu đồ bao vật liệu. Từ đó ta sẽ
tính toán gia cường thêm để cầu đủ khả năng chịu lực.
5. Bố cục đề tài
Luận văn gồm những nội dung chính như sau:
Mở đầu
Chương 1: Tổng quan về các gıảı pháp gıa cường cầu thép
Chương 2: Hiện trạng và lý thuyết tính toán gia cường kế cấu
nhịp cầu Trà Khúc
Chương 3: Tính toán gia cường kết cấu nhịp cầu Trà Khúc
bằng hệ cáp dự ứng lực
Chương 1 - TỔNG QUAN VỀ CÁC GIẢI PHÁP GIA CƯỜNG
CẦU THÉP
1.1. Cơ sở gia cường công trình cầu
1.1.1. Công tác thu thập số liệu
1.1.2. Điều tra đánh giá hiện trạng và hư hỏng của các công trình cầu
1.1.3. Kiểm toán cầu
1.1.4. Xác định bộ phận cần tăng cường và chọn giải pháp tăng cường
1.2. Các biện pháp gia cường cầu
1.2.1. Biện pháp làm giảm tỉnh tải
1.2.2. Tăng cường bằng thanh căng hoặc tăng đơ
1.2.3. Tăng cường bằng trụ tạm

1.2.4. Giải pháp bổ sung kết cấu
1.2.5. Giải pháp căng cáp dự ứng lực ngoài
1.2.5.1. Tổng quan
1.2.5.2. Cách bố trí cáp dự ứng lực ngoài
Thường chúng ta có hai cách bố trí cáp ngoài dọc cầu, như sau:
- Bố trí theo tuyến cáp thẳng:


3
B
1

2
B

3

2

1-Dầm thép; 2-Vấu neo cáp DUL ngoài; 3-Cáp DUL ngoài
Hình 1.7. Tăng cường dầm cầu thép bằng cáp DUL ngoài tuyến cáp thẳng
- Bố trí theo tuyến cáp gẫy khúc:
C
2

2

1
4

3

C

4

2
4

1-Dầm thép; 2-Vấu neo cáp DUL ngoài; 3-Cáp DUL ngoài; 4-Vấu
chuyển hướng
Hình 1.8. Tăng cường dầm cầu thép bằng DUL ngoài tuyến cáp
gẫy khúc
1.2.5.3. Hiệu quả của việc bố trí cáp dự ứng lực ngoài
a/ Tăng cường dầm thép bằng cáp DƯL căng ngoài theo sơ đồ tuyến
cáp căng thẳng:
b/ Tăng cường dầm thép bằng cáp DƯL căng ngoài theo sơ đồ tuyến
cáp căng gãy khúc:
Trường hợp 2 vị trí chuyển hướng
L3

L2

e1

L1

PS
a

a

e2

PS


4

Hình 1.11. Biểu đồ Momen trên dầm khi chưa căng cáp

Hình 1.12. Biểu đồ Momen trên dầm do lực căng cáp gây ra

Hình 1.13. Biểu đồ Momen trên dầm sau khi căng cáp
1.5. Phân tích đề xuất biện pháp gia cường
1.6. Kết luận chương
- Trong chương 1 giới thiệu, phân tích ưu nhược điểm, phạm vi
áp dụng, công nghệ thi công của các biện pháp gia cường cầu thép.
Phân tích đề xuất và chọn biện pháp gia cường kết cấu nhịp cầu Trà
Khúc.
- Trong chương 2 tiếp theo sẽ nêu hiện trạng và nghiên cứu lý
thuyết tính toán gia cường kết cấu nhịp cầu Trà Khúc theo phương
pháp bổ sung cáp dự ứng lực ngoài.
Chương 2 - HIỆN TRẠNG VÀ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN GIA
CƯỜNG CẦU TRÀ KHÚC
2.1. Hiện trạng cầu Trà Khúc
Cầu Trà Khúc nằm tài lý trình Km1055+464, Quốc lộ 1A, tỉnh
Quảng Ngãi. Cầu được xây dựng năm 1965 và đưa vào khai thác năm
1966. Các thông số cơ bản cầu được đề cập dưới đây:

