Thiết kế cầu bê tông cốt thép dầm liên tục nhịp 2x22m thi công bằng phương pháp đà giáo
Bạn đang xem bản rút gọn của tài liệu. Xem và tải ngay bản đầy đủ của tài liệu tại đây (4.75 MB, 43 trang )
BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT
THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
NGÀNH KỸ THUẬT XÂY DỰNG CƠNG TRÌNH GIAO THƠNG
THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG CỐT THÉP DẦM
LIÊN TỤC NHỊP 2X22M THI CÔNG
BẰNG PHƯƠNG PHÁP ĐÀ GIÁO
GVHD:NGUYỄN HUỲNH TÂN TÀI
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
SKL 0 0 6 8 3 5
Tp. Hồ Chí Minh, tháng 02/2020
TRƯỜNG ĐẠI HỌC
SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP. HỒ CHÍ MINH
HCMC University of Technology and Education
KHOA XÂY DỰNG
Bộ mơn: Cơng trình Giao Thơng
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
THIẾT KẾ CẦU BÊ TƠNG CỐT THÉP DẦM LIÊN TỤC NHỊP 2x22m
THI CÔNG BẰNG PHƯƠNG PHÁP ĐÀ GIÁO
GVHD :
TS. Nguyễn Huỳnh Tân Tài
GVPB :
TS. Đỗ Tiến Thọ
SVTH :
Trần Bá Sơn
MSSV :
15127093
Tp. Hồ Chí Minh, tháng 2 năm 2020
Số liệu thiết kế…………………………………………………………………………………………………………………..……………...1
CHƯƠNG 1:TÍNH TỐN LAN CAN.......................................................................... 1
1.1.Tính tốn lan caná................................................................................................. 1
1.1.1.Thanh lan can.................................................................................................... 1
1.1.2. Cột lan can....................................................................................................... 2
CHƯƠNG 2: TÍNH TỐN BẢNG HẪNG...................................................................5
2.1.Tại mặt cắt A-A................................................................................................... 5
2.2.Tại mạt cắt B-B.................................................................................................... 7
CHƯƠNG 3: TÍNH TỐN DẦM CHỦ........................................................................ 9
3.1.Mặt cắt ngang tiết diện dầm hộp......................................................................... 9
3.2.Tải trọng tác dụng................................................................................................ 9
3.3Tính tốn sơ bộ số lượng cáp DUL.................................................................... 11
3.3.1.Tính tốn sơ bộ nội lưc phục vụ cho việc tính tốn cáp DUL....................... 11
3.3.2.Tính tốn sơ bộ số lượng bó cáp DUL........................................................... 12
3.3.3.Bố trí cáp cho dầm.......................................................................................... 13
3.4.Đặc trưng hình học............................................................................................ 13
3.5.Tính toán mất mát ứng suất............................................................................... 14
3.5.1.Các mất mát ứng suất tức thời........................................................................ 15
3.5.2.Các mất mát ứng suất theo thời gian.............................................................. 17
3.6..Kiểm toán.......................................................................................................... 18
3.6.1.Kiểm toán khả năng chịu uốn của dầm trong giai đoạn truyền lực............... 18
3.6.2.Kiểm toán khả năng chịu uốn của dầm trong giai đoạn khai thác................. 18
3.6.3.Kiểm toán khả năng chịu uốn của dầm ở trạng thái giới hạn cường độ........ 19
3.6.4.Kiểm tra hàm lượng cốt thép tại mặt cắt V-V................................................20
3.6.5.Kiểm tốn về lực cắt....................................................................................... 20
CHƯƠNG 4: THIẾT KẾ TRỤ CẦU......................................................................... 21
4.1.Giới thiệu chung............................................................................................... 21
4.2.Các tải trọng tác dụng lên trụ và nội lực........................................................ 21
4.3.Kiểm toán trụ cầu............................................................................................. 30
GVHD TS.NGUYӈN HUǣNH TҨN TÀI
D6 A.N T6T NGmeP
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
+
s6 utu THIET KE
K€t ciu �p du(Jc thi cong phan do11-n theo cong ngh� da giao di d(>ng (MSS), dli'.y
dudi due tren.
Toan b(> �p du(Jc chia lam 1 phan do11-n thi cong, phan do11-n thi cong xong se dli'.y
van khuon tdi dE thi cong phan do11-n ti€p theo. ThcJi gian thi cong phan do11-n la 14 ngay.
Tieu chuli'.n thi€t k€ :
22TCVN 272-05.
Qui mo k€t du :
2x24m (2 nhip lien t1,1c)
- Ho11-t tiii HL93
Tai tr<,mg thi€t k€:
Bl= 14m
M�t xe ch11-y:
B2= lm
Lan can + 1�cong Vl_l:
B= B1+2xB2=l6m
T6ng b�r9ngdu:
Ciu dim
D11-ng k€t ciu nmp:
Ban khoet 16 tron
D11-ng m�t ca'.t:
V�t li�u k€t ciu:
BTCT di;i ung h,tc
Cong ngh� ch€ t11-o:
Cling sau
Cip betong:
Dim chu: f', = 50Mpa
Ty tr<;mg betong:
yC = 25 kN/ m 3
Lo11-i co't thep DUL: tao thep cucJng d(> cao theo tieu chuli'.n ASTM A416-99 Grace 270 (Liuzhou
OVM Construction Machinery Co., Ltd)
Thep thucJng:
fyv= 280MPa
Thep c6 gel CII:
+ Thep c6 gel CIII:
fy=420MPa
CHUO'NG I: TiNH TOAN LAN CAN
1.1. Tinh toan Ian can
1.1.1. Thanh Ian can:
Ch9n thanh Ian can thep 6ng duang kinh ngoai D = 200mm, duang kinh trong d = 184mm
Khoang each 2 c(>t Ian can la : L = 2000mm
Kh6i luqng rieng thep Ian can Y, = 7.85xl0-5 N/mm 3
Thep cacbon s6 hi�u CT3: f,, = 240 MPa
a. Tai trong tac dung len thanh Ian can:
- theo phmmg thil.ng dung:
+ tinh tai: tr9ng luqng tinh toan cua ban than Ian can
2002 -1842
D2 -d2 =
g = y--1t
7.85x10-5 x3.14x---- 0.38N /mm
4
4
97�=�1ir
C�,
038N/
::F
037N/
�
t t t t t2:L l t t )�
890
0,37N/MM
+ Ho11-ttai:
Tai phan b6: w = 0.37 N/mm
- Theo phucmg ngang:
+ Ho11-ttai:
Tai phan b6: w = 0.37 N/mm
- M(>t tiii �p trung P = 890 N du<,1c d�t theo phudng bit ky. DE nguy hiEm nhit ta d�t tiii t�p
trung P nay theo phudng h
* Theo phudng y:
- Momen do tinh tiii t11-i m�t ca'.t giua nhjp:
MY g x L2
0.38x2000 2 = 9
=
=
1 0000N.mm
g
8
8
- Momen do ho11-t tiii phan bo' 11!-i m�t ca'.t giua �p:
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
D6 A.N T6T NGmeP
GVHD TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
wxL2 _ 0.37x2000 2
185000 N.mm
8
8
* Theo phudng x:
- Momen do ho11-t tai phan bo' tl!,i mijt c�t giua nbip:
x wxL2 0.37x2000 2
=
Mw =
185000 N.mm
MYw =
8
8
* Theo phudng h
PxL 890x2000
Mp =
=
=445000N.mm
4
4
* T6 h
+ 11: la h� so'di�u chinh tai tn;mg:
11 = 11o•111•11R
Vdi:
110 = 0.95 : M so' deo cho cac thie't ke' thong thuc!ng va theodung yeu ch
111 = 1 : h� so' quan tr9ng
'll R = 1 :h� s6 du thua (muc thong thuc1ng)
⇒ 11 = 0.95 X 1 X 1= 0.95
+ Yoe = 1.25 : h� so' tai tr9ng cho finh tai
+ Yu.= 1.75: h� s6 tai tr9ng cho ho11-t tai
⇒ M = 0.95 X [ .J(l.25 X 190000 + 1.75 X 185000)2 + (1.75 X 185000)2 + 1.75 X 445000]
= 31539621 N.mm
Dua v� d!m lien tl}c:
+ Mo men dudng ldn nha't t11-i giua nbip:
M112 = 0.5xM = 0.5x31539621 = 15769810 N.mm
+ Mo men am ldn nha't tl!,i go'i:
Mg = 0.7xM = 0.7x31539621 = 22077734 N.mm
c. Ki€m tra kha niing chiu lye cua thanh lan can:
cl>.M. �M
Trongd6:
+ cl> : la M s6 sue khang: cl> = 1
+ M: la momen ldn nha't do finh va ho11-t tai
+ Mn: sue khang ciia tie't di�n
M. =fy xS
⇒ M. =240x173818 = 41716329 N.mm
<!>.M. = lx 41716329 = 41716329 N.mm � 22077734 N.mm
V�y thanh Ian candam bao kha nling chju h;tc!
