Đồ án tốt nghiệp cầu đường

Thiết kế nhánh cầu cong trong cầu vượt nút giao cao tốc TP. HCM Long Thành Dầu Giây. Nội dung thực hiên: Kết cấu phần trên (Lan can, bản mặt cầu, dầm chủ); Kết cấu phần dưới (Mố M1, Trụ T4, Cọc khoan nhồi); Phương án thi công (đà giáo trụ tạm); Đường dẫn vào cầu (Xử lý đất yếu bằng cọc xi măng đất; thiết kế kết cấu áo đường 500m đường dẫn). Đồ án có sử dụng Revit + Dynamo, Civil 3D, Lumion, RM bridge, Plaxis, Sa2000. Với kiến thức có hạn của em khó trành những sai sót nhất đinh, mọi ý kiến đóng góp vui lòng liên hệ địa chỉ email: tandatjr147gmail.com.

GIỚI THIỆU CHUNG CẦU

Vị trí địa lý

Cầu vượt nút giao trên đường 319 là tuyến giao thông quan trọng, kết nối các khu công nghiệp huyện Nhơn Trạch Khi hoàn thành, tuyến đường này sẽ giảm thời gian di chuyển đến TP.HCM còn khoảng 20 phút, đồng thời giúp giảm tải cho đường cao tốc TP.HCM - Long Thành - Dầu Giây và Quốc lộ 51, hiện đang gặp tình trạng quá tải.

Mặt khác, huyện Nhơn Trạch có vị trí địa lý thuận lợi là tâm điểm tam giác TPHCM

Đồng Nai và Bà Rịa Vũng Tàu cần được quy hoạch thành đô thị loại II Vào đầu năm 2020, Thủ tướng Chính phủ đã phê duyệt điều chỉnh quy hoạch chung cho đô thị mới Nhơn Trạch, với mục tiêu phát triển đến năm 2035 và tầm nhìn mở rộng đến năm 2050.

Hình 1.1 Phối cảnh dự án

Điều kiện tự nhiên

Dự án được triển khai tại khu vực đồng bằng với địa hình gần như bằng phẳng, thuận lợi cho việc bố trí thiết bị, máy móc, lán trại và khu vực tập kết vật tư Địa chất của khu vực được trình bày chi tiết trong bảng dưới đây.

Bảng 1.1 Tổng hợp thông số địa chất

Tính chất cơ lý của đất c

1 23.85 Đất sét, nâu sẫm, kém chặt 8.30 0.166 15.93 2.120 1.634

2 4.10 Sét lẫn hữu cơ, xám xanh, kém chặt 25.60 0.238 18.45 0.959 0.481

3 6.00 sét lẫn hữu cơ màu xám xanh, rất cứng 23.10 0.446 19.98 0.589 0.079

4 17.90 Sét gầy, nâu vàng, rất cứng 27.60 0.302 19.87 1.030 0.469

5 3.40 Sét dẻo, nâu vàng, nữa cứng 30.5 0.286 18.85 0.874 0.21

6 100 Sét dẻo, nâu đỏ, cứng 36.0 0.465 20.15 0.593 0

Hình 1.2 Hình trụ hố khoan

Khí hậu Đồng Nai thuộc loại khí hậu nhiệt đới gió mùa cận xích đạo, với hai mùa rõ rệt: mùa khô và mùa mưa Mùa khô kéo dài từ tháng 12 đến tháng 3 hoặc tháng 4 năm sau, chiếm khoảng 5 đến 6 tháng Ngược lại, mùa mưa diễn ra từ tháng 5 đến tháng 11, kéo dài khoảng 6 đến 7 tháng Thời điểm kết thúc mùa mưa thường dao động từ đầu tháng 10 đến tháng 12.

Nhiệt độ không khí trung bình hàng năm dao động từ 25,7 đến 26,7 độ C, với sự chênh lệch giữa các năm không đáng kể Mức chênh lệch nhiệt độ cao nhất giữa tháng nóng nhất và lạnh nhất chỉ là 4,2 độ C.

Nhiệt độ trung bình trong mùa khô dao động từ 25,4 đến 26,7 độ C, với sự chênh lệch 4,8 độ C giữa tháng cao nhất và tháng thấp nhất Trong khi đó, mùa mưa có nhiệt độ trung bình từ 26 đến 26,8 độ C, với mức dao động chỉ khoảng 0,8 độ C so với mùa khô.

Huyện Tân Phú, cùng với phía bắc huyện Định Quán và huyện Vĩnh Cửu, có lượng mưa lớn nhất, đạt trên 2.500mm/năm Trong mùa khô, tổng lượng mưa chỉ dao động từ 210 – 370 mm, chiếm khoảng 12 – 14,5% tổng lượng mưa năm Ngược lại, mùa mưa mang lại lượng mưa từ 1.500 – 2.400 mm, chiếm tới 86 – 88% tổng lượng mưa Lượng mưa có xu hướng giảm dần từ phía Bắc xuống phía Nam và từ giữa ra hai phía Đông và Tây của Đồng Nai.

Tài nguyên vật liệu

Vật liệu đá được khai thác từ mỏ gần khu vực xây dựng cầu, đảm bảo cường độ và kích cỡ phù hợp cho công trình Đá được vận chuyển đến vị trí thi công một cách thuận tiện bằng đường bộ, góp phần quan trọng vào tiến độ và chất lượng xây dựng cầu.

Vật liệu cát: cát dùng để xây dựng được khai thác gần vị trí thi công, đảm bảo độ sạch, cường độ và số lượng

Vật liệu thép được sử dụng bao gồm các loại thép trong nước như thép Thái Nguyên và các loại thép liên doanh như thép Việt-Nhật, Việt-Úc Nguồn cung cấp thép được lấy từ các đại lý lớn ở các khu vực lân cận, đảm bảo chất lượng và độ tin cậy cho các công trình xây dựng.

Xi măng hiện nay được sản xuất tại nhiều nhà máy trên các tỉnh thành, đáp ứng kịp thời nhu cầu xây dựng Điều này giúp việc cung cấp xi măng cho các công trình trở nên thuận lợi, đảm bảo cả chất lượng và số lượng theo yêu cầu của từng dự án.

Để thích ứng với sự phát triển của xã hội và cạnh tranh trong cơ chế thị trường mở cửa, các công ty xây dựng công trình giao thông đã mạnh dạn áp dụng cơ giới hóa thi công Họ đầu tư vào máy móc và công nghệ thi công hiện đại nhất nhằm đáp ứng các yêu cầu xây dựng công trình cầu.

Trong khu vực có mật độ sông ngòi dày đặc, nhu cầu xây dựng cầu rất cao, đồng thời nguồn nhân lực phục vụ cho công tác thi công cũng phong phú.

Các đội xây dựng cầu được tổ chức thi công một cách hoàn chỉnh và đồng bộ, với đội ngũ cán bộ có trình độ quản lý và tổ chức tốt Họ có kiến thức vững về kỹ thuật, cùng với công nhân có tay nghề cao và ý thức trách nhiệm lớn.

GIỚI THIỆU CHUNG VỀ PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ

Chỉ tiêu kỹ thuật

Tiêu chuẩn thiết kế: TCVN 11823:2017;

Tải trọng thiết kế: Bộ tải trọng HL93;

Quy mô công trình: Cầu bê tông cốt thép dự ứng lực vĩnh cữu;

Sơ đồ bố trí cầu: 5x35m;

Bề rộng tường lan can: 2x0.5 m, không có lề bộ hành;

Bề rộng mặt đường xe chạy: 8m; Độ dốc ngang bản mặt cầu: dốc 1 mái i=2%.

Vật liệu sử dụng

Dầm chủ nhịp chính: f = 60MPa c '

- Trọng lượng bản thân  f c '  35 MPa  :  c = 24.15 kN/m 3

Mố trụ cầu, bệ móng và cọc khoan nhồi: f = 30 MPa c '

- Trọng lượng bản thân fc ' 35 MPa:  c = 23.2kN/m 3

Thép dầm chủ, trụ cầu, bệ móng trụ (Gr.60): f y = 420 MPa

Thép cột lan can (Gr.40): f y = 280 MPa

Thép tường và cột lan can (Gr.60): f y = 420 Mpa

Thép làm đà giáo, trụ tạm: f y = 250 Mpa

Trọng lượng riêng của thép:  s = 7.85 kN/m 3

Modul đàn hồi của thép: E = 200000 Mpa s

Dùng loại tao xoắn 7 sợi loại A416 cấp 270, độ tự chùng thấp, đường kính danh định 15.2 mm:

- Diện tích 1 tao: at = 140 mm 2

- Giới hạn bền: fpu = 1860 MPa

- Giới hạn chảy: fpy = 1670 MPa

- Modul đàn hồi: Eps = 197000 MPa.

Các hệ số tính toán

Bảng 1.2 Bảng tổng hợp hệ số tải trọng

Hệ số xung kích cho tải trọng xe thiết kế: 1+IM =1.33

Số làn xe (n) Hệ số làn xe

Các thông số kích thước chung

Hình 1.5 Mặt cắt ngang giữa nhịp và đỉnh trụ

Hình 1.6 Mặt cắt ngang lan can

Sử dụng loại mố chữ U với các thông số như sau:

Hình 1.7 Mặt trước và mặt bên mố

Hình 1.8 Mặt bằng và mặt giữa mố

Trụ có mặt cắt thay đổi với các thông số như sau:

Hình 1.9 Trắc ngang và trắc dọc trụ

 Hệ đà giáo trụ tạm

Hình 1.11 Trắc dọc, trắc ngang đà giáo trụ tạm

Hình 1.12 3D đà giáo, trụ tạm

THIẾT KẾ LAN CAN

Thanh lan can

- Tĩnh tải tác dụng do trọng lượng thanh lan can:

- Hoạt tải phân bố đều: w = 0.37 (N/mm)

Tải trọng tập trung nguy hiểm nhất: P = 890 (N)

Hình 2.1 Sơ đồ tính thanh lan can

Hệ số điều chỉnh tải trọng:

- Mô men do tĩnh tải:

- Mô men do hoạt tải phân bố đều:

Nội lực theo phương x do hoạt tải phân bố đều:

Nội lực theo phương xiên nguy hiểm do hoạt tải tập trung:

Tổ hợp nội lực tác dụng lên lan can ở THGH cường độ I theo phuowng nguy hiểm nhất:

1.1.3 Kiểm toán sức chịu tải

- : là hệ số sức kháng:  = 0.9;

