đồ án tốt nghiệp cầu

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
MỤC LỤC
PHẦN 1 : SỐ LIỆU THIẾT KẾ
CHƯƠNG 1 : Giới thiệu công nghệ cầu bê tông cốt thép DUL thi công đúc hẫng cân bằng
CHƯƠNG 2 : Các thông số cơ bản của cầu
1Vật liệu 6
2Tiến độ thi công-trình tự thi công 7
CHƯƠNG 3 : Tính toán lan can, lề bộ hành
1Kích thước lan can, lề bộ hành : 10
2Kiểm toán thanh lan can : 10
3Kiểm toán cột lan can : 12
4Tính bản lề bộ hành : 15
5Kiểm toán va xe cho gờ chắn bánh (bó vỉa) 18
6Kiểm tra sức kháng cắt tại vò trí tiếp xúc : 21
CHƯƠNG 4 : Tính toán bản mặt cầu
1.1Tónh tải 23
1.2Hoạt tải 25
1.3Tổ hợp nội lực : 34
2Thiết kế cốt thép 35
2.1Thiết kế cốt thép cho bản cánh trên 35
2.2Thiết kế cốt thép cho bản cánh dưới 37
3Kiểm toán ở trạng thái giới hạn sử dụng 38
3.1Kiểm toán cho bản cánh trên 38
3.2Kiểm toán cho bản cánh dưới 40
CHƯƠNG 5 : Thiết kế kết cấu nhòp
1.Chọn các thông số kết cấu nhòp 42
2.Tính các đặc trưng hình học của tiết diện 43
2.1.Công thức xác đònh các đặc trưng hình học của tiết diện nguyên 41
2.2.Đặc trưng hình học tiết diện nguyên có xét đến giảm yếu do ống gen của cáp 43
2.3.Tính các giá trò đặc tính của bê tông : 46
2.4.Tính đặc trưng hình học ứng với các giai đoạn thi công : 49

3Tính nội lực trong giai đoạn thi công 54
4.Tính mất mát ứng suất : 57
4.1Mất mát ứng suất do ma sát : 57
4.2Mất mát ứng suất do tụt neo : 62
4.3Mất mát ứng suất do nén đàn hồi : 64
4.4Mất mát ứng suất do từ biến : 68
4.5Mất mát ứng suất do co ngót : 71
4.6Mất mát ứng suất do cáp tự chùng : 73
SV : Đỗ Minh Duy Trang 1
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
5Kiểm toán giai đoạn thi công 74
5.1Kiểm tra ứng suất trong giai đoạn thi công đúc hẫng cân bằng : 74
5.2Kiểm tra ứng suất trong giai đoạn thi công đúc đốt HLB (chưa kéo cáp HLB) :. 86
5.3Kiểm tra trong giai đoạn tháo ván khuôn đoạn đúc trên đà giáo 90
5.3.1Nội lực 90
5.3.2Tính mất mát ứng suất trong cáp chòu momen dương : 91
5.3.3Kiểm toán 93
5.4Kiểm tra trong giai đoạn hợp long nhòp giữa (chưa kéo cáp HLG) 97
5.4.1Nội lực 97
5.4.2Mất mát ứng suất cho cáp HLG 98
5.4.3Kiểm toán 98
5.5Kiểm tra trong giai đoạn hợp long nhòp giữa ( dỡ xe đúc, tải trọng thi công ) 102
6Kiểm tra ổn đònh lật cánh hẫng 108
7Kiểm tra giai đoạn khai thác 109
7.1Nội lực 109
7.2Tính mất mát ứng suất 111
7.3Sự phân phối lại nội lực do từ biến 114
7.4Nội lực do lún gối tựa (SE) 119
7.5Nội lực do chênh lệch nhiệt độ 120
7.6Nội lực do co ngót 120

7.7Tổ hợp tải trọng 120
7.8Kiểm toán trạng thái giới hạn sử dụng 125
7.9Kiểm toán trạng thái giới hạn cường độ 127
7.10Kiểm tra sức kháng cắt 135
CHƯƠNG 6 : Tính toán độ vồng ván khuôn
1.Biến dạng trong giai đoạn đúc hẫng 140
1.1.Phương pháp tính toán biến dạng 140
1.2Biến dạng do tải trọng bản thân các đốt đúc hẫng 141
1.2.1Biến dạng đàn hồi do tải trọng bản thân các đốt đúc hẫng 142
1.2.2Biến dạng từ biến do tải trọng bản thân các đốt đúc hẫng 145
1.3Biến dạng do tải trọng thi công trên các đốt đúc hẫng 148
1.3.1Biến dạng đàn hồi do tải trọng thi công trên các đốt đúc hẫng 148
1.3.2Biến dạng từ biến do tải trọng thi công trên các đốt đúc hẫng 150
1.4Biến dạng do cáp dự ứng lực trên các đốt đúc hẫng 150
1.4.1Biến dạng đàn hồi do cáp dự ứng lực trên các đốt đúc hẫng 150
1.4.2Biến dạng từ biến do cáp dự ứng lực trên các đốt đúc hẫng 152
2.Biến dạng trong giai đoạn hợp long biên 153
3.Biến dạng trong giai đoạn hợp long giữa 156
4.Biến dạng do tónh tải giai đoạn 2 159
5.Biến dạng do xe đúc 159
6.Độ vồng ván khuôn 164
SV : Đỗ Minh Duy Trang 2
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
CHƯƠNG 7 : Phụ lục
1.Các bảng liên quan đến tính toán của cáp âm : 167
2.Các bảng liên quan đến tính toán của cáp dương : 170
3.Phụ lục lập trình Matlab : 173
SV : Đỗ Minh Duy Trang 3
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
CHƯƠNG 1:

GIỚI THIỆU CÔNG NGHỆ THI CÔNG CẦU BÊ TÔNG
CỐT THÉP DỰ ỨNG LỰC THI CÔNG ĐÚC HẪNG CÂN
BẰNG
Trong nhiều năm trở lại đây, việc áp dụng công nghệ thi công đúc hẫng cho các công trình
cầu có sơ đồ khung hay dầm liên tục ở nước ta đã có bước phát triển vượt bậc, không
những tăng về số lượng mà cả về tính chất phức tạp của kết cấu như khẩu độ nhòp dài hơn
(hiện nay đạt 120 m).
Nguyên lý cơ bản của phương pháp thi công hẫng có thể mô tả như sau : các nhòp được
hình thành dựa trên việc thi công các đốt dầm kế tiếp nhau bắt đầu từ các trụ phát triển ra
hai phía. Trọng lượng của các đốt dầm thi công tiếp theo, kể cả ván khuôn đà giáo sẽ được
đỡ bởi các đốt dầm trước đo.ù Từng đốt dầm sẽ được liên kết với phần đã thi công trước đó
bằng các bó cáp ứng suất trước ngay khi bản thân đốt dầm đó đã đủ cường độ theo dự kiến
thiết kế. Thực hiện nối liên tục lần lượt các nhòp thông qua các đốt hợp long (kể cả các
cánh hẫng với đoạn đổ tại chỗ trên đà giáo nhòp biên).
Cầu đúc hẫng do có đặc điểm là hệ đà giáo phần lớn được treo trên dầm và luân chuyển
nên tạo ra những ưu điểm cơ bản như : giảm đáng kể khối lượng ván khuôn đà giáo, cơ
giới hóa thi công, cho phép triển khai đồng thời nhiều mũi thi công, tăng năng suất lao
động, không cản trở giao thông đường thủy, đường bộ phía dưới cầu trong thời gian thi
công. Kết cấu này rất thích hợp khi phải xây dựng trụ rất cao vượt qua thung lũng sâu. Các
nghiên cứu về lý thuyết và đúc kết kinh nghiệm thực tiễn trong và ngoài nước cho thấy
phạm vi ứng dụng có hiệu quả của công nghệ đúc hẫng trong khoảng khẩu độ từ 70 m đến
150 m, thông thường từ 70m đến 120m
Trình tự thi công có ảnh hưởng trực tiếp đến sơ đồ chòu lực của kết cấu. Đối với các dầm
siêu tónh nhiều nhòp thì phải dự kiến trình tự hợp long trước khi tính toán. Sau mỗi giai
đoạn thi công hẫng lại đến một lần hợp long, kết cấu sẽ có bậc siêu tónh tăng dần cho đến
khi kết thúc sau lần hợp long cuối cùng.
Một số hình ảnh thi công của cầu Thủ Thiêm :
SV : Đỗ Minh Duy Trang 4
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
SV : Ñoã Minh Duy Trang 5

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
CHƯƠNG 2:
CÁC THÔNG SỐ CƠ BẢN CỦA CẦU
Thiết kế dầm cầu BTCT DUL liên tục 3 nhòp thi công theo phương pháp đúc hẫng cân
bằng có tổng chiều dài dầm là 168 m có các đặc điểm sau:
Cầu được thiết kế cho 4 làn xe
Bề rộng phần xe chạy B=14 m
Lề bộ hành 2 bên, bề rộng mỗi bên 1000 mm
Chiều dài nhòp giữa tính toán : 72000 mm
Chiều dài nhòp biên tính toán : 48000 – 450 = 47550 m
Mặt cắt ngang thành hộp, hai thành bên xiên, thành giữa thẳng đứng :
1 Vật liệu
 Bê tông dầm hộp :
Sử dụng bê tông có tỉ trọng trung bình, cường độ chòu nén 28 ngày của mẫu hình trụ 150-
300 mm là :
( )
'
c
f 50 MPA
=
, trọng lượng bê tông
( )
3
c
25 KN / m
γ =
, bê tông dầm sau khi
đúc được dưỡng ẩm
Ximăng pooclăng mác PC40, loại 1.
 Cốt thép thường

Giới hạn chảy
Thép tròn trơn : CI : 240 MPA
Thép có gờ : CII : 300 MPA
CIII : 400 MPA
 Cốt thép dự ứng lực
Theo ASTM416M, cấp 270, tao cáp tự chùng thấp, vùng neo bán kính uốn cong bó cáp
không được nhỏ hơn 3600 mm, các vùng còn lại không được nhỏ hơn 6000 mm, chọn
10000 mm
SV : Đỗ Minh Duy Trang 6
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
Mun đàn hồi :
( )
p
E 197000 MPA
=
Cáp : 12T12.7mm, mỗi tao 7 sợi
Giới hạn kéo :
( )
pu
f 1860 MPA
=
Diện tích 1 tao :
( )
2
p
A 98.7 mm
=
Giới hạn chảy :
( )
py pu

f 0.9 f 0.9 1860 1674 MPA
= × = × =
Lực kích :
( )
pj pu
f 0.78 f 0.78 1860 1451 MPA
= × = × =
 Ống gen
Ống gen có dạng nửa cứng và được mạ kẽm toàn bộ, diện tích ống gen theo 22TCN-272-
05 ít nhất bằng 2.5 lần diện tích các tao cáp trong bó, chọn , cự ly tim 2 bó cách nhau 130
mm, tim bó cáp cách mép bê tông 125 m
 Xe đúc-ván khuôn
Vì các đốt có trọng lượng là khác nhau. Chiều dài các đốt cũng có sự khác nhau vì thế
trọng lượng tổng cộng của ván khuôn sẽ khác nhau. Tuy nhiên, để đơn giản ta chọn sử
dụng xe đúc (kể cả bộ ván khuôn) có trọng lượng CE = 80 T, độ lệch tâm e = 2m so với
cuối đốt phía trước. Giá trò độ lệch tâm này dùng để tính cho cả momen do trọng lượng bê
tông ướt
 Hoạt tải thi công
Gồm các phương tiện thi công, máy móc nói chung
( )
4
CLL 4.8 10 MPA
−
= ×
trên 1 cánh
hẫng còn cánh kia là
( )
4
CLL 2.4 10 MPA
−

= ×
khi tính ổn đònh lật cánh hẫng.
2 Tiến độ thi công-trình tự thi công
2.1Tiến độ thi công
Nó ảnh hưởng rất lớn sự phân phối lại nội lực trong kết cấu, khi tuổi của bê tông của hai
cánh hẫng là khác nhau nhiều trước khi hợp long thì khi hợp long xong, ngoài sự phát sinh
nội lực so từ biến ( kết cấu tónh đònh thành kết cấu siêu tónh ), còn thêm thành phần nội lực
do sự chênh lệch
 Đốt trên đỉnh trụ (K0, K1) thi công tổng cộng 20 ngày(10 ngày lắp ván khuôn, gia
công cốt thép, ráp ống gen, 10 ngày còn lại bảo dưỡng và căng cáp)
 Các đốt đúc hẫng còn lại thi công 12 ngày (gắn xe đúc, lắp ván khuôn, thép thường,
ống gen hết 7 ngày, đổ bê tông bảo dưỡng 5 ngày và kéo cáp )
 Đốt trên đà giáo thi công 40 ngày(lắp giàn giáo, ván khuôn 20 ngày, bảo dưỡng 20
ngày thì bắt đầu hợp long nhòp biên
 Các đốt hơp long thi công 20 ngày ( 10 ngày lắp ván khuôn, gia công cốt thép, ráp
ống gen, 10 ngày còn lại bảo dưỡng và căng cáp)
 30 ngày cho công tác hoàn thiện
SV : Đỗ Minh Duy Trang 7
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
10
30
50
70
90
110
20
40
60
80
100