1.1.2. C9t Ian can:
Ta tinh toan v6i CQt lan can CJ gifra, v6i SIJd6 tai tr9ng tac dl}llg vao CQt lan can
Deddn gian tinh toan ta chi kiem tra kha nling chju h;tc h;tc xo ngang vao c(lt va kiem tra
di;\ manh, bo qua h;tc th�ngdung va tr9ng lu(Jng ban than
* Kiem tra kha nling emu h;tc ciia CQt lan can:
- Ll;ic tac dl}ng: (chi c6 ho11-t tai)
+ Ll;ic phan bo': w = 0.37 N/mm cl 2 thanh Ian can cl hai ben ci;lt truy�n vao ci;lt 1 ll;ic �P
trung: P'= w.L = 0.37 x 2000 = 740 N
+ Ll;ic �p trung: P = 890 N
+ Suy ra ll;ic �p trung vao CQt la:
P"=P'+P=740+890= 1630 N
p"=l630N
p"=1630N
�
C"
p"=l630N
I�
Ki€m tra tl/,i vi tri chan c(\t ti€p xuc v6i l� b(\ hanh:
Momen tl/,i chan c(lt:
M = P"*(270 + 620 + 970) = 1630*(270 + 620 + 970) = 3031800 N.mm
Mijt cilt chan c(\tdam bao kha niing chiu lgc khi <l>M. � 11-Y IL .M
S la momen khang u6n ciia tie't di�n
S = �.(D3 -d 3 ) = �x(200 3 -1843 ) = 173818 mm'
32
32
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
2
GVHD TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
D6 A.N T6T NGmeP
Khi P = 890 KNd�t nhm ngang tac d1amg len thanh Ian can se gay h;tc nhd va h;tc cil:t ldn nha't
trong than bu long.
2 pO
8
I
8
I
S;
X
(U
w+qlc
m
qlc
y
M(lt ciit chdn c(jt
- Sue khang cu.a titt dil;n:
+ S momen khang uo'n cu.a titt dil;n
8x2343
250 x83
2x (__
_+250x8x12I2 J +--12
12
S = _!_ =
y
125
⇒
537018.15 N /mm
- V�y «l>M. = 128884357 > M= 0.95 x1.75 x3031800=5040367 N.mm
⇒M�t d'.t chlin c{ltdil.m bil.o khil. niing chju h;tc!
* Kilm trad(l mil.nh cu.a c(lt Ian can:
K.
J:' :s. 250
r
Trongd6:
+ K = 0.75: hi; s6 chi�u dai ht'i'u hil;u
+ L = I070 mm : chi�u dai khongdu<;Jc gihng ( £ = h)
+ r : ban kinh h6i chuyln nho nha't
r=H
Vdi:
I : momen quan tinh cu.a titt dil;n:
3
25 0 x_
83 +250x 8 x 121 2 ) + 8x234
I= 2 x (__
---= 67127268.75 mm•
12
12
A : dil;n tich titt dil;n:
A= 250x8 x2+234x8 = 58 72mm 2
67 127268.7 5
= 107 mm
⇒ r=
587 2
K.l 0.75 I( 1070
⇒ - = ---= 7. 5 � 250 VAay
oa man
- di"'eu kiAen
'nh
· th'
· ma
r
107
iem tra sue
k
khang (sue ch6ng nh6) cua bu long:
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
qlc
3
0
I.
125
187.� •
w+P
w+P
w+P
I
Can bhng mo men quanh tam quay O ta se du<;Jc h;tc nh6 trong 2 bu long:
{3xW+qo0, x1120)x125+Nx187.5=(W+P)x(270+620+970)
q = 7.85x10-s x(2x250x8+234x8)= 0.46N /mm
00,
{w+P)x(270+620+970)-{3W+qo0, x1120)x125
� N=�-��-----��----�-187.5
( 740+890)x( 270+620+970)-(3 X 740+0.46 X 1120) X 125
� N=�--��-----��------�-187.5
�N=14346 N
ChQn bu long cu'clngd(l caodu'clng kinh 20 mm ta c6:
2
A, = n:' =
= 314 mm2 la dil;n tich bu long theoduclng ldnh danhdjnh.
1e.!o
Pub= 830 MPa la cu'clngd(l chju keo nho nha't quydjnh cu.a bu long cu'clngd(l cao c6 16
mm
Xet
Pu
!: :
= 3(W+P) =
3x(740+890) = 4890 N.
3
D6 AN T6T NGmeP
GVHD: TS. NGUYEN HUỲNH TẤN TÀI
Rn = 0.38A.FubN, = 0.38x314x830xl = 99035.6 N
Thay s6 :
P. = 4890 =
0.05 < 0.33
R0 99035.6
Nen theo quy djnh ciia 22TCN272-05, sue khang nh6 cua bu long du�c tinh nhu sau:
Tn = 0.76A.Fub
Thay s6:
Tn = 0.76A.Fub = 0.76x314x830 = 198071.2 N
So sanh ta tha'y h!c keo trong bu long do cac til.i trQng tac d�ng N= 14346 N nho hdn kha
nling chju keo ciia bu long Tn = 198071.2 N, cho nen bu long v�n lam vi�c an toan!