- Mu: là mômen lớn nhất do tĩnh và hoạt tải ;

- Mn: sức kháng của tiết diện, M n f S với S là mômen kháng uốn của tiết y

Kết luận: Tất cả các thanh lan can đủ khả năng chịu lực

Cột lan can

1.2.2.1 Tải trọng theo phương đứng:

- Do thanh lan can trên truyền vào:

- Do thanh lan can dưới truyền vào:

- Cột lan can: (tính gần đúng)

Hình 2.3 Tấm thép cấu thành cột lan can

- Do lực tập trung P lan can truyền vào: P = 890 N;

- Do lực phân bố đều trên hai tay vịn truyền vào: Pw = 0.37x2000 = 740 N

1.2.2.2 Tải trọng theo phương ngang

Theo phương ngang gồm hai thành phần:

- Do lực tập trung trên tay vịn truyền vào: P = 890N;

- Do hoạt tải trên tay vịn truyền vào: Pw = 0.37x2000t0N

Lực cắt tại chân cột:

Mô men uốn chân cột:

1.2.4 Kiểm toán khả năng chịu lực

Hình 2.4 Mặt cắt chân cột

Mô men quán tính đối với trục x-x:

Mô men kháng uốn đối với trục x-x:

Bán kính quán tính đối với trục x-x:

Mô men quán tính đối với trục y-y

Mô men kháng uốn đối với trục y-y:

Bán kính quán tính đối với trục x-x:

        , suy ra sức kháng nén dọc trục xác định theo công thức:

P    suy ra phương trình kiểm tra:

1.2.4.5 Kiểm toán độ mảnh cột chịu nén

Kết luận: tiết diện cột thép đã chọn đủ khả năng chịu lực

1.2.5 Liên kết giữa cột và tường lan can

Chọn bulông có đường kính d = 20 mm loại A307 để liên kết trụ lan can với tường bê tông

Hình 2.5 Liên kết bulong vào tường

1.2.5.2 Sức kháng cắt 1 bulong: r n s 0.38 b ub s

-  s 0.8: Hệ số sức kháng cắt của bulong;

- N s 1: Số lượng mặt phẳng chịu cắt tính cho mỗi bulong;

- A b 314.16mm 2 : Diện tích bulong liên kết (d20mm);

- Fub = 430 Mpa: Cường độ chịu kéo của bulong A307

1.2.5.3 Sức kháng ép mặt của tấm thép

Với các bulong có khoảng cách tịnh giữa các lỗ nhỏ hơn 2d hoặc với khoảng cách tịnh hai đầu nhỏ hơn 2d theo quy định điều 13.2.9 TCVN 11823:2017 phần 6: n 1.2 c u

- Lc = 30mm: Khoảng cách tịnh giữa các lỗ hoặc giữa lỗ và đầu của bộ phân theo hướng tác dụng của lực;

- t = 5mm : bề dày nhỏ nhất của tấm thép chịu cắt;

- Fu = 400Mpa : cường độ chịu kéo đứt của thép tấm

Vậy sức kháng cắt của bulông là:

Lực cắt tác động lên 1 bulông:

Kết luận : liên kết bulong đủ khả năng chịu cắt

1.2.5.4 Kiểm tra sức kháng kéo, cắt đồng thời

Lực kéo do hiệu ứng cạy nắp:

- P: Lực kéo trực tiếp trên 1 bulông do tải trọng tính toán

- Cân bằng mômen quanh hàng bulông bên trái ta có;

     Sức kháng kéo của 1 bulong:

R    suy ra sức kháng kéo cắt kết hợp được xác định như sau:

Tường lan can

Hình 2.7 Bố trí thép tường lan can

CHIỀU DÀI LỰC TÁC DỤNG(MM) Phương nằm ngang Ft = 240 Lt = 1070

Phương thẳng đứng FV = 80 LV = 5500

Phương dọc cầu FL = 80 LL = 1070

1.3.2 Khả năng chịu lực của tường

Chia lan can thành 3 đoạn có chiều dài tường thay đổi như sau:

- Đoạn 1: Chiều cao là 300(mm)

Sức kháng của tường trong trường hợp này được xác định như sau:

- R w là sức kháng của tường;

- M w là sức kháng mômen trên một đơn vị chiều dài đối với trục thẳng đứng;

- M c là sức kháng mômen trên một đơn vị chiều dài đối với trục nằm ngang;

- L c là chiều dài đường chảy;

- L t 1220mm là chiều dài phân bố của lực theo phương dọc cầu;

- F t 240000Nlà lực xô ngang quy định ở bảng 2.8

1.3.2.1 Sức kháng của tường đối với trục đứng M w H

 Xét đoạn I Đoạn I có bề rộng b300mm, chiều cao h250mm cốt thép gồm 2d12 với tổng diện tích:

    c        lấy  0.9 Xác định sức kháng của tiết diện:

Quy đổi tiết diện hình thang về HCN như sau:

- Chiều cao tiết diện tương đường:

250 250 375 h  2  mm Diện tích thép chịu lực

 Xét đoạn III Đoạn III có bề rộng b150mm, chiều cao h500mm cốt thép gồm 1d14 với tổng diện tích:

Vậy sức kháng của tường đối với trục thẳng đứng:

1.3.2.2 Khả năng chịu lực theo phương dọc cầu Mc

Cốt thép chịu kéo là các thanh D12 bố trí với khoảng cách s = 125mm khi đó diện tích thép chịu kéo trên 1 đơn vị chiều dài

Xác định chiều cao vùng nén:

    c        lấy  0.9 Xác định sức kháng của tiết diện trên 1mm dài

Sức kháng mô men trung bình trên 1 đơn vị chiều ngang:

Chiều dài xuất hiện cơ cấu chảy

Thay số vào phương trình 2.4.2 ta được:

Kết luận: tường đủ khả năng chịu lực.

THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU

Nội lực trong bản cánh hẫng

Phần cánh hẫng của bản mặt cầu có tiết diện thay đổi, với điểm ngàm giả thuyết nằm tại tâm đường cong đáy của phần hẫng Để đơn giản hóa quá trình tính toán, chúng ta sẽ quy đổi tiết diện theo cách phù hợp.

- Giữ nguyên bề chiều dài phần hẫng Lhẫng = 1845mm;

- Diện tích trước và sau quy đổi = constant = 466808mm 2 ;

Hình 2.8 Tiết diện trước và sau quy đổi

Hình 2.9 Sơ đồ tính bản mặt cầu

Ta tính toán trên dải bản có bề rộng 1mm

Trọng lượng bản thân bản mặt cầu:

Trọng lượng lan can DC 3 đặt tại mút bản hẫng:

- V cot 589700mm 3 tính bằng cánh phân tích từng tấm thép cấu thành cột;

- L2000mm là khoảng cách hai cột

Lực kéo T và mô men MCT tác dụng trên 1 đơn vị chiều dài bản hẫng:

Trọng lượng lớp phủ bản mặt cầu:

Bề rộng vệch bánh xe: b 1 510 2 70650mm

Bề rộng làm việc: SW 11400.833X , với X = 1100mm là khoản cách giữa điểm ngàm đến điểm đặt tảiSW 11400.833X 11400.833 1100 2056mm Áp lực bánh xe xuống BMC:

Mô men tại vị trí ngàm:

Hệ số điều chỉnh tải trọng:      D R I

Trạng thái giới hạn cường độ I:

  u DC DC DW DW LL LL

Trạng thái giới hạn sử dụng I:

  s DC DC DW DW LL LL

Trạng thái giới hạn đặc biệt II:

  r DC DC DW DW LL LL CT CT

Thiết kế cốt thép bản hẫng

So sánh giá trị nội lực giữa trạng thái giới hạn cường độ và trạng thái giới hạn đặc biệt cho thấy giá trị moment ở trạng thái giới hạn cường độ lớn hơn Vì vậy, giá trị moment ở trạng thái giới hạn cường độ được sử dụng để tính toán cốt thép Chiều rộng tiết diện tính toán là b = 1mm.

Chiều cao tiết diện tính toán: h f 250 mm;

Chọn khoảng các từ tâm cốt thép đến mép chịu kéo ngoài cùng a ' 35mm

Giả thiết sử dụng thép 18 ;

Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo:

  ứng với bê tông có f c ' 56Mpa

Cân bằng mô men tại tâm cốt thép chịu kéo:

           Chọn  0,9 Kiểm tra điều kiện: s c 23

Diện tích cốt thép cần thiết trên 1mm bề rộng bản:

Kiểm tra lượng cốt thép tối thiểu:

- 1: hệ số biến động momen nứt do uốn, 1 = 1,6;

- 3: tỉ số cường độ chảy dẻo với cường độ kéo cực hạn thép, 3 = 0,67;

- Sc: momen chống uốn tính cho thớ chịu kéo ngoài cùng;

- r: cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông.

Chọn 18 125 a với tổng diện tích trên 1mm dài là

Kiểm tra nứt

-   e 1: Hệ số xét đến điều kiện tiếp xúc giữa kết cấu với môi trường xung quanh;

- d : Khoảng cách từ trọng tâm của lớp thép chịu kéo ngoài cùng đến mép ' s ngoài bê tông chịu kéo d ' s 35 mm

 Moment do ngoại lực tác dụng vào tiết diện ở trạng thái giới hạn sử dụng:

Tỷ số modul đàn hồi: s c

Chiều dày của bê tông vùng nén sau khi nứt: s s s

           Moment quán tính của tiết diện nứt:

       Ứng suất trong cốt thép do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng gây ra là:

Khi đó khoảng cách tối thiểu giữa các thanh thép: e ' min s s s

Kết luận hàm lượng cốt thép đã chọn đảm bảo điều kiện chịu nứt

THIẾT KẾ DẦM CHỦ

Tính các đặt trưng hình học

3.1.1 Mặt cắt đỉnh trụ Đặc trưng hình học của tiết diện được xác định theo các công thức sau:

- Diện tích mặt cắt ngang:

- Mô men tĩnh của dầm đối với trục x-x:

- Mô men quán tính đối với trục x-x:

- i, i+1 : là các điểm gấp khúc liên tục tạo nên dầm hộp;

- Y X : Khoảng cách từ trọng tâm dầm đến trục X;

- Sx : Mô men quán tính tĩnh của tiết diện đối với trục X;

- Ix : Mô men quán tính của tiết diện đối với trục X Áp các công thức vào excel ta tính toán được kết quả như sau:

