Luận văn Thiết kế cầu Bê tông dự ứng lực căng sau với tiết diện tính toán chữ I

323 trang hoanguyen 3670

Download

Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Luận văn Thiết kế cầu Bê tông dự ứng lực căng sau với tiết diện tính toán chữ I", để tải tài liệu gốc về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên

Tài liệu đính kèm:

luan_van_cau_duong_2.doc

Nội dung text: Luận văn Thiết kế cầu Bê tông dự ứng lực căng sau với tiết diện tính toán chữ I

PHẦN MỞ ĐẦU 1. YÊU CẦU CHUNG: Thiết kế cầu bêtông dự ứng lực căng sau với tiết diện tính toán chữ I, theo tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN-272-05, các thông số ban đầu của yêu cầu thiết kế: Chiều dài nhịp : L = 33 (m) Bề rộng lòng đường : B = 2x4.0=8.0 (m) Bề rộng lề bộ hành đồng mức : Bbộhành = 1.50 (m) Hoạt tải thiết kế : HL-93 và tải trọng người Cấp bêtông dầm chính : 40MPa 2. TRÌNH TỰ TÍNH TOÁN: 2.1 Tính toán lan can và dải phân cách : Kiểm toán khả năng chịu lực va xe của dải phân cách Kiểm toán khả năng chịu lực của thanh tay vịn và trụ lan can 2.2 Tính toán bản mặt cầu : Lập sơ đồ tính Tính toán nội lực và xác định nội lực lớn nhất trong bản Thiết kế cốt thép chịu momen dương và âm Kiểm toán bản mặt cầu ở trạng thái giới hạn sử dụng 2.3 Tính toán dầm ngang : Lập sơ đồ tính Tính toán nội lực và xác định nội lực lớn nhất trong dầm ngang Thiết kế cốt thép chịu momen dương và âm Kiểm toán dầm ngang ở trạng thái giới hạn sử dụng 2.4 Tính toán dầm chính : Lập sơ đồ tính Xác định nội lực và tổ hợp tải trọng ở TTGH cường độ và TTGH sử dụng Sơ bộ chọn và bố trí cáp DƯL Xác định mất mát ứng suất tức thời và mất mát dài hạn Tính toán khả năng chịu uốn trong giai đoạn truyền lực căng
Tính toán khả năng chịu uốn ở trạng thái giới hạn cường độ Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu Thiết kế cốt đai chịu lực cắt Kiểm toán khả năng chịu kéo của cốt thép dọc
CHƯƠNG 1: LAN CAN Maët caét ngang caàu 1500 8000 1500 250 1500 4000 4000 1500 250 1.5% 2% 2% 1.5% 900 5@1940=9700 900 1.1.TÍNH TOÁN LAN CAN : Chọn sơ bộ lan can có hình dạng và kích thước như hình vẽ: 100 1990 120 120 OÁNG THEÙP TAY VÒN OÁNG THEÙP LIEÂN KEÁT daøy 6mm daøy 6mm 1.1.1.Thanh lan can nằm ngang : 3 -5 3 Làm bằng thép CT3 có trọng lượng riêng :  = 7.85 T/m = 7.85 10 N/mm ; Đường kính ngoài : D = 100 mm; Đường kính trong : d = 88 mm;
Chiều dày thành ống :  = 6 mm; D2 d2 1002 882 Diện tích tiết diện ngang của ống : A 1772mm2 o 4 4 Tải trọng tác dụng lên thanh lan can : -5 a. Trọng lượng bản thân : Wbt = .A0 = 7.85 10 1772 = 0.139 N/mm; b. Hoạt tải tính toán : W = 0.37 N/mm (cả phương đứng và ngang); P = 890 N; Ta có sơ đồ tính toán như hình vẽ : W+Wbt W P 20 00 Sơ đồ tải trọng tác dụng lên thanh lan can Môment theo phương thẳng đứng tại giữa thanh do tải trọng bản thân và hoạt tải phân bố W : 1.75WL2 1.25W L2 M bt y 8 8 1.75 0.37 20002 1.25 0.139 20002 8 8 410625N.mm Mômen theo phương ngang tại giữa thanh do hoạt tải phân bố W: 1.75WL2 M x 8 1.75 0.37 20002 323750N.mm 8 Tổ hợp mô men tại mặt cắt giữa nhịp :
1.75PL 1.75 890 2000 M M2 M2 3237502 4106252 x y 4 4 1301652.43N.mm 1.1.2.Kiểm tra khả năng chịu lực của thanh lan can nằm ngang : Điều kiện kiểm tra : Mn Mu Mômen kháng uốn của tiết diện thanh lan can: S D3 d3 1003 883 31271.41mm3 32 32 Sức kháng uốn danh định của thanh lan can : Mn FyS 210 31271.41 6566996.1N.mm 2 Với : Fy 210N / mm : Cường độ chảy của thép CT3 Với kết cấu chịu uốn ở trạng thái giới hạn cường độ, hệ số sức kháng: 1 Mn 6566996.1N.mm Mu M 1301652.43N.mm Vậy thanh lan can đủ khả năng chịu lực. 1.1.3.Kiểm tra khả năng chịu lực của cột lan can thép : 5 R7 OÁng theùp tay vòn P1 P2 Taám theùp T1 0 6 3 Taám theùp T2 0 5 4 3 7 7 P1 Ñöôøng haøn goùc h=6mm 0 0 3 A A 200 190 200 0 TAÁM THEÙP T1 5 TAÁM THEÙP T2 3 daøy 5mm daøy 5mm 0 TL 1:20 TL 1:20 2 100 1 250 MAËT CAÉT A-A COÄT LAN CAN TL 1:20 TL 1:20 Cấu tạo cột lan can Kiểm tra khả năng chịu lực của cột lan can tại tiết diện chân cột (mặt cắt A-A). Điều kiện kiểm tra : Mn Mu Ngoại lực tác dụng :
P1 L W 2000 0.37 740N P2 P 890N Mômen do ngoại lực tác dụng tại mặt cắt A-A : Mu P1 P2 h P1 h1 740 890 660 740 300 1297800N.mm Mômen quán tính của tiết diện : 2 120 53 200 5 5 1903 I 120 5 2 14267916.67mm4 A A 12 2 2 12 Mômen kháng uốn của tiết diện : I 14267916.67 S A A 7133958.33mm3 A A 2 2 Sức kháng uốn danh định của cột lan can : Mn FySA A 210 7133958.33 1498131250N.mm 2 Với : Fy 210N/ mm : Cường độ chảy của thép CT3 Với kết cấu chịu uốn ở trạng thái giới hạn cường độ, hệ số sức kháng : 1 Mn 1498131250N.mm Mu 1297800N.mm Vậy cột lan can đủ khả năng chịu lực.
CHƯƠNG 2. BẢN MẶT CẦU 1. Chọn chiều dày bản Chiều dày tối thiểu của bản mặt cầu BTCT theo AASHTO là 175mm. chiều dày tối thiêu theo điều kiện chịu lực phụ thuộc vào nhịp bản S S 3000 1940 3000 hmin = 164.66mm 175mm 30 30 Trong đó S = 1940mm: Chiều dài nhịp bản ( khoảng cách giữa các dầm chủ ) Chọn h2 = 200mm làm chiều dày chịu lực của bản mặt cầu ’ 2 Bê tông : fc =28MPa = 28N/mm ; Tải trọng bản thân của bản mặt cầu: 5 3 DC2  hf 1 2.4 10 200 1 4.8 10 N / mm / mm Chọn lớp phủ mặt cầu có cấu tạo như hình
Tỷ trọng lớp bê tông atphan :2250Kg/m3 Tỷ trọng lớp phòng nước : 1500 Kg/m3 Tải trọng lớp phủ tác dụng lên bản mặt cầu : DW DWpn DWnhua 1.5 10 5 10 1 2.25 10 5 75 1 1.84 10 3 N / mm / mm 2. Sơ đồ tính toán bản mặt cầu : Bản mặt cầu sẽ được tính toán theo 2 sơ đồ: bản cong xon và bản dầm, trong đó phầm bản dầm đơn giản được xây dựng từ sơ đồ dầm liên tục do đó sau khi tính toán dầm đơn giản xong phải nhân hệ số kể đến tính liên tục của bản mặt cầu. 1.5% 900 1940 1940 ñeå ñôn giaûn ta tính theo sô ñoà Hình veõ sô ñoà tính baûn maët caàu 3. Tính nội lực cho bản cong xon ( bản hẫng):
1.5% 900 Hình veõ sô ñoà tính cho baûn cong xon 3.1 Tải trọng tác dụng lên bản cong xon ( bản hẫng) 3.1.1 Tỉnh tải Xét tỉnh tải tác dụng lên dải bản rộng 1000mm theo phương dọc cầu: Coät vaø thanh lan can baèng theùp g n â o t â e b n à a h p n a a Leà boä haønh æ c v n ù a L o B Baûn maët caàu Tỉnh tải tác dụng lên bản cong xon  Trọng lượng bản thân: 5 DC2 = 1000 hf  c 1000 200 2.5 10 5N / mm  Trọng lượng lan can, lề bộ hành Trọng lượng bê tông: 5 P1 = 1000 b1 h1  c 1000 250 650 2.5 10 4062.5N / mm Trong đó: b1 = 250mm: bề rộng của lan can phần bê tông h1 = 650mm chiều cao của bê tông phần bê tông Trọng lượng lề bộ hành người đi: ( tải này được chia đôi bó vỉa nhận một nửa và lan can phần bê tông chịu một nửa) b h  1000 100 1000 2.5 10 5 1000 P 2 2 c 1250N 2 2 2
Trọng lượng thanh lan can tay vịn: Trên 1 nhịp có 2 thanh 100 dày 4mm, dài 2000mm Một thanh lan can có trọng lượng D2 d 2 1002 922 P'  L 7.85 10 5 3.14 2000 190N 3 s 4 4 Trên toàn chiều dài có 15 nhịp trọng lượng toàn bộ thanh lan can là: ' '  P3 11 2 P3 11 2 190 4180N Trọng lượng cột lan can : Một cột lan can được tạo bởi 3 tấm thép T1.T2, T3 và 2 ống thép liên kêt 90 dày 4mm, dài 120mm ( Hình vẽ chi tiết cột Lan can)  92 OÁng lieân keát  92 Chi tieát T1 Chi tieát T2 Chi tieát T3 Cột lan can = Tấm thép T1+ Tấm thép T2+ Tấm thép T3+ ông liên kết: Trọng lượng tấm thép T1= 122.46N Trọng lượng tấm thép T2= 51.92N Trọng lượng tấm thép T3= 19.39N Trọng lượng ống thép 90 =2.04N " Trọng lượng cột lan can: P3 122.46 51.92 19.39 2.04 195.82N Khoảng cách giữa 2 cột lan can là 2000mm trên chiều dài nhịp 33000mm co 17 cột Trọng lượng toàn bộ cột lan can: " "  P3 P3 17 195.82 17 3328.77N Trọng lượng toàn bộ thanh lan can và cột lan can là: ' "  P3 P3 4180 3328.77 7508.77N Ta quy đổi một cách gần đúng toàn bộ trọng lượng nỳa thành lực phân bố dọc có giá trị P' P" 7508.77  3  3 0.22N / mm Ltt 33000
Suy ra trọng lượng lan can phần thép trên 1000mm chiều dài bản P3 =0.23x1000 =220N Vậy trọng lượng toàn bộ lan can lề bộ hành trên 1000mm chiều dài bản mặt cầu tác dụng lên bản hẫng: DC3 = P1+ P2+P3 =4062.5+1250+220 = 5532.5N 3.1.2 Hoạt tải Hoạt tải tác dụng cho dải bản rộng 1000mm trong trường hợp này chỉ có người đi bộ truyền xuống ( hoạt tải này được chia đôi bó vỉa nhận một nữa và lan can phần bê tông nhận một nữa, tức là lưck tập trung tại đầu bản cong xon) PL 1000 b 3 10 3 1000 1500 P 2250N ( b = 1500mm bề rộng phần lề đi PL 2 2 bộ) 3.2 Nội lực trong cong xon 1.5% 900 PLL+DC3= 2250+5532.5=7782.5N DC2=5N/mm  Sơ đồ tính nội lực: ( Hình vẽ ) Hình veõ sô taûi troïng taùc duïng leân baûn haãng Xét hệ số điều chỉnh tải trọng  D R 1 Trong đó: D = 0.95 ( hệ số dẻo cho các thiết kế thông thường và theo đúng yêu cầu) R = 1.05 ( hệ số quan trọng) 1 = 0.95 ( hệ số dư thừa, mức thông thường)  0.95 x1x1 = 0.95 Giá trị mô men tại ngàm: 2 Lb M   DC DC2  DC DC3 b  PL PPL b 2 Lb = 1050mm: chiều dài bản hẫng) Trạng thái giới hạn cường độ:  DC 1.25; PL 1.75; 0.95
9002 MU 0.95 1.25 5 1.25 5532.5 900 1.75 1940 900 10551501.56Nm 2 m Trạng thái giới Sử dụng:  DC 1.0; PL 1.0; 0.95 9002 M s 1.0 1.0 5 1.0 5532.5 900 1.0 1940 900 6741775Nmm 2 3.3 Nội lực cho bản dầm cạnh dầm biên: Bản đặt trên 2 gối là 2 dầm chủ , nhịp của bản là khoảng cách giữa 2 dầm, L=1940, cách tính ta sẽ tính như dầm đơn giản đặt trên 2 gối , xét cho dải bản rộng 1000mm 3.3.1 Tỉnh tải và nội lực do tỉnh tải tác dụng lên dầm biên 3.3.1.1 Tỉnh tải: 5 Trọng lượng bản thân: DC2 = 1000 hf  c 1000 200 2.5 10 5N / mm Trọng lượng lề bộ hành truyền xuống bó vỉa b h  1000 100 1000 2.5 10 5 1000 P 2 2 c 1250N 2 2 2 5 Trọng lượng bó vỉa P4 b4 h4  c 1000 200 300 2.5 10 1000 1500N / mm b2 = 100mm chiêù dày lề bộ hành, b4 = 200mm chiều rộng bó vỉa, h4 = 300mm chiều cao bó vỉa, do đó DC3 = P2+ P4 =1250+1500=2750N Trọng lượng lớp phủ mặt cầu:  Tổng chiều dày lớp phủ mặt cầu: hDW 85mm ' 5  Trọng lượng riêng lớp phủ:  c 2.3 10 N / mm ' 5 DW = hDW 1000  c 85 1000 2.3 10 1.955N / mm 3.3.1.2 Nội lực: Sơ đồ tinh như sau:
1.5% 1940 DC3=2750N DW=1.955N/mm DC2=5N 900 1040 1940 Hình veõ sô ñoà tính baûn daàm ' " Với L2 900mm;L2 1040mm, L2 1940mm Xét hệ số điều chỉnh tải trọng: Xét hệ số điều chỉnh tải trọng  D R 1 Trong đó: D = 0.95 ( hệ số dẻo cho các thiết kế thông thường và theo đúng yêu cầu) R = 0.95 ( hệ số dư thừa, bản dầm có tính dư ) R = 1.05 ( hệ số quan trọng)  0.95 x0,95x1.05 = 0.95 DC L2 DW L2 DC L' DC DW 2 2 '' ' 2 3 2 M  1.25  DW L2 (L2 L2 )  DC 8 4 2 2 Trạng thái giới hạn cường độ:  DC 1.25; DW 1.5; 0.95 5 19402 1.955 19402 2750 9002 DC DW M u 0.95 1.25 1.5 1040 (1940 900) 1.25 8 4 2 2 =4511508.61N.mm Trạng thái giới hạn sử dụng:  DC 1.0; DW 1.0; 1.0 5 19402 1.955 19402 2750 9002 DC DW M u 1.0 1.0 1.0 1090 (1940 900) 1.0 8 4 2 2 =3.11384828x106 N.mm 3.3.1.3 Hoạt tải và nội lực do hoạt tải tác dụng lên bản dầm 3.3.1.4 Hoạt tải Gồm có 2 hoạt tải: Tải trọng người đi truyền xuống bản mặt cầu thông qua bó vỉa, tải trọng xe 3 trục đặt như hình trên ' " '" Với L2 5750mm;L2 1040mm;L2 150mm
Tải người: lực tập trung có giá trị như sau PL 1000 b 3 10 3 1000 1500 P 2250N PL 2 2 Trong đó b=1500mm bề rộng lề bộ hành Tải xe 3 trục: đặt một bánh xe 3 trục ( hình vẽ sau) 600 1.5% 680 1940 680 P =1800N P =106.61N 900 1040 1940 Taûi troïng ñoäng taùc duïng leân baûn bieân 3.3.1.5 Nội lực: Sơ đồ tính được thể hiện như trên hình vẽ: - Bề rộng bánh xe tiếp xúc với bản mặt cầu 510mm - Diện tích truyền tải của bánh xe xuống bản mặt cầu b 510 2 h 510 2 85 680mm 1 DW ' b1 b1 680mm p 145000 - Giá trị tải p: p 106,6N / mm 2 b1 2 680 - Diện làm việc của bản: Khi tính mô men âm tại gối : SW 1220 0.25 L2 1200 0.25 1940 1705mm Khi tính mô men dương tại gối : SW 660 0.55 L2 660 0.55 1940 1727mm - Giá trị mô men tại giữa nhịp: Do tải 3 trục:
SW 660 0.55 L2 660 0.55 1940 1727mm b' 1 L 1 LL ' '" 1 2 '" 2 M   LL (1 IM ) 1.2 p b1 (L2 L ) ( L2 ) 2 2 2 2  Trạng thái giới hạn cường độ  LL = 1.75 (1+IM) = (1+0.25) = 1.25 ; với IM = 0.25 ó  = 0.95 LL 680 1 1940 2 1 MU 0.95 1.75 (1 0.25) 1.2 106.6 680 (1940 150 ) ( 150) 2 2 2 2 = 130736648N.mm  Trạng thái giới hạn sử dụng:  LL = 1, IM = 0.25, = 1 LL 680 1 1940 2 1 M S 1 1 (1 0.25) 1.2 106.6 680 (1940 150 ) ( 150) 2 2 2 2 =78494500N.mm Do tải trọng người:  Trạng thái giới hạn cường độ: = 0.95,  PL = 1.75 P L' 1940 900 LL PL 2 MU   PL . 0.95 1.75 1370731.25M.mm 2 2  Trạng thái giới hạn sử dụng: = 1.0,  PL = 1.0 P L' 1940 900 LL PL 2 MU   PL . 1.0 1.0 824500M.mm 2 2 Giá trị mô men tại giữa nhịp do tĩnh tải và hoạt tải gây ra có xet đến tính liên tục của bản mặt cầu ( với dải bản 1000mm) được tính như sau:  Trạng thái giới hạn cường độ - Tại gối : M LL 1000 M g 0,7 M DC DW u M PL u u SW U 130736648 0,7 4511598.61 1370773125 5683926.17(N.mm) 1705 - Tại giữa nhịp:
M LL 1000 M g 0,5 M DC DW u M PL u u U SW 130736648 0,7 4511598.61 1370773125 40106549.91(N.mm) 1727  Trạng thái giới hạn sử dụng - Tại gối : M LL 1000 M g 0,7 M DC DW S M PL u S S SW 78494500 0,7 3113848.2 824500 39483324.68(N.mm) 1705 - Tại giữa nhịp: M LL 1000 M g 0,5 M DC DW S M PL S u S SW 78494500 0,5 3113848.2 824500 23870354.47(N.mm) 1727 3.4 Tính nội lực cho bản dầm giữa: 3.4.1 Tỉnh tải và nội lực do tỉnh tải tác dụng lên dầm biên 3.4.1.1 Tỉnh tải: Cũng giống như trường hợp ản dầm cạnh biên nhưng đối với bản dầm giữa thì sẽ không có tải trọng bó vỉa và tải trọng lớp phủ mặt cầu sẽ phân bố đầy dầm 5 Trọng lượng bản thân: DC2 1000 hf  c 1000 200 2.5 10 5N / mm Trọng lượng lớp phủ mặt cầu: hDW 85mm 5 3 Khối lượng riêng lớp phủ  c 2.3 10 N./ mm 5 DW hDW 1000  c 85 1000 2.3 10 1.955N / mm 3.4.1.2 Nội lực: Sơ đồ tính như sau:
5 8 0 0 2 1940 DC2=5N DW=1.955N/mm 1940 Hình veõ sô ñoà tính tónh taûi cho baûn daàm giöõa Hệ số điều chỉnh tải trọng lấy như dầm biên Giá trị mô men dương tại giữa nhịp : DC L2 DW L2 DC DW 2 2 2 M   DC  DW 8 8 - Trạng thái giới hạn cường độ  DC 1.25 ;  DW 1.5 ;  0.95 5 19402 1.955 19402 DC DW M U 0.95 1.25 1.5 4103911.76N.mm 8 8 - Trạng thái giới hạn sử dụng  DC 1.0 ;  DW 1.0 ;  1.0 5 19402 1.955 19402 DC DW M S 1.0 1.0 1.0 3271979.75N.mm 8 8 3.5. Hoạt tải và nội lực do hoạt tải tác dụng lên bản dầm: Chỉ có xe 3 trục, ta không xét tải trọng làn vị nhịp bản L 2 = 1940 mm < 4600mm theo quy định không cần xét tải trọng làn: - Ở đây có 2 trường hợp đặt tải: + Trường hợp chỉ có 1 bánh xe của 1 xe + Trường hợp chỉ có 2 bánh xe của 2 xe khác nhau đặt trong bản khi đó khoảng cách giữa 2 bánh xe là 1200mm 3.5.1 Xét trường hợp chỉ có 1 bánh xe của 1 xe: ta đặt bánh xe ngay tại giữa nhịp để tính toán
5 8 680 0 0 2 1940 W L 680 S P=106.61N/mm 1940 Hình veõ : Taûi troïng ñoäng taùc duïng leân baûn giöõa (Tröôøng hôïp ñaët 1 baùnh xe) Giá trị nội lực: tương tự như trên ta có b1 510 2 hDW 510 2 85 680mm p 145000 Giá trị tải p: p 106,6N / mm 2 b1 2 680 SW 1220 0.25 L2 1200 0.25 1940 1705mm Khi tính mô men dương tại gối : SW 660 0.55 L2 660 0.55 1940 1727mm Giá trị mô men giưũa nhịp: p b b LL 1 1 M   LL (1 IM ) 1.2 L2 4 2  Trạng thái giới hạn cường độ:  LL = 1.75 ;  = 0.95; (1+IM) = (1+0.25) = 1.25 ; với IM = 0.25 LL 106.62 680 680 MU 0.95 1.75 (1 0.25) 1.2 1940 69414513.55N.mm 4 2  Trạng thái giới hạn sử dụng:  LL = 1.0 ;  = 1.0; (1+IM) = (1+0.25) = 1.25 ; với IM = 0.25 LL 106.62 680 680 M S 1.0 1.0 (1 0.25) 1.2 1940 43492800N.mm 4 2 Giá trị mô men tại giữa nhịp do tĩnh tải và hoạt tải gây ra có xét đến tính liên tục của bản mặt cầu ( với bản 1000mm) được tính như sau:
 Trạng thái giới hạn cường độ: + Tại gối: M LL 1000 M g 0,7 M DC DW u u u SW 69414513.55 0,7 4103911.76 31371365.5(N.mm) 1705 + Tại giữa nhịp: M LL 1000 M g 0,5 M DC DW u u u SW 69414513.55 0,5 4103911.76 22148804.04N.mm 1727  Trạng thái giới hạn sử dụng + Tại gối: M LL 1000 M g 0,7 M DC DW u u S SW 43492800 1000 0,7 3271979.75 20146667.35(N.mm) 1705 + Tại giữa nhịp: M LL 1000 M g 0,5 M DC DW u u u SW 43492800 1000 0,5 3271979.75 14225132.9N.mm 1727 3.5.1.1 Xét trường hợp 2 ( có 1 bánh xe của )
1200 5 8 680 680 0 0 2 1940 W L S P=77.12N/mm 1940 Hình veõ : Taûi troïng ñoäng taùc duïng leân baûn giöõa (Tröôøng hôïp ñaët 2 baùnh xe) Giá trị nội lực tượng tự như trên ta có: Giá trị nội lực: tương tự như trên ta có b1 510 2 hDW 510 2 85 680mm SW 1220 0.25 L2 1200 0.25 1940 1705mm SW 660 0.55 L2 660 0.55 1940 1727mm " b 1 b1 1200 680 1200 1880mm p 145000 Giá trị tải p: p '' 77.12N / mm b 1 1880 2 LL p L 2 M   LL (1 IM ) 1. 8  Trạng thái giới hạn cường độ:  LL = 1.75 ;  = 0.95; (1+IM) = (1+0.25) = 1.25 ; với IM = 0.25 2 LL 77.12 1940 MU 0.95 1.75 (1 0.25) 1. 75396669.25Nmm 8  Trạng thái giới hạn sử dụng:  LL = 1.0 ;  = 1.0; (1+IM) = (1+0.25) = 1.25 ; với IM = 0.25 2 LL 77.12 1940 M S 1 1 (1 0.25) 1. 45351380Nmm 8
Giá trị mô men tại giữa nhịp do tĩnh tải và hoạt tải gây ra có xét đến tính liên tục của bản mặt cầu ( với bản 1000mm) được tính như sau:  Trạng thái giới hạn cường độ: + Tại gối: M LL 1000 M g 0,7 M DC DW u u u SW 7539666.25 1000 0,7 4103911.76 33827382.5(N.mm) 1705 + Tại giữa nhịp: M LL 1000 M g 0,5 M DC DW u u u SW 7539666.25 0,5 4103911.76 23880754.16N.mm 1727  Trạng thái giới hạn sử dụng + Tại gối: M LL 1000 M g 0,7 M DC DW u u S SW 43492800 1000 0,7 3271979.75 20146667.35(N.mm) 1705 + Tại giữa nhịp: M LL 1000 M g 0,5 M DC DW u u u SW 43492800 1000 0,5 3271979.75 14227999.14N.mm 1727 Vậy giá trị mô men âm và mô men dương lớn nhất ứng với trạng thái giới hạn cường độ và trạng thái giới hạn sử dụng thuộc trường hợp đặt một bánh xe trên bản dầm  Trạng thái giới hạn cường độ: + Mô men dương: MU 22148804.04Nmm + Mô men âm: MU 33827382.5Nmm  Trạng thái giới hạn sử dụng + Mô men dương: MU 14225132.90Nmm + Mô men âm: MU 20146667.35Nmm
3.6 Thiết kế cốt thép bản mặt cầu : Ta thiết kế cốt thép tương ứng với các giá trị nội lực ở TTGH cường độ vừa tính ở trên : 3.6.1 Thiết kế cho phần bản chịu mô mên âm: Thiết kế cột thép cho 1000mm chiều dài bản mặt mặt cầu. Khi đó giá trị nội lực trong 1000mm bản mặt cầu như sau: + Mô men âm: MU 33827382.5Nmm Chiều rộng tiết diện tính toán : b =1000mm Chiều cao tiết diện tính toán : h =200mm Cường độ cốt thép: fy = 280MPa Cấp bê tông: f’c=50Mpa Tải trọng tác dụng M = 338273825N.mm Chọn khoảng cách từ mép chịu kéo ngoài cùng của tiết diện đến trọng tâm vùng cốt thép chịu kéo là a =25cm - Chièu cao làm việc của tiết diện : ds h a 200 25 175mm - Chiều cao vùng bê tông chịu nén 7 2 MU 2 3.38273850 10 a ds ds ' 175 175 5.128mm  0.85 fc b 0.9 0.85 50 1000 ' - Xác định 1 : do 28Mpa <fc 50MPa < 56 Mpa nên 0.05 0.05  0.85 ( f ' 28) 0.85 (50 28) 0.693 1 7 c 7 - Chiều cao vùng bê tông chịu nén trong trường hợp cân bằng a 5.128 c 7.399 1 7 c 7.399 Kiểm tra điều kiện: 0.042 0.45 ds 175 Diện tích cốt thép cho bởi công thức: ' 0.85 fc a b 0.85 50 5.128 1000 2 AS 778.35mm f y 280 Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu: ' fc 50 2 AS 0.03 b h 0.03 1000 200 1071.42.35mm f y 280
2 Chọn 16 a200 để bố trí : trong 1000mm có 5 thanh 16 và có As =1004.8mm Þ16a200 5 2 0 5 0 7 2 1 1000 3.7 Kiểm tra nứt cho bản mặt cầu : Ta sẽ kểm tra nứt của bản mặt cầu bằng trạng thái giới hạn sử dụng: + Mô men dương: MU 14225132.90Nmm + Mô men âm: MU 20146667.35Nmm 3.7.1 Kiểm tra nứt với mô men âm: Các giá trị của a, h, a’, ds đã tính toán ở trên. Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo gần nhất dc a1 25mm 50mm Diện tích của vùng bê tông bọc quanh 1 nhóm thép: 2 Ac 2 dc b 2 25 1000 50000mm Diện tích trung bình của bê tông bọc quanh 1 thanh thép: A 50000 A c 10000mm2 n 5 Mô mem do ngoại lực tác dụng vào tiết diện: M = 2.0146667x107N.mm 3 Khối lượng riêng của bê tông :  c 2500kg / m Mô đun đàn hồi của bê tông: 1.5 ' 1.5 Ec 0.043  c f c 0.043 2500 50 38010MPa Mô đun đàn hồi của thép: Es 200000MPa Hệ số tính đổi từ thép sang bê tông: Chiều cao vùng nén của bê tông khi tiết diện nứt: A 2 d b 1004.8 2 175 1000 s s x n 1 2 5.262 1 2 44.04mm b n As 1000 5.262 1004.8 Mô mem quán tính của tiết diện bê tông khi đã nứt:
b x3 1000 44.043 2 2 Icr n As (ds x) 5.262 1004.8 (175 44.04) 3 3 113754689.29mm4 Ứng suất trong cốt thép do ngoại lực gây ra: M s 20146667.35 fs (ds x) n (175 44.04) 5.262 122.04MPa I Icr 113754689.27 Khí hậu khắc nhiệt: Z =23000N/mm Ứng suất cho phép trong cốt thép Z 23000 f sa 365.2MPa 3 3 ds A 25 10000 So sánh f sa 365.1MPa 0.6 f y 0.6 280 168MPa , chọn 168Mpa để kiểm tra f s 122.04 168MPa ; Vậy thoả mản điều kiện về nứt. 3.7.2 Kiểm tra nứt với mô men dương: Tương tự như trên ta có 7 M s 14225132 10 fs (ds x) n 8 (175 44.04) 5.262 86.17MPa I Icr 1.1375468929 10 f s 86.17 168MPa ; Vậy thoả mản điều kiện về nứt.