ĐT:20 ngày
10 ngày
bảo dưỡng
8

G
i
a
i

đ
o
a
ï
n
,

m
o
ãi

G
Đ

1
2

n
g
a

øy

5

n
g
a
øy

b
a
û
o

d
ư
ơ
õ
n
g
130
150
120
140
ĐG:40 ngày
20 ngày
bảo dưỡng)
8

G

i
a
i

đ
o
a
ï
n
,

m
o
ãi

G
Đ

1
2

n
g
a
øy

5

n
g

a
øy

b
a
ûo

d
ư
ơ
õ
n
g
ĐT:20 ngày
10 ngày
bảo dưỡng
8

G
i
a
i

đ
o
a
ï
n
,

m
o
ãi

G
Đ

1
2

n
g
a
øy

5

n
g
a
øy

b
a
ûo

d
ư
ơ
õ

n
g
ĐG:40 ngày
20 ngày
bảo dưỡng)
8

G
i
a
i

đ
o
a
ï
n
,

m
o
ãi

G
Đ

1
2

n

g
a
øy

5

n
g
a
ø
y

b
a
û
o

d
ư
ơ
õn
g
HL:20ngày
bảodưỡng
10 ngày
HL:20ngày
bảodưỡng
10 ngày
HL:20ngày
bảodưỡng

10 ngày
Sau khi kéo cáp chòu
mômen dương giữa
nhòp, 30 ngày sau cho
công tác hoàn thiện
Đúc K2
Đúc K3
Đúc K4
Đúc K5
Đúc K6
Đúc K7
Đúc K8
Đúc K9
HLBiên
Đúc K2
Đúc K3
Đúc K4
Đúc K5
Đúc K6
Đúc K7
Đúc K8
Đúc K9
HLGiữa
Đúc K2
Đúc K3
Đúc K4
Đúc K5
Đúc K6
Đúc K7
Đúc K8

Đúc K9
HLBiên
Đúc K2
Đúc K3
Đúc K4
Đúc K5
Đúc K6
Đúc K7
Đúc K8
Đúc K9
HLBiên
Đúc khối
đỉnh trụ
trên đà giáo
Đúc đoạn
trên đà giáo
Đúc khối
đỉnh trụ
trên đà giáo
đúc đoạn
trên đà giáo
TIẾN ĐỘ THI CÔNG DẦM CẦU 48-72-48
Ngày
SV : Đỗ Minh Duy Trang 8
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
2.2Trình tự thi công
Trình tự thi công có ảnh hưởng rất lớn đến sự phân phối lại nội lực trong kết cấu, thậm chí
còn rất nguy hiểm
Khi ta chọn hợp long các nhòp biên trước, hơp long nhòp giữa sau thì khi ta dỡ bỏ thanh neo
tạm, đục gối tạm trên trụ thì lúc bây giờ kết cấu là hệ tónh đònh nên sự chuyển vò nào đó

của dầm trên đỉnh trụ hay lúc hợp long nhòp giữa phải điều chỉnh cao độ 2 phần hẫng thì
mức độ nguy hiểm của kết cấu là rất thấp.
Trong trường hợp ngược lại, nếu ta hợp long nhòp giữa trước, nhòp biên sau thì khi tháo gối
tạm trên trụ thứ nhất (kết cấu lúc này là siêu tónh) cũng làm cho mức độ nguy hiểm của
cầu rất cao.
Trong đồ án này ta chọn hợp long nhòp biên trước (đốt hợp long được đúc hoàn toàn trên
đà giáo, vì để đảm bảo tính cân bằng ), nhòp giữa được hợp long sau ( bộ ván khuôn gắn
lên 2 đầu hẫng).
*Cách căng kéo cáp :
Để đảm bảo cho ứng suất đều nhau ở 2 bên ta dùng tất cả là neo sống
Việc căng kéo cáp phải luôn đảm bảo tính đối xứng
Căng từng đầu một
Mỗi lúc căng 2 bó đối xứng nhau qua tim
K9 K8 K7 K6 K5 K4 K3 K2 K1 K1 K2 K3 K4 K5 K6 K7 K8 K9
K13 K12 K11 K10
K0 K9K8K7
K6K5
K4K3K2K1K1K2K3K4
K5K6
K7K8K9
K9 K8 K7 K6 K5 K4 K3 K2 K1 K1 K2 K3 K4 K5 K6 K7 K8 K9
BƯỚC 1:THI CÔNG ĐỐT K0, K1 TRÊN ĐỈNH TRỤ
- LẮP DÀN GIÁO, VÁN KHUÔN, CỐT THÉP, ỐNG GEN
- ĐỔ BT VÀ BẢO DƯỢNG
- KÉO CÁP CHỊU MOMEN ÂM ĐỐT TRÊN ĐỈNH TRỤ
- SIẾT BULÔNG DỰ ỨNG LỰC KHỐI ĐỈNH TRỤ
BƯỚC 2:THI CÔNG ĐÚC HẪNG CÁC KHỐI CÒN LẠI
- DI CHUYỂN XE ĐÚC, LẮP CỐT THÉP THƯỜNG, ỐNG GEN
- ĐỔ BÊ TÔNG VÀ BẢO DƯỢNG
- KÉO CÁP DUL

BƯỚC 3:THI CÔNG HP LONG NHỊP BIÊN
- THÁO XE ĐÚC MỘT BÊN RA KHỎI CÁNH HẪNG NHỊP GIỮA
KHI KÉO CÁP XONG ĐỐT K9
- DI CHUYỂN XE ĐÚC KÊ TRÊN NHỊP BIÊN VÀ NHỊP ĐÀ GIÁO CỐ ĐỊNH
- BẢO DƯỢNG VÀ KÉO CÁP CHỊU MOMEN DƯƠNG NHỊP BIÊN
, CẮT LIÊN KẾT TẠM TẠI TRỤ, DỢ BỎ XE ĐÚC HP LONG BIÊN
e+005,1.26e+005;BƯỚC 4:THI CÔNG HP LONG NHỊP GIỮA
- DI CHUYỂN XE ĐÚC ĐẶT TRÊN PHẦN HẪNG CỦA HAI NHỊP
- ĐỔ BÊ TÔNG ĐỐT HƠP LONG NHỊP GIỮA
- BẢO DƯỢNG VÀ KÉO CÁP CHỊU MOMEN DƯƠNG NHỊP GIỮA
K13K12K11K10
K9 K8 K7
K6 K5
K4 K3 K2 K1 K1 K2 K3 K4
K5 K6
K7 K8 K9
K9 K8 K7 K6 K5 K4 K3 K2 K1 K1 K2 K3 K4 K5 K6 K7 K8 K9
K0 K0
K0
K0K0
K1 K1K0 K1 K1K0
SV : Đỗ Minh Duy Trang 9
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
CHƯƠNG 3:
TÍNH TOÁN LAN CAN-LỀ BỘ HÀNH
1 Kích thước lan can, lề bộ hành :
300
100
250
Tấm thép T2