5

Hình 2.1. Cầu Trà Khúc - Quảng Ngãi
- Chiều dài toàn cầu: 643,0 (m)
- Sơ đồ kết cấu cầu: Cầu dầm thép giản đơn không liên hợp với
bản bê tông cốt thép, 20 nhịp 31,6 (m)
- Khổ cầu: K = 7,5 + 2*0,5 (m)
- Bề rộng toàn cầu: B = 7,5 + 2*0,5 + 2*0,25 = 8,9 (m)
- Tải trọng khai thác: 25T
2.1.1. Kết cấu phần trên: Sơ đồ kết cấu cầu dầm giản đơn; Dầm chủ
là thép đặc chữ I; Chiều dài nhịp 31,60 (m); 4 dầm chủ; Khoảng
cách dầm là 2,15 (m); Chiều cao dầm chủ: ddc = 1220 (mm); Dạng
dầm ngang sử dụng hệ khung chữ X và K ngược, dùng thép
L100*100*10 (mm)
+ Các lớp mặt cầu: Lớp Bê tông nhựa dày 7cm; lớp phòng nước
dày 0,5cm; lớp bản mặt cầu bằng BTCT dày 15cm. Vật liệu đường bộ
hành: Bê tông xi măng. Vật liệu lan can tay vịn: Thép mạ kẽm.

44

1132/2

1220/2

20

35

75

100

20

20

420
mm

Hình 2.3. Tiết diện dầm chủ cầu Trà Khúc


6
2.1.2. Kết cấu phần dưới
2.1.3. Phân tích đánh giá hiện trạng hư hỏng, sự cần thiết phải gia cường
2.2. Lý thuyết tính toán gia cường cầu thép bằng cáp DƯL ngoài
2.2.1. Giả thiết tính toán
2.2.2. Tính toán đối với cáp DƯL ngoài bố trí tăng cường dọc cầu
a. Tính momen do cáp DƯL căng ngoài
Fx

QA= Q

P

QB= Q
P

M

C

N

B

x

e2

N
ex

e1

A

Hình 2.10. Sơ đồ tính mô men do cáp DƯL căng ngoài.
A

M

B

C

MN
MQ
M

N

M

Hình 2.11. Biểu đồ mô men uốn do cáp DƯL căng ngoài gây ra cho dầm
b. Xác định diện tích cốt thép cần tăng cường
Mô men tối thiểu do DƯL căng ngoài cần được tăng cường để
dầm đảm bảo về mặt cường độ tại mặt cắt chịu mô men uốn lớn nhất.
MDƯL = Mmax - Mn
Trong đó:
Mmax - mô men do hoạt tải và tĩnh tải gây ra tại mặt cắt có mô
men uốn lớn nhất.
Mn - Sức kháng uốn danh định của mặt cắt.
Sau khi có được MDƯL, tiến hành xác định được lực căng P dựa
theo việc bố trí cáp dự ứng ngoài cách trục trung hòa của dầm chủ
một đoạn lệch tâm e2.


7
Diện tích cốt thép dự ứng lực có thể được xác định theo công
thức sau:
Aps ≥ P/( *0,85fpu)
Trong đó:
Aps - Diện tích cốt thép DƯL căng ngoài
 - Hệ số sức kháng lấy theo điều 5.5.4.2, Quy trình 22TCN 272 – 05.
fpu - Cường độ giới hạn chịu kéo của cáp DƯL.
2.2.3. Kiểm toán mặt cắt theo trạng thái giới hạn cường độ I
a. Kiểm toán sức kháng uốn
Sức kháng uốn danh định được xác định như sau:

Mp = Pi * yi
Trong đó:
Pi – lực dẻo của các phân tố tiết diện
yi – khoảng cách từ trọng tâm phân tố tiết diện tính
toán đến vị trí trục trung hòa của dầm chủ
Công thức kiểm tra sức kháng uốn của tiết diện:

 M n  M max + M DUL – N
b. Kiểm toán sức kháng cắt
2.2.4. Kiểm toán mặt cắt theo trạng thái giới hạn sử dụng II
Tính toán các ứng suất ở thớ trên và thớ dưới (nén là âm,
kéo là dương)
Ứng suất bản biên của tiết diện liên hợp: f f  0,95Rh Fyf
Với ff = MSD/SNC
2.3. Kết luận chương
Chương 2 đã trình bày các biện pháp và lý thuyết tính toán
nhằm nâng cấp khả năng chịu tải cho công trình cầu. Để nâng cấp
khả năng chịu tải của cầu có thể áp dụng một trong các biện pháp
trên, hoặc sử dụng kết hợp các biện pháp gia cường với nhau, để đạt
hiệu quả gia cường tốt nhất.


