ĐỒ ÁN MÔN HỌC THIẾT KẾ MỐ CẦU

THUYẾT MINH THIẾT KẾ MỐ CẦU
1 GIỚI THIỆU CHUNG
Loại mố thiết kế Mố đặc chữ U BTCT không DƯL
Tên mố tính toán M1
Quy trình thiết kế 2 TCN 272-05
Hoạt tải thiết kế Tổ hợp xe HL93
2 SỐ LIỆU THIẾT KẾ MỐ
Các kích thước cơ bản:
Số gối mố thiết kế N = 6 (gối)
Chiều cao gối thiết kế h
g
= 200 (mm)
KC giữa các gối theo PNC S = 1930 (mm)
KC từ gối đến mép tường mố a
g
= 450 (mm)
Số làn xe thiết kế n = 2 (làn)
Số làn xe cùng chiều n' = 2 (làn)
Hệ số làn xe m = 1
Các kí hiệu kích thước mố
Các thống số kích thước cụ thể thiết kế mố:
5000
1800
1000
100
800
100 800 100
Cọc cừ tràm,L=3m
16cọc/m2
Dăm cát đệm,d=10cm
Đá hộc xây vữa M100,d=30cm

Dăm cát đệm,d=10cm
6 cọc khoan nhồi D=1m
30001000
116094065022502100
2000 1200 400
210150014004901800
36001800
2100 500 1000 2000 1000 500
5000
4350 1590
5000
300 270
30
300
300
3
0
0
0
3
0
0
500 250 500 250 500
2000
500 400
250
770
2%
6001200
400 1930 1930 940

5750 5750
1500 4000 25015004000
14004901800
350 5000 950
Bề dày tường đỉnh Bdm = 650 (mm)
Chiều cao tường đỉnh Hdm = 1200 (mm)
Chiều dài thân mố Ltm = 11500 (mm)
Bề rộng thân mố Btm = 1590 (mm)
Chiều cao thân mố Htm = 2000 (mm)
Bề dày cánh mố Tcm =400 (mm)
Bề rộng cánh mố (1) Bc1 = 2100 (mm)
Bề rộng cánh mố (2) Bc2 = 2250 (mm)
Bề rộng toàn cánh mố Bcm = Bc1+Bc2= 4350 (mm)
Chiều cao cánh mố (1) Hc1 = 490 (mm)
Chiều cao cánh mố (2) Hc2 = 1400 (mm)
Chiều cao cánh mố (3) Hc3 = Hcm-(Hc1+Hc2) = 1500 (mm)
Chiều cao toàn cánh mố Hcm = Hdm+Htm= 3600 (mm)
Bề rộng móng mố Bm = 5000
Chiều cao móng mố Hm = 1800
Chiều dài móng mố Lm = 11500
Vật liệu sử dụng
Trọng lượng riêng BT
c
= 2500 (KG/m3)
Cường độ BTTK f'
c
= 30 (MPa)
Mođun đàn hồi của BT E
c
= 29440 (MPa)

Giới hạn chảy CT f
y
= 420 (MPa)
Mođun đàn hồi của CT E
s
= 200000 (MPa)
Các thông số đất đắp
Trọng lượng riêng đất đắp
s
= 1800 ( KG/m3 )
Góc ma sát trong của đất đắp ư = 35 (
0
)
Góc ma sát giữa đất và tường = 24 (
0
)
3 MẶT CẮT CẦN KIỂM TRA:
11
3
6
2
7
5
4
5
2
7
4
6
8