Bảng 2.1 Đặt trưng hình học tiết diện đỉnh trụ ĐIỂM Z (mm) Y (mm) A (mm 2 ) S z (mm 3 ) I z (mm 4 )

Tọa độ trọng tâm so với đáy dầm:

Diện tích mặt cắt ngang:

Mô men tĩnh của dầm đối với trục x-x:

Mô men quán tính đối với trục x-x:

2Kết quả tính toán được thể hiện trong bảng sau:

Bảng 2.2 Đặt trưng hình học tiết diện giữa dầm ĐIỂM X (mm) Y (mm) A (mm 2 ) S z (mm 3 ) I x (mm 4 )

Tọa độ trọng tâm so với đáy dầm:

Chuyển các đặt trưng về trục trung hòa:

- Khoảng cách từ trọng tâm đến mép trên: i tg xi

Y  H Y với H = 1500mm là chiều cao dầm

- Khoảng cách từu trọng tâm đến mép dưới: i bg xi

- Mô men quán tính đối với trục trung hòa: i i 2 g x i xi

Kết quả tính toán thể hiện ở bảng sau:

Bảng 2.3 Các đặt trưng đối với trục trung hòa

Mặt cắt A (mm) S x (mm 3 ) I x (mm 4 ) Y x Y bg Y tg I gi (mm 4 ) Đỉnh trụ 7868460 6.814E+09 7.44232E+12 866 634 866 1.54106E+12

3.1.3 Đặt trưng hình học tiết diện có ống ghen

Chiều cao trung bình từ lỗ ống gen đến đáy tiết diện:

Diện tích tiết diện tính đổi trừ lỗ:

Khoảng cách trọng tâm đến mép trên dầm:

 A Khoảng cách trọng tâm đến mép trên dầm: b0 t 0 x 0

Momen quán tính đối với trọng tâm dầm:

- Agen: Tổng diện tích ống gen tại tiết diện đang xét;

- Ygen: Khoảng cách từ trọng tâm ống gen (cáp tại gối) đến trục X;

- dps : Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép mép ngoài cùng chịu nén

 Tính đại diện cho mặt cắt S2-2

Chiều cao trung bình từ lỗ ống gen đến đáy tiết diện:

Tổng diện tích ống gen:

Diện tích tiết diện có lỗ ống ghen:

Mô men tĩnh đối với trục X:

Khoảng cách từ trọng tâm đến trục X:

Khoảng cách từ trọng tâm đến mép trên dầm:

Mô men quán tính đối với trục trọng tâm:

Kết quả tính toán cho các mặt cắt còn lại:

Hình 2.12 Đặt trưng hình học tiết diện có lỗ rỗng

3.1.4 Đặt trưng hình học sau khi bơm vữa

Diện tích tiết diện: g ' 0 ps

Mô men tĩnh đối với trục 0-0 (trục trung hòa tiết diện có lỗ rỗng ống gen)

Tọa độ trọng tâm: tg ' t 0

Bảng 2.4 Đặt trưng hình học sau khi bơm vữa

(mm) y tg (mm) y bg (mm)

Tải trọng thiết kế

Chiều dài tiết diện dầm đặc:

Ldd 2x2300 8750x4 39600mm với hai đốt đầu dầm dài 2300mm và 4 đoạn dầm đặc trên đỉnh trụ mỗi đoạn dài 8750mm

Chiều dài đoạn dầm rỗng:

Trọng lượng bản thân dầm:

Trọng lượng bản thân lan can:

Trọng lượng bản thân lớp phủ:

Tải trọng thi công lấy theo điều 5.14.3.2 TCVN 11823:2017:

Hoạt tảI thi công phân bố bao gồm các phụ kiện, máy móc và thiết bị thi công khác, bên cạnh thiết bị lắp dựng chuyên dụng Các thiết bị này được tính toán dựa trên áp lực 4,8x10-4 Mpa trên diện tích mặt sàn.

Xe tải thiết kế có cấu trúc bao gồm một trục trước nặng 35kN và hai trục sau, mỗi trục nặng 145kN Khoảng cách giữa hai trục trước là 4300mm, trong khi khoảng cách giữa hai trục sau có thể thay đổi từ 4300mm đến 9000mm để tối ưu hóa nội lực lớn nhất Khoảng cách ngang giữa hai bánh xe là 1800mm.

Xe hai trục: Xe hai trục thiết kế gồm một cặp trục 110 kN cách nhau 1.2m, cự ly của các bánh xe theo chiều ngang lấy bằng 1.8m

Tải trọng làn xe được xác định là 9.3N/mm, phân bố đều theo chiều dọc Theo giả thiết, tải trọng này cũng được phân bố đồng đều trên chiều rộng cầu là 3000mm Lưu ý rằng hiệu ứng lực của tải trọng làn thiết kế không tính đến lực xung kích.

- Số lượng làn thiết kế được xác định bằng cách lấy số nguyên của chiều rộng phần xe chạy chia cho 3500mm

- Với bề rộng mặt đường xe chạy B = 8700m, nên ta có 2 làn thiết kế mỗi làn 3600mm

Hiệu ứng xung kích là tải trọng được áp dụng cho xe 3 trục hoặc xe 2 trục, tương đương với 25% tải trọng của mỗi xe Lưu ý rằng không áp dụng hiệu ứng xung kích cho tải trọng làn.

3.2.3.1 Gió tác dụng lên kết cấu WS

Tốc độ gió thiết kế V được xác định theo công thức:

Tốc độ gió giật cơ bản trong 3 giây với chu kỳ xuất hiện 100 năm, phù hợp với khu vực tính gió tại vị trí cầu đang nghiên cứu, được xác định là VB = 45 m/s theo tiêu chuẩn TCVN 2337-1995, trong khu vực gió I.

Hệ số điều chỉnh S cho khu vực chịu gió và độ cao mặt cầu được xác định là 1.14, theo bảng 14 (TCVN 11823-3:2017) Khu vực xây dựng là lộ thiên, với mặt nước thoáng và cao độ mặt cầu cao hơn mặt nước khoảng 12m.

Tải trọng gió ngang PD cần được xác định theo hướng tác động nằm ngang và được đặt tại trọng tâm của các diện tích liên quan Phép tính tải trọng này phải được thực hiện một cách chính xác để đảm bảo an toàn và hiệu quả cho công trình.

- V: Tốc độ gió thiết kế

- At: Diện tích của kết cấu hay cấu kiện phải tính tải trọng gió ngang (m2), tính trung bình cho kết cấu:

- Cd: Hệ số cản phụ thuộc vào tỉ số b/d, xác định theo hình 4 TCVN 11823:

- b: Chiều rộng toàn bộ của cầu 8.9 m

- d: Chiều cao kết cấu phần trên gồm cả lan can đặc: d1.5 1.07 2.57m

Tính quy ra lực phân bố đều trên toàn cầu: q 475 2.7kN

3.2.3.2 Gió tác dụng lên kết cấu WL Áp lực gió tác dụng lên xe cộ phải thể hiện bằng các dải lực có thể di động và gián đoạn với giá trị 1.46N/mm tác dụng theo phương vuông góc và trên 1800mm so với mặt đường và tác dụng vào kết cấu

3.2.4 Tải trọng lún gối (SE)

Tải trọng do lún không đều của mố trụ đối với nhịp liên tục được dự kiến là 20 mm Trong quá trình tính toán, chúng ta cần tạo ra các trường hợp bất lợi và sau đó tiến hành tổ hợp lại để có kết quả chính xác.

3.2.5 Ảnh hưởng do co ngót và từ biến Ảnh hưởng do co ngót, từ biến được chương trình RM tính toán theo tiêu chuẩn American Standard - AASHTO LRFD 2007.

Tổ hợp tải trọng bất lợi

Trong thiết kế quỹ đạo cáp phức tạp, việc kiểm toán tất cả các mặt cắt đầu và cuối của đốt thi công là cần thiết Trong phạm vi đồ án, chúng tôi chỉ kiểm tra một số mặt cắt điển hình bằng phương pháp tính tay và so sánh kết quả với phần mềm Các mặt cắt còn lại sẽ được kiểm tra bằng phần mềm RM BRIDGE.

Các tổ hợp bất lợi cần kiểm toán:

+ Thi công phân đoạn 1: Kiểm toán mặt cắt giữa nhịp (S13-13), các tải trọng tác dụng: DC1 + CLL + PT (lực cáp)

+ Thi công nhịp 2: Kiểm toán mặt cắt định trụ (S23-23) và mặt cắt đầu neo (S26-26) Các tải trọng tác dụng: DC1 + CLL + PT (lực cáp)

- Trạng thái giới hạn sử dụng 1:

+ Tải trọng tác dụng: DC1; DC3; DW; PL; LL; TU; TG; FR; SE; WL; WS; CR; SH theo quy định ở bảng 3 TCVN 11823: 2017 phần 3

- Trạng thái giới hạn cường độ 1:

+ Tải trọng tác dụng: DC1; DC3; DW; PL; LL; TU; FR; SE; CR; SH; TU

Chú ý rằng mô men âm giữa các điểm uốn ngược chiều khi chịu tải trọng rải đều trên các nhịp chỉ áp dụng cho phản lực gối giữa Cần lấy 90% hiệu ứng của hai xe tải thiết kế với khoảng cách trục bánh trước xe này và bánh sau xe kia là 15000mm, kết hợp với 90% hiệu ứng của tải trọng làn thiết kế Đặc biệt, khoảng cách giữa các trục 145kN của mỗi xe tải phải được xác định là 4300mm.

Tính toán nội lực qua các giai đoạn

Kết cấu chịu lực theo sơ đồ nhịp giản đơn có đầu thừa:

Hình 2.13 Đường ảnh hưởng mô men mặt cắt S13-13

Tải trọng tác dụng: DC1+CLL

- Xét mặt cắt S13-13 (giữa nhịp 1):

Kết quả xuất ra từ phần mềm RM bridge:

Kết quả tính tay cho thấy sự sai lệch so với phần mềm, nguyên nhân chính là do sử dụng giá trị trung bình DC1 Thực tế, giá trị DC1 sẽ lớn hơn ở các đoạn dầm đặc và nhỏ hơn ở các đoạn dầm rỗng Ngoài ra, việc chia lưới phần tử hữu hạn với mặt cắt ngang chưa đủ nhỏ cũng góp phần vào sự khác biệt này.