Tấm thép T1
15
600 350 350 80
750250
Diện tích mặt cắt ngang của phần bê tông của lan can và lê bộ hành
( )
2
bt
A 600 250 200 300 800 100 290000 mm= × + × + × =
Diện tích mặt cắt ngang thanh lan can :
( )
2 2 2 2 2
th
A D / 4 d / 4 90 / 4 80 / 4 1334.5 mm= π× − π× = π× − π× =
Diện tích tấm thép T2 :
( ) ( )
( )
2 2 2
2
A 70 / 2 350 350 170 2 70 / 2 2 90 / 4 103476 mm= π× + + × + × − × π× =
Diện tích tấm thép T1 :
( )
2
1
A 10 1660 16600 mm= × =
2 Kiểm toán thanh lan can :
Sơ đồ tính toán thanh lan can
SV : Đỗ Minh Duy Trang 10
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu

Thanh lan can được xem như dầm liên tục nhưng để đơn giản trong tính toán ta đưa
về sơ đồ dầm giản đơn để tính rồi sau đó điều chỉnh bằng các hệ số
Tónh tải gồm trọng lượng bản thân thanh lan can
Hoạt tải thiết kế gồm lực tập trung P = 890 N và w = 0.37 N/mm phân bố trên chiều dài
của thanh lan can (
th
L
) theo hai phương
Kích thước mặt cắt ngang thanh lan can

th
γ
= 7850 kg/m
3
= 77008.5 N/m
3
=
5
7.7 10
−
×
N/mm
3
Diện tích mặt cắt ngang thanh lan can :
( )
2 2 2 2
th
2
A D / 4 d / 4 90 / 4 80 / 4
1334.5 mm

= π× − π× = π× − π×
=
Trọng lượng trên một mét dài thanh lan can :
th th th
q A= × γ
=
5
7.7 10 1334.5
−
× ×
= 0.103 N/mm
Chọn các hệ số tải trọng
D
η
= 1 cho các thiết kế thông thường
R
η
= 1 cho các mức dư thông thường
I
η
= 1.05 đối với cầu quan trọng
D R I
η η 1.05 0.95η = η × × = >
SV : Đỗ Minh Duy Trang 11
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
Momen tại giữa nhòp trạng thái giới hạn cường độ:
1
M
=
η

×
(
PL
p
γ

×
(P
×
th
L
/4 + w
×
2
th
L
/8)+
DL
p
γ
×
th
q
×
2
th
L
/8)
= 1.05
×

(1.75
×
( 890
×
2000/4 + 0.37
×
2
2000
/8) + 1.25
×
0.103
×
2
2000
/8)
= 1225066 N.mm
2
M
=
η
×
PL
p
γ

×
(P
×
th
L

/4 + w
×
2
th
L
/8)
= 1.05
×
1.75
×
( 890
×
2000/4 + 0.37
×
2
2000
/8)
= 1157625 N.mm
Momen tổng hợp tại mặt cắt giữa nhòp ở trạng thái giới hạn cường độ :
M =
2 2
1 2
M M+
=
2 2
1225066 1157625+
= 1685492 N.mm
Ta đưa sơ đồ dầm giản đơn về sơ đồ dầm liên tục bằng các hệ số điều chỉnh :
Momen tại giữa nhòp ở trạng thái giới hạn cường độ :
gn

M
= 0.5
×
M = 0.5
×
1685492 = 842746 N.mm
Momen tại gối ở trạng thái giới hạn cường độ :
g
M
= 0.7
×
M = 0.7
×
1685492 = 1179844 N.mm
Tính sức kháng của thanh lan can
3 4
S 0.1 D (1 )= × × − α
với
α
= d/D = 80 /90 = 0.89
=
3 4
0.1 90 (1 0.89 )× × −
= 27389
3
mm
Sức kháng đường chảy của thanh lan can :
M
p
=

s
f Sφ× ×
= 0.9
×
240
×
27389 = 5916000 N.mm
g
M
= 1179844 N.mm < M
p
= 5916000 N.mm
Vậy thanh lan can đảm bảo khả năng chòu lực
3 Kiểm toán cột lan can :

qh
Chọn các hệ số tải trọng

D
η
= 1 cho các thiết kế thông thường
SV : Đỗ Minh Duy Trang 12
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu

R
η
= 1 cho các mức dư thông thường

I
η

= 1 cho các thiết kế thông thường

η
=
D
η
×
R
η
×
I
η
= 1 > 0.95
3.1Tính trọng lượng cột lan can :
Chiều dài tấm thép T1 :
T1
L
=
π
×
80 + 2
×
(350 + 350) = 1651.2 mm
Để đơn giản tính toán và dễ thi công chọn chiều dài tấm thép là 1660 mm
Thể tích tấm thép T1 :
V
1
= t
×
b

×
h = 10
×
120
×
1660 = 1992000 mm
3
Diện tích tấm thép T2 :
A
2
=
π
×
70
2
/2 + ((350 + 350)
×
(170+2
×
70)/2 - 2
×
2
90 / 4
π×
= 103476 m
2
Thể tích tấm thép T2 :
V
2
= A

2

×
t
2
= 103476
×
10 =1034760 mm
3
Thể tích tấm thép ở đáy :
V
3
= 130
×
220
×
5 = 143000 m
3
Thể tích cột lan can :
V
c
= V
1
+ V
2
+V
3
= 1992000 +1034760+143000 = 3169760 m
3
Trọng lượng của cột lan can :

Q
c
= V
c

×
th
γ
= 3169760
×
5
7.7 10
−
×
= 244.098 N
3.2Tính nội lực tại chân cột :
Hoạt tải thiết kế gồm lực tập trung P = 890 N và W = 0.37 N/mm phân bố trên chiều dài
của thanh lan can (
th
L
), ta qui về thành lực Ppw tác dụng lên cột lan can
Tónh tải gồm trọng lượng bản thân phân bố dọc theo chiều dài cột lan can qh thay đổi dần
từ trên xuống
Ppw = P + W
×
th
L
= 890 + 0.37
×
2000 = 1630 N