CHƯƠNG 3. DẦM NGANG 1. Số liệu tính toán: Nhịp tính toán Ltt = 33000mm 1 1 1 Chọn chiều cao dầm dọc : H (  ) L ( ) 33000 1.46mm ; chọn 15 25 tt 15 h=1400mm 2 2 Chiều cao dầm ngang h: với h H 1400 930mm , chọn h=850mm 3 3 1 1 Bề rộng dầm ngang b: b h 850 160mm ; chọn h=200mm 5 5 Kết cấu nhịp gồm 6 dầm chủ với khoảng cách giữa các dầm chủ này là S=1940mm. Khoảng cách giữa các dầm ngang: L1= 5500 mm. Số dầm ngang: (33000-2x300)/5500+1 7. Bản mặt cầu dày: hf = 200mm
Daàm chính Daàm ngang 4 2 Trọng lượng riêng be tông  c 0.245.10 N / mm ' Cường độ bê tông: f c 40MPa Cường độ cốt thép: f y 280MPa E Tỷ số modul: n s 7.35 Ec 2. Xác định nội lực tĩnh tải tác dụng lên dầm phụ 2.1 Xác định các lực tác dụng: - Lớp phủ mặt cầu: DW 1.43.10 3550 7.865(N / mm) - Trọng lượng bản thân BMC: 4 DC2 hf . c .L1 200 0.245.10 5500 26.95(N / mm) - Trọng luợng bản thân dầm ngang: ' 4 DC2 b(h h f ). c 160 (1200 200) 0.245.10 3.92(N / mm) ' '' DC2 DC2 DC2 26.95 3.92 30.87(N / mm) 2.2 Xác định Mô men: Nội lực ở trạng thái giới hạn cường độ: L2 L2 M DC DW ( .DC. 2  . 2 ) = U DC 8 DW 8 19402 19402 M DC DW 1(1.25 30.87 1.5 7.865. ) 23703623.26Nmm U 8 8 Nội lực ở trạng thái giới hạn sử dụng:
L2 L2 M DC DW ( .DC. 2  . 2 ) U DC 8 DW 8 19402 19402 M DC DW 1(1. 30.87 1.0 7.865. ) 18222880.75Nmm U 8 8 2.3 Xác định giá trị lực cắt: Nội lực ở trạng thái giới hạn cường độ: DC DW L L V 2 ( .DC. 2  .DW. 2 ) U DC2 2 DW 8 DC DW 1940 1940 V 2 1(1.25 30.87. 1.5. 7.865 ) =48873.45N U 2 2 3. Xác định nội lực do hoạt tải gây ra: 3.1 Hoạt tải quy từ 2 bản sàn lân cận về dầm phụ: Ta có sơ đồ đường ảnh hưởng về gía trị  được tính như sau: 3 3 l2 1940  0,5. 3 3 0,5 3 3 0,021 l1 l2 5500 1940 Xe taûi 35KN 145KN 145KN 110KN 110KN Xe 2 truïc Taûi troïng laøn 0,021 1.0 0,5728 0,021 2750 2750 2750 2750 3.2 Tổ hợp 1 : Xe trục và tải trọng làn: Từ đường ảnh hưởng trên ta tìm được giá trị các phản lực do xe và tải trọng làn gây ra lên dầm ngang Po = 0,5.(110000.1+110000*0,5728) = 86504N
9,3 1 0,021).2750 0,021*2750 q' .2( ) 8.883N 3000 2 2 Ta có đường ảnh hưởng theo phương ngang cầu của dầm ngang Po Po q 0,5m Ñöôøng aûnh höôûng M1 m 1 1940 Mô men có hệ số do hoạt tải tại MC 1-1: 2tr l2 *500 + Trạng thái sử dụng cường độ: M uLL . (IM 1)m. LL .Po .500  LL .m.q. = 2 1940 500 1,045 (1,25 1 1,2. 1,75 86504.500 1,75 1.2 8.883. 128100108Nmm 2 + Trạng thái sử dụng sử dụng: 2tr l2 *500 M sLL . (IM 1)m.Po.500 .m.q. 2 1940 500 1,25 1,2 86504 500 1,2 8.883. 70047906Nmm 2 Lực cắt tại gối theo TTGH Cường độ:
1940 0,381 Ñöôøng aûnh höôûng Q Đường ảnh hưởng của lực cắt tại mặt cắt 1-1 ' 2tr q *l2 VuLL .m. LL (IM 1)(Po 0,45.Po ). 2 2tr 8.883 1940 VuLL 1,045 1,2 1,75 1,25(86504 0,381.86504). 316434.5N 2 a) Tổ hợp 2: Xe tải 3 trục và tải trọng làn: Tương tự ta tính được: Po = 0,5.(145000.0,7+145000*0,70) = 101500N 9,3 1 0,0105).3950 0,0105*3950 b) q' .2( ) 12,50N 3000 2 2 145KN 35KN 145KN Xe 3 truïc 0,021 1.0 0,021 2750 2750 2750 2750 3tr M uLL 115934369Nmm 3tr VuLL 530519N 3tr M s3 55264561Nmm
Vậy mô men tại mặt cắt giữa nhịp do hoạt tải là giá trị lớn nhất trong 2 tổ hợp lực: 2tr 3tr M uLL max(M uLL , M uLL ) max(128100108;11593469) 128100108Nmm 3tr 2tr 3tr VuLL max(M sLL , M sLL ) max(7004706;5526456) 7004706Nmm Giá trị lực cắt lớn nhất tại gối xét trong hai trường hợp do hoạt tải: 2tr 3tr VuLL max(VuLL ,VuLL ) max(316434,30519) 316434N 1.3 Tổ hợp nội lực do hoạt tải và tỉnh tải: Do liên kết của dầm ngang và dầm chủ là liên kết ngàm, để đưa dầm ngang đúng trạng thái làm việc của nó, ta dùng công thức hiệu chỉnh để tính mô men tại gối và giữa nhịp Mô men âm tại gối: M ug 0,7M uDC M uLL  0,724763540 128100108 107004553.6Nm M sg 0,7M sDC M sLL  0,716392128 70047500 60507739.6Nm Mô men tại giữa nhịp: M ug 0,5M uDC M uLL  0,524763540 128100108 76431824Nm M ug 0,5M sDC M sLL  0,516392128 70047500 43219814Nm Lực cắt tại gối: Vu = VuDC + VuLL = 50273 +409137 = 459410N Bảng tổng hợp nội lực tại mặt cắt gối và giữa nhịp TTGH CĐ TTGH SD Mu Vu = VuDC +VuLL Ms ( Nmm) (N) ( Nmm) Mặt cắ tại gối 107004553 459410 60507739.6 Mặt cắt giữa 76431824 0 4321981 nhịp 2. Kiểm toán dầm ngang: a. Thiết kế cốt thép theo TTGH CĐ cho tiết diện giữa dầm: Mô men tính toán tại giữa dầm: Mu0,5 =76431824Nm Chọn khoảng cách từ mép BT đến trọng tâm cốt thép chịu lực là 30mm 0 => d = 850 -30 = 820mm 0 5 s 5 8 8 Tính chiều cao vùng chịu nén 0 0 3 3 200
2M 2 76431824 a d d 2 u 820 8202 15,4mm s s 0,9.0,85.40.300 0,9.0,85.40.200 a 15,40 c 18,11mm 1 0,85 c 18,11 Tính tỷ số 0,022 0,45 Đảm bảo điều kiện thiết kế cốt thép. ds 820 Diện tích cốt thép: ' 0,85. fc .a.b 0,85 40 15,4 200 As 374mm f y 280 0,03.b.h. fc 0,03* 200 *850 * 40 Diện tích cốt thép tối thiểu Amin 728,57mm f y 280 As đặt theo lượng cốt thép min Chọn thép: chọn 4 thanh Þ16 ở thớ dưới của dầm ngang có As = 804mm2 Tương tự ta tính cốt thép cho thớ trên tại mặt cắt gối Mô men tai mặt cắt gối có: Mug = 16765755Nmm Ta có As = 678mm2 Do cốt thép trên của dầm ngang nằm trong BMC nên ta phải thiết kết hợp với cốt thép BMC Đặt 2 thanh Þ14 , 2 thanh Þ25 và 1 thanh Þ22 .142 .222 .252 A' 2. 2. 2 1558mm2 s 4 4 4 Kiểm tra lại điều kiện phá hoại As f y 1558*280 a ' 64mm 0,85 fc .b 0,85*40*200 a 64 c 75,29 c 75,29mm 0,098 0,45 => Phá hoại của dầm là phá hoại dẻo 1 0,85 ds 820 b. Kiểm tra nứt theo TTGH SD tại mặt cắt giữa dầm: Mô men tổ hợp the TTGHSD tại giữa dầm: M = 43219814Nmm 5 s0,5 0 2 = Tính fs x x E 210000 n s = 6,3 1,5 0 Ec 0,043*2450.10 . 40 0 5 5 8 8 0 3 0 200 3
Xét chiều cao vùng nén x được xác định bằng cách cân bằng mô men quan tính tĩnh đối trục trung hoà. A 2.d .b 804 2*820*200 x n s . 1 s 1 6,3. 1 1 205mm b n.As 200 6,3*804 Mô mem quán tính của tiết diện đàn hồi nứt đối với trục trung hoà x b.x3 I nA' (x d ' )2 n.A (x d )2 cr 3 s s s s 200. 2053 6,3 804(205 30)2 6,3 804(205 820)2 2523400236mm4 3 Kiểm tra nứt cho tiết diện giữa nhịp: M s0,5 43219814 fs0,5 n (ds x) 6,3. (820 205) 66.36MPa Icr 2523400236 Ứng suất cho phép trong cốt thép: z fsa . 3 dc .A Ơ vùng khí hậu khắc nhiệt lấy Z = 23000 dc =30: Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu gần nhất. A: diện tích trung bình của bê tông bọc quanh 1 cây thép A b.2.d 200*2*30 A c c 3000mm2 4 4 4 Trong đó Ac là diện tíc bê tông bọc quanh nhóm thép Thay vào công thức Ứng suất cho phép trong cốt thép: z 23000 f sa . => fsa . 512,231MPa 3 3 0 d .A 30.3000 0 4 c 0 1 0 2 Kiểm tra nứt: 1 f 66.36 513,231 sa fsa 66.36 0,6. f y 0,6*280 168 Vậy tiết điện giữa nhịp dầm ngang thoả mản điều kiện chịu kéo: 0 0 5 5 Kiểm tra nứt cho tiết diện tại gối: 8 8 M s0,5 60507739.6 fsg n (ds x) 6,3. (820 205) 92,9MPa Icr 2523400236 200 Hình veõ coát theùp taïi maët caét goái cuûa daàm ngang
Thay vào điều kiện kiểm tra nứt fsg = 92,9 Mpa tiết diện dầm ngang đã chọn là hợp lý fc 40 Tính  x : Chọn góc phá hoại  = 38o Biến dạng tại trọng tâm của cốt dọc chịu kéo theo phương dọc do các tải trọng có hệ số gây ra. M u 107004553.6 o 0,5.Vu .cot ang 0,5. 459410.cot ang38 dv 739.2 -3  x 1.25.10 Es .As 200000 1558 v 3.452 3 Từ tỷ lệ ' 0,086; x 1,25.10 fc 40 ( Tra biểu đồ A.5.8.3.4-1) ta được góc nứt  = 38o => hội tụ
Tra tiếp  = 1,0 V 459410 V u 0,083.. f '.b.d 0,083 1 40 200 739. 432848.7N s 0,9 c v 0,9 Chọn cốt đai 2 nhánh Þ16 => As = 402mm2 Khoảng cách cốt đai yêu cầu: A . f .d 402 280 739,2 s v vy v .cot ang38o .cot ang38o 170mm Vs 432848.7 Kiểm tra lại theo điều kiện cấu tao: - Theo trị số giới hạn bước cốt đai tối thiểu: A . f . 402 280 s v vy 1072mm ' 0,083. fc .b 0,083 40 200 - Bước đai tối thiểu theo quy trình của 22TCN272 -05 Với Vu = 459410 > 0,1.fc’.200.739.2= 593160 thì S S Không thoả Tính lại với trường hợp góc phá hoại hợp với phương nằm ngang 1 góc 45o: giả sử bước đai là s =120mm Khả năng chịu kéo của cốt dọc: A . f .d 402*280*739,2 V v vy v .cot ang() .cot ang450 61520583N s s 120 Kiểm tra khả năng chịu kéo của cốt dọc M u Vu As . f y 0,5Vs .cot ang() 0,9dv 0,9 107004553.6 459410 0 1558*280 436303 0,5*432848. cot ang45 0,9*739,2 0,9 Vậy cốt đai cho dầm ngang tính được Þ16a 120
0 4 0 2 1 0 4 0 5 8 0 3 25 3x50 25 200 Hình vẽ bố trí cốt thép dầm ngang CHƯƠNG 4. DẦM CHÍNH 4.1. Chọn tiết diện dầm chính hình chữ I liên hợp với bản bê tông cốt thép: Kết cấu nhịp có 6 dầm chính tiết diện chữ I dự ứng lực căng sau giống nhau, dầm được chế tạo ở công trường, chiều dài nhịp L = 33m. Chiều dài nhịp tính toán Ltt=33-2x0.3=32.4m Các dầm được thiết kế bằng bê tông cấp 40MPa; Khoảng cách giữa các tim dầm : S = 1940mm; Chọn dầm chữ I khi chưa liên hợp với bản mặt cầu có các kích thước như hình b3 5 H 4 H 3 H H b2 2 H 1 H b5 b5 b1 b1 Maët caét ngang daàm taïi vò trí goái Maët caét ngang daàm taïi vò trí L/2 Mặt cắt ngang dầm - Chiều cao dầm chủ : H 1400mm
- Chiều cao bầu dưới : H1 250mm - Chiều cao vút dưới : H2 200mm - Chiều cao sườn : H3 700mm - Chiều cao vút trên : H4 100mm - Chiều cao bầu trên : H5 150mm - Bề rộng bầu dưới dầm : b1 620mm - Bề rộng sườn : b2 200mm - Bề rộng bầu trên : b3 620mm - Bề rộng vút dưới : b5 210mm Tiết diện tại giữa dầm tính đổi : 0.5 100 210 h 150 200mm f 210 0.5 200 210 h 250 350mm 1 210 Vậy ta có tiết diện tính đổi như hình vẽ sau : 620 0 0 2 0 5 0 8 0 4 1 0 5 3 210 200 210 620 Tiết diện tính đổi Xác định mômen quán tính của tiết diện : Diện tích của mặt cắt ngang dầm : A 350 620 850 200 200 620 511000mm2
Mômen tĩnh của dầm đối với trục X-X’: 350 850 200 KX X' 350 620 850 200 350 200 620 1400 2 2 2 330925000mm3 Khoảng cách từ trục X-X’đến trục trung hoà của tiết diện : 350 850 200 KX X' 350 620 850 200 350 200 620 1400 2 2 2 330925000mm3 Khoảng cách từ trục X-X’ đến trục trung hoà của tiết diện : K 330925000 Y X X' 648mm A 511000 Mômen quán tính của tiết diện đối với trục trung hoà : 2 I  Ii ai Ai 2 620 3503 350 648 350 620 12 2 2 200 8503 850 648 350 200 850 12 2 2 620 2003 200 648 1400 200 620 12 2 116867977300mm4 620 0 0 2 0 0 2 0 5 8 0 5 3 X' 210 200 210 620 Tieát dieän daàm lieân hôïp
4.2. Xác định hệ số phân bố tải trọng theo phương ngang cầu: 4.2.1.Tính cho dầm giữa: 4.2.1.1.Hệ số phân bố cho mômen: Khi xếp một làn xe trên mặt cầu : 0.4 0.3 0.1 S S Kg mgSI 0.06 momen 3 4300 Ltt Ltt tS Trong đó : m : hệ số làn xe; SI gmomen : hệ số phân bố momen cho dầm trong trường hợp chỉ xếp 1 làn xe trên cầu. S : khoảng cách giữa các dầm chủ, S = 1940mm; Ltt: chiều dài tính toán của kết cấu nhịp, Ltt =32.4m; ts : chiều dày bản bê tông mặt cầu, ts = 200mm; Kg: tham số độ cứng dọc. Xác định theo điều 4.6.2.2.1 như sau : 2 Kg n I A eg , Với : n : tỉ số giữa môđun đàn hồi của vật liệu dầm (EB) và môđun vật liệu bản mặt cầu (ED). Dầm chủ làm bằng bê tông có : f c’= 40MPa, môđun đàn hồi tương ứng được xác định theo công thức : 1.5 ' EB 0.043 c fc 0.043 24001.5 40 31975MPa ’ Bản mặt cầu làm bằng bê tông có : fc = 30MPa, môđun đàn hồi tương ứng được xác định theo công thức : 1.5 ' ED 0.043 c fc 0.043 24001.5 30 27691MPa E 31975 n B 1.2 ED 27691 eg : khoảng cách giữa trọng tâm dầm cơ bản và trọng tâm bản mặt cầu, eg = (1400-648)+230/2 = 867mm; 2 Kg = 1.2×(116867977300+511000×867 ) = = 6.011772676×1011mm4 Vậy :
0.4 0.3 0.1 1940 1940 6.011772676 1011 mg SI 0.06 momen 3 4300 32400 32400 200 SI mgmomen 0.06 0.727333028 0.429711538 1.087769194 0.39 Khi xếp 2 hay nhiều làn xe : 0.6 0.2 0.1 1940 1940 6.011772676 1011 mg MI 0.075 momen 3 2900 32400 32400 200 SI mgmomen 0.075 0.785673742 0.569444422 1.087769194 0.56 Vậy ta chọn hệ số phân bố mômen cho dầm giữa là : I SI MI mgmomen max(mgmomen ; mgmomen 0.56 4.2.1.2.Hệ số phân bố cho lực cắt : Khi xếp 1 làn xe trên mặt cầu : S 1940 mg SI 0.36 0.61 luccat 7600 7600 Khi xếp 2 hay nhiều làn xe trên mặt cầu : 2 MI S 1940 1940 mglucat 0.2 0.2 0.706 3600 3600 10700 Vậy ta chọn hệ số phân bố lực cắt cho dầm giữa là : I SI MI mgcat max(mgluccat ;mgluccat 0.706 4.2.2.Tính cho dầm biên : Khoảng cách từ vách của dầm ngoài đến mép trong của đá vỉa : dc = -1100mm; ( dc : khoảng cách giữa bản bụng phía ngoài của dầm biên và mép trong của đá vỉa ) 4.2.2.1.Hệ số phân bố tải trọng dầm ngoài: Khi xếp 1 làn xe trên mặt cầu : (tính theo nguyên tắc đòn bẩy). Xét cho xe tải thiết kế và xe 2 trục:
600 1800 1.5% Xe thieát keá 900 1940 y1=0.23 1 Sơ đồ đặt xe để tính hệ số phân bố ngang Cự ly theo chiều ngang của 2 loại xe này như nhau (1.8m), nên hệ số phân bố của 2 loại xe này như nhau. Ta có : y1 = 0.23 ; y2 = 0 Theo điều 3.6.1.1.2, cầu chỉ có 1 làn xe thì hệ số làn xe là m = 1.2, vậy ta có : y 0.23 g SE m  i 1.2 0.115 M 2 2 Trường hợp trên cầu chỉ có một làn xe tương ứng với hệ số làn m =1.2. Khi đó hệ số phân bố ngang SE (m.g)M 1.2 0.115 0.138 Trường hợp trên cầu chỉ có 2 làn xe. ME MI (m.g)lan e (m.g)M d 900 e 0.77 e 0.77 0.466 1 2800 2800 Trong đó : de khoảng cách từ tim của dầm biên đến mép của bó vỉa de = - 900 mm ( dấu (-) vì bó vỉa nằm bên phải dầm. 900 e 0.77 0.448 1 2800 Lấy e =1 để tính toán ME MI (m.g)lan e (m.g)M 1 0.61 0.61 Xác định hệ số phân bố lực cắt - Khi xét 1 làn xe chất tải SE SE (m.g)v (m.g)M 0.138
- Khi xét 2 làn xe chất tải d 900 e 0.6 e 0.60 0.30 3000 3000 ME MI Suy ra : (m.g)V e (m.g)V 0.30 0.706 0.211 4.2.2.1.Hệ số phân bố tải trọng làn và tải trọng người: 1500 3000 1040 Taûi troïng ngöôøi Taûi troïng laøn 900 1940 y1=0.5618 y1=1.41 1 Tính heä soá phaân boá taûi troïng cho ngöôøi ñi boä vaø taûi troïng laøn Ta có : y1 = 0.5618; y2 = 1.410 Hệ số phân bố ngang của làn: y 0.5618 g SE 1090 1 1040 0.292 lan 2 1000 2 1000 - Khi xét 1 làn xe (m =1.2) khi đó hệ số phân bố ngang là SE (m.g)lan 1.2 0.292 0.350 - Khi xét 2 làn xe (m =1) khi đó hệ số phân bố ngang là d 900 e 0.77 e 0.77 0.448 1 2800 2800 Lấy e =1 để tính toán ME MI (m.g)lan e (m.g)M 1 0.61 0.61 Hệ số phân bố ngang đối với tải trọng người (y y ) (0.5618 1.41) (m.g) 1200 1 2 1200 1.183 PL 2 1000 2 1000 4.2.2.2. Các hệ số phân ngang lấy để tính toán: Dầm biên :
SE ME - (m.g)M max(m.g)M ,(m.g)M  0.61 SE ME - (m.g)V max(m.g)V ,(m.g)V  0.223 SE ME - (m.g)lan max(m.g)lan ,(m.g)lan  0.61 Dầm giữa : SI MI - (m.g)M max(m.g)M ,(m.g)M  0.61 SI MI - (m.g)V max(m.g)V ,(m.g)V  0.706 4.2.2.3.Bảng tổng hợp các hệ số phân bố ngang : Loại tải Xe tải Xe 2 trục Tải trọng Người đi làn bộ Loại dầm Dầm Momen 0.610 0.610 0.610 1.183 biên Lực cắt 0.223 0.223 0.223 1.183 Dầm momen 0.610 0.610 0.610 0.610 giữa Lực cắt 0.706 0.706 0.706 0.706 4.3. Xác định nội lực dầm chính ở các mặt cắt đặc trưng : Mặt cắt đặc trưng : I-I, II-II, III-III, IV-IV tương ứng với các vị trí cách gối 0m (tại gối), 1.8m, L/4 (5.4m), L/2 (11.3m). 4.3.1.Xác định tĩnh tải : 4.3.1.1.Tĩnh tải dầm chủ: Xét đoạn dầm từ đầu dầm tới mặt cắt thay đổi tiết diện : 2 Diện tích tiết diện : A1 = 620 1400 = 868000mm Trọng lượng đoạn dầm : -5 DCd1 = 2 c A1 1800 = 2 2.4 10 868000 1800 = 74995.2N Xét đoạn dầm còn lại : 2 Diện tích tiết diện : A2 = 511000mm ; Trọng lượng đoạn dầm : DCd2 = c A2 (L 2 1800) = = 2.4 10-5 511000 (33000 2 1800) = = 225657.6N Tĩnh tải dầm chủ coi là tải trọng phân bố đều trên suốt chiều dài dầm :
DC DC 74995.2 225657.6 DC d1 d 2 13.666N / mm 1 L 33000 4.3.1.2.Tĩnh tải bản mặt cầu : Tác dụng lên dầm giữa : 5 DC2bm _ g  c S hf 2.4 10 1940 200 9.312N / mm Tác dụng lên dầm biên : S 5 1940 DC2bm _ b  c 1100 hf 2.4 10 1100 200 9.936N / mm 2 2 4.3.1.3.Tĩnh tải dầm ngang : Giả thiết gần dúng tải trọng dầm ngang sẽ phân bố đều trên dầm chủ theo công thức sau : AdnSdn Ndn DC2dn c . NdcLtt Trong đó : 2 Adn : diện tích của dầm ngang (không kể phần bản mặt cầu), Adn = 237500mm ; S : chiều dài của dầm ngang, S = 1900mm2; dn Pb dn P Ndc : số dầm chính, Ndc = 6; Ndn : số dầm ngang, Ndn = 49; AdnSdnNdn 5 237500 1900 49 DC2dn c. 2.4 10 4.02N / mm NdcLtt 6 32400 850 750 4.3.1.4.Tĩnh tải lan can tay vịn và lề bộ hành : Pb P 725 650 1000 900 00 Tĩnh tải lan can tay vịn và lề bộ hành được qui về 2 lực Pb và P như hình vẽ. P = 2.88N/mm; Pb = 4.96N/mm; (đã tính ở mục 2.1.1 của bản mặt cầu) Coi như Pb do dầm biên chịu hoàn toàn. Lực P do cả dầm biên và dầm giữa chịu.