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
4
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
CHƯƠNG II: TÍNH TỐN BẢNG HẪNG
Tính tốn bảng hẩng tại 2 mặt cắt
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
Trọng lượng lan can
Trọng lượng thanh lan can
D2 d 2
DCP1 3 thep
4
200 2 1842
0.351kN / m
3 7.85 105
4
Trọng lượng cột lan can
3
n P 12 292.7110
DCP 2 cot 1cot
0.16kN / m
L
22
DClancan DCP1 DCP 2 0.35 0.16 0.51kN / m
Trọng lượng gờ chắn
DC gc bt b h 25 1 0.3 7.5kN / m
Lớp phủ bê tông nhựa
2.1. Tại mặt cắt A-A
DW at b h 24 0.5 0.075 0.9kN / m
Trọng lượng bản thân
DCbt bt A 25 (0.25 1.5) 9.375kN / m
Hoạt tải
Trọng lượng 1 trục bánh xe P = 72.5kN
Nội lực tại ngàm
Do lan can
M lc DClc 1.375 0.511.375 0.7kNm
Do gờ chắm
M gc DC gc 1 7.5 1 7.5kNm
Do lớp phủ
M DW DCDW 0.25 0.9 0.25 0.225kNm
Tĩnh tải
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
Do bản thân
5
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
M bt DCbt 0.75 9.375 0.75 7.03kNm
Do xe
Lah 1140 0.833 x 1140 0.833 555 1602.315mm 4300mm
M xe
PL 72.5 200
9.05kNm
Lah 1602.315
Tổ hợp nội lực
TTGHCD
M CD 1.05 1.25 M lc M gc M bt 1.5 M DW 1.75 M xe
1.05 1.25 0.7 7.5 7.03 1.5 0.225 1.75 9.05
37kNm
TTGHSD
M SD 1 M lc M gc M bt M DW M xe
1 0.7 7.5 7.03 0.225 9.05
24.5kNm
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
6
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
Xác định trường hợp phá hoại của bài tốn cơt đơn
Bố trí cốt thép cho bản hẫng
Thiết kế cốt thép cho 1m chiều dài bản mặt cầu khi đó giá trị nội lực trong 1 m bản
mặt cầu như sau:
- Momen âm: Mu = 92kNm
c
6.7
0.03 0.42mm bài toán thuộc trường hợp phá hoại dẻo
d s 215
- Diện tích cốt thép chịu kéo cần thiết là
- Chiều rộng tiết diện tính tốn: b=1000mm
As
- Chiều cao tiết diện tính tốn: h = 400mm
- Cường độ cốt thép ( cấp G40 ): fy = 420 MPa
- Cường độ chịu nén cảu bê tông ( cấp bê tông ): fc ‘ = 40 MPa
- Tải trọng tác dụng: M = 92 kNm
- Chọn khoảng cách từ mép chịu nén ngoài cùng của tiết diện đến trọng tâm vùng cốt thép
chịu kéo là: ( theo bảng 5.12.3-1 trong 22TCN-05 quy định veefe lớp bê tông bảo vệ đối
với bản mặt cầu đỗ tại chỗ > 25) ta có a’= 35 mm
0.85 f c' a b 0.85 40 5.12 1000
414.47mm2
fy
420
- Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu:
f c'
40
As 0.03 h b 0.03 250 1000
714.28mm 2
fy
420
Ta chọn 16 @100 để bố trí trong 1000mm có 10 thanh Ø18
As 10
d2
4
10
162
4
2010.62mm 2 714.28mm 2 thỏa
- Chiều cao làm việc của thép trong tiết diện là: d s hc a ' 250 35 215mm
Kiểm toán sức kháng uốn của tiết diện
- Chiều cao vùng bê tông chịu nén của bê tơng
Chiều cao khối ứng suất sau khi bố trí cốt thép
Mn
a d s 1 1 2
0.85 f c' b d s2
a
5.12mm
- Xác định hệ số phụ thuộc vào cấp bê tông khi 28MPa f c' 56MPa
1 0.85 0.05
f 28
40 28
0.85 0.05
0.764
7
7
'
c
- Chiều cao vùng nén bê tông chịu nén trong trường hợp cân bằng
a 1 c
Xác định khoảng cách từ thớ chịu nén đến trục trung hòa c:
a
5.12
c
6.7mm
1 0.764
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
0.85 f 1 b
'
c
2010.62 420
32.51mm
0.85 40 0.764 1000
Kiểm tra lại hàm lượng cốt thép tối đa
Giả sử Mn = Mu = 96.96kNm
37 106
a 215 1 1 2
0.85 40 1000 2152
As f y
c
a
1
32.51
c 42.55
42.55mm
0.2 0.42 thỏa
0.764
ds
215
Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu
min
As
f c'
2010.62
40
0.009 min 0.03 0.03
0.0028
b d s 1000 215
fy
420
=> Thỏa mãn hàm lượng cốt thép tối thiểu
- Sức kháng uốn của tiết diện A của bản mặt cầu
a
32.51
M n As f y (d s ) 2010.62 420 (215
) 167832282 .2 Nmm =167.83kNm
2
2
- Hệ số kháng uốn: 0.9
7
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
- Kiểm toán sức kháng uốn của tiết diện A của bản mặt cầu:
Mn Mu
Vậy bê tông không nứt
2.2. Tại mặt cắt B-B
Trong đó
M n 0.9 167.83 151.05kNm
Mu = 37kNm
=> Thỏa điều kiện
Kiểm tra nứt của bản hẫng
Sở đồ bố trí thép đồi bản hẫng chịu momen âm
Tĩnh tải
Điều kiện kiểm tra nứt: f c 0.8 f r
Trọng lượng lan can
- Momen quán tính chính trung tâm
Trọng lượng thanh lan can
Ix
b h3 1000 2503
1302 106 mm 4
12
12
- Khoảng cách từ trục trung hịa đàn hồi đến thớ chịu kéo ngồi cùng ( vùng chịu kéo )
y
1000 250 (250 125)
125mm
1000 250
Ứng suất kéo của bê tông tại thớ ngoài cùng của mặt cắt nguyên
Ms t
24.5 106
fc
ymax
125 2.35MPa
I
1302 106
D2 d 2
DCP1 3 thep
4
200 2 1842
5
0.351kN / m
3 7.85 10
4
Trọng lượng cột lan can
3
n P 12 292.7110
DCP 2 cot 1cot
0.16kN / m
L
22
DClancan DCP1 DCP 2 0.35 0.16 0.51kN / m
Trọng lượng gờ chắn
Cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông
f r 0.63 f c' 0.63 40 3.98MPa
f c 2.35MPa 0.8 f r 0.8 3.98 3.2MPa
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
DC gc bt b h 25 1 0.3 7.5kN / m
Lớp phủ bê tông nhựa
DW at b h 24 3 0.075 5.4kN / m
