Đồ án Thiết kế cầu qua sông B4 - Trần Khắc Huy

ung bình khoảng 186 MPa . 4.1.2.1.3. Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi : Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi trong cấu kiện kéo sau được xác định theo công thức : Trong đó: + N : Số lượng bó thép dự ứng lực giống nhau. + fcgp :Tổng ứng suất bê tông ở trọng tâm của các bó cốt thép ứng suất do dự ứng lực khi truyền và trọng lượng bản thân tại mặt cắt có mômen max (Mpa). + Ep :Môđun đàn hồi của cốt thép dự ứng lực (Mpa), Ep = 197000Mpa. + Eci : Môđun đàn hồi của bêtông lúc truyền lực (lúc bêtông đạt cường độ 80% f’c). Xác định fcgp : Với các bó cáp chịu mômen âm: Với các bó cáp chịu mômen dương: Trong đó : + Nps: là lực dọc do dự ứng lực gây ra tại mặt cắt. + MDC: Mômen do trọng lượng bản thân dầm gây ra. 4.1.2.1.4. Mất mát ứng suất do co ngót: Công thức: fpSR = (93 - 0,85H) Trong đó: H là độ ẩm tương đối của môi trường, lấy trung bình hằng năm; H = 70%. fpSR = 33.5 MPa 4.1.2.1.5. Mất mát ứng suất do từ biến: Công thức: fpCR =12,0fcgp - 7,0fcdp Trong đó: + fcgp:Ứng suất bê tông ở trọng tâm của các bó cốt thép ứng suất khi truyền lực. +fcdp :Thay đổi ứng suất bê tông tại trọng tâm cốt thép dự ứng lực do tải trọng thường xuyên, trừ tải trọng tác động vào lúc thực hiện dự ứng lực. Xác định fcdp: Công thức: Với: MDC mô men do trọng lượng bản thân dầm gây ra. 4.1.2.1.6. Mất mát ứng suất do tự chùng cốt thép fpR : Mất mát ứng suất do tự chùng cốt thép được tính như sau: fpR = fpR1 +fpR2 Trong đó: +fpR1 :Mất mát ứng suất tại lúc truyền lực. +fpR2 :Mất mát ứng suất sau khi truyền lực. Do kết cấu căng sau nên chỉ tính với fpR2 Công thức: fpR2 =30%[138 - 0,3fpF- 0,4fpES - 0,2(fpSR + fpCR )] (Mpa) Trong đó: + fpF : Mất mát ứng suất do ma sát (Mpa) + fpES : Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi (Mpa) + fpSR : Mất mát ứng suất do co ngót (Mpa) + fpCR : Mất mát ứng suất do từ biến (Mpa) Để đơn giản ta có thể tính mất mát ứng suất theo thời gian theo công thức : Biên trên : Trung bình : Trong đó : PPR : hệ số tỷ lệ dự ứng lực một phần =1 (5.5.4.2.1-2) Ghi chú: Tất cả mất mát sẽ do chương trình tự tính khi ta khai các thông số mất mát vào chương trình. Các thông số cơ bản như sau: Curvature Friction Factor: Hệ số ma sát kể đến độ cong của cáp > 0.2 Wobble Friction Factor: Hệ số ma sát khi có xét đến chiều dài của cáp > 0.00066 Anchorage Slip : Độ tụt neo Begin >0.006 ( Quy trình 22TCN272-05) End > 0.006 ( Quy trình 22TCN272-05) Bond Type: Tình trạng dính bám Bonded: Có dính bám Unbonded: Không dính bám Để có lực căng trong các bó cáp ta dựa vào giới hạn lực căng cáp và mất mát ứng suất: Khi kích (fpi) 0.9*fpy = 1476 MPa  Khi truyền lực(fpt) Tại neo 0.7*fpu = 1302 MPa chung 0.75 * fpu = 1395 MPa THGHSD sau mất mát (fpe) 0.8*fpy = 1339 MPa Ở đây ta sẽ bù vào lực căng phần mất mát do tụt neo, do đó lực căng cáp là : F = (0.7*fpu+186)* Aps = (0.7*1860+186) * 22*140 = 4583 (KN) 