8
Chương 2 là cơ sở để áp dụng tính toán gia cường cho cầu Trà
Khúc chịu tác dụng của tải trọng HL93. Vấn đề này sẽ được nghiên
cứu kỹ và phân tích tính toán trong Chương 3.
Chương 3 - TÍNH TOÁN GIA CƯỜNG KẾT CẤU NHỊP CẦU
TRÀ KHÚC BẰNG HỆ CÁP DỰ ỨNG LỰC CĂNG NGOÀI
3.1. Số liệu cơ bản

Chiều dài nhịp (L1):31,6m; Chiều dài nhịp tính toán (Ltt):
31,0m; Khổ cầu: K = 7,5 + 2*0,5 (m); Tải trọng: HL93 và đoàn
người PL=3kN/m2
3.1.1. Vật liệu
3.1.1.1. Thép: Cường độ chảy (Fy): 250 Mpa; Cường độ chịu kéo
(Fu): 237,5 Mpa; Mô đun đàn hồi của thép (Es): 200000 MPa
3.1.1.3 Bê tông: Bê tông sử dụng cho bản mặt cầu là bê tông có

f c' = 30 (MPa).
3.1.2. Mặt cắt ngang
Số lượng dầm chủ (Nb): 4; Khoảng cách giữa các dầm chủ (S):
2,15m

Hình 3.1. Mặt cắt ngang cầu


9
TTH

75

100

35

780/2

35
66 75

75

100

44

35

20

20

68

176

44

1220/2

1132/2

20

1132/2

1220/2

20

420

420

mm

Hình 3.2 Tiết diện dầm chủ quy đổi
Bảng 3.1. Kích thước tiết diện dầm chủ tính toán
Thông số
Ký hiệu Giá trị Đơn vị
Chiều cao dầm chủ
1220
mm
d
Bề rộng bản biên

bf

420

mm

Bề dày bản biên
Chiều cao vách 1

tf
D1

44
780

mm
mm

Bề dày vách 1

tw1

20

mm

Chiều cao vách 2
Bề dày vách 2
Đường kính đinh tán
Chiều dày đinh tán xuyên qua bản biên

D2

1

176
68
20
44

mm
mm
mm
mm

2

68

mm

y1

66

mm

y2

141

Mm

y

610

mm

Chiều dày đinh tán xuyên qua vách 2
Khoảng cách từ tim đinh tán 1 xuyên qua
vách đến mép trên bản biên
Khoảng cách từ tim đinh tán 2 xuyên qua
vách đến mép trên bản biên

Vị trí trục trung hòa của dầm chủ

tw2
di


10
3.2. Tính đặc trưng hình học: Từ kích thước hình học được xác
định như bảng 3.1 đối với tiết diện quy đổi, ta tính toán các đặc trưng
hình hình học của dầm thép.
Diện tích dầm thép:
A = 2* b f * t f + D1 * t w1 + 2* D2 * tw 2 − 8* di * 1 − 4* di *  2
Mô men quán tính của tiết diện dầm thép (không xét đinh tán)
sẽ là:
 1
tf 2
I NC = 2 * 
b f * t 3f + b f * t f * (y −
) +
2 

 12

D2 2 
 1
3
2* 
t w 2 * D2 + t w 2 * D2 * ( y − t f −
) 
2

 12


1
 1

3
3
+
t w1 * D1 − 8 * 
 1 *d i +  1 *d i * (y − 1 ) 2 
12
12
2


 1

−2 * 
 2 * d i 3 +  2 * d i * ( y − t f − y1 ) 2 
12


 1
3
2
−2 * 
 2 * d i +  2 * d i * ( y − t f − y2 ) 
 12


Bảng 3.2. Xác định đặc trưng hình học
Thông số
Ký hiệu
Giá trị
Diện tích dầm chủ
A
64016
Mômen quán tính
I
15499706059
Mômen kháng uốn
S
25409354,19
3.3. Tính hệ số phân bố ngang
3.3.1. Xác định tham số độ cứng dọc
Tham số độ cứng dọc Kg :
Kg = n( I + A.eg2)
Bảng 3.3. Xác định tham số độ cứng dọc
Ký
Tham số
Giá trị
hiệu
Bề rộng bản mặt cầu
B
8.9
Ltt
Chiều dài nhịp tính toán
31