8
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
Trọng lượng bản thân
Thiết kế cốt thép cho 1m chiều dài bản mặt cầu khi đó giá trị nội lực trong 1 m bản mặt
cầu như sau:
1
DCbt bt A 25 (0.25 4 0.55 2.5) 42.2kN / m
2
- Momen âm: Mu = 252kNm
Hoạt tải
- Chiều rộng tiết diện tính tốn: b=1000mm
Trọng lượng 1 trục bánh xe P = 72.5kN
- Chiều cao tiết diện tính toán: h = 800mm
- Cường độ cốt thép ( cấp G40 ): fy = 420 MPa
Nội lực tại ngàm
Do lan can
- Cường độ chịu nén cảu bê tông ( cấp bê tông ): fc ‘ = 40 MPa
M lc DClc 3.875 0.51 3.875 1.97kNm
- Tải trọng tác dụng: M = 252 kNm
Do gờ chắm
- Chọn khoảng cách từ mép chịu nén ngoài cùng của tiết diện đến trọng tâm vùng cốt thép
chịu kéo là: ( theo bảng 5.12.3-1 trong 22TCN-05 quy định veefe lớp bê tông bảo vệ đối
với bản mặt cầu đỗ tại chỗ > 25) ta có a’= 35 mm
M gc DC gc 3.5 7.5 3.5 26.25kNm
Do lớp phủ
- Chiều cao làm việc của thép trong tiết diện là: d s hc a ' 800 35 765mm
M DW DC DW 1.5 5.4 1.5 8.1kNm
- Chiều cao vùng bê tông chịu nén của bê tông
Do bản thân
Mn
a d s 1 1 2
0.85 f c' b d s2
M bt ( DCbt L) 25 2 17.2 0.83 64.28kNm
Do xe
Giả sử Mn = Mu = 275.93kNm
Lah 1140 0.833 x 1140 0.833 2295 3051.735mm 4300mm
M xe
PL 72.5 2700
64.14kNm
Lah
3051.735
TTGHCD
M CD 1.05 1.25 M lc M gc M bt 1.5 M DW 1.75 M xe
1.05 1.25 1.97 26.25 64.28 1.5 8.1 1.75 64.14
252kNm
TTGHSD
1 1.97 26.25 64.28 8.1 64.14
164.74kNm
9.75mm
- Xác định hệ số phụ thuộc vào cấp bê tông khi 28MPa f c' 56MPa
Tổ hợp nội lực
M SD 1 M lc M gc M bt M DW M xe
252 10 6
a 765 1 1 2
0.85 40 1000 7652
1 0.85 0.05
f c' 28
40 28
0.85 0.05
0.764
7
7
- Chiều cao vùng nén bê tông chịu nén trong trường hợp cân bằng
a 1 c
Xác định khoảng cách từ thớ chịu nén đến trục trung hòa c:
c
a
1
9.75
12.76mm
0.764
Xác định trường hợp phá hoại của bài tốn cơt đơn
Bố trí cốt thép cho bản hẫng
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
9
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
c 12.76
0.016 0.42mm bài toán thuộc trường hợp phá hoại dẻo
ds
765
- Diện tích cốt thép chịu kéo cần thiết là
As
0.85 f a b 0.85 40 9.75 1000
789.28mm 2
fy
420
'
c
- Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu:
f'
40
As 0.03 h b c 0.03 800 1000
2285.71mm 2
fy
420
Mn Mu
Trong đó
M n 0.9 632.28 569.05kNm
Mu = 252kNm
=> Thỏa điều kiện
Kiểm tra nứt của bản hẫng
Ta chọn 16 @100 để bố trí trong 1000mm có 10 thanh Ø18
As 10
d2
4
10
162
4
2010.62mm 2 714.28mm 2 thỏa
Sở đồ bố trí thép đồi bản hẫng chịu momen âm
Kiểm toán sức kháng uốn của tiết diện
Chiều cao khối ứng suất sau khi bố trí cốt thép
As f y
2010.62 420
a
32.51mm
'
0.85 f c 1 b 0.85 40 0.764 1000
Kiểm tra lại hàm lượng cốt thresp tối đa
c
a
1
32.51
c 42.55
42.55mm
0.2 0.42 thỏa
0.764
ds
215
Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu
min
A
f'
2010.62
40
s
0.009 min 0.03 c 0.03
0.0028
b d s 1000 215
fy
420
=> Thỏa mãn hàm lượng cốt thép tối thiểu
- Sức kháng uốn của tiết diện A của bản mặt cầu
a
32.51
M n As f y (d s ) 2010.62 420 (765
) 632285502.2 Nmm =632.28kNm
2
2
Điều kiện kiểm tra nứt: f c 0.8 f r
- Momen quán tính chính trung tâm
Ix
b h3 1000 8003
4.26 1010 mm 4
12
12
- Khoảng cách từ trục trung hòa đàn hồi đến thớ chịu kéo ngoài cùng ( vùng chịu kéo )
y
1000 800 (800 400)
400mm
1000 800
Ứng suất kéo của bê tơng tại thớ ngồi cùng của mặt cắt nguyên
fc
Ms t
164.74 106
ymax
400 1.55MPa
I
4.26 1010
Cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông
f r 0.63 f c' 0.63 40 3.98MPa
- Hệ số kháng uốn: 0.9
f c 1.55MPa 0.8 f r 0.8 3.98 3.2MPa
- Kiểm toán sức kháng uốn của tiết diện A của bản mặt cầu:
Vậy bê tông không nứt
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
10
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
CHƯƠNG III: TÍNH TỐN DẦM CHỦ
3.1. Mặt cắt ngang tiết diện dầm hộp
Đối với việc áp dụng công nghệ ĐGDĐ, do dầm BTCT được đúc trong một bộ
ván khuôn cố định liên kiết cứng với hệ thống ĐGDĐ. Vì vậy dầm BTCT có
chiều cao cố định trên suốt chiều dài từ đầu đến cuối.Theo kinh nghiệm của
các nước đã thi công theo phương pháp này thì chiều cao hợp lý so với chiều
dài nhịp cầu được thể hiện bảng sau:
Khẩu độ nhịp
(m)
35 40
40 50
45 60
Chiều cao dầm
(m)
1.8 2.3
2.3 2.5
2.4 3.0
Bề dày bản đáy không dùng để đặt bó cáp DUL nên chỉ cấu tạo khoảng 20
25 cm. Bề dày mặt hộp lấy theo kết quả tính toán cục bộ, nhưng thường
không nhỏ hơn 20cm.
L1
L1
1 1
( )B
1,8 2
1
B
2
8m
2
L2
(0,4 0,5) L1
0,5. L1
4m
3
Lv
(0,1 0,3) L1
0,3.L1
2.4m
4
Độ xieân
1 1
4 6
1
4
1
4
5
t1
20cm
25cm
25cm
6
t2
50cm
50cm
7
t3
25cm
25cm
8
t4
20cm
25cm
25cm
9
t5
(2 3).t4
2,2. t4
55cm
26
Lnh (m)
(cm)
5
max(18cm, 3 ,
t2
3
)
Do điều kiện thi công hạn chế nên thay thế ván khuôn phía trong bằng các ống
tôn tạo lỗ tròn.