4.1.2.2. Kiểm tra ứng suất trong quá trình thi công : Tổ hợp kiểm tra ứng suất : SELF+FT +CLL+WC+PS Úng suất kéo cho phép trong thời điểm thi công là : (5.9.4.1.2) Ứng suất nén cho phép trong thời điểm thi công là : (5.9.4.1.1) Do thi công đối xứng nên ta chỉ xét ở các tiết diện thuộc 1/2 cầu và cụ thể là xét ở tiết diện đầu, cuối và ở giữa tiết diện tương ứng với các phần tử từ 3 đến 27. (Kết quả xem ở phụ lục 1.1.1, chương 2) Giá trị ứng suất nén lớn nhất : 14000 KN/m2, giá trị ứng suất kéo lớn nhất: 1577 KN/m2 so sánh với giới hạn ứng suất kéo là 1580 KN/m2 và ứng suất nén là 24000 KN/m2. Như vậy ứng suất trong các giai đoạn thi công này nằm trong giới hạn ứng suất cho phép. 4.1.2.3. Tính độ võng trong quá trình thi công : Độ võng tính toán của KCN trong giai đoạn thi công bao gồm độ võng do tĩnh tải bản thân dầm(SELF), tải trọng xe đúc ván khuôn(FT), tải trọng thi công(CLL), tải trọng bê tông tươi(WC) (võng xuống) và độ vồng do các bó cáp DƯL (PS) nhóm 1 gây ra (võng lên). Mục đích của việc tính toán độ võng trong quá trình thi công là nhằm khống chế độ võng trong một giới hạn cho phép, hoặc từ độ võng tính toán ta sẽ điều chỉnh lực căng cáp để đạt được trị số độ võng mong muốn . Giới hạn độ võng của đầu dầm hẫng : 1/300.lnhịp=266 (cm). (2.5.2.6.2) Tổ hợp tải trọng để tính toán độ võng : TỔ HỢP = SELF+FT+CLL+WC+PS Ta có kết quả kiểm tra độ võng ở phần phụ lục 1.1.2 (Chương 2) Ví dụ cụ thể : ở giai đoạn 8 Biểu đồ độ võng do tổ hợp : SELF+FT+CLL+WC gây ra là : Độ vồng do tải trọng PS gây ra là : Độ võng do tải trọng tổ hợp SELF+CE+CLL+WC+PS gây ra là : 4.2. Giai đoạn 2: (CS 12 đến CS 13) Sau khi đúc hẫng và chờ bê tông khối hợp long biên đông cứng đạt cường độ ta bắt đầu căng cáp DUL chịu mômen dương, sau đó sẽ dở xe đúc, dở giàn giáo ở đoạn đúc sát bờ và cho gối khai thác trên trụ làm việc. Sơ đồ tĩnh học: Trong giai đoạn này là dầm mút thừa chịu tác dụng của các tải trọng sau : + Trọng lượng bản thân dầm. + Tải trọng thi công (người và vật liệu thi công). + Tải trọng xe đúc ván khuôn trong quá trình thi công. + Lực căng cốt thép cường độ cao chịu mômen âm trên gối và mômen dương ở nhịp . + Tải trọng của bê tông tươi đốt hợp long: WCHL = 324 KN Giá trị của các tải trọng đã được nêu ở trên. Trong quá trình tính cốt thép ta chưa xét tới tải trọng DUL .Xét tổ hợp tải trọng ở trạng thái GHSD:(5.14.2.3.3-1) Tổ hợp(GHSD) = SELF+WC+CLL+FT Với tổ hợp tải trọng như trên sẽ gây ra biểu đồ nội lực như sau : Bảng giá trị nội lực tại các tiết diện trong giai đoạn 2 (mômen) Phần tử Tải trọng Vị trí Moment-y (kN·m) Phần tử Tải trọng Vị trí Moment-y (kN·m) 1 TTGHSD j 10741.22 14 TTGHSD j -182332.58 2 TTGHSD j 4494.41 15 TTGHSD j -161000.8 3 TTGHSD j -1589.65 16 TTGHSD j -138310.87 4 TTGHSD j -9626.74 17 TTGHSD j -114315.22 5 TTGHSD j -19633.19 18 TTGHSD j -92859.75 6 TTGHSD j -31642.06 19 TTGHSD j -73823.65 7 TTGHSD j -45705.49 20 TTGHSD j -57096.28 8 TTGHSD j -61891.7 21 TTGHSD j -42580.18 9 TTGHSD j -80283.68 22 TTGHSD j -30192.36 10 TTGHSD j -100978.87 23 TTGHSD j -19864.63 11 TTGHSD j -124088.84 24 TTGHSD j -11544.81 12 TTGHSD j -149738.01 25 TTGHSD j -5199.88 13 TTGHSD j -173845.29 26 TTGHSD j -813.5 Xét tổ hợp tải trọng ở trạng thái GHCĐ : (5.14.2.3.4-1) Tổ hợp(GHCĐ) = 1.1*(SELF+WC)+1.3*(CLL+CE) Với tổ hợp tải trọng như trên sẽ gây ra biểu đồ nội lực như sau : Với tổ hợp tải trọng như trên sẽ gây ra nội lực tại các tiết diện như sau : Phần tử Tải trọng Vị trí Moment-y (kN·m) Phần tử Tải trọng Vị trí Moment-y (kN·m) 1 TTGHSD j 10654.45 14 TTGHSD j -207897.8 2 TTGHSD j 5482.98 15 TTGHSD j -184666.3 3 TTGHSD j 2377.66 16 TTGHSD j -159123 4 TTGHSD j -4742.50 17 TTGHSD j -132045.9 5 TTGHSD j -14011.00 18 TTGHSD j -107763.1 6 TTGHSD j -25445.81 19 TTGHSD j -86141.52 7 TTGHSD j -39083.25 20 TTGHSD j -67059.59 8 TTGHSD j -54980.73 21 TTGHSD j -50410.06 9 TTGHSD j -73213.26 22 TTGHSD j -36101.64 10 TTGHSD j -93872.13 23 TTGHSD j -24059.31 11 TTGHSD j -117064.54 24 TTGHSD j -14225.69 12 TTGHSD j -142913.20 25 TTGHSD j -6564.47 13 TTGHSD j -171554.99 26 TTGHSD j -1057.65 Biểu đồ M giai đoạn khai thác: TTGHCĐ Momen trong giai đoạn khai thác: TTGHCĐ Phần tử Tải trọng Vị trí Moment-y (kN·m) 1 TTGHCĐ j 56869.26 2 TTGHCĐ 1/2 56931.29 3 TTGHCĐ j 53680.98 4 TTGHCĐ J 47250.04 5 TTGHCĐ j 37417.86 6 TTGHCĐ j 24189.72 7 TTGHCĐ j 7615.27 8 TTGHCĐ J -12002.11 Phần tử 1 tương ứng với đốt đúc trên giàn giáo, phần tử 2 là đốt hợp long, phần tử 3 đến 12 hay 17 đến 26 tương ứng là đốt K10-K1, phần tử 13 đến 16 tương ứng là đốt trên trụ. Ta nhận thấy mômen dương lớn nhất trong giai đoạn thi công (CS13) bé hơn nhiều trong giai đoạn khai thác ở cả hai trạng thái giới hạn .(KN.m) Do đó ta dựa vào giai đoạn khai thác để bố trí bó chịu mômen dương ở nhịp biên. - Bó chịu mômen dương:( tiết diện ở nhịp biên) +Ứng suất thớ dưới: Trong đó : + N'T: Lực căng trong bó cốt thép dự ứng lực chịu mômen âm. N'T =n'bfKTAbó + NT: Lực căng trong bó cốt thép dự ứng lực chịu mômen dương. NT = nbfKTAbó + e'T, eT: Khoảng cách từ trục trung hoà đến trọng tâm cốt thép dự ứng lực. + A: Diện tích tiết diện bêtông. + M: Mômen do tải trọng tác dụng gây ra tại tiết diện tính toán. + W: Mômen kháng uốn tiết diện. + n'b, nb : Số bó cốt thép cần tính. + fKT: Ứng suất cho phép khi căng kéo cốt thép: fKT = 0,75*fpu = 0,75*1860 = 1395MPa = 1,395 KN/mm2 + Abó: Diện tích một bó cáp; Abó = 3050mm2 + aT =140(mm). M. cắt Mmax/Mmin (KN.m) A (m2) Wtr/Wd (m3) ytr/yd (m) eT/e'T (m) Mmax/Mmin xA fTKxAbó n tính n chọn S7 7615.3 7.09 4.15 1.65 1.525 53992.48 4254.75 0.85 4 S8 24189.7 6.87 3.69 1.56 1.435 166183.24 4254.75 2.88 6 S9 37418 6.70 3.36 1.49 1.365 250700.60 4254.75 4.71 8 S10 47250 6.57 3.15 1.43 1.305 310432.50 4254.75 6.23 8 S11 53681 6.50 3.02 1.40 1.275 348926.50 4254.75 7.25 8 S12 56931.29 6.48 3.00 1.39 1.265 368914.76 4254.75 7.74 8 S13 56869.26 6.48 3.00 1.39 1.265 