8
3
4 XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG KẾT CẤU PHẦN DƯỚI:
1 Tải trọng bản thân mố:
Trọng lượng bản thân 6 bệ kê gối và gối:
Kích thước gối: 0.55 x 0.8 x 0.125 m
Trọng lượng một bệ kê gối và gối: Gi = 0.55 x 0.8 x 0.125 = 1.349 (KN)
Tổng trọng lượng
1
n
i
i
G
=
⇒ =
∑
6x1.349 = 8.094 (KN)
Trọng lượng tường đỉnh: P = 1.2 x 0.65 x 11.5 x 24.525 = 219.989 KN
Trọng lượng thân mố: P = (3.2-1.2) x (0.94+0.65) x 11.5 x 24.525
= 896.879 (KN)
Trọng lượng đá kê bản quá độ:
P = (0.3+0.6) / 2 x 0.3 x 10.7 x 24.525 = 70.852725 (KN)
Trọng lượng tường cánh:
P = (2.35 x 3.2+(1.5+2*1.4) / 2 x 2.1) x 2 x 0.4 x 24.525 = 236.127 (KN)
Trọng lượng bệ mố: P = 5
x 1.8 x 11.5 x 24.525 = 2538.338 (KN)
2 Xác định nội lực do TLBT mố tại các mặt cắt:
Ta chỉ tính cho mặt cắt điển hình đáy bệ mố (5 -5)
Nội lực do bản thân 6 bệ kê gối và gối:
Khoảng cách từ điểm đặt lực đến mép ngoài phía trước mố:

X = 0.45 + 1.16 = 1.610 (m)
Khoảng cách từ điểm đặt lực đến trọng tâm mặt cắt tính toán:
r = 2.5-1.61 = 0.890 (m)
Momen do lực trên gây ra đối với mặt cắt tính toán:
M = 8.094 x 0.89 = 7.20366 (KN.m)
Tương tự ta tính cho các mặt cắt còn lại.
Nội lực do tường đỉnh gây ra:
X = 2.425 (m); r = 0.075 (m); M = 16.499175 (KN.m)
Nội lực do thân mố gây ra: X =
1.955 (m); r = 0.545 (m); M = 488.799055 (KN.m)
Nội lực do đá kê bản quá độ gây ra:
X = 2.883 (m); r = -0.383 (m); M = -27.13659368 (KN.m)
Nội lực do tường cánh gây ra:
X = 4.729365733 (m); r = -2.229 (m); M = -526.4134425 (KN.m)
Nội lực do bệ mố gây ra:
X = 2.500 (m); r = 0.000 (m); M = 0.000 (KN.m)
TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 5-5
Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)
Bệ kê gối và gối 8.094 1.610 0.890 7.204
Tường đỉnh 219.989 2.425 0.075 16.499
Thân mố 896.879 1.955 0.545 488.799
Đá kê bản quá độ 70.85273 2.883 -0.383 -27.137
Tường cánh 236.127 4.729366 -2.229 -526.413
Bệ mố 2538.338 2.500 0.000 0
Tổng 3970.28 -41.048
TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 1-1
Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)
Tường đỉnh 219.989 2.425 0.000 0
Đá kê bản quá độ 70.85273 2.883 -0.458 -32.451
Tổng 290.8417 -32.451

TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 2-2
Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)
Bệ kê gối và gối 8.094 1.610 0.345 2.792
Tường đỉnh 219.989 2.425 -0.470 -103.395
Thân mố 896.879 1.955 0.000 0
Đá kê bản quá độ 70.85273 2.883 -0.928 -65.751
Tường cánh 236.127 4.729 -2.774 -655.103
Tổng 1431.942 -821.457
TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 3-3
Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)
Tường cánh 118.0635 4.729 -1.979 -233.691
Tổng 118.0635 -233.691
TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 4-4
Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)
Tường cánh 45.322 6.039 -0.939 -42.541
Tổng 45.322 -42.541
TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 6-6
Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)
Đá kê bản quá độ 70.85273 2.883 -0.133 -9.423
Tổng 70.85273 -9.423
TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 7-7
Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)
Tường cánh 118.0635 4.729 -0.804 -94.966
Tổng 118.0635 -94.966
TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 8-8
Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)
Tường cánh 236.127 4.729 -1.979 -467.382
Bệ mố 1142.252 3.875 -1.125 -1285.034
Tổng 1142.252 -1285.034
3 Ap lực đất thẳng đứng (EV), áp lực đất nằm ngang (EH):