Từ các nguyên lý chọn dầm như trên ta có thể chọn kích thước dầm như sau:
LV
LV
t5
t1
L2
t4
L2
1
t2
4
1
Chi tiết mặt cắt ngang dầm
t3
3.2. Tải trọng tác dụng
STT Giá trị
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
Phạm vi
Giá trị đđược
chọn
Giá trị cuối
cùng
11
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
Sơ đồ xếp tónh tải lên chiều dọc cầu
Trọng lượng bản thân dầm chuû (DC1) :
DC1 bt Amc 25 13.9794 349.5kN / m
Trong đó :
bt =25 kN/m3 : Trọng lượng riêng của betông.
Amc = 13.9794 m2 : Diện tích phần bê tông của mặt cắt ngang tiết diện.
Tỉnh tải lớp phủ bản mặt cầu(DW):
Xếp 2 làn xe : m 1
Xếp 3 làn xe : m =0.85
Xếp 4 làn xe : m =0.65
Tải trọng trục xe được nhân thêm hệ số xung kích (IM) để xét tới tính chất
quán tính của tải trọng xe. Lấy theo 22TCN272-05 : Đối với TTGH khác (khác
mỏi và đứt gãy):IM=33%. Tải trọng làn không có hệ số xung kích.
Xe tải thiết kế:
Xe tải thiết kế: gồm trục trước nặng 35 KN , hai trục sau mỗi trục nặng 145KN,
khoảng cách giữa 2 trục trước là 4300mm, khoảng cách hai trục sau thay đổi
từ 4300 – 9000 mm sao cho gây ra nội lực lớn nhất, theo phương ngang khoảng
cách giữa hai bánh xe là 1800mm.
DW h yat b 0.075 22 14 23.1kN / m
Lớp phủ bê tông nhựa :
Tỉnh tải lan can (DC2):.
Trọng lượng gờ chaén:
DCgc 2 bt b h 2 25 1 0.3 15 kN / m
Trọng lượng thanh lan can :
D2 d2
DCP1 3 thep
4
2002 1842
5
3 7.85 10
0.351kN m
4
Troïng lượng cột lan can :
DCP2
ncot P1cot 13 292.71 10
= 0.158 kN m
L nhip
24
3
DClc 2 (DCP DCP ) 2 0.351 0.158 1 kN m
1
Hình 3.5 : Xe tải thiết kế theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05
Xe hai trục thiết kế:
Xe hai trục thiết kế gồm một cặp trục 110KN cách nhau 1.2m, cự ly của các
bánh xe theo chiều ngang lấy bằng 1.8m.
2
DỌC CẦ
U
Hoạt tải xe HL93:
110kN
110kN
1200
Tổ hợp 1 : xe 2 trục + tải trọng làn.
Tổ hợp 2 : xe tải 3 trục + tải trọng làn.
Tổ hợp hoạt tải xe theo phương dọc cầu bằng Midas với hệ số làn :
Xếp 1 làn xe : m 1,2
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
NGANG CẦ
U
1800
Hình 3.6: Xe 2 trục thiết kế theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05
Tải trọng làn thiết kế:
12
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
Gồm tải trọng 9.3N/mm phân bố đều theo chiều dọc. Theo chiều ngang cầu
được giả thiết là phân bố đều trên chiều rộng 3000mm. Hiệu ứng lực của
tải trọng làn thiết kế không xét lực xung kích.
3m
9.3 KN/m
Hình 3.7:. Đặc trưng tải trọng làn thiết kế
Các hệ số
Hệ số tải trọng :
TTGH CĐ
Loại tải trọng
TTGH SD
max
p
min
p
p
DC,DC3
1.25
0.9
1
DW
1.5
0.65
LL,PL
1.75
CLL
1.5
D .R .I
0.997
1
3.3. Tính tốn sơ bộ số lượng cáp DUL
3.3.1. Tính sơ bộ nội lực phục vụ cho việc tính toán số lượng cáp:
Số bó cáp được tính dựa trên cơ sở đường bao nội lực của 2 giai đoạn thi công
và khai thác. Trong phương pháp thi công theo công nghệ đà giáo di động thì sơ
đồ tính học ở giai đoạn thi công và khai thác là gần giống nhau. Vì vậy ta có
thể sử dụng biểu đồ bao nội lực ở giai đoạn khai thác để thiết kế cốt thép
dự ứng lực cho giai đoạn thi công và khai thác.
Tổ hợp tải trọng theo trạng thái ghới hạn cường độ, với các hệ số tải
trọng :
DC
1,25
1
DW
1,5
1.75
1.3
DC2
1,25
1.5
1
LL
1,75
Hệ số sức kháng :
1
Việc tính toán nội lực sẽ được tính tự động bằng phần mềm Midas, ta được
các kết quả sau:
TTGH cường độ
Uốn và kéo
1
Cắt và xoắn
0.9
Nén tại neo
0.8
Các TTGH khác
1
Biểu đồ bao momen giai đoạn khai thác ở TTGH cường độ
Hệ số điều chỉnh tải trọng :
Cường độ
Sử
dụng
Mỏi
Dẻo dai D
1 (đúng TC)
1
1
Dư thừa R
0.95
tónh)
(siêu 1
1
Quan trọng I
1.05
1
1
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
Biểu đồ bao momen giai đoạn khai thác ở TTGH sử dụng
13
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
3.3.2. Tính toán sợ bộ số lượng bó cáp dự ứng lực:
Vật liệu cáp dự ứng lực:
+
Biểu đồ lực cắt giai đoạn khai thác ở TTGH cường độ
+
+
+
+
+
Cáp sử dụng là loại tao cáp cường độ cao theo tiêu chuẩn : ASTM A416-99
Grace 270 độ chùng thấp, có các chỉ tiêu sau :
Đường kính danh định tao cáp : 15.2mm
Diện tích tao cáp:
Aps =140mm2
Giới hạn chảy
fpy =1670MPa
Giới hạn kéo đứt:
fpu =1860MPa
Mun đàn hồi :
Ep=195 Gpa
Lực căng 1 tao dự kiến : 195kN
+ Ứng suất ban đầu trong cáp :
f pj
195000
1393Mpa 0,9.f py 1674
140
Biểu đồ lực cắt giai đoạn khai thác ở TTGH sử dụng
Dựa trên biểu đồ momen, ta biết được giá trị momen lớn nhất trên dầm (chỉ
là gần đúng). Sử dụng giá trị này để chọn số lượng cáp DUL cần thiết cho
dầm.
Momen dương lớn nhất :
M max
22423kNm
Momen âm lớn nhất :
Kích thước đầu neo: chọn bó cáp 19 tao, với mác bê tông C50 ta coù:
M max
32956.5kNm
+
+
+
+
+
A x B x C = 310 x 250 x 164 (mm)
D = 100 mm
E = 217 mm
F = 90 mm
Lò xo gia cố (Spiral reinforcement): G = 310 mm
H = 20mm
Mô hình hóa trong midas
I = 60mm
N=7
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
14
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
3.3.3. Bố trí cáp cho dầm:
Tính số bó cáp:
Số bó cáp được tính sơ bộ theo công thức:
n 1,1.