368512.80 4254.75 7.74 8 4.2.1. Duyệt mômen uốn theo THGHCĐ. Đối với tiết diện chịu mômen dương : Giá trị mômen bé hơn so với giai đoạn khai thác nên nếu kiểm tra trong giai đoạn khai thác thỏa thì trong giai đoạn này cũng thỏa Bảng tính momen kháng uốn Mn cho thớ duới, các tiềt diện nhịp biên. Mặt cắt S12 S11 S10 S9 S8 S7 fpy (Mpa) 1670 1670 1670 1670 1670 1670 fpu (Mpa) 1860 1860 1860 1860 1860 1860 Aps (mm) 24400 24400 24400 24400 18300 12200 k 0.28 0.28 0.28 0.28 0.28 0.28 β1 0.693 0.693 0.693 0.693 0.693 0.693 b (mm) 11000 11000 11000 11000 11000 11000 bw (mm) 1000 1000 1000 1000 1000 1000 hf (mm) 310 310 310 310 310 310 dp (mm) 2075 2095 2145 2245 2375 2535 c (mm) 1275.67 1277.77 1282.88 1292.52 1017.11 710.04 fps (Mpa) 1539.82 1542.36 1548.52 1560.16 1636.96 1714.13 a (mm) 884.04 885.49 889.03 895.71 704.86 492.06 Mn (KN.m) 87559.47 88452.18 90684.59 95152.09 78614.81 56178.88 Mr (KN.m) 83181.49 84029.57 86150.36 90394.49 74684.07 53369.93 So sánh Mu với Mr, ta thấy các tiết diện đều có sức kháng lớn hơn → ĐẠT. Đối với tiết diện chịu mômen âm : so sánh với giá trị trong giai đoạn đầu tiên thì giá trị trong giai đoạn này bé hơn nên tiết diện đảm bảo cường độ. 4.2.2. Duyệt tiết diện theo THGHSD: Kiểm tra ứng suất: Tổ hợp tải trọng: SELF+FT+CLL+WC+PS (Kết quả xem phần phụ lục 1.2, chương 2) Ở đây ứng suất nén lớn nhất là 13500 KN/m2 ,giá trị ứng kéo lớn nhất là 1370 KN/m2. So sánh với giá trị ứng suất nén cho phép là 24000 KN/m2 và ứng suất kéo cho phép là 1580 KN/m2 → Giá trị ứng suất đạt . 4.3. Giai đoạn 3: (CS14 đến CS15) Là giai đoạn đúc và chờ bê tông khối hợp long ở nhịp giữa đông cứng đạt cường độ 80% ta bắt đầu căng cáp DUL chịu mômen dương, sau đó sẽ dở xe đúc, ván khuôn và thi công lan can tay vịn, các lớp mặt cầu. Sơ đồ tĩnh học trong giai đoạn này là dầm liên tục ba nhịp chịu tác dụng của các tải trọng sau : + Tải trọng bản thân dầm. + Tải trọng của lan can tay vịn và các lớp mặt cầu. + Lực căng cốt thép cường độ cao chịu mômen âm trên gối và mômen dương ở nhịp . Tải trọng bản thân dầm (SELF) sẽ do chương trình tự tính. Tải trọng của lan can tay vịn và các lớp phủ mặt cầu (2ND) đã tính ở phần sơ bộ :26,41 KN/m. Trong quá trình tính cốt thép ta chưa xét tới tải trọng DUL (PS) . Xét tổ hợp tải trọng ở trạng thái GHSD:(5.14.2.3.3-1). Tổ hợp(GHSD) = SELF+2ND. Với tổ hợp tải trọng như trên sẽ gây ra biểu đồ nội lực(mômen) như sau : Xét tổ hợp tải trọng ở trạng thái GHCĐ : (5.14.2.3.4-1) Tổ hợp(GHCĐ) = 1.1*(SELF+2ND) Với tổ hợp tải trọng như trên sẽ gây ra nội lực tại các tiết diện như sau : Bảng giá trị mômen tại các vị trí tiết diện (GHSD) Element Tổ hợp Vị trí M Element Tổ hợp Vị trí M 1 TTGHSD j 13047.38 15 TTGHSD j -170096 2 TTGHSD j 10499.58 16 TTGHSD j -145435 3 TTGHSD j 4245.51 17 TTGHSD j -119441 4 TTGHSD j -4296.14 18 TTGHSD j -96310 5 TTGHSD j -15141.68 19 TTGHSD j -75921 6 TTGHSD j -28324.17 20 TTGHSD j -58161 7 TTGHSD j -43895.78 