Tác dụng lên dầm giữa : P 650 2.88 650 DC 0.965N / mm 3g S 1940 Tác dụng lên dầm biên : P(S 850) 2.88 (1940 900) DC P 4.96 6.57N / mm 3b b S 1940 4.3.1.5.Tĩnh tải của lớp phủ bản mặt cầu: Tác dụng lên dầm giữa : DW DW DW g pn g nhua g (1.5 10 5 10 1 2.25 10 5 75) 1940 3.56N / mm Tác dụng lên dầm biên : DWb DWpn g DWnhua g 1940 (1.5 10 5 10 2.25 10 5 75) 900 0.37N / mm 2 DWb DWpn b DWnhua b 5 5 1900 1.5 10 10 2.25 10 75 750 2 0.37N / mm 4.3.2.Đường ảnh hưởng của momen và lực cắt tại các mặt cắt đặc trưng
I II III IV I II III IV 1800 8100 16200 0 M1 + M2 900 450 1653 1350 M3 + 1375 2750 4125 M4 + 4050 4050 8100 Q1 + 0.250 0.5 0.750 1 0.082 Q2 + 0.250 0.5 0.750 0.918 0.250 Q3 + 0.250 0.5 0.750 0.5 0.250 + Q4 0.250 0.5 Đường ảnh hưởng của mômen và lực cắt tại các mặt cắt Diện tích của các đường ảnh hưởng trên:
M1 0 1  1653 32400 18183000mm2 M2 2 1  4125 32400 45375000mm2 M3 2 1  8100 32400 60500000mm2 M4 2 1  1 32400 16200mm Q1 2 1  0.918 32400 1800 0.082 1800 9198mm Q2 2 1  0.750 32400 8100 0.250 8100 5500mm Q3 2 Q4 0mm 4.3.3.Tính nội lực do tĩnh tải tác dụng lên dầm giữa và dầm biên : 4.3.3.1.Nội lực do tĩnh tải tác dụng lên dầm biên : 4.3.3.1.1.Tại mặt cắt I-I (tại gối) : Giai đoạn 1 : (tải trọng bản thân dầm chính) I I M DC1 0 I I VDC1 DC1 Q1 13.666 16200 150326N Giai đoạn 2 : (tải trọng do bản mặt cầu và dầm ngang) I I M DC 2 0 I I VDC1 (DC2bm _ b DC2dn ) (9.936 0.122) 16200 162939.9N Giai đoạn 3 : (tải trọng do lan can, lề bộ hành và lớp phủ mặt cầu) I I MDW 0 I I VDW DWb Q1 0.37 16200 4070N I I M DW 0 I I VDC3 DC3b Q1 6.57 16200 70956N 4.3.3.1.2.Tại mặt cắt II-II (cách gối 1800mm) : Giai đoạn 1 : (tải trọng bản thân dầm chính) MII II DC  13.666 18183000 248.489 106 N.mm DC1 1 M2 II II VDC1 DC1 Q2 13.666 9198 125699N
Giai đoạn 2 : (tải trọng do bản mặt cầu và dầm ngang) II II MDC2 DC2bm _ b DC2dn M2 8.64 4.02 18183000 230.197 106 N.mm II II VDC2 DC2bm _ b DC2dn Q2 8.64 4.02 9198 116446.68N Giai đoạn 3 : (tải trọng do lan can, lề bộ hành và lớp phủ mặt cầu) II II 6 MDW DWb M2 0.37 18183000 6.728 10 N.mm II II VDW DWb Q2 0.37 9198 3403.26N MII II DC  6.85 18183000 124.554 106 N.mm DC3 3b M2 II II VDC3 DC3b Q2 6.85 9198 63006.3N 4.3.3.1.3.Tại mặt cắt III-III (cách gối 8100mm) : Giai đoạn 1 : (tải trọng bản thân dầm chính) III III 6 MDC1 DC1 M3 13.666 45375000 620.094 10 N.mm III III VDC1 DC1 Q3 13.666 5500 75163N Giai đoạn 2 : (tải trọng do bản mặt cầu và dầm ngang) III III MDC2 DC2bm _ b DC2dn M3 8.64 4.02 45375000 574.448 106 N.mm III III VDC2 DC2bm _ b DC2dn Q3 8.64 4.02 5500 69630N Giai đoạn 3 : (tải trọng do lan can, lề bộ hành và lớp phủ mặt cầu) III III 6 MDW DWb M3 0.37 45375000 16.789 10 N.mm III III VDW DWb Q3 0.37 5500 2035N III III 6 MDC3 DC3b M3 6.85 45375000 310.819 10 N.mm III III VDC3 DC3b Q3 6.85 5500 37675N 4.3.3.1.4.Tại mặt cắt IV-IV (cách gối 16200mm) : Giai đoạn 1 : (tải trọng bản thân dầm chính)
IV IV 6 MDC1 DC1 M4 13.666 60500000 826.793 10 N.mm IV IV VDC1 DC1 Q4 13.666 0 0N Giai đoạn 2 : (tải trọng do bản mặt cầu và dầm ngang) IV IV MDC2 DC2bm _ b DC2dn M4 8.64 4.02 60500000 765.930 106 N.mm IIV IVI VDC2 DC2bm _ b DC2dn Q4 8.64 4.02 0 0 Giai đoạn 3 : (tải trọng do lan can và lớp phủ mặt cầu) IV IV 6 MDW DWb M4 0.37 60500000 22.385 10 N.mm IV IV VDW DWb Q4 0 IV IV 6 MDC3 DC3b M4 6.85 60500000 414.425 10 N.mm IV IV VDC3 DC3b Q4 6.85 0 0N Bảng tổng hợp mômen dầm biên do tĩnh tải Giai ñoaïn1 Giai ñoaïn 2 Giai ñoaïn 3 Maët caét MDC1 MDC2 MDC3 MDW (N.mm) (N.mm) (N.mm) (N.mm) I-I 0 0 0 0 II-II 248489000 230197000 124554000 6728000 III-III 620094000 574448000 310819000 16789000 IV-IV 826793000 765930000 414425000 22385000 Bảng tổng hợp lực cắt dầm biên do tĩnh tải Giai ñoaïn1 Giai ñoaïn 2 Giai ñoaïn 3 Maët caét VDC1 VDC2 VDC3 VDW (N) (N) (N) (N) I-I 150326 139260 75350 4070 II-II 125699 116446.68 63006.3 3403.26 III-III 75163 69630 37675 2035 IV-IV 0 0 0 0 4.3.3.2.Nội lực do tĩnh tải tác dụng lên dầm giữa : Giai đoạn 1 ở các mặt cắt của dầm giữa giống với dầm biên, nên ta chỉ cần tính giai đoạn 2 và giai đoạn 3. 4.3.3.2.1.Tại mặt cắt I-I (tại gối) :
Giai đoạn 2 : (tải trọng do bản mặt cầu và dầm ngang) I I MDC2 0 I I VDC2 DC2bm _ g DC2dn Q1 9.12 4.02 16200 144540N Giai đoạn 3 : (tải trọng do lan can, lề bộ hành và lớp phủ mặt cầu) I I MDW 0 I I VDW DWg Q1 3.49 16200 38390N MI I 0 DC3 I I VDC3 DC3g Q1 0.98 16200 10780N 4.3.3.2.2.Tại mặt cắt II-II (cách gối 1800mm) : Giai đoạn 2 : (tải trọng do bản mặt cầu và dầm ngang) II II MDC2 DC2bm _ g DC2dn M2 9.12 4.02 18183000 238.925 106 N.mm II II VDC2 DC2bm _ g DC2dn Q2 9.12 4.02 9198 120861.72N Giai đoạn 3 : (tải trọng do lan can, lề bộ hành và lớp phủ mặt cầu) II II 6 MDW DWg M2 3.49 18183000 63.459 10 N.mm II II VDW DWg Q2 3.49 9198 32101.02N II II 6 MDC3 DC3g M2 0.98 18183000 17.819 10 N.mm II II VDC3 DC3g Q2 0.98 9198 9014.04N 4.3.3.2.3.Tại mặt cắt III-III (cách gối 8100mm) : Giai đoạn 2 : (tải trọng do bản mặt cầu và dầm ngang) III III MDC2 DC2bm _ g DC2dn M3 9.12 4.02 45375000 596.228 106 N.mm III III VDC2 DC2bm _ g DC2dn Q3 9.12 4.02 5500 72270N
Giai đoạn 3 : (tải trọng do lan can và lớp phủ mặt cầu) III III 6 MDW DWg M3 3.49 45375000 158.359 10 N.mm III III VDW DWg Q3 3.49 5500 19195N III III 6 MDC3 DC3g M3 0.98 45375000 44.468 10 N.mm III III VDC3 DC3g Q3 0.98 5500 5390N 4.3.3.2.4.Tại mặt cắt IV-IV (cách gối 16200mm) : Giai đoạn 2 : (tải trọng do bản mặt cầu và dầm ngang) IV IV MDC2 DC2bm _ g DC2dn M4 9.12 4.02 60500000 794.970 106 N.mm IIV IVI VDC2 DC2bm _ g DC2dn Q4 9.12 4.02 0 0 Giai đoạn 3 : (tải trọng do lan can và lớp phủ mặt cầu) IV IV 6 MDW DWg M4 3.49 60500000 211.145 10 N.mm IV IV VDW DWg Q4 0 IV IV 6 MDC3 DC3g M4 0.98 60500000 59.290 10 N.mm IV IV VDC3 DC3g Q4 0.98 0 0N Bảng tổng hợp mômen dầm giữa do tĩnh tải Giai ñoaïn1 Giai ñoaïn 2 Giai ñoaïn 3 Maët caét MDC1 MDC2 MDC3 MDW (N.mm) (N.mm) (N.mm) (N.mm) I-I 0 0 0 0 II-II 248489000 238925000 17819000 63459000 III-III 620094000 596228000 44468000 158359000 IV-IV 826793000 794970000 59290000 211145000 Bảng tổng hợp lực cắt dầm giữa do tĩnh tải
Giai ñoaïn1 Giai ñoaïn 2 Giai ñoaïn 3 Maët caét VDC1 VDC2 VDC3 VDW (N) (N) (N) (N) I-I 150326 144540 10780 38390 II-II 125699 120861.72 9014.04 32101.02 III-III 75163 72270 5390 19195 IV-IV 0 0 0 0 4.3.4.Tính nội lực do hoạt tải tác dụng lên dầm giữa và dầm biên : 4.3.4.1.Mômen do hoạt tải tác dụng lên các mặt cắt dầm : Đối với các mặt cắt đặc trưng ta xét 2 trường hợp xếp xe bất lợi nhất trên đường ảnh hưởng mômen như sau : Xe 2 truïc Xe 2 truïc Xe taûi thieát keá qlaøn Xe taûi thieát keá xi y1M4 xi y2M4 ñ.a.h momen maët caét xi y1M3 y1M1 y1M2 y2M1 y2M3 y2M2 Tröôøng hôïp 1 Tröôøng hôïp 2 Sơ đồ xếp hoạt tải trên đường ảnh hưởng mômen Nội lực do xe thiết kế sẽ được lấy bằng giá trị lớn nhất của của 2 trường hợp này. Mxe max Mxe1;Mxe2 Mômen do xe tải thiết kế : M3truc1 145y1M1 145y1M2 35y1M3 M3truc2 145y2M1 145y2M2 35y2M3 M3truc max M3truc1;M3truc2 Trong đó :
x (32.4 x ) y y i i 1M1 2M 2 32.4 x [(32.4 (x 4.3)] y i i 1M 2 32.4 x [(32.4 (x 2 4.3)] y i i 1M 3 32.4 y2M 2 (xi 4.3) y2M1 xi x [(32.4 (x .3)] y i i 2M 3 32.4 Ta có bảng tính toán như sau : xi y1M1 y1M2 y1M3 y2M1 y2M2 y2M3 M3truc1 M3truc2 (m) (m) (m) (m) (m) (m) (m) (KN.m) (KN.m) 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1.8 1.653 1.301 0.949 0.000 1.653 1.301 461.495 285.177 5.5 4.125 3.050 1.975 0.900 4.125 3.050 1109.500 835.375 11.0 5.500 3.350 1.200 3.350 5.500 3.350 1325.250 1400.500 Vậy : Mxe3truc = M3truc1; Mômen do xe 2 trục thiết kế : M2truc1 110 y1M1 y1M4 Trong đó : x 32.4 (x 1.2) y i i 1M 4 32.4 Ta có bảng tính toán như sau: xi y1M1 y1M4 M2truc Maët caét (m) (m) (m) (KN.m) I-I 0 0.000 0.000 0.000 II-II 1.8 1.653 1.555 352.800 III-III 5.5 4.125 3.825 874.500 IV-IV 16.2 4.271 3.387 842.400 Vậy chọn mômen tại các mặt cắt do xe thiết kế để tính toán là do xe 3 trục (xe tải). Mômen do tải trọng làn :
Tải trọng làn rải đều trên suốt chiều dài cầu và có độ lớn : qlàn = 9.3 KN/m; Mômen do tải trọng làn được xác định bằng phương pháp đường ảnh hưởng , nhân giá trị của tải trọng làn với diện tích đường ảnh hưởng (diện tích của đường ảnh hưởng đã được tính ở phần trên). Mlan qlan M Ta có bảng tính toán như sau : xi i Mlaøn Maët caét (m) (m2) (KN.m) I-I 0 0 0 II-II 1.8 18.183 169.102 III-III 5.5 45.375 421.988 IV-IV 16.2 60.500 562.650 Mômen do tải trọng người đi : Tải trọng người đi là tải trọng phân bố có giá trị : PL = 3KN/m2; Mômen do tải trọng người tác dụng lên dầm : MPLi PL 1.4 Mi Ta có bảng tính toán như sau : xi i MPL Maët caét (m) (m2) (KN.m) I-I 0 0 0 II-II 1.8 18.183 76.369 III-III 5.5 45.375 190.575 IV-IV 16.2 60.500 254.100 Tổ hợp mômen do hoạt tải :  Tại các mặt cắt của dầm biên : IM = 25%; E E E MLLb mgmomen _ LL 1 IM Mxe3truc mgmomen _ lan Mlan mgmomen _ PL MPL Với : E E mgmomen _ LL mgmomen _ lan 0.848 E mgmomen _ PL 1.363 Ta có bảng tính toán như sau : ơ
M M M M Maët caét xe3truïc laøn PL LLb (KN.m) (KN.m) (KN.m) (KN.m) I-I 0 0 0 0 II-II 285.177 169.102 76.369 549.777 III-III 835.375 421.988 190.575 1503.097 IV-IV 1400.500 562.650 254.100 2307.996  Tại các mặt cắt của dầm giữa : I I I MLLg mgmomen _ LL 1 IM Mxe3truc mgmomen _ lan Mlan mgmomen _ PL MPL Với : I I I mgmomen _ LL mgmomen _ lan mgmomen _ PL 0.848 Ta có bảng tính toán như sau : M M M M Maët caét xe3truïc laøn PL LLg (KN.m) (KN.m) (KN.m) (KN.m) I-I 0 0 0 0 II-II 285.177 169.102 76.369 510.447 III-III 835.375 421.988 190.575 1404.951 IV-IV 1400.500 562.650 254.100 2177.134 4.3.4.2.Lực cắt do hoạt tải tác dụng lên các mặt cắt dầm : 1.2m Xe 2 truïc 4.3m 4.3m Xe taûi thieát keá qlaøn yV4 - xi + yV3 ñ.a.h löïc caét taïi maët caét xi yV2 yV1 Sơ đồ xếp hoạt tải trên đường ảnh hưởng lực cắt Lực cắt do xe tải thiết kế (xe 3 trục) : Vxe3truc 145yV1 145yV2 35yV3 Với :
32.4 x ) y i V1 32.4 32.4 (x 4.3)] y i V 2 32.4 32.4 (x 2 4.3) y i V 3 32.4 Ta có bảng tính toán như sau : x y y y V Maët caét i V1 V2 V3 xe3truc (m) (KN) I-I 0 1.000 0.805 0.609 282.977 II-II 1.8 0.918 0.723 0.527 256.386 III-III 5.4 0.755 0.559 0.364 203.205 IV-IV 11.3 0.486 0.291 0.095 116.045 Lực cắt do xe 2 trục thiết kế : Vxe2truc 110 yV1 yV4 Với : 32.4 (x 1.2) y i V 4 32.4 Ta có bảng tính toán như sau : x y y V Maët caét i V1 V4 xe2truc (m) (KN) I-I 0 1.000 0.945 214.000 II-II 1.8 0.918 0.864 196.000 III-III 5.4 0.755 0.700 160.000 IV-IV 11.3 0.486 0.432 101.000 Vậy ta chọn lực cắt do xe tải thiết kế tại các mặt cắt đặc trưng để tính toán. Lực cắt gây ra do tải trọng làn : Vlan qlan Vd Với : Vd : diện tích đường ảnh hưởng lực cắt phần dương. Ta có bảng tính toán như sau :