Cường độ kéo đứt nhỏ nhất: Fpu= 1860.140.19 = 4947600 N = 4.94 MN, tra biểu
đồ ta được Lmin = 1m, Rmin = 6.5m
Mu
0,855.Fpu .h
Trong đó :
Mu: momen lớn nhất trên chiều dài dầm ở trạng thái cường độ
M max
32956.5kNm 32956.5 10 Nmm
Fpu: lực kéo đứt nhỏ nhất của bó cáp DUL. Chọn loại bó 19 tao đường kính
15.2mm, có cường độ kéo đứt nhỏ nhất :Fpu= 1860.140.19 = 4947600 N
h=1660 mm : Chiều cao dầm
Thay vào :
n 1.1
32956.5 106
4.7
0.855 4947600 1660
Do còn nhiều mặt chưa xét đến được : Độ dốc dọc của cầu, lún lệch gối, vì
vậy nội lực có thể lớn hơn giá trị tính toán. Để an toàn cho kết cấu, ta chọn
bố trí 8 bó cáp
Các thông số cáp DUL:
+ Diện tích ống gen:
Apo 8..R 2 8..502 62800 mm2
+ Diện tích cáp DUL:
Aps 8.19.140 21280 mm2
+ Hệ số qui đổi thép DUL sang BT :
n
E pu
Bố trí cáp DUL đầu dầm
Ec
'
3 1,5
Modun đàn hồi của betông : E c 0,043.1,5
c . f c 0,043.(2,5.10 ) . 50 38007 Mpa
n
E pu
Ec
197.103
5,13
38007
Bố trí cáp DUL tại giữa nhòp
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
15
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
Gọi x’ :là trọng tâm của tiết diện betông đặc –không khoét lỗ tính từ mép
dưới dầm (kết quả xuất ra từ Midas).
x’ =864.8 mm
Ioo : Momen quán tính của tiết diện betông đặc – không khoét lỗ đối với trục
đi qua mép dưới dầm (kết quả xuất ra từ Midas).
Ioo =2.98x1012 mm4
Bố trí cáp DUL tại trụ
Momen tónh của lỗ rỗng đôí với trục X’ :
K x Apo ( x' (h d ps )) 62832 (864.8 810) 3443193.6mm3
Độ lệch tâm :
C
K x ' 3443193.6
0.25
Ao
13916568
Tọa độ trọng tâm của tiết diện bị giảm yeáu:
ybo x ' C 864.8 0.25 865.05
Bố trí cáp theo chiều dài dầm
3.4. Đặc trưng hình học
Giai đoạn 2 : Tiết diện bít lỗbởi cáp DUL :
Momen tónh của cáp DUL lấy đối với TTH của tiết diện giai đoạn 1 :
Xét tại mặt cắt ñaàu daàm:
Koo n.Aps .(d ps yto ) 5.13 21280 (850 794.95) 6009610.32mm3
Tọa độ trọng tâm cáp so với mép dưới dầm hộp :
yn
n
i i
i
Momen quán tính:
I o I oo ApoC 2 2.98 1012 62832 0.252 2.98 1012
Giai đoạn 1: Tiết diện bị giảm yếu do có đặt ống gen.
ytb
yto h ybo 1660 865.05 794.95
4 1370 4 250
810mm
8
Với n=5,13 : hệ số qui đổi từ cáp DUL sang betông.
Diện tích tiết diện gđ 2 :
Ag Ao Aps 13979400 21280 14000680mm2
Tọa độ trọng tâm cáp so với mép trên dầm hộp :
d ps h ytb 1660 810 850mm
Độ lệch tâm :
Diện tích đặc của mặt cắt (tính trong Midas): A= 13979400 mm2.
Diện tích ống gen :
ytg yto C 794.95 0.43 795.38
Diện tích tiết diện khoét lỗ :
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
K o o 6009610.32
0.43mm
Ag
14000680
Tọa độ trọng tâm của tiết diện giai đoạn 2:
Dtb2
100 2
Apo 8. .
8. .
62832mm 2
4
4
Ao A Apo 13979400 62832 13916568mm
C'
2
ybg h ytg 1660 795.38 864.62
Momen quán tính:
16
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
Với :
2
I g I o Aps C ' 2.98 1012 21280 0.432 2.98 1012 mm 4
Giai
đoạn
giai
đoạn 1
I-I
II-II
III-III
IV-IV
V-V
fPA : Mất mát ứng suất do ép sát neo.(Mpa)
ytb
810
229.92
150
810
1470
fPF : Mất mát ứng suất do ma sát .(Mpa)
dps
850
1430.08
1510
850
190
fPES : Mất mát ứng suất do nén đàn hồi .(Mpa)
Apo
62832
62832
62832
62832
62832
A0
13853736
13853736
13853736
13853736
13853736
Kx’
-3443193.6
-39890780.1
C
-0.25
-2.88
ybo
865.048539
867.679424
868.0418918 865.04853
862.055186
yto
794.951
792.320576
791.9581082 794.95146
797.944813
Io
2.98E+12
2.98E+12
K0-0
Ag
giai
đoạn 2
fPT : Là tổng các mất mát ứng suất.(Mpa)
Mặt cắt
Thôn
g soá
C'
-44912313.6 -3443193.6
-3.24
2.98E+12
-0.25
2.98E+12
6009450.82 69621900.39 78386048.38 6009450.8
13875016
13875016
13875016
38025926.4
2.74
2.98E+12
-66367146.7
13875016
13875016
0.43311307 5.017788836 5.649438414 0.4331130
-4.7832122
fPR 2 : Mất mát ứng suất của cốt thép do trùng nhảo của cốt thép trong
quá trình
khai thác.(Mpa)
fPSR :Mất mát ứng suất do co ngót của bê tông.(Mpa)
fCR : Mất mát ứng suất do biến dạng từ biến .(Mpa)
3.5.1. Các mất mát ứng suất tức thời:
a. Mất mát ứng suất do ma saùt: fPF
f PF f pj 1 e( kx)
x : là khoảng cách từ đầu dầm cho đến vị trí ta tính mất mát ứng suất.
: Tính bằng rad.
Ytg
795.38
797.34
797.61
795.38
793.16
Ta tính mất mát ứng suất tai các vị trí các mặt cắt.
Ybg
864.62
862.66
862.39
864.62
866.84
Hệ số ma sát: Sử dụng tao cáp có ống thép mạ cứng nên
Ig
2.98E+12
2.98E+12
2.98E+12
2.98E+12
2.98E+12
k 6.6 107 ; 0.2 (bảng 5.9.5.2.2.b-1 Mục 5.9.5.2.2b tiêu chuẩn)
3.5. Tính tốn mất mát ứng xuất
ng suất trong cáp tối đa cáp DƯL:
Chọn
fpj 1393MPa
Khi tạo DƯ L trong quá trình căng cáp thì ứng suất trong cáp sẽ bị mất mát
một phần. Do đầy là dầm căng sau nên tổng các mất mát ứng suất được tính
là:
fPT fPA fPF fPES fPR 2 fPSR fPCR
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
17
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
Mặt cắt
Nhóm
cáp 2
Trung
bình
MC
I-I
MC IIII
MC III- MC IVIII
IV
MC VV
0
5500
11000
16500
22000
1 (rad )
0
0.1
0.12
0.54
0.54
fPF 1 (MPa)
0
32.13
42.35
154.24
234.14
2 (rad )
0
0
0.012
0.54
0.54
fPF 2 (MPa)
0
4.98
13.23
101.83
185.16
fPF (MPa)
0
18.55
27.79
128.03
209.65
x (mm)
Nhóm
cáp 1
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
Mặt cắt
MC I-I
MC IIII
MC
III-III
MC
IV-IV
MC VV
fPA (MPa)
52.7
52.7
52.7
52.7
52.7
c. Mất mát ứng suất do nén đàn hồi fPES
Mất mát ứng suất do nén đàn hồi trên dải bản được xem là bằng nhau và
bằng mất mát tại mặt cắt V-V và được xác định theo công thức:
f PES
N 1
E
f cpg P
2N
Eci
Với:
N là số lần căng cáp: N=8.
b. Mất mát ứng suất do ép sát neo: fPA
Gọi độ tụt neo là 3 12mm .