Đơn vị
mm2
mm4
mm3

Đơn
vị
m
m


11

ts

Chiều dày bản mặt cầu
Số dầm chủ
Khoảng cách hai dầm chủ

cm

S
Sk
n

15
4
2.15
1.225

m

eg

0

N

Chiều dài bản hẫng
Hệ số chuyển đổi Bê tông sang thép
Khoảng cách từ trọng tâm của dầm cơ bản
và bản mặt cầu

m

8
mm

K g 1, 24E + 11 mm4

Tham số độ cứng dọc

Sử dụng phương pháp AASHTO, kết quả hệ số phân bố ngang
mô men và lực cắt cho dầm giữa được ghi trong bảng 3.4.
3.3.2. Hệ số phân bố ngang của momen của dầm trong và dầm
biên:
Bảng 3.4. Hệ số phân bố ngang cho dầm
Hệ số phân bố ngang cho dầm
mgMLL
MgVLL

gPL
Dầm trong

0,573

0,757

0,25

Dầm biên

0,628

0,628

0,659

Tiến hành lựa chọn dầm biên đi tính toán thiết kế.
3.4. Tính toán hiệu ứng tải trọng
3.4.1. Sơ đồ tính

a

l

Hình 3.4: Sơ đồ tính nội lực dầm chủ.
Chiều dài nhịp tính toán : l= L-2a
L : chiều dài dầm.
a = 0,2-0,4 với dầm có L=(22-33)m, chọn a = 0,3(m)
=> l= 31,6-2x0,3= 31m

3.4.2. Tải trọng tác dụng lên dầm chủ

a


12
Bảng 3.6. Tổng hợp các tải trọng tác dụng lên dầm.
Tĩnh tải
DC1 DC2 DC3
DW
kN/m kN/m kN/m
kN/m

Hoạt tải
Hệ số phân bố ngang
LL
PL mgMLL MgVLL gPL
kN/m2
HL93
0,628 0,628 0,659
3

5,521 9,3 0,501
4,96
3.4.3. Tính nội lực do tĩnh tải
Tính toán nội lực tại các tiết diện
a/ Mô men
Bảng 3.7. Mô men không có hệ số của dầm biên do tĩnh tải gây ra (kN.m)
Vị trí

x

L−x



M DC1

M DW

M DC 3

Gối

0

31

0

0

0

0,000

M DC 2
0

1/8L 3,875 27,125 52,555 290,154 260,724 26,330

488,769

1/4L 7,75 23,25 90,094 497,408 446,955 45,137

837,89

3/8L 11,625 19,375 112,617 621,759 558,694 56,421 1047,362
1/2L 15,5 15,5 120,125 663,21 595,94 60,183 1117,187
b/ Lực cắt
Bảng 3.8. Lực cắt không có hệ số của dầm trong do tĩnh tải gây ra (kN)
Vị trí

x

Gối

0

L − x +
31

15,5

−



VDC1

0

15,5

85,576 76,896

VDW

VDC 3

VDC 2

7,7655

144,153

1/8L 3,875 27,125 11,867 -0,242 11,625 64,182 57,672 5,824125 108,115
1/4L 7,75

23,25 8,719 -0,969

3/8L 11,625 19,375 6,055 -2,18
1/2L 15,5

15,5

3,875 -3,875

7,75

3,88275

72,077

3,875 21,394 19,224 1,941375

36,038

0

42,788 38,448

0

0

0

0

3.4.4. Tính toán nội lực do hoạt tải
Nội lực do hoạt tải gây ra trong dầm được xác định theo công
thức sau:





U = i . LL .mg LL . (1 + IM ). Pi . yi + pL . + i . p .g p .PL.

13
3.4.4.1. Momen do hoạt tải không có hệ số
Bảng 3.9. Giá trị momen không có hệ số do hoạt tải gây ra (kN.m)
Vị trí x

L−x 

M Truck

M Tandem M LL

M PL

Gối 0

31

0

0

0

0

0

1/8L 3,875 27,125 52,555

986,391 729,438 488,759 157,664

1/4L 7,75

1657,938 1245,75 837,872 270,281

23,25 90,094

3/8L 11,625 19,375 112,617

2033,453 1548,938 1047,34 337,852

35

145

145

110
110

1/2L 15,5 15,5 120,125
2131,75 1639
1117,163 360,375
3.4.4.2. Lực cắt do hoạt tải gây ra
Để tính toán lực cắt do hoạt tải gây ra, xe tải thiết kế và xe hai
trục được xếp lên đường ảnh hưởng sao cho gây ra nội lực bất lợi
nhất như hình 6.5, tung độ đường ảnh hưởng được tính toán và kết
quả ghi trong bảng 3.10.