xi Vd Vlaøn Maët caét (m) (m) (KN) I-I 0 11 102 II-II 1.8 9.272 86.230 III-III 5.5 6.188 57.548 IV-IV 16.2 2.750 25.575 Lực cắt gây ra do tải trọng người : Tải trọng người đi là tải trọng phân bố có giá trị : PL = 3KN/m2; Lực cắt do tải trọng người tác dụng lên dầm : VPL PL 1.4 Vd Ta có bảng tính toán như sau : xi Vd V Maët caét PL (m) (m) (KN) I-I 0 11 46.200 II-II 1.8 9.272 38.942 III-III 5.5 6.188 25.990 IV-IV 16.2 2.750 11.550 Tổ hợp lực cắt do hoạt tải ( đã nhân hệ số phân bố ngang): IM = 25% Do hệ số phân bố ngang cho lực cắt của dầm biên và dầm giữa như nhau nên tổ hợp lực cắt do hoạt tải của dầm giữa và dầm biên cũng bằng nhau. E E E VLLb VLLg mgluccat _ LL 1 IM Vxe3truc mgluccat _ lan Vlan mgluccat _ PL VPL Với : E E E mgluccat _ LL mgluccat _ lan mgluccat _ PL 0.696 Ta có bảng tính toán như sau : V V V V Maët caét xe3truïc laøn PL LLb (KN) (KN) (KN) (KN) I-I 283 102 46.2 349.337 II-II 256.386 86.230 38.942 310.176 III-III 201.727 57.548 25.990 233.645 IV-IV 120.477 25.575 11.550 130.654 4.3.5.Tổ hợp tải trọng tại các mặt cắt đặc trưng của dầm giữa :
4.3.5.1.Mômen tại các mặt cắt đặc trưng : Trạng thái giới hạn cường độI : MCD _ g  1.75MLL 1.25 MDC1 MDC2 MDC3 1.5MDW Xác định hệ số điều chỉnh tải trọng  :  IDR Trong đó: I : hệ số quan trọng, với cầu quan trọng ta có I = 1.05; D: hệ số dẻo, với cốt thép được thiết kế đến chảy ta có D = 0.95; R: hệ số dư thừa, với mức dư thông thường ta có R = 1;  = 1.05 0.95 1 = 0.997 1; Trạng thái giới hạn sử dụng : MSD _ g 1 1MLL 1 MDC1 MDC2 MDC3 1MDW Bảng tổng hợp mômen dầm giữa Giai ñoaïn1 Giai ñoaïn 2 Giai ñoaïn 3 Toång 3 Maët caét TTGH MDC1 MDC2 MDC3 MDW MLL giai ñoaïn (N.mm) (N.mm) (N.mm) (N.mm) (N.mm) (N.mm) SD 0 0 0 0 0 0 I-I CÑ1 0 0 0 0 0 0 SD 248489000 238925000 17819000 63459000 510447000 1079139000 II-II CÑ1 310611250 298656250 22273750 95188500 893282250 1620012000 SD 620094000 596228000 44468000 158359000 1404951000 2824100000 III-III CÑ1 775117500 745285000 55585000 237538500 2458664250 4272190250 SD 826793000 794970000 59290000 211145000 2177134000 4069332000 IV-IV CÑ1 1033491250 993712500 74112500 316717500 3809984500 6228018250 4.3.5.2.Lực cắt tại các mặt cắt đặc trưng : Trạng thái giới hạn cường độI : VCD _ g  1.75VLL 1.25 VDC1 VDC2 VDC3 1.5VDW Trạng thái giới hạn sử dụng : VSD _ g 1 1VLL 1 VDC1 VDC2 VDC3 1VDW bảng tổng hợp lực cắt dầm giữa
Giai ñoaïn1 Giai ñoaïn 2 Giai ñoaïn 3 Toång 3 Maët caét TTGH VDC1 VDC2 VDC3 VDW VLL giai ñoaïn (N) (N) (N) (N) (N) (N) SD 150326.000 144540.000 10780.000 38390.000 349337.000 693373.000 I-I CÑ1 187907.500 180675.000 13475.000 57585.000 611339.750 1050982.250 SD 125699.000 120861.720 9014.040 32101.020 310176.000 597851.780 II-II CÑ1 157123.750 151077.150 11267.550 48151.530 542808.000 910427.980 SD 75163.000 72270.000 5390.000 19195.000 233645.000 405663.000 III-III CÑ1 93953.750 90337.500 6737.500 28792.500 408878.750 628700.000 SD 0.000 0.000 0.000 0.000 130654.000 130654.000 IV-IV CÑ1 0.000 0.000 0.000 0.000 228644.500 228644.500 4.3.6.Tổ hợp tải trọng tại các mặt cắt đặc trưng của dầm biên : 4.3.6.1.Mômen tại các mặt cắt đặc trưng : Trạng thái giới hạn cường độI : MCD _ b  1.75MLL 1.25 MDC1 MDC2 MDC3 1.5MDW Trạng thái giới hạn sử dụng : MSD _ b 1 1MLL 1 MDC1 MDC2 MDC3 1MDW Bảng tổng hợp mômen dầm biên Giai ñoaïn1 Giai ñoaïn 2 Giai ñoaïn 3 Toång 3 Maët caét TTGH MDC1 MDC2 MDC3 MDW MLL giai ñoaïn (N.mm) (N.mm) (N.mm) (N.mm) (N.mm) (N.mm) SD 0 0 0 0 0 0 I-I CÑ1 0 0 0 0 0 0 SD 248489000 230197000 124554000 6728000 549777000 1159745000 II-II CÑ1 310611250 287746250 155692500 10092000 962109750 1726251750 SD 620094000 574448000 310819000 16789000 1503097000 3025247000 III-III CÑ1 775117500 718060000 388523750 25183500 2630419750 4537304500 SD 826793000 765930000 414425000 22385000 2307996000 4337529000 IV-IV CÑ1 1033491250 957412500 518031250 33577500 4038993000 6581505500 4.3.6.2.Lực cắt tại các mặt cắt đặc trưng : Trạng thái giới hạn cường độI : VCD _ b  1.75VLL 1.25 VDC1 VDC2 VDC3 1.5VDW Trạng thái giới hạn sử dụng : VSD _ b 1 1VLL 1 VDC1 VDC2 VDC3 1VDW
Bảng tổng hợp lực cắt dầm biên Giai ñoaïn1 Giai ñoaïn 2 Giai ñoaïn 3 Toång 3 Maët caét TTGH VDC1 VDC2 VDC3 VDW VLL giai ñoaïn (N) (N) (N) (N) (N) (N) SD 150326.000 139260.000 75350.000 4070.000 349337.000 718343.000 I-I CÑ1 187907.500 174075.000 94187.500 6105.000 611339.750 1073614.750 SD 125699.000 116446.680 63006.300 3403.260 310176.000 618731.240 II-II CÑ1 157123.750 145558.350 78757.875 5104.890 542808.000 929352.865 SD 75163.000 69630.000 37675.000 2035.000 233645.000 418148.000 III-III CÑ1 93953.750 87037.500 47093.750 3052.500 408878.750 640016.250 SD 0.000 0.000 0.000 0.000 130654.000 130654.000 IV-IV CÑ1 0.000 0.000 0.000 0.000 228644.500 228644.500 Nhận xét : Dựa vào giá trị nội lực tính toán ở trên thì dầm biên là dầm bất lợi hơn, nên ta chọn dầm biên là dầm dùng để tính toán và kiểm tra. Mu MCD _ b 6581.506KN.m (tại mặt cắt giữa dầm biên); 4.4. Tính toán và bố trí cốt thép : 4.4.1.Tính toán diện tích cốt thép : Cáp dự ứng lực : Loại tao có có độ tự chùng thấp, đường kính 12.7mm (f = 100.1mm2); Môđun đàn hồi : EP = 197000MPa; Cường độ kéo đứt : 3 fpu = 1.838 10 MPa; Giới hạn chảy : (điều 5.4.4.1) 3 fpy = 0.9 fpu = 1.654 10 MPa; (vì tao có độ tự chùng thấp) ’ Bê tông dầm cấp : f c = 40MPa; Mômen tính toán : Mu = 6581.506KN.m; Với cấu kiện BTCT chịu uốn và chịu kéo dự ứng lực thì hệ số sức kháng :  =1; Chọn sơ bộ cáp : M 6581.506 106 A u 3009.1mm2 ps 3 0.85 fpu H 0.85 1.838 10 1400 2 Chọn : Apschon 1.05 1.2 Aps 3159.56  3610.92mm 2 Vậy ta chọn 6 bó cáp, mỗi bó có 6 tao, Aps = 6 6 100.1 =3603.6mm
Ống gen bằng thép có đường kính trong 51mm và đường kính ngoài là 57mm; 4.4.2.Bố trí cốt cáp dự ứng lực : Bố trí các bó thép DƯL tại mặt cắt đầu dầm và giữa dầm như hình. 310 310 210 200 210 0 0 5 0 1 2 0 0 6 1 0 0 5 2 0 3 0 0 1 0 7 0 5 6 6 0 0 0 1 3 4 2 1 0 0 3 5 4 0 2 1 1 0 1 2 5 0 0 1 2 2 5 5 1 1 200 220 200 200 110110 200 620 620 Bố trí cáp DƯL tại mặt cắt đầu dầm Bố trí cáp DƯL tại mặt cắt IV- IV BOÁ TRÍ CAÙP DÖL TAÏI MC ÑAÀU DAÀM BOÁ TRÍ CAÙP DÖL TAÏI MC IV-IV
CHƯƠNG 5: TÍNH TOÁN DẦM CHÍNH PHƯƠNG ÁN 2 I. GIỚI THIỆU CHUNG : 5.1.Số liệu thiết kế : Chiều dài toàn cầu : L = 33 m Chiều dài tính toán : Ltt = 32.4m Khoảng cách từ đầu dầm đến gối : 0.25m Bề rộng toàn cầu : 11.5m Số làn xe :2 Bề rộng làn xe :2x4.0 =8m Bề rộng lề bộ hành : 2x1.5=3 m Số dầm chủ : ndc = 6 dầm Khoảng cách giữa các dầm chủ : l2 =1.94m Khoảng cách giữa các khung ngang : 3.25m mÆt c¾t ngang cÇu tl : 1/25 11400 200 1500 500 3500 3500 500 1500 200 Bª t«ng nhùa : 75 mm 0 Líp chèng thÊm : 5 mm 4 Chi tiÕt tho¸t níc 7 Líp mui luyÖn : 40 mm 0 9 B¶n mÆt cÇu : 200 mm 0 1 0 5 2 % 2 % 3 0 0 0 0 2 2 Chi tiÕt 1 0 0 0 0 5 5 1 1 0 5 èng tho¸t níc 1 900 5@1940=9700 900 5.2 Vật liệu : Thép: .Dầm chính : - Thép A709 Grade 345:Fy=345MPa .Khung ngang :
- Thép M279 Grade 250 ,Fy = 250 Mpa. Sử dụng 2 loại thanh có mặt cắt ngang L125x125x10mm và L100x100x10 mm, 6 2 - Modun đàn hồi Eth = 2x10 (kg/cm ). Bêtông : .Bản mặt cầu: fc=30Mpa - Môdul đàn hồi : 1.5 1.5 Ec 0.043  c fc ' 0.043 2400 30 29440.087 MPa 5.3.Các kích thước cơ bản : Chọn Hliên hợp = 1.7 m, Hdầm thép =1.4m - Bề dày sườn dầm : Chọn s = 2cm, hs = 134 cm - Bản biên: Bản biên trên : Bề rộng : bb = 30cm Bề dày : hb = 2 cm Bản biên dưới 1 : Bề rộng : b1 = 35cm Bề dày : h1 = 2 cm Bản biên dưới 2 : Bề rộng : b2 = 45cm Bề dày : h2 = 2 cm - Bản mặt cầu dày hc= 20cm ,hv = 10cm - Vút : hv=10cm, bv=10cm. II. TÍNH ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC: 2.1.Đặc trưng hình học phần dầm thép: - Diện tích phần dầm thép: 2 Ft = bb hb+hs ds+b1 h1+b2 h2=30 2+134x2+35x2+450x2= 488 cm - Momen tĩnh đối với trục đi qua mép trên dầm thép: St=Ai x Yi = = 300x20x10+1340x20x690+350x20x1370+450x20x1390=40652000 mm3 - Vị trí trọng tâm dầm thép so với trục đi qua mép trên dầm thép: Yct= S 40652000 t 833.03mm Ft 48800 - Momen quán tính dầm thép đối với trục trung hoà của dầm thép: 2 It = (Ii+ai Ai)
300 203 20 13403 350x203 6000 823.032 268 13402 12 12 12 450 203 7000 536.972 9000 556.972 13433737814.21mm4 12 Mômen kháng uốn của tiết diện tại thớ dưới dầm thép: d I t 13433737814.21 3 S t 23694029.4mm Ytd 1400 833.03 - Mômen kháng uốn của tiết diện t ạ I thớ trên dầm thép: t I t 13433737814.21 3 S t 16126301.42mm Ytt 833.03 2.2.momen quán tính tiết diện liên hợp (Ngắn hạn): Xác định chiều rộng có hiệu của bản cánh : Chiều rộng của bản bê tông tham gia làm việc với dầm thép.Theo điều 4.6.2.6.1 22TCN 272-05 qui định: Đối với dầm giữa : Bề rộng bản cánh hữu hiệu là trị số nhỏ nhất của L 21600  tt 5400mm 4 4 bb 300 12 hc max(ts , ) 12 200 max 20, 2550mm 2 2 S 1940mm  Chọn bC=1940 mm Đối với dầm biên : Bề rộng bản cánh hữu hiệu là trị số nhỏ nhất của L 21600  tt 2700mm 4 8 1450 bb 200 300 6 hc max(ts , ) 6 200 max , 1275mm 2 2 2 4 S 850mm  Chọn bC=1940mm Vậy tiết diện liên hợp dầm biên và dầm giữa trong tinh toán tiết diện liên hợp hoàn toàn giống nhau. Trong tiết diện dầm liên hợp thép-BTCT có hai loại vật liệu chính -Thép: Thép dầm chủ + cốt thép dọc trong bản mặt cầu -Bê tông: Bản bê tông
Hai loại vật liệu này có môđun đàn hồi khác nhau,vì vậy để xác định các đặc trưng hình học chung cho tiết diện,khi tính toán ta phai đưa vào hệ số tính đổi có giá trị bằng tỉ số môđun giữa hai vật liệu để qui đổi phần vật liệu bê tông trong tiết diện thành vật liệu thép: ' Ơ đây bản làm bằng bê tông có fc 30 MPa .Theo điều 6.10.3.1.1.b-22TCN 272-05 ta có giá trị tỉ số môđun đàn hồi n1=8 Diện tích cốt thép dọc bản: 2 3.14x10 2 Act = 16x 1256mm 4 Diện tích cốt thép dọc bản: Ac 1450x20 300x100 100x100 2 Ab = =41250 mm n 8 Diện tích tiết diện liên hợp: 2 Flh1= Ft + Act + Ab = 91306 mm Momen tĩnh dầm thép đối với trục trung hoà dầm thép: 3 Slh1 = Ab Yt+Act Yct = 41250x1015.4+1256x1033 =43180924.97 (mm ) Vị trí trọng tâm tiết diện liên hợp không xét đến từ biến co ngót đối với trục trung hoà dầm thép (chiều dương hướng xuống): S lh1 43180924.97 Yclh1 = 472.93 mm Flh1 91306 Momen quán tính tiết diện liên hợp không kể từ biến và co ngót: 2 2 Ilh1 = ( Ii+ai Ai)=13433737814.21+472.93 x48800+ 1 1450x2003 300x1003 100x1003 ( 560.112 x290000 410.112 x30000 2x 8 12 12 36 426.77 2 x5000) 1256x560.112 37097690546.72mm 4 Mômen kháng uốn của tiết diện t ại thớ dưới dầm thép: d I lh1 37097690564.72 3 S lh1 35674540.53mm Yd 1039.893 Mômen kháng uốn của tiết diện t ạ I thớ trên dầm thép: t I lh1 370976990564.72 3 S lh1 103018405.32mm Yt 360.107 2.3.Momen quán tính tiết diện liên hợp (dài hạn): Tỷ số modul đàn hồi :n2=3n1=3x8=24 Diện tích cốt thép dọc bản: 2 3.14x10 2 Act = 16x 1256mm 4 Diện tích cốt thép dọc bản:
Ac 1450x20 300x100 100*100 2 Ab = =13750 mm 3n 24 Diện tích tiết diện liên hợp: 2 Flh2= Ft + Act + Ab = 63806 mm Momen tĩnh dầm thép đối với trục trung hoà dầm thép: 3 Slh2 =Ab Yt+Act Yct = 13750x1015.4+1256x1033=12528634.44mm Vị trí trọng tâm tiết diện liên hợp không xét đến từ biến co ngót đối với trục trung hoà dầm thép (chiều dương hướng xuống): S lh2 12528634.44 Yclh2 = 239.14 mm Flh2 63806 Momen quán tính tiết diện liên hợp dài hạn: 2 2 Ilh1 = ( Ii+ai Ai)=13433737814.21+239.14 x48800+ 1 1450x2003 300x1003 100x1003 ( 793.89 2 x290000 643.89 2 x30000 2x 3x8 12 12 36 660.56 2 x10000) 1256x793.89 2 25555247692.41mm 4 Mômen kháng uốn của tiết diện t ại thớ dưới dầm thép: d I lh2 25555247692.41 3 S lh2 31702004.01mm Yd 806.108 Mômen kháng uốn của tiết diện t ạ I thớ trên dầm thép: t I lh2 25555247692.41 3 S lh2 43030145.93mm Yt 593.892 III.TÍNH HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG 1.Tính cho dầm giữa: a)Hệ số phân bố momen -Khi 1 làn thiết kế chịu tải : 0.1 S 0.4 S 0.3 K g =0.06+ g mg1 3 4300 L Lts S: Khoảng cch giữa cc dầm chủ. Ltt: Chiều di tính tốn của kết cấu nhịp. ts: Chiều dy bản b tơng mặt cầu. 2 Kg-hệ số,Kg=n(I+A. eg ) n : tỷ số modul đàn hồi thép của dầm thép và modul đàn hồi bê tông của bản mặt cầu E Tỷ số modul đàn hồi :n=damthep , Ebmc Edầm thép =200000Mpa. 1.5 ' 1.5 Ebmc=0.043x( c ) x f c =0.043c(2400) x 30 =27691MPa
200000 Vậy : n= 7.22 27691 I:momen quán tính của dầm thép đã xác định ở phần tính đặc trưng hình học A: Diện tích dầm thép đã xác định ở phần tính đặc trưng hình học eg =1033.03mm: khoảng cách giữa trọng tâm bản mặt cầu và dầm đã xác định ở phần tính đặc trưng hình học . Thay vào ta được : 4 Kg= 473149287660.69 mm 0.4 0.3 0.1 1940 1940 473149287660.96 g mg1 0.06 0.45 4300 21600 21600 2003 -Khi 2 hoặc nhiều làn thiết kế chịu tải : 0.1 S 0.6 S 0.2 K g =0.075+ g = mg2 3 2900 L Lts 0.6 0.2 0.1 1940 1940 473149287660.96 0.075 0.61 2900 21600 21600 2003 Chọn giá trị cực đại làm hệ số phân bố momen của dầm giữa: gmg=max(gmg1,gmg2)=max(0.45,0.61)=0.61 b)Hệ số phân bố lực cắt : -Khi 1 làn thiết kế chịu tải : S gvg1=0.36+ 7600 1940 gvg1=0.36+ =0.61 7600 -Khi 2 hoặc nhiều làn thiết kế chịu tải : 2 2 S S 1940 1940 gvg2=0.2+ - =0.2+ =0.70 3600 10700 3600 10700 Chọn giá trị cực đại làm hệ số phân bố momen của dầm giữa: gvg=max(gvg1,gvg2)=max(0.61,0.70)=0.70 2.Tính cho dầm biên: Tính hệ số phân bố tải trọng tương tự như trong phần tính toán dầm chính cầu BTCT dự ứng lực Bảng tổng kết hệ số phân bố tải trọng Người bộ Xe tải thiết kế Xe 2 trục TK Tải trọng ln m.g hnh Mơmen 0.610 0.610 0.610 1.397 Dầm bin Lực cắt 0.700 0.700 0.700 1.397
Mơmen 0.610 0.610 0.610 0.610 Dầm giữa Lực cắt 0.700 0.700 0.700 0.700 IV.Xác định tĩnh tải: Cầu dầm thép liên hợp có 2 loại tĩnh tải: Tĩnh tải giai đoạn 1:Tính theo tiết diện dầm thép DC1:bao gồm trọng lượng bản thân của dầm chủ,trọng lượng bản thân của liên kết ngang,sườn tăng cường, bản mặt cầu được tính theo chia đều cho các dầm. Tĩnh tải giai đoạn 2:Tính theo tiết diện dầm thép liên hợp dài hạn DC2 :Trọng lượng lan can và gờ chắn bánh do dầm biên chịu. DW: Trọng lượng lớp phủ bản mặt cầu DC 1: Tĩnh tải giai đoạn 1 - Trọng lượng bản thân dầm thép : -4 gdt =  Ft =78.5 488 10 =3.83(KN/m) - Trọng lượng hệ liên kết ngang :Chọn hệ thanh ngang như hình vẽ:gồm 2 loại thanh: thanh L125 125 10mm và thanh L100 100x10mm. Bản táp 400 230 15mm g1dn l1dn n1 g 2dn l 2dn n 2 gdn= + n dc xL cau n dc xL cau 0.0191x1.39 154 0.0151 0.9 154 gdn= + =0.03(KN/m) 8x32.5 8x32.5  F n 78.5 0.23 0.4 0.015 77 Trọng lượng bản táp :tap =0.05(KN/m) ndc Lcau 8 32.5 n1=14 11= 154 : số thanh L125 125 10 n2 = 14 11= 154 : số thanh L100 100x10 n3=7 11=77:số bản táp g1dn = 0.0191 (KN/m) : trọng lượng thanh L125 125 10/1mdài g2dn = 0.0151 (KN/m) : trọng lượng thanh L100 100 10/1mdài -Trọng lượng sườn tăng cường : Chọn sườn tăng cường cao 132cm,dày 1.5cm,rộng 14cm. Số lượng sườn tăng cường là :16 11= 176 g1STC =F   t =1.32 0.015 0.140 78.5=0.22(KN) gkSTC nSTC 0.22 176 gSTC= = =0.15(KN/m) ndc Lcau 8 32.5 -4 -Trọng lượng phần BTCT : gb= b Fb =25 3400 10 =8.5(KN/m) Tĩnh tải giai đoạn 1: DC1 =gdt+gb+gdn +gSTC =3.83+0.03+0.05+0.15+8.5=12.56(KN/m)
DC 2:tĩnh tải giai đoạn 2 *)Lan can: +Trọng lượng của thanh lan can trên 1 m dài: D2 d2 0.12 2 0.112 g1 =4  thep x =4 78.5 /8=0.0234KN/m 4 4 +Trọng lượng cột lan can tính cho 1m dài bản mặt cầu : ncot P1cot g2= =0.45 KN/m Lcau +Trọng lượng của gờ chắn trên 1 m dài : g3= F 25 (0.2 0.65 0.5x0.35)x2 /8 2.26 KN/m DC2 = 0.0234 + 0.339 + 2.26= 2.74 (KN/m) Lớp phủ: Chọn độ dốc để đảm bảo thoát nước là :1.5%.Chiều cao trung bình của lớp mui luyện là :4cm -5 3 +Lớp bê tông atfan:dày 5cm,trọng lượng riêng atfan =2.25 10 N/mm -5 gatfan=atfan hatfan 1000=2.25 10 50 1000=1.025N/mm -5 +Lớp bê tông xi măng bảo vệ:dày 5cm,trọng lượng riêng btbv =2.4 10 N/mm3 -5 gbtbv=btbv hbtbv 1000=2.4 10 50 1000=0.96N/mm -5 3 +Lớp phòng nước:dày 1cm,trọng lượng riêng pn =1.5 10 N/mm -5 gpn=pn hpn 1000=1.5 10 10 1000=0.15N/mm -5 3 +Lớp mui luyện thoát nước :dày 4cm,trọng lượng riêng ml =2 10 N/mm -5 gml=ml hml 1000=2 10 40x1000= 1 N/mm Vậy trọng lượng lớp phủ là: 2 DW1 =gatfan+gbtbv+ gpn+gml =1.025+0.96+0.15+1=3.135N/mm.=3.135KN/m Tính cho 1 dầm :DWb =8xDW/8=3.135(KN/m) Tĩnh tải giai đoạn 2: 2.73+3.135=5.86 Kn/m . XÁC ĐỊNH NỘI LỰC: V1.ĐƯỜNG ẢNH HƯỞNG NỘI LỰC: Xác định nội lực tại 4 mặt cắt điển hình trên 1 dầm (mặt cắt gối 1, ¼ dầm, ½ dầm, vị trí mối nối) Đường ảnh hưởng momen :
Maët caét goái Ltt= 32.4 6.094 1 Ltt Maët caét 4 daàm 7.277 Maët caét moái noái Ltt 8.125 1 Ltt Maët caét 2 daàm Đường ảnh hưởng lực cắt : Maët caét goái 0 + 0 . 1 5 2 1 - . Maët caét 4 daàm 0 5 7 + . 0 8 2 - 3 . Maët caét moái noái 0 2 7 + 6 . 0 0 5 - . 1 0 Ltt Maët caét 2 daàm 0 + 5 . 0 Từ đường ảnh hưởng , xác định diện tích đường ảnh hưởng: LỰC CẮT Mặt cắt MOMEN (dương) (âm) Tổng GỐI 0 15.25 0 15.25 ¼ DẦM 99.02 11.43 0.95 10.48 MỐI NỐI 117.33 8.58 1.68 6.9 ½ DẦM 132.03 3.81 3.81 0 V.2.XÁC ĐỊNH NỘI LỰC DO TĨNH TẢI:
Nội lực do tĩnh tải gây ra được tính bằng cách lấy giá trị tĩnh tải trên 1m dài theo chiều dọc cầu(đã tính ở trên) nhân với diện tích đường ảnh hưởng. Dầm giữa: -Momen : +Momen do tĩnh tải DC1g gây ra: MDCg=DC1g SM +Momen do tĩnh tải DC2g gây ra: MDCg=DC2g SM +Momen do tĩnh tải DWg gây ra: MDWg= DWg SM DC DC DW M M M Mặt cắt 1g 2g g S (m2) DC1g DC2g DWg (KN/m) (KN/m) (KN/m) M (KN.m) (KN.m) (KN.m) GỐI 12.56 2.74 3.13 0 0.00 0.00 0.00 ¼ DẦM 12.56 2.74 3.13 99.02 1243.69 271.31 309.93 MỐI NỐI 12.56 2.74 3.13 117.33 1473.66 321.48 367.24 ½ DẦM 12.56 2.74 3.13 132.03 1658.30 361.76 413.25 -Lực cắt: + Lực cắt tĩnh tải DC1g gây ra: VDCg=DC1g SV + Lực cắt tĩnh tải DC2g gây ra: VDCg=DC2g SV + Lực cắt do tĩnh tải DWg gây ra: VDWg= DWg SV DC DC DW V V V Mặt cắt 1g 2g g S (m2) DC1g DC2g DWg (KN/m) (KN/m) (KN/m) V (KN.m) (KN.m) (KN.m) GỐI 12.56 2.74 3.13 15.25 191.54 41.79 47.81 ¼ DẦM 12.56 2.74 3.13 10.48 131.63 28.72 32.85 MỐI NỐI 12.56 2.74 3.13 6.9 86.66 18.91 21.63 ½ DẦM 12.56 2.74 3.13 0 0.00 0.00 0.00 Dầm biên:giá trị giống dầm giữa vì tĩnh tải chia đều cho các dầm V.3. XÁC ĐỊNH NỘI LỰC DO HOẠT TẢI: V.3.1. Xe thiết kế -Nội lực do hoạt tải gây ra cho dầm biên và dầm giữa bằng nhau. -Đặt xe lên đường ảnh hưởng sao cho bất lợi nhất.
4.3m 4.3 >9m 1.2m 35KN 145KN 145KN 110KN 110KN Xe taûi thieát keá (truck) Xe 2 truïc (tandem) A.MOMEN DO HOẠT TẢI : 1.Mặt cắt gối: g g M truck =0, M tan dem =0 2.Mặt cắt ¼ dầm: xe 2 truïc xe taûi 4 9 4 4 9 1 4 9 7 0 9 0 . . . . 5 5 3 6 1/ 4 M truck = (6.094+5.019) 145+3.944 35=1749.43 KN.m 2 M tan dem =(6.094+5.794) 110=1307.68 KN.m 3.Mặt cắt tại mối nối dầm: xe 2 truïc xe taûi 6 2 7 1 6 2 7 7 3 8 2 8 . . . . 4 5 7 6 mn M truck = (7.277+5.822) 145+4.366 35=2052.16 KN.m mn M tan dem =(7.277+6.871) 110=1556.28 KN.m 4.Mặt cắt tại ½ dầm:
xe 2 truïc xe taûi 5 5 5 5 7 2 2 2 9 8 1 5 . . . . 5 3 8 7 1/ 2dam M truck = (8.125+5.975) 145+3.825 35=2178.38 KN.m mn M tan dem =(8.125+7.255) 110=1691.8KN.m B.LỰC CẮT DO HOẠT TẢI : Đặt xe lên đường ảnh hưởng sao cho bất lợi nhất. 1.Mặt cắt gối: xe 2 truïc xe taûi 0 9 8 0 6 5 1 0 9 8 7 0 . . . . 0 0 0 1 g Vtruck = (1+0.859) 145+0.718 35=294.685 KN g Vtan dem = (1+0.96) 110=215.6 KN 2.Mặt cắt ¼ dầm: xe 2 truïc xe taûi 1 9 8 1 0 6 7 6 4 . . . 0 0 0 0 5 7 . 0 1/ 4dam Vtruck = (0.75+0.609) 145+0.468 35=213.43 KN 1 / 4dam Vtan dem = (0.75+0.711) 110=160.71 KN
3.Mặt cắt mối nối dầm: xe 2 truïc xe taûi 2 1 9 3 3 3 6 5 . . . 0 0 0 2 7 6 . 0 mn Vtruck = (0.672+0.531) 145+0.39 35=188.08 KN 1 / 4dam Vtan dem = (0.672+0.632) 110=143.44 KN 4.Mặt cắt ½ dầm: xe 2 truïc xe taûi 8 9 1 5 6 2 4 3 . . . 0 0 0 0 0 5 . 0 1/ 2dam Vtruck = (0.5+0.359) 145+0.218 35=132.18 KN 1 / 4dam Vtan dem = (0. 5+0.46) 110=105.6 KN VII.3.2. LÀN: +Momen do tải trọng làn gây ra: M lan =qlàn S Mlan +Lực cắt do tải trọng làn gây ra: Vlan = qlàn SVlan -Momen do tải trọng làn gây ra: 2 Mặt cắt qlàn(KN/m) S M (m ) M lan (KN.m) GỐI 9.3 0 0 ¼ DẦM 9.3 99.02 920.886 MỐI NỐI 9.3 117.33 1091.169
½ DẦM 9.3 132.03 1227.879 Lực cắt do tải trọng làn gây ra: Mặt cắt qlàn(KN/m) SV (m) Vlan (KN) GỐI 9.3 15.25 141.825 ¼ DẦM 9.3 11.43 106.299 MỐI NỐI 9.3 8.58 79.794 ½ DẦM 9.3 3.81 35.433 V.3.3.TẢI TRỌNG NGƯỜI: +)Momen do tải trọng người làn gây ra: M nguoi = qngười S M +Lực cắt do tải trọng làn gây ra: Vnguoi = qngười SV -Momen do tải trọng người gây ra: 2 Mặt cắt Qnguoi(KN/m) S M (m ) M lan (KN.m) GỐI 3 0 0 ¼ DẦM 3 99.02 297.06 MỐI NỐI 3 117.33 351.99 ½ DẦM 3 132.03 396.09 Lực cắt do tải trọng người gây ra: Mặt cắt QnguoiKN/m) SVlan (m) Vlan (KN) GỐI 3 15.25 45.75 ¼ DẦM 3 11.43 34.29 MỐI NỐI 3 8.58 25.74 ½ DẦM 3 3.81 11.43 V.4.TỔ HỢP NỘI LỰC HOẠT TẢI: Theo tính toán nội lực ở trên, nhann thấy giá trị nội lực do xe tải gây ra luôn lớn hơn xe 2 trục nên lấy nội lực xe 2 trục tổ hợp nội lực.: -Tính cho dầm giữa: +) M g (1 IM ) M g M g M gLL gHL xetai glan lan gnguoi nguoi IM=25%-hệ số xung kích ggHL, gglan, ggnguoi -hệ số phân bố xe tải, làn, người đối với momen dầm giữa.(đã tính ở trên)
Mặt cắt M xetai (KN.m) M lan (KN.m) M nguoi (KN.m) M LLg (KN.m) GỐI 0 0 0 0.00 ¼ DẦM 1749.425 920.886 297.06 1535.53 MỐI NỐI 2052.165 1091.169 351.99 1807.77 ½ DẦM 2178.375 1227.879 396.09 1960.47 +) V g (1 IM ) V g V g V gLL vgHL xetai vglan lan vgnguoi nguoi IM=25%-hệ số xung kích gvgHL, gvglan, gvgnguoi -hệ số phân bố xe tải, làn, người đối với lực cắt dầm giữa.(đã tính ở trên) Mặt cắt Vxetai (KN.m) Vlan (KN.m) Vnguoi (KN.m) VLLg (KN.m) GỐI 294.685 141.825 45.75 324.66 ¼ DẦM 213.435 106.299 34.29 237.91 MỐI NỐI 188.085 79.794 25.74 198.93 ½ DẦM 132.185 35.433 11.43 123.86 Mặt cắt Vxetai (KN.m) Vlan (KN.m) Vnguoi (KN.m) VLLg (KN.m) GỐI 294.685 141.825 45.75 361.86 ¼ DẦM 213.435 106.299 34.29 265.79 MỐI NỐI 188.085 79.794 25.74 219.86 ½ DẦM 132.185 35.433 11.43 133.16 VI.TỔ HỢP NỘI LỰC THEO CÁC TRẠNG THÁI GIỚI HẠN:  =1.05 –hệ số điều chỉnh tải trọng. Hệ số tải trọng TRẠNG THÁI  LL  DC  DW Cường độ 1 1.75 1.25 1.5 Cường độ 2 0 1.25 1.5 Cường độ 3 1.35 1.25 1.5 Giới hạn sử dụng 1 1 1 Đặt biệt 0.5 1.25 1.5 Theo bảng hệ số tổ hợp, cường độ 1 có hệ số tải trọng lớn hơn so với hệ số tải trọng của cường độ 2 và cường độ 3 nên để đơn giản tính toán ,ta chỉ tính cho trường hợp cường độ 1 trong trạng thái giới hạn cường độ . Vậy tính trạng thái giới hạn cường độ 1 và trạng thái giới hạn sử dụng.