1 Ap lực đất thẳng đứng (EV) chỉ tác dụng lên mặt cắt đáy bệ mố (5-5):
+M
+H
+V
Sign Convention
0.4 H
H
K
A s
H
Girder D, L+I
LF
Surcharge
Surcharge
K3
0.5 H
Ap lực đất phía trước mố:
EV s
P V g= × =
1.16 x 11.5 x 0 x 17.658 = 0 (KN)
Khoảng cách từ điểm đặt lực đến mép ngoài phía trước mố:
X = 1.16 / 2 = 0.580 (m)
Khoảng cách từ điểm đặt lực đến trọng tâm mặt cắt tính toán:
r = 2.5-0.58 = 1.920 (m)
Momen do lực trên gây ra đối với mặt cắt tính toán:
M = 0 x 1.92 = 0 (KN.m)
Ap lực đất phía sau mố: 2.35 x 3.2 x 10.7 x 17.658
= 1420.833 (KN)
Khoảng cách từ điểm đặt lực đến mép ngoài phía trước mố:
X = 1.16 + 1.59 + 2.35/2 = 3.875 (m)

Khoảng cách từ điểm đặt lực đến trọng tâm mặt cắt tính toán:
r = 2.5-3.875 = -1.375 (m)
Momen do lực trên gây ra đối với mặt cắt tính toán:
M = 1420.833 x -1.375 = -1953.645375 (KN.m)
EV s
P V g
= × =
2 Ap lực đất nằm ngang (EH):
Để an toàn áp lực nằm ngang phía trước mố có thể bỏ qua
Ap lực nằm ngang sau mố được tính như sau:
2
0,5. . . .
.0,4
E Ka gs H W
M E H
=
=
Trong đó :
H: chiều cao (m)
W: chiều rộng (m)
Ka: hệ số áp lực đất
gs: trọng lượng đơn vị của đất đắp
Tổng hợp đất nằm ngang đặt tại 0,4H
Ta tính áp lực đất ngang (EH) cho mặt cắt đặc trưng đáy bệ mố (5-5):
H = 5.000 (m); W = 11.5 / Sin(90) = 11.5 (m)
Góc nội ma sát của đất: fs = 35.0 (độ)
()
2
45 / 2
s

Ka tg f
⇒=−=
0.271
2
0,5. . . .E Kags H W
⇒==
687.889 (KN)
.0,4M E H
==
1375.778 (KNm)
Phân tích lực theo 2 hướng:
Hx = Ex = 687.889 x sin(90) = 687.889 (KN)
My = 0.4.H.Ex = 1375.778 (KNm)
Hy =Ey = 687.889 x cos(90) = 0.00 (KN)
Mx = 0.4.H.Ex = 0.00 (KNm)
ÁP LỰC ĐẤT TẠI MẶT CẮT (5-5)
V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz (KNm)
1420.83 687.889 0 0 -577.8674 0
Chiều dương của các lực được thể hiện như hình vẽ:
Tương tự tính cho các mặt cắt còn lại.
ÁP LỰC ĐẤT TẠI MẶT CẮT (1-1)
V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz (KNm)
0 39.622 0 0 19.019 0
ÁP LỰC ĐẤT TẠI MẶT CẮT (2-2)
V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz (KNm)
0 281.76 0 0 360.653 0
ÁP LỰC ĐẤT TẠI MẶT CẮT (3-3)
V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz (KNm)
0 0 92.95 0 0 118.976
ÁP LỰC ĐẤT TẠI MẶT CẮT (4-4)

V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz (KNm)
0 0 24.319 0 0 21.401
ÁP LỰC ĐẤT TẠI MẶT CẮT (7-7)
V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz (KNm)
0 0 281.76 360.653 0 0
ÁP LỰC ĐẤT TẠI MẶT CẮT (8-8)
V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz (KNm)
1420.83 0 0 0 -1598.437 0
4 Ap lực đất do hoạt tải ( ES ):
1 Cấu tạo hình học bản quá độ:
94065022502100
21015001400490
3600
4350 1590
5000
3
0
0
0
3
0
0
500 250 500 250 500
2000
500 400
G oùc cheùo
cu ûa m oá
E y
E y
E