21 TTGHSD j -42933 8 TTGHSD j -61924.71 22 TTGHSD j -30154 9 TTGHSD j -82493.96 23 TTGHSD j -19757 10 TTGHSD j -105700.07 24 TTGHSD j -11689 11 TTGHSD j -131649.98 25 TTGHSD j -5920.2 12 TTGHSD j -160463.56 26 TTGHSD j -2433.3 13 TTGHSD j -187540.69 27 TTGHSD j -1464.29 14 TTGHSD j -197071 Bảng giá trị mômen tại các vị trí tiết diện (GHCĐ) Element Tổ hợp Vị trí M Element Tổ hợp Vị trí M 1 TTGHSD j 15369.30 15 TTGHSD j -184356.6 2 TTGHSD j 12673.79 16 TTGHSD j -157375.3 3 TTGHSD j 5981.69 17 TTGHSD j -128951 4 TTGHSD j -3226.75 18 TTGHSD j -103676.8 5 TTGHSD j -14969.47 19 TTGHSD j -81417.82 6 TTGHSD j -29282.84 20 TTGHSD j -62051.29 7 TTGHSD j -46224.23 21 TTGHSD j -45470.03 8 TTGHSD j -65868.68 22 TTGHSD j -31582.74 9 TTGHSD j -88307.49 23 TTGHSD j -20314.4 10 TTGHSD j -113646.83 24 TTGHSD j -11609.63 11 TTGHSD j -142004.37 25 TTGHSD j -5433.11 12 TTGHSD j -173511.93 26 TTGHSD j -1766.86 13 TTGHSD j -203136.17 27 TTGHSD j -797.7 14 TTGHSD j -213565.69 Ta thấy mômen dương lớn nhất trong giai đoạn thi công (CS15) bé hơn nhiều trong giai đoạn khai thác ở cả hai trạng thái giới hạn . Biểu đồ momẻntong giai đoạn khai thác Momen trong giai đoạn khai thác: TTGHCĐ Tiết diện Tải trọng Moment-y (kN·m) S7 TTGHCĐ -15681.73 S8 TTGHCĐ 2716.86 S9 TTGHCĐ 18020.21 S10 TTGHCĐ 30341.95 S11 TTGHCĐ 39622.08 S12 TTGHCĐ 45572.62 (giữa nhịp) TTGHCĐ 48194.71 Do đó ta sẽ dựa vào giai đoạn khai thác để bố trí mômen dương ở nhịp giữa. Tương tự như cách tính ở trên (giai đoạn 2), ta dựa vào điều kiện ứng suất (trong giai đoạn khai thác). Bảng tính số bó cáp chịu M+ giữa nhịp giữa. M. cắt Mmax (KN.m) A(m2) Wtr/Wd (m3) ytr/yd (m) eT/e'T (m) Mmax.A fTK.Abó n tính n chọn S8 2717 6.87 3.69 1.56 1.435 18664.83 4254.75 0.32 2 S9 18020 6.70 3.36 1.49 1.365 120735.41 4254.75 2.27 4 S10 30342 6.57 3.15 1.43 1.305 199346.61 4254.75 4.00 6 S11 39622 6.50 3.02 1.40 1.275 257543.52 4254.75 5.35 8 S12 45573 6.48 3.00 1.39 1.265 295310.58 4254.75 6.20 8 giữa nhịp 48195 6.48 3.00 1.39 1.265 312301.72 4254.75 6.56 8 4.3.1. Duyệt mômen uốn : (THGHCĐ) Tương tự như giai đoạn 2, đối với tiết diện chịu mômen dương : vì giá trị mômen bé hơn so với giai đoạn khai thác nên nếu kiểm tra trong giai đoạn khai thác thỏa thì trong giai đoạn này cũng thỏa Bảng tính momen kháng uốn Mn cho thớ dưới, các tiềt diện nhịp giữa Mặt cắt S12 S11 S10 S9 S8 fpy (Mpa) 1670 1670 1670 1670 1670 fpu (Mpa) 1860 1860 1860 1860 1860 Aps (mm) 24400 24400 18300 12200 6100 k 0.28 0.28 0.28 0.28 0.28 β1 0.693 0.693 0.693 0.693 0.693 b (mm) 11000 11000 11000 11000 11000 bw (mm) 1000 1000 1000 1000 1000 hf (mm) 310 310 310 310 310 dp (mm) 2375.00 2245.00 2145.00 2095.00 2075.00 c (mm) 1304.02 1292.52 1004.20 698.53 366.19 fps (Mpa) 1574.05 1560.16 1616.18 1686.35 1768.09 a (mm) 903.69 895.71 695.91 484.08 253.77 Mn (KN.m) 100964.91 95152.09 70766.99 46068.90 18444.23 Mr (KN.m) 95916.66 90394.49 67228.64 43765.45 17522.02 So sánh Mu