Lực dọc tại mặt cắt chân cột lan can :
Lực dọc do tónh tải : N
DC1
= Q
c
= 244.09 N
Lực dọc do hoạt tải : N
LL
= 2
×
Ppw = 2
×
1630 = 3260 N
Momen tại mặt cắt chân cột lan can :
M
LL
= 1630
×
700 + 1630
×
350 = 1711500 N.mm
Nội lực tại mặt cắt chân cột lan can ở trạng thái giới hạn cường độ :
Lực dọc :
N
u
=
η
×
(
PL

p
γ
×
N
LL
+
DC
p
γ
×
N
DC1
) = 1
×
(1.75
×
3260 + 1.25
×
244.098) = 6010.123 N
Momen :
M
u
=
η
×
PL
p
γ
×
M

LL
= 1
×
1.75
×
1711500 = 2995125 N.mm
SV : Đỗ Minh Duy Trang 13
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
3.3Kiểm tra khả năng chòu lực của tiết diện đường hàn tại chân cột :

Diện tích chòu lực : A = 2
×
(10
×
120) + (190 – 2
×
10 )
×
10 = 4100 mm
2

Momen quán tính của tiết diện chòu lực :

( )
2
3 3 3
2
i i
4
b h 10x(190 2x10) 120x10 (190 10)

I ( a F) 2 x10x120
12 12 12 2
19484083 mm


× − −
 
= + × = + +


 ÷
 




=
∑
Momen kháng uốn của tiết diện :
S= I/(y/2) = 19484083/(190/2) = 205095.6
3
mm
Sức kháng momen của tiết diện đường hàn :
M
p
=
y
f Sφ× ×

= 0.9

×
240
×
205095.6= 44300649.6 N.mm > M
u
=
η
×
PL
p
γ
×
M
LL
= 2995125 N.mm
Vậy tiết diện đường hàn tại chân cột đảm bảo khả năng chòu lực
3.4Kiểm tra khả năng chòu lực của bulông tại chân cột :

Dùng 4 bulông
20φ
CT3
Diện tích tiết diện thân bulông (trừ giảm yếu do ren ) là : F = 2.45
2
cm
= 245
2
mm
Cường độ kéo nhỏ nhất của bulông :
ub
F

= 170 MN/m
2
= 170 N/mm
2
* Sức kháng cắt danh đònh của bulông ở trạng thái giới hạn cường độ
Vì các đường ren bao gồm trong mặt phẳng cắt nên theo (6.13.2.7-1 của 22TCN-272-05) ta
có :
n b ub s
R 0.38 A F N= × × ×

b
A
là diện tích của bulông tương ứng với đường kính danh đònh ,
b
A
= 245
2
mm
ub
F
là cường độ kéo nhỏ nhất của bulông
s
N
là số lượng các mặt phẳng chòu cắt tính cho mỗi bulông,
s
N
= 1
n
R 0.38 245 170 1= × × ×
= 15827 N

* Sức kháng kéo danh đònh của bulông ở trạng thái giới hạn cường độ
SV : Đỗ Minh Duy Trang 14
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
n b ub
T 0.76 A F= × ×
(6.13.2.10.2-1 của 22TCN-272-05)
b
A
là diện tích của bulông tương ứng với đường kính danh đònh
ub
F
là cường độ kéo nhỏ nhất của bulông
n
T 0.76 245 170= × ×
= 31654 N
Lực cắt tác dụng lên 1 bulông :
1 1
Nc (2 Ppw) (2x1630)
4 4
= × × = × =
815 N <
n
R =
15827 N
Lực kéo tác dụng lên 1 bulông :
u 1
k
2
M l
N

m li
×
=
×
∑
1
l
là khoảng cách giữa 2 dãy bulông ngoài cùng, ở đây
1
l
= 110 mm
m là số bulông trên 1 dãy , m = 2
u 1
k
2 2
M l 2995125 110
N
m li 2 110
× ×
= = =
× ×
∑
13614.2 <
n
T =
31654 N
Vậy bulông đảm bảo khả năng chòu lực
4 Tính bản lề bộ hành :
4.1Tính nội lực trong bản lề bộ hành :
Sơ đồ tính :

Ltt = 750 (mm)
PL = 3.0 (N/mm)
DL = 2.5 (mm)

Chiều dày bản lề bộ hành : 10 cm
Chiều dài nhòp tính toán : L
tt
= 750 (mm)
Tải trọng người bộ hành tác dụng lên bản lấy bằng 3.10
-3

MPA
Xét 1 đơn vò chiều dài theo phương dọc cầu để tính toán ,lấy bề rộng là 1m
Tải trọng người bộ hành tác dụng lên bản lề bộ hành trên một đơn vò chiều dài của bản lề
bộ hành:
PL = 3.10
-3

×
1000


= 3 N/mm
Tải trọng bản thân tác dụng lên bản lề bộ hành trên một đơn vò chiều dài của bản lề bộ
hành:
DL =
c
γ
×

A
Trong đó A là diện tích mặt cắt ngang theo phương dọc cầu
A = t
bh
×
1000 = 100
×
1000 = 100000 mm
2


c
γ
= 2500 kg/m
3
=
5
2.5 10
−
×
N/mm
3

DL =
5
2.5 10
−
×
×
1000 = 2.5 N/mm

SV : Đỗ Minh Duy Trang 15
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
Chọn các hệ số tải trọng
D
η
= 1 cho các thiết kế thông thường
R
η
= 1 cho các mức dư thông thường
I
η
= 1.05 cầu quan trọng

η
=
D
η
×
R
η
×
I
η
= 1.05 > 0.95
Momen tại giữa nhòp ở trạng thái giới hạn cường độ :
M
u
=
η
×

(
DL
p
γ

×
DL +
PL
p
γ
×
PL )
×

2
tt
L
/ 8
=1.05
×
( 1.25
×
2.5 + 1.75
×
3 )
×
2
750
/ 8= 618310.5 N.mm
Momen tại giữa nhòp ở trạng thái giới hạn sử dụng :

M
s
=
η
×
(
DL
p
γ

×
DL +
PL
p
γ
×
PL )
×

2
tt
L
/ 8
=1.05
×
( 1
×
2.5 + 1
×
3 )