LL

L

X3
X2
X5
X1=X 4

1

y3

y1 =y4

1-y1

1

−

y5
y2

−

+

Ðah Vk

+

Hình 3.9. Đường ảnh hưởng lực cắt tại tiết diện bất kỳ
Bảng 3.11. Giá trị lực cắt không có hệ số do hoạt tải gây ra (kN)
Vị trí

x

L−x

+

VTruck

VTandem

VLL

VPL

Gối

0

31

15,5

295,177

215,742

144,15

46,5

1/8L 3,875 27,125 11,867 254,552

188,242

110,363 35,601


14
1/4L

7,75 23,25 8,719 213,927

160,742

81,087 26,157

3/8L 11,625 19,375 6,055 173,302

133,242

56,312 18,165

1/2L

105,742

36,038 11,625

15,5

15,5 3,875 132,677

3.4.5. Tổng nội lực do hoạt tải và tĩnh tải
Bảng 3.12. Tổng hợp nội lực trong dầm chủ
TTGH cường độ I

TTGH sử dụng

Vị trí
Mu(kN.m)

Vu(kN)

Mu(kN.m)

Vu(kN)

Gối

0

1029,76

0

856,92

1/8L

3638,2

821,2

2860,75

655,64

1/4L

6191,56

619,27

4870,44

519,96

3/8L

7685,91

423,96

6048,29

360,82

1/2L

8147,11

235,28

6413,47

207,74

Ltt/8

Ltt/4

3Ltt/8

Ltt/2

5Ltt/8

6Ltt/4

7Ltt/8

0

0

3638.20

3638.20

6191.56

6191.56
7685.91

8147.11

7685.91

Hình 3.10. Biểu đồ bao mô men theo THGHCĐ1
Ltt/8

Ltt/4

3Ltt/8

Ltt/2

5Ltt/8

6Ltt/4

7Ltt/8

0

0

2860.75

2860.75
4870.44

4870.44
6048.29

6413.47

6048.29

Hình 3.11. Biểu đồ bao mô men theo THGHSD II


15
3.5. Sức kháng của tiết diện
3.5.1. Momen chảy
Đối với tiết diện không liên hợp, các mô men kháng uốn bằng
nhau và bằng S NC vì tiết diện dầm thép đối xứng theo hai phương.
Khi đó mô men chảy được xác định theo công thức sau:

M y = Fy S NC
Bảng 3.13. Tính toán mô men chảy của tiết diện không liên hợp
Ký hiệu

Giá trị

Đơn vị

Cường độ chảy của thép

Fy

190

Mpa

Mômen kháng uốn

S NC

0,02541

m3

Mômen chảy

My

4827,78

kN.m

Tham số

3.5.2. Xác định trục trung hòa dẻo của tiết diện liên hợp

Y =

d 1220
=
= 610 mm
2
2

3.5.3. Mô men dẻo của tiết diện không liên hợp
Mô men dẻo của tiết diện không liên hợp được tính toán như
hình vẽ sau. Ngoài ra, sức kháng được triết giảm 5-7% do tiết diện
dầm chủ bị gỉ.

588

478

500

35

425

780/2

Pw1

68

Pd2
Pw2

66 75

176

1132/2

1220/2

20

195

TTH

Pd2

35

75

100

44

Pf=Pd1

420

Hình 3.12. Lực dẻo đối với trục trung hòa cầu Trà Khúc


16

M p =  Pi . yi −  Pdi . ydi
Pi = Ai .Fy
Pdi = Adi .Fdi
Trong đó:
Pi - lực dẻo trong các phân tố tiết diện chưa xét giảm
yếu
yi - khoảng cách từ lực dẻo của các phân tố tiết diện
đển
trục trung hòa dẻo PNA
Pdi - lực dẻo bị giảm yếu bởi các lỗ đinh tán liên kết
ydi - khoảng cách từ trọng tâm của tiết diện bị giảm
yếu
bởi đinh tán đển trục trung hòa dẻo PNA
Ai - diện tích của các phân tố tiết diện
Fy - giới hạn chảy của thép
Adi - diện tích bị giảm yếu bởi các lỗ đinh tán
Fdi - giới hạn chảy của đinh tán
Bảng 3.14. Lực dẻo của tiết diện không liên hợp
Kích
Bộ phận thước Ai và Adi (mm2) Fy và Fdi (MPa) Pi và Pdi (kN)
mm
Bản biên