VI.1.NỘI LỰC DẦM GIỮA: a)Trạng thái cường độ 1: 1 1 1 M UCD1g =(  LL M LLg + DC MDC+  DW MDW) 1 1 1 VUCD1g =(  LL VLLg + DC VDCg+ DW VDWg) Giá trị momen tổ hợp theo trạng thái cường độ 1(KN.m): Mặt cắt M LLg MDC1 MDC2 MDW M UCD1g GỐI 0.00 0 0 0 0.00 ¼ DẦM 1535.53 1243.69 271.31 309.93 5045.83 MỐI NỐI 1807.77 1473.66 321.48 367.24 5958.39 ½ DẦM 1960.47 1658.3 361.76 413.25 6575.77 Giá trị lực cắt tổ hợp theo trạng thái cường độ 1 (KN): Mặt cắt VLLg VDC1 VDC2 VDW VUCD1g GỐI 324.66 191.54 41.79 47.81 931.53 ¼ DẦM 237.91 131.63 28.72 32.85 666.06 MỐI NỐI 198.93 86.66 18.91 21.63 512.54 ½ DẦM 123.86 0.00 0.00 0.00 216.76 b)Trạng thái sử dụng : 4 4 4 M USD1g =(  LL M LLg + DC MDC+  DW MDW) 4 4 4 VUSDg =(  LL VLLg + DC VDCg+ DW VDWg) Giá trị momen tổ hợp theo trạng thái sử dụng(KN.m): Mặt cắt M LLg MDC1 MDC2 MDW M USD1g GỐI 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 ¼ DẦM 1535.53 1243.69 271.31 309.93 3428.29 MỐI NỐI 1807.77 1473.66 321.48 367.24 4050.52 ½ DẦM 1960.47 1658.30 361.76 413.25 4484.22 Giá trị lực cắt tổ hợp theo trạng thái sử dụng (KN): Mặt cắt VLLg VDC1 VDC2 VDW VUSD1g GỐI 324.66 191.54 41.79 47.81 616.24 ¼ DẦM 237.91 131.63 28.72 32.85 438.29 MỐI NỐI 198.93 86.66 18.91 21.63 330.86 ½ DẦM 123.86 0.00 0.00 0.00 123.86 VI.2.NỘI LỰC DẦM BIÊN: a)Trạng thái cường độ 1: 1 1 1 M UCD1B =(  LL M LLB + DC MDC+  DW MDW)
1 1 1 VUCD1B =(  LL VLLB + DC VDCg+ DW VDWg) Giá trị momen tổ hợp theo trạng thái cường độ 1(KN.m): Mặt cắt M LLB MDC1 MDC2 MDW M UCD1g GỐI 0.00 0 0 0 0.00 ¼ DẦM 1816.55 1243.69 271.31 309.93 5537.61 MỐI NỐI 2140.76 1473.66 321.48 367.24 6541.11 ½ DẦM 2335.17 1658.3 361.76 413.25 7231.50 Giá trị lực cắt tổ hợp theo trạng thái cường độ 1 (KN): Mặt cắt VLLB VDC1 VDC2 VDW VUCD1g GỐI 361.86 191.54 41.79 47.81 996.62 ¼ DẦM 265.79 131.63 28.72 32.85 714.84 MỐI NỐI 219.86 86.66 18.91 21.63 549.17 ½ DẦM 133.16 0.00 0.00 0.00 233.02 b)Trạng thái sử dụng : 4 4 4 M USDB =(  LL M LLB + DC MDC+  DW MDW) 4 4 4 VUSDB =(  LL VLLB + DC VDCg+ DW VDWg) Giá trị momen tổ hợp theo trạng thái sử dụng(KN.m): Mặt cắt M LLg MDC1 MDC2 MDW M USD1g GỐI 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 ¼ DẦM 1816.55 1243.69 271.31 309.93 3709.31 MỐI NỐI 2140.76 1473.66 321.48 367.24 4383.51 ½ DẦM 2335.17 1658.30 361.76 413.25 4858.92 Giá trị lực cắt tổ hợp theo trạng thái sử dụng (KN): Mặt cắt VLLg VDC1 VDC2 VDW VUSD1g GỐI 361.86 191.54 41.79 47.81 653.44 ¼ DẦM 265.79 131.63 28.72 32.85 466.17 MỐI NỐI 219.86 86.66 18.91 21.63 351.79 ½ DẦM 133.16 0.00 0.00 0.00 133.16 Qua tính toán trên, nhận thấy nội lực dầm biên lớn hơn dầm giữa nên lấy nội lực dầm biên để tính toán . VII. KIỂM TOÁN DẦM THÉP : VII.1.Kiểm toán dầm thép trong giai đoạn 1: Trong giai đoạn 1 chỉ có dầm thép làm việc,tĩnh tải giai đoạn 1 đóng vai trò là tải trọng để kiểm tra khả năng chịu lực của dầm Kiểm tra tỷ lệ cấu tạo chung :
Cấu kiện được cấu tạo sao cho tỷ lệ sau được thoả mãn: I 0.1 yc 0.9 I y Trong đó : Jy: Mômen quán tính của mặt cắt phần dầm thép đối với trục thẳng đứng trong mặt phẳng bản bụng 3 3 3 3 hb bb hS bS h1 b1 h2 b2 Jy= = 12 12 12 12 2 303 134 23 2 3503 2 4503 = = 26922.67 (cm4) 12 12 12 12 Iyc: Mômen quán tính của bản cánh trên chịu nén quanh trục đứng trong mặt phẳng bản bụng 3 3 hb bb 2 30 4 Iyc1 = =4500 (cm ). 12 12 I yc1 4500 0.1 0.9 0(thoả.1 yêu cầu ) 0.167 0.9 I y 26922.67 VII.2.Kiểm toán dầm thép trong giai đoạn 2: a) Xác định momen chảy của tiết diện dầm giữa giai đoạn 2: Momen chảy là momen gây nên ứng suất chảy đầu tiên tại bất kỳ bản biên nào của dầm thép My = MD1+MD2+MAD MD1: momen do tải trong thường xuyên ( có hệ số ) lên tiết diện thép trước khi bê tông bản mặt cầu đạt 75% cường độ chịu nén 28 ngày (momen do tĩnh tải giai đoạn 1 ở trạng thái GHCĐ 1),vẫn còn làm việc theo momen kháng uốn của tiết diện không liên hợp +Momen dương : max M D1 =  DC M DC1 =1.05x1.25x1658.3=2176.5Kn.m Momen kháng uốn tại thớ trên dầm thép trong giai đoạn 1: t 3 St = 23692.66 cm MD2: momen do phần còn lại của tải trong thường xuyên có hệ số ( lớp áo đường ,lan can ,lề bộ hành),và do momen kháng uốn của tiết diện liên hợp dài hạn + Momen dương : max max M D2 = ( DC M DC 2  DW M DW ) = =1.05 (1.25 361.76+1.5 413.25)=1125.67(KN.m) Momen kháng uốn tại thớ trên dầm thép trong giai đoạn 2 (dài hạn): t 3 Slh2 = 43030.14 cm
MAD: momen bổ sung do yêu cầu đạt giới hạn chảy một trong các biên thép ,momen do hoạt tải có hệ số và do momen kháng uốn của tiết d 3 diện liên hợp nhắn hạn ,S AD= S lh1 103018.4(cm ) ,được xác định từ phương trình sau SAD :momen kháng uốn dầm thép giai đoạn 2(ngắn hạn) M D1 M D2 M AD M D1 M D2 Fy= M AD=(Fy- )xS AD S D1 S D2 S AD S D1 S D2 2176.5 106 1125.67 106 =(345- ) 103018.4 1000 23382.6 106 (N.mm) ) 23692.66 1000 43030.14 1000 =23382.6 (KN.m) Momen chảy : M Y =M D1 +M D2 +M AD 2176.5+1125.67+23382.6=26166.6(KN.m) b)Xác định momen dẻo của tiết diện dầm giữa giai đoạn 2: - Để đơn giản tính toán ta quy đổi phần vút bê tông từ tiết diện hình thang sang tiết diện hình chữ nhật tương đương: + Chiều cao vút bằng chiều cao quy đổi: hv = 100 mm + Chiều rộng cánh trên: 300+100+100=500 mm + Chiều rộng cánh dưới: 300 mm 500 300 + Chiều rộng quy đổi: bV’= 400mm 2 - Lực dẻo trong bản phủ cánh dưới dầm: ' Pf b2 h2 FY Trong đó: + Bề rộng bản phủ cánh dưới dầm thép: b2 = 450 mm + Bề dày bản phủ cánh dưới dầm thép: h2 = 200 mm 2 + Cường độ chảy của vật liệu thép làm dầm: Fy = 345 Mpa=0.345 KN/mm Thay số: ' Pf 0.345 450 200 3105(KN) - Lực dẻo trong cánh dưới dầm: Pf b1 h1 FY Trong đó: + Bề rộng cánh dưới dầm thép: b1 = 350 mm + Bề dày cánh dưới dầm thép: h1 = 200 mm 2 + Cường độ chảy của vật liệu thép làm dầm: Fy = 345 Mpa=0.345 KN/mm Thay số: Pf 0.345 350 200 2415(KN) - Lực dẻo trong bản bụng dầm: Pw = Dc tw Fy
Trong đó: + Chiều cao bản bụng dầm thép: Dc = 1340 mm + Bề dày bản bụng dầm thép: tw = 20 mm 2 + Cường độ chảy của vật liệu thép làm dầm: Fy = 345 Mpa=0.345 KN/mm Thay số: Pw=1340 20 0.345=9246(KN) - Lực dẻo trong cánh trên dầm: Pc=bh hb Fy Trong đó: + Bề rộng cánh trên dầm thép: bb = 300 mm + Bề dày cánh trên dầm thép: hb = 20 mm 2 + Cường độ chảy của vật liệu thép làm dầm: Fy = 345 Mpa=0.345 KN/mm Thay số: Pc=300 20 0.345=2070 (KN) - Lực dẻo trong cốt thép dọc bản bê tông (lưới dưới): Prb = nrb Arb Fy Trong đó: + nrb = 7 : số thanh thép dọc (lưới dưới) nằm trong phần tiết diện bản tính toán 2 + Arb = 113.04 mm : diện tích mặt cắt ngang thanh thép 12 2 + Cường độ chảy của vật liệu thép bản mặt cầu: Fy = 420 Mpa=0.42 KN/mm Thay số: Prb=7 113.04x0.42=332.33 (KN) - Lực dẻo trong cốt thép dọc bản bê tông (lưới trên): Prt = nrt Art Fy Trong đó: + nrt = 7 : số thanh thép dọc (lưới dưới) name trong phần tiết diện bản tinh toán 2 + Art = 113.04mm : diện tích mặt cắt ngang thanh thép 14 2 + Cường độ chảy của vật liệu thép bản mặt cầu: Fy = 420 Mpa=0.42 KN/mm Thay số: Prt=7 113.04 0.42=332.33 (KN) - Lực dẻo trong bản bê tông vút dầm: ' Ps1=bv’ hv 0.85 f c Trong đó: + Chiều rộng quy đổi bản vút: bv’ = 400 mm + Chiều cao quy đổi bản vút: hv = 10 mm ' 2 + Cường độ chịu nén của bê tông: fc 30MPa =0.03 KN/mm
Thay số: Ps1=400 100 0.85 0.03=1020(KN) - Lực dẻo trong bản bê tông: ' Ps2=bc hc 0.85 f c Trong đó: + Chiều rộng bản: bc = 1500 mm + Chiều dày bản: hc = 200 mm ' 2 + Cường độ chịu nén của bê tông: fc 30MPa =0.03 KN/mm Thay số: Ps2=1500 200 0.03 0.85=7650 (KN) * Xác định vị trí trục trung hoà dẻo (PDA) Vị trí trục trung hoà dẻo được xác định trên cơ sở can bằng lực dẻo chịu kéo với lực dẻo chịu nén: Nhận thấy: ' Pf +Pf +Pw = 3105+2415+9246=14766 KN(1) Pc+ Prt+Prb+Ps1 +Ps2 = 2070+332.33+332.33+1020+7650=11404.67KN(2) Nhận xét :(1)>(2) Vậy trục trung hoà dẻo đi qua bản bụng dầm thép - Cân bằng lực kéo và lực nén (PN = PK) xác định được công thức tính Y: ' Pf Pf Pw Ps1 Ps2 Prt Prb 14766 11404.76 Y=D =134 24.38cm 2P 2 9246 W Xác định mômen dẻo Mp: MP (Pi .di ) Trong đó:
Pi : giá trị lực dẻo thứ i di : cánh tay đòn (khoảng cách đại số) từ điểm đặt lực dẻo Pi đến trục trung hoà dẻo -Bản mặt cầu : hc 20 ds1= h h Y 10 2 24.36 56.36cm 2 V t 2 -Phần vút : hV ds2= +ht+ Y =5+2+24.36 =31.36 cm 2 -Bản cánh dưới 2(cánh phủ): h2 2 df’ = hth – Y - h 140 24.36 2 112.64cm 2 t 2 -Bản cánh dưới 1: h 2 h1 2 2 df = df’ - =112.64- =110.64 cm. 2 2 2 2 -Bản bụng dầm : Vách đứng chịu nén : Dn = 24.36/2= 12.18 (cm) Vách đứng chịu kéo : Dn =(134-24.36)/2= 54.82 (cm) Momen dẻo MP: M p 3105 112.64 2415 110.64 2070 25.36 1020 31.36 7650 56.36 9246 24.36 9246 24.36 12.18 9246 54.82 1070143.99(KN.cm) 134 134 c) Phân loại tiết diện dầm: Ta kiểm tra tiết diện theo yêu cầu của tiết diện đặc chắc: Kiểm tra độ mảnh của tiết diện: Nếu tiết diện là đặc chắc thì độ mảnh bản bụng dầm sẽ thoả mãn điều kiện: 2 Dcp E 3.76 tw Fyc + Dcp =24.38cm- chiều cao của bản bụng chịu nén mômen dẻo. + tw = 2 mm : chiều dày của bản bụng + E = 200000 MPa : mô đun đàn hồi của thép + Fy = 345 MPa : cường độ chảy nhỏ nhất quy định của bản cánh chịu nén 2 24.38 200000 Thay số: 24.38<90.53 3.76 thoả. 2 345
Kiểm tra độ mảnh của bản cánh chịu nén: Nếu tiết diện là đặc chắc thì độ mảnh bản cánh chịu nén sẽ thoả mãn điều kiện: b E c 0.382 2tc Fyc +Đối với momen dương : bc =30 cm : chiều rộng bản cánh chịu nén tc = 2 cm : bề dày cánh chịu nén 30 200000 Thay số : 7.5 <0 .9.19382 Thoả 2 2 345 Kiểm tra chiều dài tự do cánh chịu nén: +Đối với momen âm : Nếu tiết diện là đặc chắc thì chiều dài không được dằng của bản cánh chịu nén sẽ thoả mãn điều kiện: M1 ry .E Lb 0.124 0.0759 Mp Fy Trong đó: + Lb = 3250 mm : chiều dài không được giằng của bản cánh chịu nén,chính là khoảng cách giữa 2 dầm ngang + M1:.Nội lực được tính tại trạng thái giới hạn cường độ 1.Theo kết quả tính toán nội lực ở trên ta được : Mlk = 7231.5 Kn.m + Mp = 1070143.99 KN.cm + ry: bán kính quán tính của tiết diện dầm thép đối với trục thẳng đứng Jy ry = As Jy: Mômen quán tính của mặt cắt phần dầm thép đối với trục thẳng đứng trong mặt phẳng bản bụng 4 Jy= 26922.67 (cm ) (đã tính ở trên) 2 As = 488 cm : Diện tích dầm thép . I y 26922.67 ry 7.42cm As 488 Thay số: 7231.5 7.42 200000 0.124 0.0759 330.1cm Lb 325cm 10701.4399 345 Vậy tiết diện dầm là đặc chắc. VII.3.Kiểm toán dầm ở trạng thái giới hạn cường độ 1: a)Kiểm toán dầm theo điều kiện chịu uốn :
+)Đối với momen dương : Kiểm tra: Mu  f Mn Dp : khoảng cách từ đỉnh của bản cánh trên đến trục trung hoà dẻo : Dp = Y +ht=24.36+2=26.38 cm D’:Chiều cao mà tấm bê tông liên hợp đạt tới trị số dẻo lý thuyết khi lực kéo cực đại trong tấm bê tông ở thời điểm phá hoại lý thuyết. d t t 170 D’=  s h 0.7 15.86cm 7.5 7.5  0.7 cho Fy = 345 Mpa. Vì D’ 0.5Mp nên Vn = RCsVp Vp= 0.58FywDtw=0.85x345x1340x20=5362.68 KN M M R= 0.6+0.4 n u =0.599Kn.m M n 0.75M y 1.52 Ek 1.52 200000 5.85 C= = =0.956 2 2 D Fyc 67 345 t w 0.87(1 C) Cs = C+ =0.97 1 (d / D) 2 Vậy :Vn = 0.599x0.97x5362.68=3117.4 Kn Vumax =870.1(KN) Nhận thấy : Vu < Vn Thoả yêu cầu . VII.4.Kiểm toán dầm ở trạng thái giới hạn sử dụng :