2 Hoạt tải quy đổi:
Hoạt tải xe đặt sau lưng mố được quy thành tải trọng đất đắp có chiều cao
h
eq
(chiều cao tương đương của đất dùng cho tải trọng xe Bảng 3.11.6.2-1). Đối với
đường ô tô cường độ tải trọng phải lấy phù hợp với các quy định của điều 3.6.1.2
Nếu tải trọng chất thêm khác với đường ô tô thì chủ đầu tư phải quy định
hoặc chấp nhận một hoạt tải chất thêm phù hợp.
P = k.g
s
.g.h
eq
.10
-9
Trong đó: g
s
: tỷ trọng của đất (KG/m3)
h
eq
: chiều cao đất tương đương với xe tải thiết kế
Ta tính cho mặt cắt điển hình đáy bệ cọc (5-5):
Chiều cao tường 6000 mm
eq
h→ =
760 mm
Chiều cao tường 9000 mm
eq
h→ =
610 mm
Chiều cao tường 5000 mm

eq
h→ =
810 mm
P = k.g
s
.g.h
eq
.10
-9
= 0.038024615 (kN/m2)
p⇒ =
P x l = 0.407 (kN/m)
Trọng lượng bản thân BQĐ: 10 x 0.3 x 3 m
P
TLBT
= 10 x 0.9 x 24.525 = 220.725 (kN/m)
Phản lực gối R: R = (0.407+220.725) x 3 x 0.5 = 331.698 (kN)
Trọng lượng bản thân dầm kê BQĐ: P
damke
= 0.5 x 0.5 x 10 x 24.525
= 65.604 (kN)
Ta quy phản lực gối R và trọng lượng bản thân dầm kê BQĐ thành tải trọng
phân bố đều trên đáy lớp đá dăm:
( )
(331.698 65.604)
198.651( / )
2 2
damke
R p
Q kN m

+
+
= = =
Phân bố áp lực ngang lên tường
ph
∆
, tính bằng Mpa, do một tải trọng tuyến
tính dài hữu hạn thẳng góc với tường có thể lấy bằng:
3 3
2 1
1 1 2 1 1 2
. (A3.11.6.1-5)
.
ph
Q v v
Z Z
Z A B
A B
X X
π
 
 
− −
 
∆ = − − −
 
+ +
 
 
2

2
1 1
Z
A
X
 
= + +
 
 
(3.1136.1-6)
2
1
1 1
Z
B
X
 
= + +
 ÷
 
(3.11.6.1-7)
X
1
: cự ly từ sau tường đến điểm đầu của tải trọng tuyến (mm),
X1 = 3000 (mm)
X
2
: chiều dài của hoạt tải (mm), X2 = 2000 mm
Z: chiều sâu từ mặt đất đến điểm đang xét (mm)
v: hệ số Poisson (DIM), í = 0.3

Q: cường độ tải trọng (N/mm)
Ta chia chiều dày lớp đất từ đáy lớp đá dăm đến mặt cắt (5-5) thành nhiều
lớp nhỏ có bề dày 0.5m.
Khoảng cách tính từ đáy lớp đá dăm kê bản quá độ đến mặt cắt (5-5): 3200
mm
NỘI LỰC DO HOẠT TẢI SAU MỐ GÂY RA TẠI MẶT CẮT (5-5)
STT z (mm) A B (KN/m2) p (KN/m2) Hx (KN) x (m) My (KN.m)
1 0 2 2 0 0.3175 1.699 2.95 5.012
2 500 2 2 0.635 0.464 2.482 2.45 6.081
3 1000 2.1 2.1 0.292 0.188 1.006 1.95 1.962
4 1500 2.3 2.1 0.084 0.037 0.198 1.45 0.287
5 2000 2.4 2.2 -0.01 -0.024 -0.128 0.95 -0.122
6 2500 2.6 2.3 -0.037 -0.034 -0.182 0.45 -0.082
7 3000 2.8 2.4 -0.031 -0.022 -0.118 -0.05 0.006
8 3500 3 2.5 -0.013 0 0 -0.55 0
9 4000 3.2 2.7 0.006 0 0 -1.05 0
10 4500 3.5 2.8 0.023
Tổng 4.957 13.144
Ta tính toán tương tự cho mặt cắt (2-2):
Khoảng cách tính từ đáy lớp đá dăm kê bản quá độ đến mặt cắt (2-2): 1300
mm
NỘI LỰC DO HOẠT TẢI SAU MỐ GÂY RA TẠI MẶT CẮT (2-2)
STT z (mm) A B (KN/m2) p (KN/m2) Hx (KN) x (m) My (KN.m)
1 0 2 2 0 0.3175 1.699 1.05 1.784
2 500 2 2 0.635 0.464 2.482 0.55 1.365
3 1000 2.1 2.1 0.292 0.188 1.006 0.05 0.05
4 1500 2.3 2.1 0.084 0 0 -0.45 0
5 2000 2.4 2.2 -0.01 0 0 -0.95 0
6 2500 2.6 2.3 -0.037
Tổng 5.187 3.199