420*44

18480

250

4620

Vách 2

176*68

11968

250

2992

½ Vách 1

390*20

7800

250

1950

20*44

880

250

220

20*68

1360

250

340

Đinh tán
biên dầm
Đinh tán
vách dầm


17
Bảng 3.15. Mô men dẻo của tiết diện không liên hợp
Bộ phận

Pi (kN)

di (mm)

Mi (kN.m)

Bản biên

4620

588

2064,59

Vách 2

2992

478

1086,93

½ Vách 1

1950

195

288,99

Đinh tán biên dầm

220

588

98,3136

Đinh tán vách dầm 1

340

500

129,2

Đinh tán vách dầm 2

340

425

109,82

Mômen dẻo Mp

7390,09

Giá trị của mô men dẻo Mp sau khi triết giảm 5% do dầm thép
bị gỉ.

Mp = 7390, 09 *0,95 = 7020,59 (kN.m)

Sức kháng uốn tính toán của tiết diện dầm chủ được xác định
như sau: Mr = Mn ; Mn = Mp
Vậy sức kháng uốn tính toán của dầm chủ Mr = 7020, 59 kN.m
3.6. Kiểm toán dầm chủ

3.6.1. Kiểm toán dầm chủ theo TTGHCĐ1
Kiểm tra sức kháng uốn tại các mặt cắt theo công thức: M u  M r
Bảng 3.16. Bảng kiểm tra sức kháng uốn trên dầm
Vị trí

Mu(kN.m) Mr(kN.m)

Kiểm tra

M = Mr − Mu

Gối

0

7020,59

Đạt

thiếu %
-

1/8L

3638,2

7020,59

Đạt

-

1/4L

6191,56

7020,59

Đạt

-

3/8L

7685,91

7020,59

Không đạt

-665,323

1/2L

8147,11

7020,59

Không đạt

-1126,523


18
Theo kết quả ở bảng 3.14 kết luận dầm chủ không đảm bảo khả
năng chịu lực với hoạt tải HL93.
3.6.2. Kiểm toán dầm chủ theo TTGHSD
Ứng suất f trong dầm thép của kết cấu dầm không liên hợp
được xác định theo công thức sau: f =

M
 Fy
S NC

Trong đó M - mô men ở TTGHSD II do các tải trọng gây ra
trong dầm thép;
S NC - mô men kháng uốn của tiết diện dầm thép.
Bảng 3.17. Bảng kiểm tra ứng suất trong dầm chủ
Vị
trí

Mu
(kN.m)

Gối

0

Mô men
Ứng suất

Ứng suất
Fy Kiểm
kháng uốn
thiếu
f t = f b (MPa) (MPa) tra
3
S (mm )
(MPa)
25409354,19
Đạt
0
250

1/8L 2860,75 25409354,19

112,586

250

Đạt

-

1/4L 4870,44 25409354,19

191,679

250

Đạt

-

3/8L 6048,29 25409354,19

238,034

250

Đạt

-

1/2L 6413,47 25409354,19

250 Không
đạt

252,406
-2,406
Theo kết quả ở bảng 3.15 kết luận dầm chủ không đảm bảo
khả năng chịu lực với hoạt tải HL93.
3.7. Thiết kế gia cường dầm chủ bằng cáp DƯL ngoài
3.7.1. Tính toán bố trí cáp DƯL
Sau khi kiểm tra, thấy rằng dầm chủ không đủ khả năng chịu
lực với hoạt tải HL93.
Với M = Mr − Mu = 7390,09 − 8147,11 = −1126,523 (kN.m)