×
2
750
/ 8= 406054.7 N.mm
Để thiên về an toàn ta lấy momen tại giữa nhòp của dầm giản đơn để thiết kế cốt thép
4.2Thiết kế cốt thép cho bản lề bộ hành :
Chiều cao tiết diện : h = 100 mm
Chiều rộng tiết diện : b = 1000 mm
Bê tông cấp 28
Cường độ chảy của cốt thép
y
f
= 280 MPA
Chọn chiều dày lớp phủ : d
c
= 25 mm
Chiều cao có hiệu của mặt cắt : d
s
=h - d
c
= 100 – 25 = 75 mm
Chọn hệ số sức kháng :
φ
= 0.9
Chiều dày của khối ứng suất tương đương :
a = d
s
-
2
u

s
'
c
2 M
d
0.85 f b
×
−
φ× × ×
= 75 -
2
2 618310.5
75
0.9 0.85 28 1000
×
−
× × ×
= 0.385 mm
'
c
f
= 28 MPA nên
1
β
= 0.85
Chiều cao trục trung hoà :
c = a/
1
β
= 0.385/ 0.85 = 0.453 mm

Tính giá trò c/d
s
= 0.453/75 = 0.0006 < 0.45
'
c 1
s
y
0.85 f a b
A
f
× × × ×β
=
=
0.85 28 0.385 1000 0.85
280
× × × ×
= 27.816 mm
2
Diện tích cốt thép tối thiểu :
s min
A
=
'
c
y
0.03 f
f
×
×
b

×
h

=
0.03 28
280
×
×
1000
×
100 = 300 mm
2

Vì
s
A
<
s min
A
nên lấy
s
A
=
s min
A
để tính toán diện tích cốt thép
s
A
= 300 mm
2

Chọn
10φ
a200 để bố trí cốt thép chòu momen dương củabản lề bộ hành
Bố trí cốt thép chòu momen âm cũng như momen dương
*Kiểm tra lại điều kiện c/d
s
< 0.45
Với cốt thép đã bố trí trong phạm vi 1m bố trí được 5 thanh
10φ
có
s
A
= 392.69 mm
2
SV : Đỗ Minh Duy Trang 16
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
Ta tính lại
s y
'
c 1
A f
a
0.85 f b
×
=
× × ×β
( )
392.69 280
5.435 mm

0.85 28 1000 0.85
×
= =
× × ×
Tính lại chiều cao trục trung hoà: c = a/
1
β
= 5.435/0.85 = 6.39 mm
Tính giá trò c/d
s
= 6.39/75 = 0.085 < 0.45 (thỏa)
4.3Kiểm tra ở trạng thái giới hạn sử dụng:
Momen tác dụng ở trạng thái giới hạn sử dụng là : 406054.7 N.mm
Diện tích cốt thép chòu kéo :
s
A
= 392.69 mm
2
Chiều cao có hiệu của mặt cắt :
s
d
= h -
c
d
= 100 -25 = 75 mm
Giả sử dầm đặt trong điều kiện khí hậu bình thường nên có Z = 30000 N/mm
Với cách bố trí
10φ
a200 thì trong 1 m theo phương dọc cầu bố trí được 5 thanh
Ứng suất cho phép trong cốt thép :

1/3
sa c
f = Z/ (d × A)
=
1/3
30000 / (25 10000 )×
= 476.22 MPA > 0.6
×
y
f
= 0.6
×
280 = 168 MPA
Với A là diện tích bê tông có cùng trọng tâm với cốt thép chòu kéo chính chia cho số thanh
A = (25
×
2 )
×
1000 / 5 = 10000 mm
2

A
D10a200
Lấy
sa
f
= 0.6
×
y
f

= 168 MPA
Môđun đàn hồi của cốt thép thường :
s
E
= 200000 MPA
Môđun đàn hồi của bê tông :
c
E
=
1.5 '
c c
0.043 f× γ ×
với
c
γ
= 2400 kg/m
3

=
1.5
0.043 2400 28× ×
= 26752.5 MPA
Tỷ số mun đàn hồi : n =
s
E
/
c
E
= 200000/26752.5 = 7.476
Bề rộng bêtông chòu nén :

s s
s
n A 2 d b
x 1 1)
b n A
 
× × ×
= × + −
 ÷
 ÷
×
 

( )
7.476 392.69 2 75 1000
1 1) 18.25 mm
1000 7.476 392.69
 
× × ×
= × + − =
 ÷
×
 

Momen quán tính của tiết diện :
( )
3 2
cr s s
3 2
4

I b x / 3 n A (d x)
1000 18.25 / 3 7.476 392.69 (75 18.25)
11482039 mm
= × + × × −
= × + × × −
=
Ứng suất trong cốt thép :
SV : Đỗ Minh Duy Trang 17
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
( )
s s s cr
f n M (d x) / I
7.476 406054.7 (75 18.25) /11482039
15 MPA
= × × −
= × × −
=

Kiểm tra :
s
f
= 15 MPA <
sa
f
= 168 MPA => Thỏa điều kiện ở trạng thái giới hạn sử dụng
5 Kiểm toán va xe cho gờ chắn bánh (bó vỉa)

D12
D12a200
Chọn lan can thiết kế là lan can cấp L-3

Theo bảng 13.7.3.3-1 của 22TCN-272-05 ta có:
Chiều dài phân bố của lực theo phương dọc
t
L
= 1070 mm
Lực va ngang của ôtô
t
F
= 240 KN
Tính sức kháng của bó vỉa
Sức kháng của bêtông được xác đònh theo phương pháp đường chảy
* Đối với các va xô trong một phần đoạn tường
2
c c
w b w
c t
M L2
R 8M 8M H
2L L H
 
= + +
 ÷
−
 
( theo 13.7.3.4-1 của 22TCN272-05)
Ta tính chiều dài đường chảy theo công thức

2
t t b w
c

c
L L 8.H.(M M .H)
L
2 2 M
+
 
= + +
 ÷
 
( theo 13.7.3.4-2 của 22TCN272-05)
*Đối với các va xô tại đầu tường hoặc mối nối
2
c c
w b w
c t
M L2
R M M H
2L L H
 
= + +
 ÷
−
 
( theo 13.7.3.4-3 của 22TCN272-05)
Ta tính chiều dài đường chảy theo công thức

2
t t b w
c
c

L L H.(M M .H)
L
2 2 M
+
 
= + +
 ÷
 
( theo 13.7.3.4-4 của 22TCN272-05)
Trong đó :
w
R
là sức kháng của bó vỉa

c
L
là chiều dài xuất hiện cơ cấu chảy

t
L
là chiều dài phân bố của lực theo phương dọc

b
M
là sức kháng của dầm tại đỉnh tường
SV : Đỗ Minh Duy Trang 18
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu

w
M

là sức kháng uốn của thép ngang trên 1 đơn vò chiều dài

c
M
là sức kháng uốn của thép đứng trên 1 đơn vò chiều dài
H là chiều cao của bó vỉa
Trong trường hợp tính cho bó vỉa thì
b
M
= 0
Ta có thể tính sức kháng uốn của cốt thép ngang trên 1 đơn vò chiều dài rồi thay vào công
thức trên nhưng do ở đây bề dày bó vỉa không đổi nên ta có thể tính luôn sức kháng của
toàn bộ cốt thép ngang trên bó vỉa , tức là ta tính luôn giá trò
w
M
. H
Tính sức kháng uốn của thép ngang trên toàn chiều cao của bó vỉa
Tính sức kháng uốn của thép ngang thực ra là bài toán tính khả năng chòu lực của bài toán
cốt đơn tiết diện chữ nhật