3.4.2 Kết quả phân tích từ phần mềm

3.4.2.1 Phân tích tải trọng bản thân

Hình 2.14 Biểu đồ môn men do tải trọng DC1 và lực căn cáp giai đoạn thi công nhịp 1

Hình 2.19 Tổng mô men do DC1 và căn cáp DUL giai đoạn thi công

Hình 2.20 Mô men do tải trọng lan can (DC3)

Hình 2.21 Mô men do lớp phủ bản mặt cầu (DW)

Nhận xét: Biểu đồ mô men do tải bản thân và căn cáp DUL không đối xứng do nội lực hình thành theo từng giai đoạn thi công.

Tính toán mất mát ứng suất

3.5.1 Mất mát ứng suất tức thời

Mất mát ứng suất do ma sát giữa bó thép dự ứng lực và ống gen được xác định như sau:

- fpj: Ứng suất trong thép DUL khi kích: pj pu f 0.75xf 0.75x18601395Mpa

- x: độ dài bó thép DUL từ đầu điểm kích đến đến điểm đang xét (mm);

- k: Hệ số ma sát lắc (tính trên mm dài của bó thép): k6.6x10  7 ;

Giá trị tuyệt đối của thay đổi góc đường cáp DUL từ đầu kích đến điểm đang xét được ký hiệu là α (radian) Trong trường hợp cáp cong theo không gian 3D, α được tính theo hướng dẫn tại điều C5.9.5.2.2b trong AASHTO-14.

 Tính đại diện cho bó cáp T11 mặt cắt S13-13, các bó cáp còn lại tính toán tương tự và lập bảng kết quả:

Chiều dài từ đầu kích đến mặt cắt S14: x = 17850mm

Gía trị tuyệt đối của góc α = 0.089 0

Bảng 2.5 Bảng tính mất mát ứng suất do ma sát cho các bó cáp còn lại

Chú ý: các bó cáp trong phân đoạn 1 được căn kéo 2 đầu, trong các phân đoạn còn lại căn 1 đầu

3.5.1.2 Mất mát ứng suất do ép sít neo (  pA ) fpi fpA

Hình 2.24 Sơ đồ tính cho trường hợp căn một đầu

Với x là điểm mà tại đó sợi cáp không còn di chuyển nữa khi tuột neo Độ ép xít neo thường nằm trong khoảng 3–10 mm, thường   A 6mm

Modul đàn hồi Eps = 197000Mpa

Mất mát ứng suất do ép sít neo chỉ ảnh hưởng trong chiều dài LpA: x pA pA pA f f 1 x

Trong đó: pA A pF ps pF

Tính LpA bằng phương pháp giải lặp tính đến khi L pA L pF :

- Giả sử lần 1: LpF = 10000mm

- Mất mát ứng suất do ma sát được tính lại như sau:

- Chiều dài ảnh hưởng ép sít neo: pA

- Giả sử lần 2 LpF = 17262mm

    vậy kết quả tính có thế chấp nhận được

Thay tất cả thông số vào phương trình f pA x ta được: x pA

Bảng 2.6 Bảng tổng hợp mất mát ứng suất do ép sít neo

Mặt cắt Bó cáp L pF mm Δf pF

3.5.1.3 Mất mát ứng suất do nén đàn hồi

Quá trình căng cáp được thực hiện bằng cách căng từng bó cáp một theo thứ tự từ 11, 21,… đến 171 Việc căng kéo không đồng thời giữa các bó cáp sẽ ảnh hưởng đến ứng suất và biến dạng của các bó cáp trước đó Đối với dầm căng sau, mất mát ứng suất do nén đàn hồi được tính theo công thức cụ thể.

2 ps pj pF pA 0 ps t 0 0 ps t 0 DC1 0 pES 2 ci ps 0 ps t 0 0 ps 0 0

- N: Số lần căng cáp có các đặc trưng hoàn toàn giống nhau căng tại các thời điểm khác nhau làm cho dầm biến dạng, N = 17 lần;

- fcgp: Ứng suất bê tông ở trọng tâm các bó thép dự ứng lực do lực dự ứng lực sau khi nhả kích và trọng lượng của dầm căng sau

- Dự ứng lực: P i f A pj ps 1395x292334.078x10 N 7

- I ; A ; y là các đặt trưng hình học có lỗ ống gen 0 0 t 0

Các đặt trưng hình học:

Các tham số nội lực:

Mất mát ứng suất do nén đàn hồi:

Bảng 2.7 Bảng kết quả mất mát ứng suất do ép sít neo

3.5.2 Mất mát ứng suất theo thời gian

3.5.2.1 Do có ngót (  fpSD ) pSD sh ps if f E K

- ԑbif: Biến dạng co ngót của bê tông xảy ra từ lúc căng cáp đến cuối thời kì khai thác: ԑbif = -ks.khs.kf.ktdx0.48x10 -3

- Eps: Modul đàn hồi cáp DUL; Eps = 197000Mpa;

- Kif: Hệ số mặt cắt chuyển đổi của bê tông dầm:

  if 2 ps ps c pc b f ci c c

Hệ số xét đến độ ẩm: khs = 2-0.014H = 2-0.014x80 = 0.88 với H = 80% là độ âm không khí

Hệ số xét đến ảnh hưởng phát triển cường độ bê tông lên biến dạng co ngót: td

- t = 36500 ngày là tuổi bê tông cuối thời kì khai thác;

- f’ci = 60Mpa là cường độ bê tông cuối thời kì khai thác

Hệ số kích thước: ks = 1.45 – 0.0051x(V/S) = 1.45 – 0.0051x(1230/3.36) = -0.41 lấy ks = 1

- V = 1.23x10 12 mm 3 là thể tích dầm chủ;

- S = 3.36x10 9 mm2 là diện tích xung quanh tiết diện dầm chủ

Hệ số xét đến ảnh hưởng của bê tông khi kết cấu chịu tải: f ' ci

Hệ số độ ẩm trong quá trình từ biến: K hc 1.54 0.008H 0.92 Ứng biến do co ngót:

Hệ số độ ẩm trong quá trình từ biến:

Hệ số chuyển đổi mặt cắt:

Vậy mất mát ứng suất do co ngót: fpSD 0.00022x197000x0.963 42.123Mpa

Bảng 2.8 Mất mát ứng suất do co ngót

A g (mm 2 ) d ps (mm) y tg (mm)

3.5.2.2 Do từ biến i ps pCD cgp ( t;t ) id ci f E f K

      là ứng suất trong bê tông tại trọng tâm cáp dự ứng lực;

- Pi fpj fpES fpF .Aps là lực cáp sau khi căn tại vị trí đang xét

I0 = 1.54x10 12 mm 4 yt0 = 630 mm dps = 888mm

MDC1 = 2.911x10 7 N.mm Ứng suất trong bê tông tại trọng tâm cáp DUL

Vậy: i ps pCR cgp (t;t ) id ci

Bảng 2.9 Bảng tổng hợp mất mát ứng suất do từ biến

3.5.2.3 Mất mát ứng suất do chùng nhão pj pj pR

- f : Cường độ chảy dẻo của cáp DUL, f = 0.9fpu = 0.9x1860 = 1674 Mpa;

- fpj: Ứng suất trong cáp DUL ngay sau khi truyền fpj = 1395 Mpa;

- KL: Cáp DUL có độ chùng nhão thấp KL = 30 pR

3.5.3 Tổng mất mát ứng suất

Bảng 2.10 Bảng tổng hợp mất mát ứng suất

3.5.4 Mất mát ứng suất qua phân tích bằng RM bridde

3.5.5 Xét giai đoạn thi công nhịp 1 Để tiện quá trình tính toán, ta chia nhóm cáp như sau:

- Nhóm A1 bao gồm các bó T1,T2, T3, T6,T7,T8 là những bó đi xuyên suốt thớ dưới dầm, neo đầu dầm cách bản đáy 300mm

- Nhóm A2 bao gồm các bó T4, T5 đi từ thớ dưới sau đó uốn lên thớ trên, neo đầu dầm cách bản đáy 300mm;

- Nhóm A3 bao gồm các bó T9, T10, T11, T12 đi từ thớ dưới sau đó uốn lên thớ trên, neo đầu dầm cách bản đáy 700mm;

- Nhóm A4 bao gồm các bó T13, T14, T15, T16, T17 đi từ thớ dưới sau đó uốn lên thớ trên, neo đầu dầm cách bản đáy 1200mm;

3.5.5.1 Phân chia nhóm cáp tại mặt cắt S2-2

Cáp dự ứng lực trong phân đoạn 1 được căn kéo 2 đầu:

Giải thích biểu đồ lực trong cáp:

- Đường màu xanh lá cây và xanh dương: lực trong cáp khi căn cáp đầu bên trái;

- Đường màu vàng: lực trong cáp sau khi căn cáp đầu bên phải;

- Đường màu đỏ: lực cáp sau khi đóng neo (sau khi MMUS)

Bảng 2.11 Bảng kết quả MMUS khi tính tay và chương trình RM

Chi tiết tính cho các nhóm cáp khác xem phụ lục mục 1.1.3

Kiểm toán các giai đoạn

Ứng suất trong quá trình thi công phải thỏa mãn điều kiện theo quy định ở điều

- Ứng suất nén cho phép của bê tông đối với dầm thi công phân đoạn sau mất mát:

- Ứng kéo cho phép của bê tông đối với dầm thi công phân đoạn:

Các tải trọng trong giai đoạn thi công:

- Lực căn cáp: Pi = fpi.Aps với fpi = fpj - ΔfpA - ΔfpF - ΔfpES

- Tải trọng bản thân dầm chủ DC1

- Tải trọng thi công CLL

Xét vị trí có mô men dương:

- Ứng suất thớ trên dầm chủ: i ps t 0 DC1 CLL i t t 0

- Ứng suất thớ dưới dầm chủ: i ps t 0 DC1 CLL i b b0

Xét vị trí có mô men âm:

- Ứng suất thớ trên dầm chủ: i ps b0 DC1 CLL i t t 0

- Ứng suất thớ dưới dầm chủ: i ps b0 DC1 CLL i b b0

Trong giai đoạn thi công phân đoạn 1, kiểm tra đại diện được thực hiện bằng phương pháp tính tay, sau đó sử dụng phần mềm RM Bridge để kiểm tra các mặt cắt còn lại.