19

Vỡ vy cn phi i b trớ cỏp d ng ngoi nhm mc ớch
lm gim i giỏ tr ni lc trong dm ch v giỏ tr mụ men cn t
c l Mps = Ps *e M
Cỏp DUL ngoi c cng mi dm 4 tao i xng nhau qua
tim dm. Tao cỏp 15,24 mm, 1 tao 7 si theo tiờu chun ASTM
A416/ASTM A416M-06.
Din tớch mt tao cỏp: 140 mm2
Cng chu kộo ca cỏp: fpu = 1860 MPa
fpy = fps = 0,85fpu = 1581 MPa
Mụ un n hi ca cỏp: Ep = 197000 MPa
Lc cng 4 tao cỏp: Ps = 836 kN
Vi vic b trớ nh vy thỡ e - lch tõm ln nht t trng
tõm cỏp n v trớ trc trung hũa n hi nh sau.
Vi M = P *e M e M = 1126, 523 = 1, 347 (m)
ps

s

Ps

836

Vy chn e=1,35m
Chn s b trớ cỏp d ng lc ngoi l xiờn, v trớ neo c
b trớ cỏch u dm 2m, v trớ chuyn hng c b trớ cỏch neo
8,8m. S b trớ nh sau:
31600/2

2000

10000/2

8800

Caựp DệL

Uẽ Chuyeồn
hửụựng

Hỡnh 3.13. S b trớ cỏp DUL ngoi

740

Uẽ Neo


86

e2=1350

4

e1=810

610

1220

300

20
Góc cáp chuyển hướng: α = 40, cosα = 0,99756
Mô men trên dầm tại các vị trí được tính như sau:

MPS = Pps .cos.ei
ei là độ lệch tâm của cáp so với trục trung hòa
 là góc cáp chuyển hướng
Bảng 3.18. Mô men do căng cáp DƯL
Vị trí
Ụ neo Ltt/8
Ltt/4
3Ltt/8 Ltt/2
ei (m)

0,81

0,9297

1,172

1,35

MPS
(kN.m)

675,51

775,33

977,4

1128,6 1128,6

675.51 775.33

0

Ltt/8

977.40

1128.60

1128.60

1128.60

977.40

Ltt/4

3Ltt/8

Ltt/2

5Ltt/8

6Ltt/4

1,35

775.33 675.51

7Ltt/8

Hình 3.14. Biểu đồ mô men do lực căng cáp ngoài gây ra
Bảng 3.19. Mô men trước và sau gia cường – TTGHCĐ1
Thời điểm

Trước gia cường
TTGHCĐ 1

Sau gia cường
Cáp dự ứng lực

TTGHCĐ 1

Mu(kN.m)

Mps(kN.m)

Mu(kN.m)

0

0

0,00

Vị
trí
1729,7
neo cáp

675,51

1054,17

1/8L

3638,2

775,33

2862,87

1/4L

6191,56

977,40

5214,16

3/8L

7685,91

1128,60

6557,31

1/2L

8147,11

1128,60

7018,51

Vị trí
Gối


21
Neo

Ltt/8

Ltt/4

3Ltt/8

Ltt/2

5Ltt/8

6Ltt/4

Neo

7Ltt/8

0

0

1054.17

1054.17
2862.87

2862.87

5214.16

5214.16
6557.31

6557.31

7018.51

Hình 3.15. Biểu đồ bao mô men trong dầm chủ sau khi căng cáp dự
ứng lực – TTGHCĐ1
Bảng 3.20. Mô men trước và sau gia cường – TTGHSD II
Thời điểm

Trước gia cường

TTGHSD II

Sau gia cường
Cáp dự ứng lực
TTGHSD II

Mu(kN.m)

Mps(kN.m)

Mu(kN.m)

0

0

0,00

Vị
trí
1359,82
neo cáp

675,51

684,31

1/8L

2860,75

775,33

2085,42

1/4L

4870,44

977,40

3893,04

3/8L

6048,29

1128,60

4919,69

1/2L

6413,47

1128,60

5284,87

Vị trí

Gối

Neo

Ltt/8

Ltt/4

3Ltt/8

Ltt/2

5Ltt/8

6Ltt/4

7Ltt/8

Neo

0

0

684.31

684.31
2085.42

2085.42

3893.04

3893.04
4919.69

5284.87

4919.69

Hình 3.16. Biểu đồ bao mô men trong dầm chủ sau khi căng cáp dự
ứng lực – TTGHSD II
3.7.2. Kiểm tra sức kháng uốn của dầm ở TTGH CĐ sau khi gia
cường
Kiểm tra sức kháng uốn tại các mặt cắt theo công thức: M u  M r