Chọn độ tụt neo 6mm để tính.
Mất mát ứng suất do ép sát neo ở đầu là lớn nhất và nó giảm dần vào
trong.
Gọi x là chiều dài ảnh hưởng của ứng suất ép sát neo,tại mặt cắt II-II được
xác định theo công thức:
x
L EP
6 44409.5 195000
L 44000
102144
.
78
mm
22000mm
'
f PF
4.98
2
2
Với chiều dài trung bình của các bó cáp là:
L
L1 L2 44478.92 44340
44409.5mm
2
2
Vậy mất mát ứng suất do ép sát neo bằng nhau trên mọi mặt cắt, được xac
định:
f PA
6
EP
195000 52.7 MPa
L/2
22204.75
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
Eci: modun đàn hồi của bê tông sau thời gian t=5 ngày
f ci'
t
5
f c'
50 30.3MPa
4 0.85t
4 0.85 5
ECi 0.043 25001.5 30.3 29587MPa
fcpg :
ứng suất trong bê tông tại trọng tâm của cáp DƯ L do lực căng cáp
và trọng lựơng bản thân dải bản gây ra và được xác định:
f cpg
Pi Pi e 2 M DC
e
Ao
Io
Io
+ : M DC 20841100000 Nmm Mô men lớn nhất tại mặt cắt V-V do tĩnh tải giai
đoạn 1 gây ra
+ Độ lệch tâm: e 1470 950.8 519.2mm
+ Pi lực căng cáp được xác định.
Pi fpi APS cos fpi APS (cos1III +cos2III )
18
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
fpi :
Ứng suất trong cáp DƯ L sau khi đã trừ di mất mát ứng suất tức
thời.
f pi f pj f PF f PA f PES
Để tìm fPES thì chúng ta phải dùng phương pháp giải lặp vì fpi cũng chưa biết.
Chọn fPES 0 ta tìm được fpi fcpg fPES đến khi nào fPES (chọn) = fPES (tính) thì đó
là giá trị cần tìm.
* Tiến hành lặp lần thứ nhất:
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
f cpg
Pi Pi e 2 M DC
e
Ao
Io
Io
29643040 29643040 519.2 2 2084110000 0
519.2
13979400
2.98 1012
2.98 1012
1.17 MPa
f PES
- Tính lại:
f pi f pj f PF f PA f PES 1393 209.65 52.7 3.37 1127.28MPa
- Giả sử: f pES = 0
- Ứng suất cáp truyền vào dầm là:
fpi = fpj = 1393 MPa
- Giới hạn chảy fpy = 0.9fpu = 1674 MPa
- Lực căng cáp:
Pi = Aps.fpi = 21280.1393 = 29643040 (N)
- Moâ men do trọng lượng bản thân dầm :
M DC 20841100000 Nmm
f cpg
Ao 13949700mm
- Mô men quán tính giai ñoaïn 1:
I o 2.98 1012 mm 4
f PES
Ao
f pi Aps e 2
Io
M DC
e
Io
N 1
E
8 1
195000
f cpg P
0.25
0.72MPa
2N
Eci 2 8
29587
- Tính lại:
f pi f pj f PF f PA f PES 1393 209.65 52.7 0.72 1129.93MPa
f cpg
f pi Aps
Ao
f pi Aps e 2
Io
M DC
e
Io
1129.93 21280 1129.93 21280 519.2 2 20841100000
519.2
13979400
2.98 1012
2.98 1012
0.26MPa
- Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến trọng tâm nhóm cáp DƯL:
e =519.2 mm
f pi Aps
1127.28 21280 1127.28 21280 519.2 2 2084110000 0
519.2
13979400
2.98 1012
2.98 1012
0.25MPa
- Diện tích giai đoạn 1:
2
N 1
E
8 1
195000
f cpg P
1.17
3.37 MPa
2N
Eci 2 8
29587
f PES
N 1
E
8 1
195000
f cpg P
0.26
0.75MPa
2N
Eci 2 8
29587
- Tính lại:
f pi f pj f PF f PA f PES 1393 209.65 52.7 0.75 1130 MPa
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
19
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
c2 biến dạng của bê tông tại trọng tâm cáp sau khi thi công xong giai đoạn
Đạt!!!
Cuối cùng ta được lực căng cáp:
2.
C1
Pi = Aps.fpi = 21280 × 1130 = 24046400 (N)
f cpg
Pi Pi e
M
DC e
Ao
Io
Io
2
C2
24046400 24046400 519.2 2084110000 0
519.2
13979400
2.98 1012
2.98 1012
0.26 MPa
2
Mất mát do co ngắn đàn hồi:
f PES
N 1
E
8 1
195000
f cpg P
0.26
0.75MPa
2N
Eci 2 8
29587
3.5.2. Các mất mát ứng suất theo thời gian:
a. Mất mát ứng suất do co ngót: fPSR
Độ ẩm tương đối bao quanh kết cấu chọn H=70.
Ta có:
f PSR 93 0.85 H 93 0.85 80 25MPa
b. Mất mát ứng suất do từ biến:
Ta xem biến dạng từ biến trong bê tông là bằng nhau tai các vị trí, xét tai mặt
cắt V-V vì nội lực do tỉnh tải gây ra tai mặt cắt náy là lớn nhất.
cr f PCR E p cr
cr biến dạng được xác định tại trọng tâm của bó cáp
cr = (t , ti ) c
c biến dạng đàn hồi của bê tông tai trọng tam bó cáp.
fcpg
ECi1
fcdp
ECi 2
Biến dạng do từ biến được xác định từ công thức:
fPCR nCR ,TR fcpg nCR ,LT fcdp
Với thời gian sau thời gian ti1 = 5 ngày bắt đầu căng cáp, ti2 = 30 ngày bắt đầu
thi công lan can, lề bộ hành và lớp phủ bản mặt cầu, thì các hệ số quy đổi
có xét đến tính từ biến của bê tông được xác định.
nCR,TR 12
; nCR,LT 7
Với:
f cpg 0.26 MPa (xác định ở trên)
f cdp
M DW M DC 3
2245230000 0
( ytb ybg )
(1470 864.8) 4.56 MPa
Ig
2.98 1012
f PCR 12 0.44 7 4.56 26.64MPa
MDW MDC 3 (được tổng hợp trên ở giai đoạn 2 theo TTGHSD)
c. Mất mát ứng suất do chùng nhảo của cáp:
Được xác định như sau:
f PR 2 138 0.4 f PES 0.2 (f PCR f PSR )
138 0.4 1.26 0.2 (6.64 25) 137.8MPa
Tổng ứng suất mất mát tại cá mặt cắt được tổng hợp dưới bảng sau:
cr 1 (t , t1i ) C1 2 (t , ti2 ) C 2
c1 biến dạng đàn hồi của bê tông tại thời điểm cắt cáp, chịu tác dụng của
trọng lượng bản thân và lực căng cáp.