3.6.1.1 Mặt cắt S13-13 (mô men dương)

Các tham số tính toán:

- Pi = (1395-13.8-17.02-54.62) x 29233 = 3.83x10 7 N Ứng suất thớ trên dầm chủ:

(Đạt) Ứng suất thớ dưới dầm chủ:

3.6.1.2 Tính đại diện cho mặt cắt S23-23 (mô men âm)

- Pi = (1395-86.4-13.07-55.45) x 29233 = 3.625x10 7 N Ứng suất thớ trên dầm chủ:

(Đạt) Ứng suất thớ dưới dầm chủ:

Kết quả xuất từ phần mềm RM bridge:

Hình 2.25 Ứng suất thớ trên và dưới sau căn cáp nhịp 1 (KN/m2)

So sánh kết quả tính:

Bảng 2.12 So sánh kết quả tính

Mặt cắt Ứng suất thớ dưới (Mpa) Ứng suất thớ trên (Mpa)

Tính tay RM Cho phép Độ lệch (%)

Nhận xét: Kết quả tính toán không có sự sai lệch nhiều, ta tiến hành kiểm tra cho các mặt cắt còn lại bằng phần mềm RM bridge

Hình 2.26 Ứng suất thớ trên qua các giai đoạn thi công KN/m 2

Hình 2.27 Ứng suất thớ dưới qua các giai đoạn thi công (KN/m 2 )

Trong quá trình thi công, ứng suất thớ trên và dưới không vượt quá mức cho phép, điều này cho thấy kết cấu vẫn đảm bảo khả năng chịu lực trong giai đoạn thi công.

3.6.2 Kiểm toán trạng thái giới hạn sử dụng 1

Tổ hợp tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng 1:

DC DC DWPTLLPRSE0.5TGTU0.3WSWL

Xét mặt cắt mô men dương:

DC3 DW LL TU PR SE TG WL WS tg ' g '

DC3 DW LL TU PR SE TG WL WS bg ' g '

Xét mặt cắt mô men âm:

DC3 DW LL TU PR SE TG WL WS tg ' g '

DC3 DW LL TU PR SE TG WL WS bg ' g '

- I’g; y’bg; y’tg là đặt trưng hình học sau khi bơm vữa;

- Pf là lực tại tâm trọng tâm nhóm cáp sau khi trừ tất cả mất mát ứng suất:

+ P f f pf A cos ps  với  là góc nghiêng của cáp tại vị trí đang xét;

+ f pf f pj  f pT với f pT là tổng mất mát ứng suất qua các giai đoạn

3.6.2.1 Tính đại diện cho mặt cắt S13-13 (mô men dương)

Các tải trọng tác dụng lấy từ phần mềm RM bridge:

- Mô men do lệch độ lệch tâm của cáp : P df  ps yt 0 2.28x10 N.mm 10 Ứng suất thớ trên:

3.6.2.2 Tính đại diện cho mặt cắt S23-23 (mô men âm)

Các tải trọng tác dụng lấy từ phần mềm RM bridge:

- Mô men do lệch độ lệch tâm của cáp : P d f  ps y t 0 7.75x10 N.mm 9 Ứng suất thớ trên:

< 3.873Mpa Đạt Ứng suất thớ dưới:

Kết quả tính toán cho các mặt cắt còn lại:

Bảng 2.13 Bảng tính ứng suất ở trạng thái giới hạn sử dụng 1

Kết quả xuất từ phần mềm RM bridge:

Hình 2.28 Biểu đồ ứng suất max và min thớ trên dầm chủ ở TTGHSD1 (KN/m2)

Hình 2.29 Biểu đồ ứng suất max và min thớ dưới dầm chủ ở TTGHSD1 (KN/m2)

So sánh kết quả tính:

Bảng 2.14 Bảng so sánh kết quả giữa tính tay và phần mềm tại một số mặt cắt

Mặt cắt Ứng suất thớ trên/dưới (Mpa)

Tính tay RM Cho phép Độ lệch (%)

Kiểm toán trạng thái giới hạn cường độ 1

- Mn: Sức kháng uốn danh định của bản thân tiết diện

- Mu: Momen ngoại lực tác dụng ở TTGH cường độ

+ fpy: Giới hạn chảy của cáp, fpy = 1674 MPa

+ fpu: Cường độ chịu kéo danh định, fpu = 1860 MPa py pu f 1674 k 2 1.04 2 1.04 0.28 f 1860

- Hệ số quy đổi vùng nén: 1  

3.7.1 Quy đổi tiết diện dầm

- Chiều cao dầm không đổi;

- Bề rộng dầm không đổi;

- Diện tích trước và sau khi quy đổi = constant

Việc kiểm tra tải trọng gây hại (TTGH) cường độ cần được thực hiện dựa trên tiết diện quy đổi, trong đó bề rộng bản cánh phải được xác định theo bản cánh chịu nén phù hợp với điều 6.2.6 trong phần 4 của TCVN.

3.7.1.1 Tính bề rộng hữu hiệu cho mặt cắt dầm rỗng:

Xét điều kiện sử dụng bề rộng thực i

- b = là bề rộng thực của bản cánh tính từ bản bụng dầm ra mỗi phía nghĩa là b1, b2, b3 như thể hiện hình

Hình 2.30 Bề thực bản cánh

- li là chiều dài nhịp quy ước cho trong Hình 3 với mục đích xác định chiều rộng bản cánh có hiệu lấy theo Hình 4

+ Nhịp giữa: li = 0.6lgiua = 0.6x35000 = 21000mm;

+ Nhịp biên: li = 0.8lbiên = 0.8x35000 = 28000mm

- do = 1500mm là chiều cao kết cấu nhịp i 0 b 0.1.l 5286 0.1x28000 2800mm b 0.3d 5286 0.3x1500 450mm

 cần xác định bề rộng hữu hiệu

Bề rộng hữu hiệu bản cánh be tính từ mép bụng, be phụ thuộc vào tỷ số bi/li (tra biểu đồ hình 4 – phần 4 TCVN 11823:2017

Xét nhịp giữa: (be = bs):

Chiều cao bằng chiều cao dầm rỗng = 1500mm

Chiều dày sườn dầm bằng tổng diện tích sườn hộp chia cho chiều cao sườn quy đổi:

Bề rộng bản cánh hữu hiệu:

- Cánh trên: btop= bw+2(be1 + be2) = (795+1000+865)+2x(1482+810) 7245mm

- Cánh dưới: bbot = bw + 2be3 = 400+1000+500+2x900 = 3700mm

Chiều dày bản cánh trên dầm I: t   t

Chiều dày bản cánh dưới dầm I: t   t

Hình 2.31 Tiết diện quy đổi mạt cắt dầm rỗng

3.7.1.2 Tính bề rộng hữu hiệu cho mặt cắt dầm đặc:

Quy đổi về tiết diện dầm T

Hình 2.32 Bề thực bản cánh

Xét nhịp giữa: (be = bs):

Chiều cao bằng chiều cao dầm rỗng = 1500mm

Chiều dày sườn dầm bằng tổng diện tích sườn hộp chia cho chiều cao sườn dầm:

Bề rộng bản cánh hữu hiệu:

- Cánh trên: btop= bw+2.be1 = 4355+2x1482 = 8178mm

Chiều dày bản cánh trên dầm T: t   t

Hình 2.33 Tiết diện quy đổi mặt cắt dầm rỗng

3.7.2 Kiểm toán trạng thái giới hạn cường độ

Tổ hợp tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng 1:

DC DC DWPTLLPRSE0.5TU

3.7.2.1 Tính đại diện mặt cắt S13-13

Giả sử trục trung hòa đi qua sườn dầm

Khoảng cách từ TTH của tiết diện đến mép trên của bản là:

- Aps = 29233 mm 2 : Diện tích cáp DUL;

- fpu: Cường độ chịu kéo danh định, fpu = 1860 Mpa

- β1: Hệ số quy đổi vùng nén: β1 = 0.6214;

- f’c: Cường độ chịu nén danh định của bê tông, f’c = 60Mpa

- hf: Chiều dày bản cánh quy đổi thành tiết diện chữ I, hf = 307 mm

- bw: Chiều dày thân dầm tiết diện quy đổi, bw = 2660 mm

- bf: Chiều rộng bản cánh trên, bf = 7245 mm

- dps: Khoảng cách từ mép ngoài cùng thớ chịu nén đến trọng tâm lớp cốt thép thớ chịu kéo, dps = 1312 mm

Nhận thấy c < hf nên trục trung hòa qua cánh trên, chiều cao vung nén tính lại như sau: ps pu ps pu

Chiều cao vùng nén quy đổi: a = c×β1225 0.621 140 mm 

0.17 0.6 d 1312   suy ra  1 Tính ứng suất trong cáp: ps pu ps c 225 f f 1 k 1860x 1 0.28x 1770Mpa d 1312

       Sức kháng của tiết diện: r ps ps ps

3.7.2.2 Tính đại diện mặt cắt S23-23

Hình 2.34 Sơ đồ tính mặt cắt ở trạng thái giới hạn cường độ

Giả sử trục trung hòa đi qua sườn dầm

Khoảng cách từ TTH của tiết diện đến mép trên của bản được xác định qua phương trình cần bằng lực:

        c w ps pu ps pu c w ps f a b c A k A f f b d mm

Chiều cao vùng nén quy đổi: a = c×β1380 0.621 236mm 

0.268 0.6 d 879   suy ra  1 Tính ứng suất trong cáp: ps pu ps c 236 f f 1 k 1860x 1 0.28x 1720Mpa d 879

       Sức kháng của tiết diện: r ps ps ps

Kiểm tra kết quả bằng phần mềm RM brigde:

Hình 2.35 Biểu đồ bao mô men và sức kháng ở TTGHCD1 ((KN.m)

Nhận xét : Kết quả tính tay có sự chênh lệch lớn so với phần mềm do việc quy đổi tiết diện trong quá trình tính toán.