với Mr ta thấy các tiết diện đều có sức kháng lớn hơn → ĐẠT. Đối với tiết diện chịu mômen âm : so sánh với giá trị trong giai đoạn đầu tiên thì giá trị trong giai đoạn này bé hơn nên tiết diện đảm bảo cường độ. 4.3.2. Duyệt tiết diện theo THGHSD : Kiểm tra ứng suất : Tổ hợp tải trọng để kiểm tra ứng suất là: SELF+2ND+PS. Vị trí kiểm tra ứng suất là tại đầu và cuối của mỗi đốt hay còn gọi là thanh, trong mỗi mặt cắt kiểm tra ứng suất thớt dưới và thớ trên. (Kết quả xem ở phần phụ lục 1.3, chương 2) Ở đây ứng suất nén lớn nhất là 14800 KN/m2 ,giá trị ứng kéo lớn nhất là 1560 KN/m2. So sánh với giá trị ứng suất nén cho phép là 24000 KN/m2 và ứng suất kéo cho phép là 1580KN/m2 → Giá trị ứng suất đạt . 4.4. Giai đoạn khai thác: Sau khi thi công xong các lớp mặt cầu đảm bảo chất lượng sẽ thông xe. Sơ đồ làm việc của cầu lúc này là sơ đồ cầu liên tục ba nhịp chịu các tải trọng sau: + Tải trọng bản thân dầm. + Tải trọng của lan can tay vịn và các lớp mặt cầu. + Hoạt tải. + Lực căng cốt thép cường độ cao chịu mômen âm trên gối và mômen dương ở nhịp . Tải trọng bản thân dầm (SELF) sẽ do chương trình tự tính. Tải trọng của lan can tay vịn và các lớp phủ mặt cầu (2ND) đã tính ở phần sơ bộ :31.8 KN/m. Lực căng cốt thép cường độ cao (1 bó) là 2660 KN. Hoạt tải bao gồm xe tải thiết kế, xe hai trục thiết kế và tải trọng làn. + Hoạt tải ô tô : HL- 93 (theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05). + Chiều rộng phần xe chạy : BL = 8 m + Số làn xe thiết kế : nL = 2 + Hệ số làn xe : m = 1 + Hoạt tải xe thiết kế HL-93 sẽ gồm một tổ hợp của: - Xe tải thiết kế và tải trọng làn thiết kế. - Xe hai trục thiết kế và tải trọng làn thiết kế. a. Xe tải thiết kế: Hình 1. Xe tải thiết kế theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05 b. 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. - Tải trọng làn thiết kế: 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. -Hoạt tải người đi bộ (PL): p = 3KN/m2; tải trọng phân bố đều tính cho 2 lề người đi rộng 1.5 m. 4.4.1. Kiểm tra cường độ của tiết diện trong giai đoạn khai thác: 4.4.1.1. Kiểm tra khả năng chịu uốn của tiết diện: Biểu đồ bao mômen trong giai đoạn khai thác Với mômen dương đã kiểm tra ở giai đoạn 2 và 3 . Với mômen âm ta sẽ kiểm tra ở các tiết diện sau : Mặt cắt S6 S5 S4 S3 S2 S1 fpy (Mpa) 1670 1670 1670 1670 1670 1670 fpu (Mpa) 1860 1860 1860 1860 1860 1860 Aps (mm) 42700 48800 54900 61000 67100 67100 k 0.28 0.28 0.28 0.28 0.28 0.28 β1 0.693 0.693 0.693 0.693 0.693 0.693 b (mm) 4913 4913 4913 4870 4827 4700 bw (mm) 1000 1000 1000 1000 1000 1000 hf (mm) 400 425 450 475 500 500 dp (mm) 2745 2985 3275 3585 3945 4275 c (mm) 1004.35 1256.58 1515 1778.26 2050.75 2119.32 fps (Mpa) 1669.45 1640.76 1619.08 1601.67 1589.27 1601.81 a (mm) 696.01 870.81 1049.90 1232.33 1421.17 1468.69 Mn (KN.m) 177693.64 215061.88 260001.02 310561.72 370875.39 406946.47 Mr (KN.m) 168808.96 204308.78 247000.97 295033.64 