3D12
Tiết diện tính toán có kích thước chiều cao bằng B
1
chiều rộng bằng chiều cao gờ chắn bánh H
1
Chiều cao có hiệu của mặt cắt :
s 1 c
d B d= −
= 250 – 25 -12 = 213 mm
Số thanh cốt thép ngang dọc theo chiều cao bó vỉa :

n
n
= 3
Diện tích cốt thép dọc trên mặt cắt ngang :

( )
2 2 2
s n n
A n d / 4 3 1.2 / 4 3.3929 cm= × π× = × π× =
Kiểm tra điều kiện
s s min
A A>
'
c
s min
y
0.03 f
A b h
f
×
= × ×
=
0.03 28
280
×
×
30
×
25 = 2.25 cm
2

Ta có
s
A
= 3.3929 cm
2
>
s min
A
= 2.25 cm
2
=> Thỏa điều kiện
s s min
A A>
Ta tính sức kháng uốn của thép ngang
Giả sử :
s
f
=
y
f
= 280 MPA
Chiều dày của khối ứng suất tương đương :
s y
'
c 1
A f
a
0.85 f H
×
=

× ×
=
3.3929 280
0.85 28 30
×
× ×
= 1.3306 cm
Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất
1
β
:
Vì
'
c
f
= 28 MPA nên
1
β
= 0.85
Chiều cao trục trung hoà : c = a/
1
β
= 1.3306 /0.85 = 1.565 cm
Tính giá trò c/d
s
= 1.565 /16.5 = 0.09 < 0.45
Ta tính được khả năng chòu lực của tiết diện :
SV : Đỗ Minh Duy Trang 19
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
( )

( )
n s y s
M A f (d a / 2) 1 339.29 280 213 13.306 / 2
19638460 N.mm
= φ× × × − = × × × −
=
( )
w
M H 19638.460 KN.mm→ × =
Tính sức kháng uốn của thép đứng trên một đơn vò chiều dài (ở đây lấy 1 m để tính toán )
Tính sức kháng uốn của thép ngang thực ra là bài toán tính khả năng chòu lực của bài toán
cốt đơn tiết diện chữ nhật

5D12a200
Tiết diện tính toán có kích thước chiều cao bằng B
1
chiều rộng bằng 1m
Số thanh cốt thép đứng dọc theo chiều dài cầu :
d
n
= 5
Diện tích cốt thép đứng trong 1m dài theo phương dọc cầu :
( )
2 2 2
s d n
A n d / 4 5 12 / 4 565.49 mm= ×π× = ×π× =
Chiều cao có hiệu của mặt cắt :
( )
s 1 c
d B d 250 25 225 mm= − = − =

Kiểm tra điều kiện
s s min
A A>
( )
'
2
c
s min
y
0.03 f 0.03 28
A b h 1000 250 750 mm
f 280
× ×
= × × = × × =
Ta có
( )
2
s
A 796.69 mm=

>
( )
2
s min
A 750 mm=
=> Thỏa điều kiện
s s min
A A>
Ta tính sức kháng uốn của thép đứng
Giả sử :

s
f
=
y
f
= 280 MPA
Chiều dày của khối ứng suất tương đương :
( )
s y
'
c
A f
565.49 280
a 6.65 mm
0.85 f b 0.85 28 1000
×
×
= = =
× × × ×
Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất
1
β
:
'
c
f
= 28 MPA nên
1
β
= 0.85

Chiều cao trục trung hoà : c = a/
1
β
= 6.65 /0.85 = 7.8 mm
Tính giá trò c/d
s
= 7.8/225 = 0.035 < 0.45
Ta tính được khả năng chòu lực của tiết diện :
( )
( ) ( )
n s y s
M A f (d a / 2) 1 565.49 280 225 6.65
35081445 N.mm 35081.445 KN.mm
= φ× × × − = × × × −
= =
( )
c
M 35.081 KN.mm / mm→ =
*Đối với các va xô trong một phần đoạn tường :
Chiều dài đường chảy
SV : Đỗ Minh Duy Trang 20
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
( )
2
t t b w
c
c
2
L L 8.H.(M M .H
L

2 2 M
1070 1070 8 300 19638.460)
2 2 35.081
1720 mm
+
 
= + +
 ÷
 
× ×
 
= + +
 ÷
 
=

Sức kháng của bêtông:
( )
2
c c
w b w
c t
2
M L
2
R 8M 8M H
2L L H
2 35.081 1720
8 19638.460
2 1720 1070 300

482.909 KN
 
= + +
 ÷
−
 
 
×
= × +
 ÷
× −
 
=
w t
R F>
=> đảm bảo khả năng chòu lực đối với va xô trong một phần đoạn tường
*Đối với các va xô tại đầu tường hoặc mối nối
Ta tính chiều dài đường chảy theo công thức
( )
2
t t b w
c
c
2
L L H.(M M .H)
L
2 2 M
1070 1070 300 19638.460)
2 2 35.0811
1187 mm

+
 
= + +
 ÷
 
×
 
= + +
 ÷
 
=

( ) ( )
2
c c
w b w
c t
2
t
M L
2
R M M H
2L L H
2 48.101 1187
19638.460
2 1187 1070 300
333.36 KN F 240 KN
 
= + +
 ÷

−
 
 
×
= +
 ÷
× −
 
= > =

w t
R F>
=> đảm bảo khả năng chòu lực đối với va xô tại đầu tường hoặc mối nối
6 Kiểm tra sức kháng cắt tại vò trí tiếp xúc :
Tính toán trên 1 đơn vò theo phương dọc cầu (1mm)
Sứckháng cắt danh đònh của mặt cắt tiếp xúc
n cv vf y c
V cA A f P
 
= + µ +
 
(theo 5.8 .4.1-1 của 22 TCN 272-05)
Diện tích bêtông tham gia truyền lực :
cv
A
= B
1