1.Đối với tiết diện liên hợp: Trạng thái này được kiểm tra để đảm bảo độ võng tĩnh không ảnh hưởng đến giao thông trên cầu. Ứng suất trong bản cánh dầm trong uốn âm và uốn dương phải thoả mãn : f f 0.95Rb Rh Fyf ff :ứng suất đàn hồi của bản cánh ở trạng thái giới hạn sử dụng.Momen dương sử dụng lớn nhất tại vị trí giữa nhịp . Đối với dầm biên : DC1 M SDb =1658.3(KN.m) DC2 DW M SDb +M SDb =(361.76+413.25)=775.01(KN.m) LL M SDb =2335.17 (KN.m) Ứng suất tại cánh dưới dầm thép: DC1 Dc2 DW LL M SDb M SDb M SDb M SDb ffd=t t t = S1 Slh2 Slh1 1658.3 100 775.01 100 2335.17 100 15.95KN / cm2 =159.5 N/mm2. 23694.03 31702.004 35893.48 Rb =1-hệ số truyền tải tải trọng (6.10.4.3.2) Rh =1 –hệ số lai 2 2 0.95RbRhFyc =0.95 1 1 345= 327.75 N/mm > ffb = 159.5 N/mm >thoả VII.6 KIỂM TOÁN CÁC SƯỜN TĂNG CƯỜNG : VII.6.1.Thiết kế sườn tăng cường trung gian: Sườn tăng cường trung gian cung cấp độ cứng cho phép sườn gia tăng được khả năng chống mất ổn định trước và có đủ cường độ để chống lại các thành phần theo phương đứng của ứng suất tiếp trong sườn Chọn 2 bản sườn tăng cường trung gian 1.5x14cm,thép có giớn hạn chảy 345 Mpa,hàn vào 2 bên sườn dầm,khoảng cách các sườn tăng cường trung gian 305cm. +)Điều kiện về phần chiều rộng thò ra : Để ngăn chặn sự mất ổn định của các STC trung gian ,bề rộng sườn tăng cường trung gian phải thỏa mãn : d E 50 b 0.48t (điều 6.10.8.1.2-1) 30 t p Fys 0.25bf bt 16tp (điều 6.10.8.1.2-2) Trong đó : bt =140mm: chiều rộng của mỗi sườn tăng cường d =1340mm :Chiều cao của sườn tăng cường tp =15mm: Chiều dày của sườn tăng cường
bf : Chiều rộng của bản cánh chịu nén .Đối với dầm chịu momen dương bản cánh chịu nén là bản biên trên (300mm 20mm). Fys = 345 Mpa : Cường độ chảy nhỏ nhất quy định của gờ tăng cường. 1340 200000 50 140 0.48 15 94.67 140 173.35 Thoả 30 345 0.25 300 165 16 15 75 140 240 Thoả Vậy điều kiện về bề rộng sườn tăng cường trung gian được thoả mãn. +)Điều kiện về momen quán tính : Để đảm bảo độ cứng của STC ngang tương ứng với đường bao vùng chịu kéo trong sườn .Momen quán tính của bất kỳ STC nào cũng phải thoả mãn điều kiện : 3 I t Jd0tw (điều 6.10.8.1.3-1) 2 Dp J 2.5 2 0.5 d 0 Trong đó : DP =1340 mm: Chiều cao bản bụng do = 3250 mm: khoảng cách các STC trung gian 2 1340 J 2.5 2 1.57 0.5 3250 It: momen quán tính của gờ tăng cường với trục giữa chiều dày bản bụng(trục thẳng đứng đi qua trọng tâm bản bụng ) 3 15 140 140 20 4 It=2 2 (15 140) =33740000 mm 12 2 2 tw =20mm: chiều dày sườn dầm I = 33740000 mm4> Jd 3 = 0.5 3250 203 =13000000 mm4 t o t w Thoả điều kiện về momen quán tính . +)Điều kiện về diện tích : Các STC trung gian phải có diện tích thích hợp để kháng lại thành phần theo phương đứng của vùng chịu kéo. Vu 2 FYW AS 0.15 B D tw 1 c 18tw (Điều 6.10.8.1.4-1) Vr FYS Trong đó : Vr =3117.4 KN,sức kháng cắt tính toán (Đã tính trong mục Kiểm toán cắt cho vách trong trường hợp có STC) Vu =931.53 KN: lực cắt do tải trong tính toán ở trang thái GHCĐ1 2 As : tổng diện tích mặt cắt ngang STC 2 15 140= 4200 mm B = 1 ứng với đôi sườn tăng cường
C =0.498 : tỷ số ứng suất oằn với cường độ chảy cắt( Đã xác định trong mục Kiểm toán cắt cho vách trong trường hợp có STC) Fyw =345 Mpa: Cường độ chảy nhỏ nhất qui định của bản bụng Fys =345 Mpa: Cường độ chảy nhỏ nhất qui định của STC. Vu 2 FYW AS 0.15 B D tw 1 C 18tw Vr FYS 2 931.53 2 345 2 4200mm 0.15 1 1340 20 1 0.96 18 20 7252mm 3117.4 345 Giá trị ở trên âm có nghĩa là sườn có đủ diện tích để kháng lại các thành phần lực theo phưong đứng của vùng chịu kéo . VIII.TÍNH LIÊN KẾT BIÊN DẦM VÀO SƯỜN DẦM : Biên dầm và sườn dầm liên kết với nhau bằng mối hàn .Chiều cao đường hàn 12mm (>7mm yêu cẩu chiều cao tối thiểu của đường hàn ).Hệ số mối hàn 0.7 Mối hàn chịu lực tác dụng của lực trượt qua các giai đoạn tác dụng và lưc cục bộ của bánh xe . Vì dầm biên có lực cắt lớn hơn dầm giữa nên dùng giá trị lực cắt của dầm biên để tính toán. +)Lực trượt qua các giai đoạn : Tải trọng tác dụng Dầm Giữa Tĩnh tải 1 Tĩnh tải 2 Hoạt tải Q (KN) 239.43 123.94 633.25 Momen kháng uốn biên trên S t 16126.30 43030.14 103018.4 (cm3) Momen kháng uốn biên dưới S d 23694.02 31702.00 35674.540 (cm3) I(cm4) 1343373.78 2555524.76 3709769.05 Tt (KN/cm) 2.87 2.09 17.59 Td (KN/cm) 4.22 1.54 6.09 Tt’ (KN/cm) 22.55 Tổng Td’ (KN/cm) 11.85 Theo bảng tính trên chọn lực trượt tại biên trên dầm giữa T = 22.55 (KN/cm) để tính toán .Bố trí mối hàn 2 biên đều giống nhau. T 22.55 2 Ứng suất tiếp của mối hàn do lực trượt : T = 13.42(KN / cm ) 2 h 2 0.7 1.2 +)Lực cục bộ do bánh xe đặt trên trực tiếp : nh P(1 ) Vo a2 2H
nh = 1.1 : hệ số vượt tải 145 P= (KN): lực 1 bánh xe 2 (1 ) :=1.25: hệ số xung kích a2 = 51cm: chiều dài tiếp xúc bánh xe H=30+2=32cm : khoảng cách từ biên trên bản bê tông đến mép dưới cánh trên dầm thép nh P(1 ) 1.1 145 1.25 Vo = =0.73 (KN/cm) a2 2H 2(2 32 51) Ứng suất do bánh xe đặt trực tiếp : Vo 0.73 2 V 0.43(KN/cm ) 2 h 2 0.7 1.2 Tổng ứng suất tác dụng lên mối nối: 2 2 2 2 2  T V 13.42 0.43 13.43(KN/cm )=134.3 Mpa Ta thấy  =134.3 Mpa <0.7 345=241.5 Mpa Đường hàn đảm bảo khả năng chịu lực IX.TÍNH TOÁN NEO : IX.1)Tính toán neo cho vùng momen dương : 1) Chọn kích thước của đinh chốt neo (điều 6.10.7.4.3-1 tiêu chuẩn ) Chiều cao của đinh chốt neo phải ngàm ít nhất là 50 mm vào trong bản mặt cầu .Chiều cao còn lại của lớp phủ bê tông phía trên của neo chịu cắt kiểu chốt không được ít hơn 50mm.Chọn neo cao 150mm,đường kính 20mm Hs= 150 mm=50+hv =50+100 =150 (thoả) H S Ds = 20mm< =37.5mm(thoả) 4 Theo phưong ngang chọn 3 neo ( khoảng cách các neo là 105mm) cách mép 45mm.Thoả điều kiện theo phương ngang các bu lông cách nhau ít nhất là 4 lần đường kính bu lông (4 20=80m).Khoảng cách giữa mép của bản cánh trên và mép của bu lông gần nhất không được nhỏ hơn 25 mm. 2) Bước của đinh chốt p,đối với trạng thái giới hạn mỏi -Sức kháng mỏi Zr ( điều 6.10.7.4.2 ): 38d 2 Zr d 3 2 238 29.5lg N 238 29.5 lg(139.6 106 ) 2.27 <19 38d 2 38 20 2 Vậy Zr 7600N 2 2 -Momen đầu tiên và momen quán tính đầu tiên :
Q: momen tĩnh của diện tích mặt cầu đã chuyển đổi đối với trục trung hoà của tiết diện liên hợp ngắn hạn bC hC hC 1450 200 200 6 3 Q= Y hV 549.7 100 19.9 10 (mm ) 8 2 8 2 Y: khoảng cách từ trục trung hoà đến biên trên dầm thép trong giai đoạn liên hợp ngắn hạn I:momen quán tính của tiết diện liên hợp ngắn hạn I= 37097690546.72mm4 -Yêu cầu về bước của đinh chốt đối với trạng thái giới hạn mỏi n Z I p r Vsr Q p: bước đinh chốt (neo) n=3 : số neo theo phưong ngang Zr,Q,I : đã xác định ở trên Vsr : lực cắt xác định theo trạng thái giới hạn mỏi . *)Xét từ gối đến ¼ dầm: Đặt xe lê đường ảnh hưởng trong trạng thái giới hạn mỏi . Vsr1 =1.15 0.75 (1 145+145 0.885+35 0.564)=249.01 kN *)Xét từ gối đến ¼ dầm: Vsr2 =1.15 0.75 (0.75 145+145 0.648+35 0.314)=184.3 kN Bước neo tính theo trạng thái giới hạn mỏi : 11 n Z r I 3 7.6 0.37 10 42391.9 p = 6 Vsr Q Vsr 19.9 10 Vsr Bảng tổng hợp P Tổng số Mặt cắt V (kN) yêu cầu P (mm) sr (mm) chọn neo GỐI 1/4 DẦM 249.01 170.44 150 165 ¼ DẦM ½ DẦM 184.3 230.27 200 123 3) Kiểm tra với trạng thái giới hạn cường độ: Từ bảng tổ hợp nội lực theo trang thái giới hạn cường độ 1, ta nhận thấy Đối với nhịp 1 momen tăng từ 0 đến lớn nhất là từ mặt cắt 1 đến mặt cắt 4,sau đó momen giảm đến 0 tại mặt cắt 7 Đối với nhịp 2 momen tăng từ 0 đến lớn nhất là từ mặt cắt 11 đến mặt cắt 13,sau đó momen giảm đến 0 tại mặt cắt 15.Vì đối xứng nên nhịp 2 chỉ cần xét 1 bên . a.Lực cắt thep phương ngang danh định (điều 6.10.7.4.4b) ' 0.85 fc bC hC Vh min FYW DtW Fytbt tt Fycbvtc
tw,tt,tc : chiều dày bản bụng,cánh chịu nén,cánh chịu kéo. D,bt,bc: chiều rộng bản bụng ,cánh chịu nén ,cánh chịu kéo. Vh-bêtông = 0.85 30 1900 200=7395000N=7395 KN Vh-thep = 345(1340 20+300 20+350 20+450 20)=16836000N=16836KN Chọn Vh =7395KN b.Sức kháng cắt danh định ( điều 6.10.7.4.4c ) Sử dụng cường độ keo nhỏ nhất tiêu chuẩn Fu =420 Mpa đối với neo dạng đinh chốt 0.5 f 'c Ec 0.5 30 29440 469.9Mpa Fu =420 Mpa d 2 20 2 Vậy Qn = Asc Fu = Fu = 420 =131880 N=131.88KN 4 4 c.Kiểm tra lại số lượng neo chịu căt dạng chốt (Xem bảng tổng hợp ) V 7395 n>h =66 neo  sc Qn 0.85 131.88 Như vậy : Bố trí từ mặt cắt gối đến mặt cắt 1/4 dầm: 165 neo Bố trí từ mặt cắt ¼ dầm đến mặt cắt 1/2 dầm: 123 neo Tất cả các trường hợp trên đều lớn hơn số neo tính theo trạng thái giới hạn cường độ (68 neo).Vậy thoả yêu cầu đối với trạng thái giới hạn cường độ.
CHƯƠNG 6: SO SÁNH VÀ LỰA CHỌN PHƯƠNG ÁN KẾT CẤU CẦU Giải pháp kết cấu cầu dựa trên những nguyên tắc chủ yếu sau: - Thiết kế cầu phải phù hợp với qui hoạch tổng thể. - Mặt cắt ngang cầu phù hợp với mặt cắt ngang đường và phải dựa trên kết quả điều tra lưu lượng xe và tính tóan dự báo nhu cầu vận tải trong khu vực. - Bảo đảm khổ thông thuyền và tĩnh không xe chạy và tĩnh không dưới cầu. - Kết cấu cầu phù hợp với khả năng thi công của các nhà thầu Việt Nam. - Thời gian thi công ngắn, thi công thuận tiện. - Hạn chế tối đa các tác động đến môi trường. - Thuận tiện cho các công tác duy tu bảo dưỡng. - Kiểu dáng kiến trúc phù hợp với cảnh quan khu vực xây dựng. SO SÁNH CÁC PHƯƠNG ÁN: 1. Phương án 1 - Dầm sản xuất tại công trường, dễ vận chuyển và lao lắp. - Độ cứng dầm bêtông lớn - Xe chạy qua cầu tương đối êm thuận - Vì là dầm bê tông nên chi phí bảo dưỡng thấp - Phù hợp với khu vực vùng sông nước - Tận dụng vật liệu tại chỗ. 2. Phương án 2 - Phương án kết cấu nhịp chưa thật hợp lí. - Xe chạy trên cầu không êm thuận - Do là nhịp dầm thép nên chi phí duy tu bảo dưỡng cao trong quá trình khai thác sau này, tuổi thọ công trình không đảm bảo trong thời gian dài.
- Tính thẩm mỹ của công trình chưa cao, không phù hợp với không gian kiến trúc và khu vực vùng ven biển. Lựa chọn phương án: Với mục đích học tập muốn đi sâu về công nghệ bê tông cốt thép và được sự đồng ý của thầy em quyết định chọn phương án 1 (dầm cầu bê tông cốt thép dự ứng lực nhịp giản đơn) làm phương án kĩ thuật. CHƯƠNG 7: THIẾT KẾ KỸ THUẬT PHƯƠNG ÁN CHỌN : DẦM I BÊ TÔNG CỐT THÉP CĂNG SAU 7.1 CHỌN TIẾT DIỆN DẦM CHÍNH HÌNH CHỮ I LIÊN HỢP VỚI BẢN BÊ TÔNG CỐT THÉP: Kết cấu nhịp có 6 dầm chính tiết diện chữ I dự ứng lực căng sau giống nhau, dầm được chế tạo ở công trường, chiều dài nhịp L = 33m. Chiều dài nhịp tính toán Ltt=33-2x0.3=32.4m Các dầm được thiết kế bằng bê tông cấp 40MPa; Khoảng cách giữa các tim dầm : S = 1940mm; Chọn dầm chữ I khi chưa liên hợp với bản mặt cầu có các kích thước như hình b3 5 H 4 H 3 H H b2 2 H 1 H b5 b5 b1 b1 Maët caét ngang daàm taïi vò trí goái Maët caét ngang daàm taïi vò trí L/2 Mặt cắt ngang dầm - Chiều cao dầm chủ : H 1400mm
- Chiều cao bầu dưới : H1 250mm - Chiều cao vút dưới : H2 200mm - Chiều cao sườn : H3 700mm - Chiều cao vút trên : H4 100mm - Chiều cao bầu trên : H5 150mm - Bề rộng bầu dưới dầm : b1 620mm - Bề rộng sườn : b2 200mm - Bề rộng bầu trên : b3 620mm - Bề rộng vút dưới : b5 210mm Tiết diện tại giữa dầm tính đổi : 0.5 100 210 h 150 200mm f 210 0.5 200 210 h 250 350mm 1 210 Vậy ta có tiết diện tính đổi như hình vẽ sau : 620 0 0 2 0 5 0 8 0 4 1 0 5 3 210 200 210 620 Tiết diện tính đổi Xác định mômen quán tính của tiết diện : Diện tích của mặt cắt ngang dầm : A 350 620 850 200 200 620 511000mm2
Mômen tĩnh của dầm đối với trục X-X’: 350 850 200 KX X' 350 620 850 200 350 200 620 1400 2 2 2 330925000mm3 Khoảng cách từ trục X-X’đến trục trung hoà của tiết diện : 350 850 200 KX X' 350 620 850 200 350 200 620 1400 2 2 2 330925000mm3 Khoảng cách từ trục X-X’ đến trục trung hoà của tiết diện : K 330925000 Y X X' 648mm A 511000 Mômen quán tính của tiết diện đối với trục trung hoà : 2 I  Ii ai Ai 2 620 3503 350 648 350 620 12 2 2 200 8503 850 648 350 200 850 12 2 2 620 2003 200 648 1400 200 620 12 2 116867977300mm4