22
Bảng 3.21. Bảng kiểm tra sức kháng uốn trên dầm sau khi gia cường
Kiểm tra
Vị trí
Mu(kN.m)
Mr(kN.m)
Gối

0,00

Vị trí
neo cáp
1/8L

1054,17

Đạt

7020,59

Đạt
7020,59

2862,87

7020,59

Đạt

1/4L

5214,16

7020,59

Đạt

3/8L

6557,31

7020,59

Đạt

Đạt
7020,59
Theo kết quả ở bảng 3.14 kết luận dầm chủ sau khi gia cường
bằng cáp dự ứng lực căng ngoài đảm bảo khả năng chịu lực với hoạt
tải HL93.
3.7.3. Kiểm toán dầm chủ theo TTGHSD II sau khi gia cường
Bảng 3.22. Bảng kiểm tra ứng suất trong dầm chủ sau khi gia cường
1/2L

Vị trí Mu(kN.m)
Gối
Vị trí
neo
1/8L
cáp
1/4L
3/8L
1/2L

7018,51

Ứng suất
Mômen kháng
Fy(MPa)
3
uốn S (mm ) f t = f b (MPa)

Kiểm
tra

0,00

25409354,19

0

250

Đạt

684,31

25409354,19

26,9315

250

Đạt

2085,42 25409354,19
82,0728
250
Đạt
3893,04 25409354,19
153,213
250
Đạt
4919,69 25409354,19

193,617
250
Đạt
5284,87 25409354,19
207,989
250
Đạt
Theo kết quả ở bảng 3.14 kết luận dầm chủ sau khi gia cường
bằng cáp dự ứng lực căng ngoài đảm bảo khả năng chịu lực với hoạt
tải HL93.
3.8. Kết Luận chương
Trong chương 3, cầu Trà Khúc đã được kiểm toán khả năng
chịu lực đổi với hoạt tải HL93. Tuy nhiên, qua kết quả tính toán đánh


23
giá theo sức kháng uốn thì cầu Trà Khúc không đảm bảo năng lực
chịu tải đổi với HL93. Vì vậy việc gia cường theo phương pháp sử
dụng cáp dự ứng lực căng ngoài đã được áp dụng.
Số lượng cáp dự ứng lực được bố trí là 4 tao 15,2mm đối xứng
qua tim dầm. Neo cáp được bố trí cách đầu dầm 2m, vị trí ụ chuyển
hướng cách neo 8,8m. Lực căng cáp dự ứng được xem như một tải
trọng tác dụng lên dầm chủ, gây ra giá trị nội lực trái dấu với giá trị
nội lực do hoạt tải gây ra nhằm làm giảm giá trị nội lực trong dầm
chủ. Việc tính toán kiểm tra dầm chủ sau khi gia cường theo
TTGHCĐ1 và TTGHSD II cho thấy rằng dầm chủ đảm bảo khả năng
chịu tải HL93 sau khi gia cường bằng cáp dự ứng lực ngoài.
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
Kết luận
Luận văn đã tiến hành nghiên cứu nhiều biện pháp gia cường

khác nhau cho kết cấu nhịp cầu Trà Khúc và sau khi phân tích các
biện pháp này thì áp dụng cáp dự ứng lực ngoài nhằm nâng cao khả
năng chịu tải hiện tại cầu Trà Khúc là hợp lý để đủ đảm bảo khả năng
khai thác với hoạt tải HL93.
Các kết quả chính đạt được của luận văn bao gồm:
- Nghiên cứu các biện pháp gia cường cho cầu thép và ứng
dụng biện pháp gia cường kết cấu nhịp cầu Trà Khúc bằng hệ cáp
DUL căng ngoài.
- Qua tính toán phân tích kết cấu cầu Trà Khúc, nhận định để
cầu Trà Khúc khai thác được với hoạt tải HL93 thì cần phải gia
cường nhằm nâng cao khả năng chịu tải của cầu.
- Sau khi gia cường kết cấu nhịp cầu Trà Khúc bằng hệ cáp dự
ứng lực căng ngoài với 4 tao cáp bố trí đối xứng qua tim dầm. Qua
quá trình kiểm toán theo TTGHCĐ1 và TTGHSD II kết cấu cầu Trà
Khúc đảm bảo khả năng chịu lực đối với hoạt tải HL93.