352331.62 386599.15 Mu (KN.m) 12002.11 34647.19 60499.38 89687.79 121836.92 152015.72 Kết luận OK OK OK OK OK OK 4.4.1.2. Kiểm tra khả năng chịu cắt của tiết diện: Biểu đồ bao lực cắt trong giai đoạn khai thác Giá trị - Vmin = -10525.9 - Vmax =12513.6 KN Ở đây ta sẽ kiểm tra tại vị trí có giá trị lực cắt lớn nhất Q = 12513.6 KN. (tiết diện sát trụ) Công thức: VrØ.Vn Với: Vn: Là sức kháng cắt danh định. Ø: Hệ số sức kháng cắt, Ø = 0.9 (5.5.4.2.2) Sức kháng cắt danh định Vn được lấy bằng trị số nhỏ hơn của hai trị số sau: Vn1= Vc + Vs + Vp Vn2= 0,25f’c.bv.dv + Vp Với Vc = 0,083b.bvdv Vp = 0 vì cốt thép DUL ở đây đặt thẳng. Trong đó: + bv: Bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao dv được xác định trong Điều 5.8.2.7. (bv = 600 mm) + dv: Chiều cao chịu cắt hữu hiệu được xác định trong điều 5.8.2.7 + s: Cự ly cốt thép đai. (200 mm) + b: Hệ số chỉ khả năng bêtông bị nứt chéo truyền lực kéo. + q: Góc nghiêng của ứng suất nén chéo. + a: Góc nghiêng của cốt thép ngang đối với trục dọc. (90 độ) + Av: Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s. + Vp: Thành phần dự ứng lực hữu hiệu trên hướng lực cắt tác dụng, là dương nếu ngược chiều lực cắt. + Xác định bv và dv: Với: - dv: được lấy bằng cự ly x(mm) đo thẳng góc với trục trung hoà giữa hợp lực kéo và lực do uốn nhưng không cần lấy ít hơn trị số lớn hơn của 0,9de hoặc 0,72h (mm). - bv: Bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao dv được xác định trong Điều 5.8.2.7. - a = b1.c; =2119.32 (mm) a = 0.693 x 2119.32 = 1468.7 (mm). Ta được kết quả tính như sau: Tiết diện 0.9de 0.72h de-0.5a dv(mm) bv(mm) Trên trụ 3847.5 3168 3541 3847.5 600 + Xác định b và q: Các hệ số β và θ được tra bảng phụ thuộc vào v/f’c và εx: Trong đó: + v: Ứng suất cắt trong bê tông được tính theo công thức: + εx: Ứng biến trong cốt thép chịu kéo ở phía chịu kéo do uốn của cấu kiện được xác định theo công thức: < 0,002 (*) Nếu kết quả tính toán ex theo công thức (*) là âm thì giá trị tuyệt đối của nó phải được giảm đi bằng cách nhân với hệ số Fe tính theo công thức: Trong đó: +j: hệ số sức kháng cắt quy định; j = 0.9. + Ac: Diện tích bê tông ở phía chịu kéo uốn của cấu kiện. + Aps: Diện tích thép dự ứng lực trong phía chịu kéo uốn của cấu kiện. + Nu: Lực dọc trục tính toán, lấy là dương nếu chịu nén. + Vu: Lực cắt tính toán. + As: Diện tích cốt thép thường trong phía chịu kéo uốn của cấu kiện. + Mu: Mômen tính toán. + fp0: Ứng suất trong thép dự ứng lực khi ứng suất trong bê tông xung quanh bằng không . Tính fpo = fpe + fpc. fpe: ứng suất có hiệu trong thép ứng suất trước sau mất mát. fpc: ứng suất nén tại trọng tâm tiết diện; fpc = F/A. F: Tổng lực kéo do cáp dự ứng lực gây ra. F = (fpj - Dfpf - DfpA)Aps=(1395-33.5-186)*103*22*3050*10-6= 78876 (KN). A: Diện tích bê tông. A=9.33 m2 fpc = 78876/9.33= 8454 (KN)=8.454 MPa fpo = 1339 + 8.454* = 42975 MPa. Bỏ qua cốt thép thường chịu kéo As = 0. Giả thiết q = 40 