Kiểm toán cốt thép thường

- Mcr: Mô men nứt là mô men làm ứng suất kéo lớn nhất trong dầm đạt tới fr

(cường dộ chịu kéo khi uốn);

- Mu: Mô men do tải trọng tác dụng ở trạng thái giới hạn cường độ

Xác định mô men phụ thêm:

- fr: Cường độ chịu kéo khi uốn, f r 0.63 f c ' 0.63x 60 4.88Mpa;

- MDC1: Momen do tải trọng bản thân tác dụng tại TTGH sử dụng;

- MDC3; MDW: Momen do tải trọng lan can, lớp phủ tác dụng tại TTGH sử dụng

Mô men phụ thêm được xác định như sau:

Vậy mô men nứt: cr DC1 DC3 DW

Các mặt cắt còn lại tính toán tương tự và lập bảng kết quả như sau:

Bảng 2.15 Bảng tính mô men nứt

Mặt cắt P f /A 0 P f (d ps -y t0 ) M DC1 y b0 /I 0 I g /y bg M DC3 +M DW M Mcr S13-13 5.808 2.282E+10 11.71 2E+09 2.653E+09 2.691E+10 4.874E+10

Tính toán tiêu biểu cho mặt cắt S23-23, các mặt cắt còn lại tính toán tương tự và lập bảng kết quả

Giá trị lực cắt dùng tính toán: Vu = 7915100N;

Giá trị mô men tính toán: Mu = 2.92x10 10 N.mm;

Bề rộng sườn dầm quy đổi: bw = 4490mm;

Khả năng chịu cắt của bê tông:

- Xác định dv: ps v ps d 0.5a 879 0.5x236 820mm

- Ứng suất trong cáp khi bê tông bọc quanh nó có ứng suất = 0:

- Giả sử góc nứt:  25 0 0.436rad tính  x như sau:

  nhận thấy  khác nhiều so với giả sử, tính lại lần 2

- Giả sử góc nứt:  22 0 tính  x như sau:

  nhận thấy  khác nhiều so với giả sử, tính lại lần 2:

- Sức kháng của bê tông:

Thiết kế cốt đai chống cắt:

   , thép sử dụng là loại CII có f vy 280Mpa Kiểm tra bước đai cấu tạo như sau:

Bảng 2.17 Bảng sức kháng cắt và bước đai dầm chính

3.8.3 Kiểm toán chảy dẻo của thép dọc

Thép dọc bố trí phải thõa điều kiện: u u u ps ps s y s p f v f s y

Vậy thép dọc bố trí cấu tạo theo điều 7.4.2 phần 5 TCVN 11823:2017

Kiểm toán khả năng chịu xoắn trong cầu cong

Phân chia tiết diện phục vụ tính toán

Tiết diện dầm hộp rỗng được quy đổi theo những nguyên tắc đã nêu ở mục 3.7.1 Khi tính toán ta lấy chiều rộng phần cánh bằng ba lần chiều dày

Hình 2.36 Phân chia tiết diện

 Kiểm tra điều kiển bỏ qua ảnh hưởng của mô men xoắn

Giả thuyết không tính đến phần cánh T của tiết diện

Chiều cao làm việc của dầm: d = 1500 – 80 = 1420mm Mặt cắt tính toán cách gối một đoạn d 20mm Điều kiên bỏ qua tính xoắn theo mục 11.6.1 ACI 318

Với x,y là chiều dài cạnh nhỏ và cạnh lớn của hình chữ nhật

Tu là mô men xoắn lớn nhất

Kết luận: Bỏ qua ảnh hưởng của mô men xoắn.

THIẾT KẾ MỐ M1

Tính toán khe hở nhiệt

Chuyển vị do co ngót: shrink   .L trib

- Ltrib = 1761000mm là chiều dài kết cấu bị co ngót;

-  0.0002 hệ số liên quan co ngót cuối cùng sau khi lắp đặt khe co giãn;

-  0.5 là hệ số của kết bê tông dự ứng lực

Chuyển vị do biến thiên nhiệt độ: max min

- Lkc = 36100mm là chiều dài kết cấu chịu ảnh hưởng chuyển vị do nhiệt độ;

-  0.000011mm mm/ / 0 C hệ số liên giản nỡ của bê tông

-   T T max T min 45 0 20 0 25 0 là biên độ nhiệt tại khu vực công trình;

Giả sử bề rộng khe hở nhiệt tại thời điểm thi công dầm chủ Winstal = 50mm Nhiệt độ khi lắp khe co giãn Tinstal = 30 o C:

- Giá trị min khe hở nhiệt: max min max min

- Giá trị min khe hở nhiệt: min max max min

Bố trí khe hở đầu dầm với bề rộng W = 100mm

Trải trọng tác dụng lên mố

Bảng 3.1 Tĩnh tải kết cấu phần trên

CÁC TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN MỐ

Khoảng cách từ tâm đáy bệ đến mép sau mố 3.000 m

Khoảng cách từ tâm đáy bệ đến mép trước mố 3.000 m

TĨNH TẢI DO KẾT CẤU PHẦN TRÊN TRUYỀN XUỐNG

STT Thành phần Cách tính Phản lực gối (KN)

Mô men đáy bệ (KN.m)

1 Lớp phủ bản mặt cầu Xuất từ phần mềm RM bridge

2 Lan can + lề bộ hành 220.600 0.000

4 Phản lực gối do kết cấu phần trên 2834.040 0.000

5 Phản lực gối do lớp phủ BMC 210.600 0.000

6 Cánh tay đòn của phản lực gối so với tâm đáy bệ (m) 0

Mô men phương ngang cầu (lấy từ RM bridge): My DC = 1131.745 KN.m

Bảng 3.2 Tĩnh tải bản thân mố

Cánh tay đòn so với trọng tâm đáy bệ (m)

Mô men đáy bệ (KNm) h b l

1.2.1.3 Tĩnh tải đất đắp trên mố Đất đắp có các thông số như sau:

- Trọng lượng riêng:  dat 18KN m/ 3

Cánh tay đòn so với trọng tâm đáy bệ (m)

Mô men đáy bệ (KNm) Đất trên mố

Tổng lực đứng và mô men 1665 -2169.6

1.2.1.4 Áp lực đất theo phương ngang (EH)

Hệ số áp lực đất chủ động:

-  góc ma sát giữa đất đắp và tường;

-  góc của đất đắp với phương nằm ngang;

-  góc của đất đắp với mặt sau tường với phương nằm ngang;

-  ' f góc nội ma sát có hiệu

Bảng 3.3 Chú giải theo Coulomb về áp lực đất

2 2 sin sin 90 37 sin sin 3.12 sin (90) sin 90 0 0.23

- Đối với đất tự nhiên:

2 2 sin sin 90 9.33 sin sin 1.74 sin (90) sin 90 0 0.62

 Áp lực đất chủ động:

- Áp lực tại đáy lớp đất đăp:

- Áp lực của đất đắp tác dụng lên mố:

- Cánh tay đòn so với đáy bệ: da1 = h1/3 + 0.89 + 2 = 4.25m

- Mô men so với đáy bệ:

- Áp lực tại đầu lớp 2 (đất tự nhiên):

- Áp lực tại cuối lớp 2 (đất tự nhiên):

- Áp lực của đất tự nhiên tác dụng lên mố:

- Cánh tay đòn so với đáy bệ: da2 = 1.45m da2’ = 0.96m

 Áp lực đất bị động:

Hệ số áp lực chủ động: (tính theo lý thuyết Rankine)

2 2 sin ( ) sin( ).sin sin sin 1 sin sin( ) sin (90 9.53)

1.2 sin(9.53 25).sin 9.53 0 sin 90.sin 90 25 1 sin 90 25 sin(90 0) f b f f k  

- Áp lực bị động tại cuối lớp 2 (đất tự nhiên):

- Áp lực bị động của đất tự nhiên tác dụng lên mố:

- Cánh tay đòn so với đáy bệ:

Mb = 718x0.96 = 692.121KN.m Tổng tải trọng đất:

EV= Ea1 + Ea2 + Ea2’ = 311.34 + 823.737 + 365.22 -718.464 = 781.832KN

MEV = Ma1+Ma2+Ma2’–Mb

1.2.1.5 Tĩnh tải bản quá độ và đất đắp trên bản quá độ

Kết quả tính thể hiện ở bảng sau:

Bảng 3.4 Tĩnh tải bản quá độ

TĨNH TẢI DO BQD TRUYỀN XUỐNG VAI KÊ Kích tthước bản quá độ h= 0.4 (m); b (m) = 6.00; l (m) = 8.30

STT Thành phần Phản lực (KN) Cánh tay đòn so với trọng tâm đáy bệ (m)

2 Đất tác dụng lên bản quá độ 18x0.765x6x8.3 = 685.746 -(3-1.9+0.3/2) = -1.250 -857.183

Tải trọng xe trên kết cấu nhịp lấy từ phần mềm RM:

Tải trọng xe trên tường đỉnh:

My LL = -290x0.9 = 261 KN.m (gây lật vào bờ)

Mz LL = 145/2x1 = 145 KN.m (1 làn chất tải gây lật ngang)

Lực hãm xe được xác định là 25% trọng lượng của các trục xe tải hoặc xe hai trục, áp dụng cho tất cả các làn xe chạy cùng một hướng Ngoài ra, có thể tính lực hãm là 5% trọng lượng xe tải cộng với lane hoặc 5% trọng lượng xe hai trục cộng với lane Điểm đặt lực hãm cần cách bản mặt cầu ít nhất 1.8m.

Mô men tại các mặt cắt:

1.2.2.3 Hoạt tải chất thêm (LS)

Nguyên tắc tính là thay đổi tác dụng của hoạt tải sau mố bằng lớp đất có chiều cao tương đương:

Hình 3.1 Áp lực hoạt tải chất thêm

- heq tra từ bảng 22 và 23 phần 3 TCVN 11823_2017;

-  s là khối lượng riêng đất;

- ka là hệ số áp lực đất ngang;

- B là chiều rộng tường bị ảnh hưởng;

- Chiều cao tường ảnh hưởng

Kết quả tính được thể hiện ở bảng sau:

Bảng 3.5 Bảng tính áp lực hoạt tải chất thêm

 Gió tác dụng lên công trình (WS)

Do kết cấu mố chủ yếu được chôn trong đất, chỉ cần xem xét thành phần gió ngang tác động lên kết cấu nhịp, trong khi ảnh hưởng của gió ngang lên mố và gió dọc được bỏ qua.

Vận tốc gió thiết kế: V = VB.S

S là hệ số điều chỉnh đối với khu vực chịu gió, S = 1.09 tra bảng 14 phần 3 TCVN 11823: 2017;

VB là tốc độ gió giật cơ bản trong 3s với chu kì 100 năm;

- Gió tại công trình (TTGH CD3): Công trình thuộc khu vực II, tra bảng 13 ta được V Em/s Vậy:

Gió tác dụng lên kết cấu nhịp:

- C d tra từ hình TCVN 11823: 2017 phần 3;

- Diện tích phần kết cấu nhịp chắn gió ngang: At = 38.325m 2 ;

 Tải trọng tác dụng lên xe cộ (WL)

Phương ngang cầu: Gió tác dục lên xe cộ có giá trị 1.46N/mm phân bố trên chiều dài kết cầu:

Phương dọc cầu: Gió tác dục lên xe cộ có giá trị 1.46N/mm phân bố trên số làn xe có bề rộng = 3m:

Lực ly tâm của hoạt tải được đặt cách mặt đường 1.8m cần được tính bằng tích số của trọng lượng các trục xe tải hoặc xe hai trục, nhân với hệ số C.