5 Lực động đất:
Cầu nằm trong vùng động đất I không cần thiết phân tích về tải trọng động
đất (theo 4.7.4.1)
6 Ap lực dòng chảy (WA):
1 Lực đẩy nổi lên mố:
Theo như bố trí cấu tạo thì bệ mố được đặt dưới mực nước thấp nhất, do đó
ta tính áp lực nước đẩy nổi tác dụng lên phần mố ngập trong nước và ta tính với
mực nước cao nhất. Cao độ mực nước cao nhất: +1.4
Lực đẩy nổi của nước là một lực đẩy hướng lên trên, được lấy bằng tổng
của các thành phần thẳng đứng của áp lực tĩnh tác dụng lên tất cả các bộ phận nằm
nằm dưới mực nước thiết kế. Ap lực
tĩnh được xác định theo công thức: P
d
=
w
γ
.V
o
Trong
đó:
V
0
: Thể tích phần ngập nước.
w
γ
: Trọng lượng riêng của nước.
NỘI LỰC DO LỰC ĐẨY NỔI TẠI MẶT CẮT 2-2
Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)
Tường thân 0 1.955 0.000 0
Tổng 0 0

NỘI LỰC DO LỰC ĐẨY NỔI TẠI MẶT CẮT 5-5
Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)
Tường thân 0 1.955 -0.545 0
Bệ mố 304.75 2.500 0.000 0
Tổng 304.75 0
5 XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TỪ KẾT CẤU PHẦN TRÊN:
Chiều dài nhịp: L = 37 m
Chiều dài nhịp giữa 2 gối: L
TT
= 36.30 m
1 Tĩnh tải phân bố theo chiều dài dầm chủ
Trọng lượng bản thân dầm chủ
Dầm giữa DC
dcg
= 18.47 ( N/mm )
Dầm biên DC
dcb
= 18.47 ( N/mm )
Trọng lượng bản thân BMC
Dầm giữa DCbmg = 9.65 ( N/mm )
Dầm biên DCbmb = 9.45 ( N/mm )
Trọng lượng dầm ngang
Dầm giữa DCdng = 0.66 ( N/mm )
Dầm biên DCdnb = 0.66 ( N/mm )
Trọng lượng ván khuôn
Dầm giữa DCvkg = 0.41 ( N/mm )
Dầm biên DCvkb = 0.41 ( N/mm )
Trọng lượng lan can
Dầm giữa DClcg = 1.09 ( N/mm )
Dầm biên DClcb = 8.11 ( N/mm )

Trọng lượng lớp phủ và các tiện ích
Dầm giữa DWg = 3.45 ( N/mm )
Dầm biên DWb = 0.61 ( N/mm )
(Tất cả đã được xác định ở chương thiết kế dầm chính)
2 tính toán nội lực do hoạt tải.
Xếp tải theo phương dọc cầu để xác định phản lực: (Chưa xét HSPBN)
Xe tải thiết kế:
Xe tải thiết kế: gồm trục trước nặng 35 KN , hai trục sau mỗi trục nặng
145KN, khoảng cách giữa 2 trục trước là 4300mm, khoảng cách hai trục sau thay
đổi từ 4300–9000mm sao cho gây ra nội lực lớn nhất, theo phương ngang khoảng
cách giữa hai bánh xe là 1800mm.
Xe hai trục thiết kế:
Xe hai trục: gồm có hai trục, mỗi trục nặng 110KN, khoảng cách giữa hai
trục không đổi là 1200mm, theo phương ngang khoảng cách giữa hai bánh xe là
1800mm.
Sơ đồ xếp tải để mố chịu lực bất lợi nhất.
Chiều dài nhịp L = 37 ( m )
KC từ đầu dầm đến tim gối a = 0.35 ( m )
Chiều dài nhịp tính toán L
tt
= 36.3 ( m )
Các giá trị tung độ ảnh hưởng (Bỏ qua khe hở giữa dầm và mép mố)
y
1
= ( L-a )/L
tt
= 1.010
y'
1
= ( L-a-1.2 )/L

tt
= 0.977
y
2
= ( L-a-4.3 )/L
tt
= 0.891
y
3
= ( L-a-8.6 )/L
tt
= 0.773
Phản lực tại gối trụ do
Tải trọng làn R
LN
= 0,5.y
1
.( L-a ).9,3 (KN/m)
Xe tải 3 trục R
TR
= 145.y
1
+ 145.y
2
+ 35.y
3
Xe Tanđem R
TĐ
= y
1