×
1 = 250

×
1 = 250 mm
2

Diện tích cốt thép chòu cắt đi qua mặt phẳng cắt :
vf
A
= ( 1000 / a
d
)
×
(
2
d
d / 4π×
)/1000
= ( 1000 / 200 )
×
(
2
12 / 4π×
)/1000 = 0.565 mm
2

Kiểm tra điều kiện :
vf v y
A 0.35 b / f≥ ×
( theo 5.8.4.1-4 của 22TCN 272-05)
SV : Đỗ Minh Duy Trang 21
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu

v
b
là bề rộng mặt tiếp xúc
v
b
= B
1
= 250 mm
( )
2
v y
0.35 b / f 0.35 250 / 280 0.3125 mm× = × =
Kiểm tra
( ) ( )
2 2
vf v y
A 0.565 mm 0.35 b / f 0.3125 mm= > × =

⇒
thoả điều kiện về diện tích
cốt thép chòu cắt
c là hệ số dính bám ở đây lấy c = 0.52 MPA ứng với bê tông đổ phủ lên bê tông sạch,đã
cứng và không được tạo nhám
µ
là hệ số ma sát
0.6µ = ×λ
,với bê tông tỷ trọng thường lấy
λ
= 1
Lực nén tónh thường xuyên xuống mặt phẳng cắt trên một đơn vò chiều dài (mm)

c 1 1 c
P B H= × ×λ
với
c
λ
= 2400 kg/m
3
= 2.4
×
5
10
−
N/mm
3
= 250
×
300
×
2.4
×
5
10
−
= 1.8 N
Sứckháng cắt danh đònh của mặt cắt tiếp xúc :
n cv vf y c
V cA A f P
 
= + µ +
 

= 0.52
×
250+0.6
×
(0.565
×
280+1. 8)
= 226 N/mm = 226 KN/m

'
c cv
0.2 f ×
= 0.2
×
28
×
250 = 1400 N/mm >
n
V
= 226 N/mm

cv
5.5
= 5.5
×
250 = 1375 N/mm >
n
V
= 226 N/mm
_ Lực cắt tại chân tường do va chạm xe cộ trở thành lực kéo T trên một đơn vò chiều dài

+Đối với các va xô trong một phần đoạn tường
w c
T R / (L 2 H)= + ×
= 482.91/(1.72 + 2
×
0.3) = 208.15 KN/m
T
= 208.15 KN/m <
n
V
= 226 KN/m
+Đối với các va xô tại đầu tường hoặc mối nối
w c
T R / (L 2 H)= + ×
=
333.36
/(1.187 + 2
×
0.3) = 186.547 KN/m
T
= 186.547 KN/m <
n
V
= 226 KN/m
Vậy đảm bảo sức kháng cắt tại vò trí tiếp xúc
CHƯƠNG 4:
TÍNH TOÁN BẢN MẶT CẦU
Bản mặt cầu là phần bản nắp trên của dầm hộp đổ cùng lúc với dầm hộp. Làm việc theo
phương vuông góc với hướng xe chạy. Trong đồ án này sẽ mô hình sự làm việc của bản
mặt cầu là sơ đồ khung. Xét tại mặt cắt đỉnh trụ vì tại đây chiều cao của các vách dầm là

SV : Đỗ Minh Duy Trang 22
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
lớn nhất nên ảnh hưởng đến độ cứng của kết cấu ít nhất. Theo dọc cầu, cắt một dải bản dài
1m để tính toán
Ta tiến hành qui đổi phần cánh dựa trên sự tương đương về mặt tiết diện
Tiết diện qui đổi :
1 Tải trọng tác dụng
1.1Tónh tải
+ Trọng lượng bản thân kết cấu DC
Thực hiện mô hình hóa trên MiDas, gán tải trọng bản thân vào ta có biểu đồ momen và
bảng tổng hợp momen tại các nút
Biểu đồ momen do TLBT.
SV : Đỗ Minh Duy Trang 23
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
Mặt cắt M(DC1)(N.mm)
1-1(-) -65994119
1-1(+) -31219835
2-2 4513090
3-3 -9506807
4-4 6283292
5-5 24376365
6-6 -45964922
+ Trọng lượng lớp phủ tác dụng lên bản mặt cầu :
Do lớp phòng nước :
( )
5
pn pn pn
q h 1000 1.5 10 10 1000 0.15 N / mm
−
= γ × × = × × × =

Do lớp bê tông át phan :
( )
5
pn pn pn
q h 1000 2.3 10 50 1000 1.15 N / mm
−
= γ × × = × × × =
( )
DW 0.15 1.15 1.3 N/ mm
→ = + =
Mặt cắt M(DW)(N.mm)
1-1(-) -3911186
1-1(+) -2740915
2-2 993482
3-3 -1991564
4-4 431515
5-5 116288
6-6 -198938
Biểu đồ momen do lớp phủ.
+ Do lan can, lề bộ hành :
Coi gần đúng tải truyền xuống tại tim mỗi bó vỉa là :
Trọng lượng bê tông của lề bộ hành trong 1 m :
SV : Đỗ Minh Duy Trang 24
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
( )
( )
5
bh
P 800 100 2.5 10 1000 2000 N
−

= × × × × =
Trọng lượng của bó vỉa bên trong :
( )
( )
−
= × × × × =
5
bv2
P 250 300 2.5 10 1000 1875 N
Lực truyền xuống bó vỉa bên trong :
( )
= + = + =
2 bv2 bh
P P P / 2 1875 2000 / 2 2875 N
Trọng lượng của bó vỉa phía ngoài :
( )
( )
5
bv1
P 600 250 2.5 10 1000 3750 N
−
= × × × × =
Trọng lượng của cột lan can truyền xuống bó vỉa phía ngoài :
( )
( )
( )
clc th T1 T2
5
P A 1000 A 1000 / 2000 A 1000 / 2000
1334.5 1000 16600 1000 / 2000 103476 1000 / 2000 7.8 10

222.13 N
−
= × + × + × × γ
= × + × + × × ×
=
Lực truyền xuống bó vỉa phía ngoài :
( )
1 bv1 bh clc
P P P / 2 P 3750 2000 / 2 222.13 4972.13 N
= + + = + + =
Biểu đồ momen do lan can.
Mặt cắt M(DC3)(N.mm)
1-1(-) -25202031
1-1(+) -7155260
2-2 -1859873
3-3 3435514
4-4 7078773
5-5 1895589
6-6 -3287594
1.2 Hoạt tải
Tải trọng người và HL93
 Do người bộ hành :
Tải trọng người bộ hành tác dụng lên bản lấy bằng 3.10
-3

MPA
SV : Đỗ Minh Duy Trang 25