độ Bảng xác định b và q tại tiết diện trên trụ: Tiết diện Mu (Nmm) Vu (N) Nu (N) v (MPa) v/f'c ex Trên trụ 152015.72*106 12513600 595100 6.023 0.12 0.00077 Căn cứ vào v/fc và εx tra hình 5.8.3.4.2-1 ta có: Tiết Diện q b S2 34 1.67 Giá trị q tính được gần xác với giả thiết nên chọn nó để tính toán: + Xác định Vc và Vs: Cốt đai ở đây là cốt thép sườn dầm, có các đặc trựng sau: + Đường kính: 18 mm + Số nhánh: 4 nhánh - Khoảng cách giữa các cốt đai: 140mm. Bảng tính Vn và Vs: Tiết diện Av(mm2) S(mm) a (độ) Vc(KN) Vs(KN) S2 1998 140 90 3744,84 39397,3 + Kiểm toán Vn tại tiết diện sát trụ theo Điều 5.8.3 QT 22TCN 272-05: Tiết diện Vp(KN) Vn1(KN) Vn2(KN) Vn(KN) Vr = Ø.Vn Vu(KN) Kết luận S2 0 43142 25785 25785 23206 12513.6 Đạt 4.4.2. Kiểm tra hàm lượng cốt thép: 4.4.2.1. Lượng cốt thép tối đa: Hàm lượng cốt thép thường và cốt thép dự ứng lực tối đa phải được giới hạn sao cho: Với : Trong đó : c : khoảng cách từ trục trung hòa đến thớt chịu nén ngoài cùng. de : chiều cao chịu cắt có hiệu của tiết diện . As, A’s: diện tích cốt thép thường chịu kéo và chịu nén . dp, ds : khoảng cách từ trọng tâm của thép DUL và thép thường chịu kéo đến thớ chịu nén ngoài cùng . fps : ứng suất trung bình trong cốt thép DUL. Quy định hàm lượng cốt thép tối đa mục đích để kết cấu tránh phá hoại giòn do bê tông bị nén vỡ một cách đột ngột. Ở đây ta sẽ xét các tiết diện từ S1 đến S12. Từ đó ta có bảng tính toán sau Mặt cắt dp (mm) c (mm) de=dp c/de Kết luận S1 4275 1739.3 4275 0.41 OK S2 3945 1650.8 3945 0.42 OK S3 3585 1478.3 3585 0.41 OK S4 3275 1315 3275 0.40 OK S5 2985 1226.6 2985 0.41 OK S6 2745 1004.4 2745 0.37 OK S7 2535 753.91 2535 0.30 OK S8 2375 325.4 2375 0.14 OK S9 2245 256.63 2245 0.11 OK S10 2145 189.98 2145 0.09 OK S11 2095 125.17 2095 0.06 OK S12 2075 61.77 2075 0.03 OK So sánh với giới hạn ta thấy hàm lượng cốt thép tối đa đạt yêu cầu . 4.4.2.2. Lượng cốt thép tối thiểu mmin - Lượng cốt thép thường và cốt thép dự ứng lực chịu kéo phải đủ để phát triển sức kháng uốn tính toán, Mr, ít nhất bằng một trong hai giá trị sau, lấy giá trị nhỏ hơn: +1,2 sức kháng nứt Mcr được xác định trên cơ sở ứng suất đàn hồi và cường độ chịu kéo khi uốn fr của bêtông theo quy định trong điều 5.4.2.6. +1,33 lần mômen tính toán Mtt cần thiết dưới tổ hợp tải trọng - cường độ thích hợp quy định trong bảng 3.4.1.1. So sánh 2 giá trị trên ta có: 1,2 Mcr<1,33 Mtt. Þ Lượng thép tối thiểu phải thỏa mãn điều kiện: ΦMn ≥ 1,2Mcr. Trong đó: + Mcr : sức kháng nứt (mômen nứt). (TCN 5.7.3.6.2-2) + Ig : Mômen quán tính của mặt cắt nguyên khối đối với trọng tâm không tính cốt thép ( TCN 5.7.3.6.2) + yt : Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trục trung hòa. + fr: cường độ chịu kéo khi uốn (TCN 5.4.2.6). fr = 0,63.. Mặt cắt fr (KN/m2) Ig (m4) Yt (m) Mcr 1,2.Mcr Mr=ФMn Kết luận S1 4242.6 25.370 1.860 57868.7 69442.4 134834.89 OK S2 4242.6 20.370 1.690 51137.6 61365.2 108525.85 OK S3 4242.6 16.300