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
Bảng tổng hợp mất mát ứng suất:
Mất mát ƯS do
Kí hiệu
MC I-I
MC II-II
MC III-
MC IV-
MC V-V
20
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
III
IV
+ Lực căng cáp.
Ma sat
fPF
0
18.55
27.8
128
209.6
(Cả hai loại này đều có hệ số p 1 )
Ép sát neo
fPA
52.7
52.7
52.7
52.7
52.7
Nén đàn hồi
fPFS
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
ng suất ở thớ trên và thớ dưới của tiết diện của dải bản được xác định
như sau:
Tồng các mất
mát
1
fPT
53.96
72.51
81.76
181.96
263.56
Từ biến
fPCR
-26.64
-26.64
-26.64
-26.64
-26.64
Co ngót
fPSR
25
25
25
25
25
Chùng nhảo
fPR 2
137.8
137.8
137.8
137.8
137.8
US tức thời
Tồng các mất
mát
fPT2
136.16
136.16
136.16
136.16
MÁT ƯS
M
Pi Pi (d ps yto )
yto g yto
Ao
Io
Io
fb
M
Pi Pi (d ps yto )
yto g ybo
Ao
Io
Io
Tuy nhiên vì mặt cắt V-V chịu momen âm nên ứng suất ở thớ trên và thớ
dưới của tiết diện V-V được xác định như sau:
136.16
US dài hạn
TỒNG CÁC
MẤT
ft
ft
M
Pi Pi ( yto d ps )
yto g yto
Ao
Io
Io
fb
M
Pi Pi ( ytb ybo )
ybo g ybo
Ao
Io
Io
Với :
fPi fPj (fPA fPF fPES ) ứng suất trong cáp khi đã trừ đi mất mát Ư S tức
fPT
190.12
208.67
217.92
318.12
399.72
thời.
1
Pi (1393 f PT
) Aps cos lực căng thực tế trong cáp.
Mg Mô men do tỉnh tải giai đoạn 1 gây ra ở TTSD.
3.6. Kiểm tốn
yto khoảng cách từ mép trên của tiết điên đến truc trung hòa giai đoạn 1.
3.6.1. Kiểm toán khả năng chịu uốn của dầm trong giai đoạn truyền lực:
ybo khoảng cách từ mép dưới của tiết điên đến truc trung hòa giai đoạn 1.
Cường độ chịu nén của bê tông khi truyền lực căng cáp (t=5 ngày) là:
Ds khoảng cách từ mép trên của tiết diên đến trọng tâm các bó cáp.
fci ' 30..3 MPa
Giá trị mang dấu (-) là tiết diện chịu nén, dấu (+) là tiết diện chịu kéo
ng suất nén cho phép : 0.6fci ' 0.6 30.3MPa 18.18MPa
ng suất kéo cho phép: 0.25 fci ' 0.25 30.3 1.376MPa 1.38MPa
Tải trọng tác dụng giai đoạn này gồm:
+ Trọng lượng bản thân dải baûn.
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
MSSV: 15127093
MẶT
CẮT
fpi
MC I-I
1339.04
MC II-II
1320.5
MC III-III
1311.24
MC IV-IV
1211.04
MC V-V
1129.44
21
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI
Pi
28494771
28352416
27897949
24462680
2014585
Mg
0
1.14E10
1.15E10
2.23E8
2.25E10
yto
637.2
632.8
632.6
637.5
640.2
ybo
864.8
867.5
867.8
864.8
860.3
dps
850
1430.08
1510
850
190
Ao
13853736
13853736
13853736
13853736
13853736
Io
2.98E+12
2.98E+12
2.98E+12
2.98E+12
2.98E+12
ft
-0.76E+00
-4.43
2.60E-01
-1.57E+00
3.02E-01
fb
-3.35E+00
0.39E+00
-6.09E+00
-2.41E+00
-4.65E+00
3.6.2. Kiểm toán khả năng chịu uốn của dầm trong giai đoạn khai thác:
ng suất nén cho phép :
0.45fC ' 0.45 50 22.5MPa
ng suất kéo cho phép:
0.5 fC ' 0.5 50 3.53MPa
Ao
1326716
8
13267168
13267168
1326716
8
13267168
Io
3.22E+12
3.22E+12
3.22E+12 3.22E+12
3.22E+12
ft
1.09E+0 -1.36E+00 -1.70E+00
0
1.34E+0
0
fb
3.01E+0 -3.89E+00 -3.46E+00
0
2.17E+0 -5.93E+00
0
1.65E+00
3.6.3. Kiểm tra khả năng chịu uốn của dầm ở trạng thái giới hạn cường
độ:
Trong thực tiễn thiết kế xem ứng suất phân bố trên hình chữ nhật cạnh là
0.85f’c trên chiều cao a = 1 c (22TCN272-05 5.7.2.2)
Điều kiện kiểm tra: M n M u
Trong đó:
Mg Mô men do tỉnh tải và hoạt tải giai đoạn 1 gây ra ở TTSD.
ng suất tại thớ trên và thớ dưới của tiết diên bản gây ra bởi tải trọng
giai đoạn 2 ở trạng thái GHSD là:
MẶT
CẮT
fi
Pi
MC I-I
1199.3
MC II-II
1180.3
MC IIIIII
1120.54
2526328 25053140. 23845091.
2
16
2
MC IVIV
1069.54
MC V-V
979.12
2160441 20835673.
8.9
6
0
1.65E10
1.95E10
1.84E9
3E10
yto
702.7
699.95
699.58
702.7
705.83
ybo
957.294
960.04
960.42
957.29
954.16
dps
850
1430.08
1510
850
190
MSSV: 15127093
Mn - Sức kháng uốn danh định của bản thân tiết diện
Mu - Mô men ngoại lực tác dụng.
- Cường độ chảy của thép DƯL laø: fpy = 0.9fpu = 1674 MPa.
Mg
SVTH: TRẦN BÁ SƠN
= 0.9 - Hệ số sức kháng.
- Cường độ kéo đứt (phá hoại) của thép DƯL là: fpu = 1860 MPa.
- Hệ số k: k 2 1.04
f py
1674
2 1.04
0.28 (A 5.7.3.1.1-2)
f pu
1860
- Hệ số quy đổi vùng nén: Vì 28MPa < f’c = 50MPa < 56MPa nên ta tính 1 theo
công thức sau:
1 0.85
0.05
50 28 0.7
7
22