- f = 1 cho TTGH mỏi, 4/3 cho các tổ hợp khác;

- V = 50 Km/h = 13.889m/s là vận tốc thiết kế;

- R = 195m là bán kính đường cong nằm

Cánh tay đòn so với đáy bệ: d = 8.78m;

Mô men gây ra tại đáy bệ:

Hệ số gia tốc nền tra phụ lục H TCVN 93886-2012 ta được: AQ = 0.05;

Hệ số gia tốc theo phương ngang: kh = AQ/2 = 0.025;

Hệ số gia tốc theo phương đứng: kv = AQ/4 = 0.0125;

Góc quán tính của đất

Hệ số áp lực đất chủ động:

2 2 2 cos ( ) sin( ).sin( ) cos cos cos 1 cos( ).cos

2 2 2 cos (37 1.45 0) sin(37 25).sin(37 1.45 0) cos1.45.cos 0.cos 25 0 1.45 1 cos(25 0 1.45).cos 0 0 0.239

-  0 là góc nghiêng của bề mặt đất đắp;

- i = 0 là góc nghiêng của đất đắp so với phương đứng

 Áp lực đất chủ động khi có động đất:

- Xét mặt cắt đáy bệ (1-1):

 Áp lực đất tác động lên công trình khi có động đất (EQ):

- S = 1.2 là hệ số thực địa;

- DL là tải trọng bản thân của cấu kiện

Bảng 3.6 Áp lực đất chủ động tác dụng lên công trình khi có động đất

Hạng mục cấu kiện Trọng lượng

TT động đất Cánh tay đòn

Bản quá độ 404.376 24.263 0.062 0.042 1.507 1.022 Đất đắp sau mố 1342.172 80.530 2.064 2.044 166.215 164.604 Đất đắp trên BQĐ 1371.492 82.290 0.062 0.042 5.113 3.467

1.2.3.2 Lực ma sát gối cầu

Khi kết cấu cầu chịu tác động của nhiệt độ và tải trọng, lực ma sát sẽ xuất hiện tại các gối cầu Lực này là lực nằm ngang, có hướng dọc theo cầu, và được truyền cho hai gối di động và cố định.

- N = 2834 + 210.6 + (1126.78/1.33x2) = 3468.24KN, là phản lực do tĩnh tải và hoạt tải không xét xung kích;

- f = 0.05 là hệ số ma sát khi bố trí gối chậu;

1.2.3.3 Tải trọng gối lún (SE)

Phản lực đỉnh tường thân lấy từ phần mềm RM:

Tổ hợp tải trọng

1.3.1 Nội lực chưa nhân hệ số

Do mố chỉ chịu tải trọng theo phương dọc, nên chúng ta chỉ cần tập trung vào việc thể hiện tải trọng dọc cầu Tải trọng ngang sẽ được xem xét ở các phần cần thiết, như trong kiểm toán lật ngang và thiết kế cọc.

Nguyên tắc tính nội lực:

- Nxi là lực dọc do các thành phần gây ra;

- Qyi là lực ngang do các thành phần tải trọng tác dụng lên mố;

- M s dt là mô men đỉnh trụ;

- di là cánh tay đòn từ tâm lực Qi đến mặt cắt đang xét

Bảng 3.7 Nội lực chưa nhân hệ số mặt cắt đáy bệ phương dọc cầu (1-1)

STT Tên tải trọng Hệ soá N x (KN) Q y (KN) M z (KN.m)

1 Tĩnh tải mố (DC_mo)  DC  4213.422 -1812.799

2 Tĩnh tải kết cấu nhịp (DC)  DC  2834.040 0.000

3 Lớp phủ mặt cầu (DW)  DW  210.600 0.000

4 Tĩnh tải bản quá độ (DC_bqd)  DC  202.188 -252.735

5 Tĩnh tải đất trên bản quá độ (EV_bqd)  EV  685.746 -857.183

6 Tĩnh tải đất đắp trên mố (EV)  EV  1954.649 -2679.997

7 Hoạt tải xe trên kết cấu nhịp (LL)  LL  1126.780 0.000

8 Aùp lực đất chủ động (EH)  EH  781.83 2174.031

9 Hoạt tải chất thêm (LS)  LS  78.00 272.142

10 Lực hãm xe (BR)  BR  162.50 1426.425

11 Tải trọng xe trên tường đỉnh (LL)  BR  290.000 261.000

12 Tải trọng lún gối SET (SE)  BR  123.00 0.00

13 Tải trọng GRADIENT nhiệt (TG)  BR  151.00 0.00

14 Aùp lực đất chủ động do động đất (EQ)  BR  120.65 2196.65

15 TT động đất tác dụng lên kết cấu (EQ)  BR  622.57 1685.00

16 TT gió dọc tác dụng lên xe cộ (WL)  BR  8.76 76.83

17 Ma sát gối cầu (FR)  BR  173.41 884.40

Bảng 3.8 Nội lực chưa nhân hệ số mặt cắt đáy bệ phương dọc cầu (2-2)

TỔNG HỢP TẢI TRỌNG MẶT CẮT 2-2

STT Tên tải trọng Hệ số N x Q y (KN) M z (KNm)

2 Tĩnh tải kết cấu nhịp  DC  2834.040 0.000

3 Lớp phủ mặt cầu  DW  210.600 0.000

4 Tĩnh tải bản quá độ  DC  202.188 -181.969

5 Tĩnh tải đất trên bản quá độ  EV  685.746 -617.171

6 Người & xe trên kết cấu nhịp  LL  1126.780 0.000

7 Aùp lực đất chủ động  EH  0.000 740.152 764.793

8 Aùp lực đất bịû động  EH  0.000 -136.276 -40.429

9 Hoạt tải chất thêm  LS  0.000 60.281 150.040

10 Lực hãm xe (BR)  BR  0.000 162.500 1101.425

11 Tải trọng xe trên tường đỉnh (LL)  BR  290.000 261.000

12 Tải trọng lún gối SET (SE)  BR  123.000 0.000

13 Tải trọng GRADIENT nhiệt (TG)  BR  151.000 0.000

14 Aùp lực đất chủ động do động đất (EQ)  BR  120.653 2196.651

15 TT động đất tác dụng lên kết cấu (EQ)  BR  622.566 1684.997

16 TT gió dọc tác dụng lên xe cộ (WL)  LS  8.760 76.825

17 Ma sát gối cầu (FR)  LS  173.412 537.577

1.3.2 Nội lực ở các trạng thái giới hạn phương dọc cầu

Tiến hành tổ hợp tải trọng theo các trạng thái giới hạn cường độ I, III, V, trạng thái giới hạn sử dụng I và trạng thái giới hạn đặc biệt I để xác định kết quả nguy hiểm nhất phục vụ cho tính toán Những kết quả cho các trường hợp ít bất lợi hơn có thể được tham khảo trong phụ lục mục 2.1.1.

1.3.2.1 Trạng thái giới hạn cường đồ 1

Bảng 3.9 Nội lực chưa nhân hệ số điều chỉnh mặt cắt 1-1

TỔ HỢP TẢI TRỌNG TẠI ĐÁY BỆ (1-1) THEO PHƯƠNG ĐỨNG

Tổ hợp max phương đứng Hệ số

Nội lực chưa nhân hệ số điều chỉnh 

STT Tên tải trọng N x (KN) Q y (KN)

1 Tĩnh tải mố (DC_mố) 1.25 5266.777 0.000 -2265.999

2 Tĩnh tải kết cầu nhịp (DC) 1.25 3542.550 0.000 0.000

4 Tĩnh tải bản quá độ (DC_bqd) 1.25 252.735 0.000 -315.919

5 Tĩnh tải đất trên BQĐ (EV_bqd) 1.35 925.757 -1157.196

6 Tĩnh tải đất trên mố (EV) 1.35 2638.776 0.000 -3617.996

7 Hoạt tải xe KCN (LL) 1.75 1971.865 0.000 0.000

8 Áp lực đất chủ động (EH) 1.50 0.000 1172.747 3261.047

9 Hoatj tải chất thêm (LS) 1.75 0.000 136.500 476.249

11 Taỉ trọng xe trên tường đỉnh (LL) 1.75 253.750 0.000 456.750

12 Tải trọng lún gối SET (SE) 1.00 123.000 0.000 0.000

17 Ma sát gối cầu (FR) 1.00 0.000 173.412 884.402

TỔ HỢP TẢI TRỌNG TẠI ĐÁY BỆ (1-1) LẬT VÀO BỜ

Nội lực chưa nhân hệ số điều chỉnh

STT Tên tải trọng Nx (KN) Qy (KN) Mz (KNm)

1 Tĩnh tải mố (DC_mố) 1.25 5266.777 0.000 -2265.999

7 Hoạt tải xe KCN (LL) 1.75 1971.865 0.000 0.000

9 Hoatj tải chất thêm (LS) 1.75 0.000 -284.375 -2496.244

11 Taỉ trọng xe trên tường đỉnh (LL) 1.00 123.000 0.000 0.000

12 Tải trọng lún gối SET (SE) 1.00 0.000 -173.412 -884.402

TỔ HỢP TẢI TRỌNG TẠI ĐÁY BỆ (1-1) LẬT XA BỜ

STT Tên tải trọng N x (KN) Q y (KN) M z (KNm)

1 Tĩnh tải mố (DC_mố) 0.90 3792.079 0.000 -1631.519

7 Hoạt tải xe KCN (LL) 1.75 1971.865 0.000 0.000

17 Ma sát gối cầu (FR) 1.00 0.000 173.412 884.402

Bảng 3.10 Nội lực chưa nhân hệ số điều chỉnh mặt cắt chân tường thân (2-2)

TỔ HỢP TẢI TRỌNG MẶT CẮT 2-2

Tổ hợp max phương đứng Hệ số

STT Tên tải trọng Nx (KN) Qy (KN) Mz (KNm)

1 Tĩnh tải mố (DC_mố) 0.900 1230.356 0.000 -879.992

6 Tĩnh tải đất trên mố (EV) 1.750 1971.865 0.000

7 Hoạt tải xe KCN (LL) 1.500 0.000 1110.228 1147.190

8 Áp lực đất chủ động (EH) 0.900 0.000 -122.648 -36.386

17 Ma sát gối cầu (FR) 1.000 0.000 173.412 537.577

TỔ HỢP TẢI TRỌNG MẶT CẮT TƯỜNG ĐỈNH (3-3)

1 Tĩnh tải mố (DC_mố) Nx (KN) Qy (KN) Mz (KNm)

2 Tĩnh tải kết cầu nhịp (DC) 1.25 1708.83 -894.37

4 Tĩnh tải bản quá độ (DC_bqd) 1.50 1028.62 -360.02

5 Tĩnh tải đất trên BQĐ (EV_bqd) 1.50 98.56 61.70

1 Tĩnh tải mố (DC_mố) 1.75 70.41 66.12

TỔ HỢP TẢI TRỌNG TẠI MẶT CẮT TƯỜNG CÁNH (4 – 4)

Tên tải trọng Hệ số

 PNx (KN)  Qy (KN)  Hz(KN.m) 

3 Aùp lực đất chủ động 1.50 0 128.19 253.17

1.3.2.2 Trạng thái giới hạn sử dụng 1

TỔ HỢP TẢI TRỌNG TẠI MẶT CẮT 1-1

STT Tên tải trọng  x (KN)  Qy(KN)  Mz (KN.m) 

1 Tĩnh tải mố (DC_mo) 1.00 4213.42 -1812.80

2 Tĩnh tải kết cấu nhịp (DC) 1.00 2834.04

3 Lớp phủ mặt cầu (DW) 1.00 210.60

4 Tĩnh tải bản quá độ (DC_bqd) 1.00 202.19 -252.74

5 Tĩnh tải đất trên bản quá độ (EV_bqd) 1.00 685.75 -857.18

6 Tĩnh tải đất đắp trên mố (EV) 1.00 1954.65 -2680.00

7 Hoạt tải xe trên kết cấu nhịp (LL) 1.00 1126.78

8 Aùp lực đất chủ động (EH) 1.00 781.83 2174.03

9 Hoạt tải chất thêm (LS) 1.00 78.00 272.14

11 Tải trọng xe trên tường đỉnh (LL) 1.00 290.00 261.00

12 Tải trọng lún gối SET (SE) 1.00 123.00

13 Tải trọng GRADIENT nhiệt (TG) 0.50 75.50

16 TT gió dọc tác dụng lên xe cộ (WL) 1.00 8.76 76.83

17 Ma sát gối cầu (FR) 1.00 173.41 884.40

TỔ HỢP TẢI TRỌNG TẠI MẶT CẮT 2-2

STT Tên tải trọng N x (KN)  Q y (KN)  M z (KNm) 

2 Tĩnh tải kết cấu nhịp 1.00 2834.04

4 Tĩnh tải bản quá độ 1.00 202.19 -181.97

5 Tĩnh tải đất trên bản quá độ 1.00 685.75 -617.17

6 Người & xe trên kết cấu nhịp 1.00 1126.78

7 Aùp lực đất chủ động 1.00 740.15 764.79

8 Aùp lực đất bịû động 1.00 -136.28 -40.43

16 TT gió dọc tác dụng lên xe cộ (WL) 1.00 76.83

17 Ma sát gối cầu (FR) 1.00 173.41 537.58

Nội lực chưa nhân hệ số điều chổnh 

STT Tên tải trọng Nx (KN)  Qy(KN)  Mz (KNm) 

2 Tĩnh tải do bản quá độ 1 202.19 -70.77

3 Lớp phủ trên bản quá độ 1 685.75 -240.01

4 Aùp lực đất chủ động 1 65.71 41.13

5 Họat tải chát thêm sau mố 1 40.24 37.78

TỔ HỢP TẢI TRỌNG TẠI MẶT CẮT 4 - 4

Tên tải trọng Hệ số

Nx (KN)  Qy (KN)  Mz (KN.m) 

3 Aùp lực đất chủ động 1.50 0.000 85.46 168.78

1.3.3 Nội lực đáy bệ theo phương ngang cầu

Nội lực phương ngang trong cầu được sử dụng để thiết kế cọc và kiểm toán lật ngang Bài viết này tổng hợp các thành phần lực ngang và mô men, trong khi lực dọc được xem xét theo phương dọc của cầu.

Bảng 3.17 Nội lực chưa nhân hệ số điều chỉnh TTGH CD1

CÁC TỔ HỢP TẢI TRỌNG TẠI ĐÁY BỆ (1-1)

STT Tên tải trọng Qy (KN)  Mz (KNm) 

7 Hoạt tải xe trên kết cấu nhịp (LL) 1.75 0.00 552.48

11 Tải trọng xe trên tường đỉnh (LL) 1.75 0.00 253.75

1.3.4 Tổng hợp nội lực nhân hệ số điều chỉnh

Hệ số điều chỉnh tải trọng:

-  1 đối với các TTGH khác

Bảng 3.18 Tổng hợp nội lực mặt cắt 1-1 theo các trạng thái giới hạn

Nx Ngang cầu Dọc cầu

(KN) (KN) (KN.m) (KN) (KN.m)

Bảng 3.19 Tổng hợp nội lực mặt cắt 2-2

Nx (KN) Qy (KN) Mz (KN.m) TTGH CD1 8381.952 1446.319 1786.730

Bảng 3.20 Tổng hợp nội lực cho các mặt cắt còn lại ở TTGH CD1

Nx (KN) Qy (KN) Mz (KN.m) Mặt cắt 3-3 2990.18 453.35 -1749.09

Chú ý: chi tiết tính toán cho các trạng thái giới hạn cường độ III, V, trạng thái giới hạn đặt biệt I xem ờ phụ lục mục 2.1.1.

Thiết kế cốt thép mố

1.4.1 Kiểm toán sức kháng uốn

Bảng 3.21 Thông số đầu vào

Kí hiệu Đơn vị Mặt cắt

K/c từ tâm cốt thép chịu kéo đến mép bê tông chịu nén a mm 75 75 75 Đường kính cốt thép  mm 25 25 16

Góc của thép ngang  độ 90 90 90

Cự ly thép ngang s mm 150 150 150

Cường độ chịu nén bê tông f' c Mpa 30

Cường độ chảy của thép f y Mpa 280

Modul đàn hồi của thép E s Mpa 200000

Bảng 3.22 Kiểm toán sức kháng uốn

Kiểm tra cường độ theo mô-men: Cách tính

Bề rộng tiết diện b mm 9000 9000 4978

Chieàu cao tieỏt dieọn h mm 400 1500 400

K/c từ mép chịu kéo đến t.tâm cốt thép d s ’ mm 75 75 75

Chiều cao làm việc của tiết diện d s d s mm 325 1425 325

D.tớch tieỏt dieọn ngang cuỷa theựp chũu keựo n..(/2) 2 A s mm 2 29616 29616 6740

Hệ số qui đổi hình khối ứng suất  1  0.836 0.836 0.836

K/cách từ trục trung hoà đến mặt nén A s f y /(0.85. 1 f' c b) c mm 43 43 18

Chieàu cao vuứng beõ toõng chũu neựn c. 1 a mm 36 36 15

Sức kháng uốn danh định A s f y (d s - 0,5.a) M n N.mm 2.55E+09 1.17E+10 5.99E+08 Sức kháng uốn tính toán .M n  M r N.mm 2.29E+09 1.05E+10 5.39E+08 Mô men tại mặt cắt kiểm tra M u N.mm 1.75E+09 4.21E+09 3.51E+08

 Hàm lượng cốt thép tối thiểu:

Hàm lượng cốt thép tối thiểu được xác định như sau:

- Mcr : Momen gây nứt tiết diện: M = γ γ cr 1 3       I R x  0.63 f c ' 

- Mu : Momen do ngoại lực tác dụng

Bảng 3.23 Kiểm tra hàm lượng thép tối thiểu

Các tham số MẶT CẮT

Kiểm tra Đạt Đạt Đạt

1.4.2 Kiểm toán nứt theo TTGH SD1

Diện tích tiết diện: A g 2000 1500 3000000mm 2

Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo gần nhất:

Mô men kiểm toán: M s 4.84 10 9 N mm . Điều kiện: e ' s s s

- Hệ số xét đến đều kiện tiếp xúc giữa kết cấu với môi trường xung quanh γe=1;

- Khoảng cách từ trọng tâm lớp thép chịu kéo ngoài cùng đến lớp ngoài của bêtông chịu kéo d ’ s = 80 mm:

Tỉ số mô đul biến dạng đàn hồi của thép so với bê tông:

Chiều dày của bê tông vùng nén sau khi nứt: s s s nA 2d b x 1 1 b nA

Mômen quán tính của tiết diện nứt:

 3   Ứng suất trong cốt thép do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng gây ra là

Khi đó khoảng cách tối thiểu giữa các thanh thép: e ' min s s s

Bảng 3.24 Kiểm toán vết nứt

As (mm 2 ) 29616 29616 6740 b (mm) 9000 9000 4978 d s (mm) 325 1425 325 x (mm) 102.15041 235.95706 70.078467

M s (N.mm) 1.25E+09 2.90E+08 2.25E+08 f s (Mpa) 145.360 7.2612 110.609 s min (mm) 486 1560 686 s tk (mm) 150 150 150

Kiểm tra Đạt Đạt Đạt

THIẾT KẾ MÓNG MỐ M1

THIẾT KỆ TRỤ CẦU T4

THIẾT KẾ PHƯƠNG ÁN THI CÔNG Error! Bookmark not defined CHƯƠNG 1 THI CÔNG CỌC KHOAN NHỒI

THIẾT KẾ VÁN KHUÔN

THIẾT KẾ HỆ ĐÀ GIÁO TRỤ TẠM

THIẾT KẾ MÓNG HỆ ĐÀ GIÁO TRỤ TẠM

XỬ LÝ ĐẤT YẾU KHU VỰC ĐƯỜNG DẪN

THIẾT KẾ KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG

Tiêu đề	Đồ Án Tốt Nghiệp
Người hướng dẫn	TS. Mai Lựu
Trường học	Trường Đại Học Giao Thông Vận Tải Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Cầu Đường
Thể loại	đồ án tốt nghiệp
Năm xuất bản	2022
Thành phố	Thành Phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	265
Dung lượng	8,71 MB