.110 + y'
1
.110
Xe tải 3 trục P1 (KN) P2 (KN) P3 (KN) Tổng (KN)
Tải trọng trục 145 145 35
Giá trị Đ.a.h 1.000 0.882 0.763
Phản lực 145 127.824 26.708 299.532
Xe tải 2 trục P1 (KN) P2 (KN) Tổng (KN)
Tải trọng trục 110 110
Giá trị Đ.a.h 1.000 0.967
Phản lực 110 106.364 216.364
Tải trọng làn Pl (KN)
Giá trị 9.3
Giá trị Đ.a.h 18.150
Phản lực 168.795
1 Xếp xe dể gây ra momen My lớn nhất:
V2
V1
V3
1500
3000
1800600
635
1500 1105250 1930
925 1930 1930
1.35
1
0.573
0.262
0.427

0.738
1
0.329
0.018
0.671
0.982
1500 1105
825 1105 1895
1895
1
. . .
3000
lane
lane
LL
m R
V
γ
Ω
=
( )
(1) (1)
. . 1 . .0,5.
TR TR
LL i
V m IM R y
γ
= +
∑
1

0,9.( )
TH lane TR PL
V V V V= + +
( )
3
.0,5
TH TR lane PL
V V V V= + +
Xét trạng thái giới hạn sử dụng:
Gối 1:
lane
lane
LL
1
γ .m.R .Ω 1.1,2.9,3.36,3.316
V = = = 42.67 KN
3000 3000
( )
TR(1) TR(1)
1 LL i
V =γ .m. 1+IM .R .0,5. y =1.1,2.1,25.302,67.0,262=118.95KN
∑
( )
2 (1)
1 1 1 1
.0,5 245.6
TH TR lane PL
V V V V KN= + + =
Gối 2:
lane

lane
LL
2
γ .m.R .Ω 1.1,2.9,3.36,3.1753,354
V = = = 236,766 KN
3000 3000
( ) ( )
TR(1) TR(1)
2 LL i
V =γ .m. 1+IM .R .0,5. y =1.1,2.1,25.302,67.0,5. 0,738+0,329
= 242,21 KN
∑
( )
2 (1)
2 2 2 2
.0,5 372,1
TH TR lane PL
V V V V KN= + + =
Gối 3:
3
. . . 1.1,2.9,3.36,3.930,317
125,6
3000 3000
lane
lane
LL
m R
V KN
γ
Ω

= = =
( )
(1) (1)
3
. . 1 . .0,5. 1.1,2.1, 25.302,67.0,671 304,637
TR TR
LL i
V m IM R y KN
γ
= + = =
∑
( )
2 (1)
3 3 3
.0,5 367.437
TH TR lane
V V V KN= + =
2 Tải trọng người trên lề bộ hành:
Phản lực tại gối do người đi bộ đi 2 bên lề bộ hành gây ra:
R
PL
= 2 x 3 x 1.5 x1 x 36.3 x 0.5 = 163.35 (KN)
Giá trị tải trọng người quy về mặt cắt gối:
q
PL
= 3 x 1 x 36.3 x 0.5 = 54.45 (KN/m)
Giá trị phản lực do người đi bộ gây ra cho từng gối:
Gối 1:
. .
PL

PL
bh
m R
V
L
Ω
= =

1.2×54.45×dt
= 62.8 (KN)
1.5
Gối 2:
. .
PL
PL
bh
m R
V
L
Ω
= =

1.2×54.45×dt
= 7.68 (KN)
1.5
3 Lực hãm xe (BR):
Lực hãm xe đựơc truyền từ kết cấu trên xuống trụ qua gối đỡ. Tuỳ theo
từng loại gối cầu và dạng liên kết mà tỉ lệ truyền của lực ngang xuống trụ khác
nhau. Do các tài liệu tra cứu không có ghi chép về tỉ lệ ảnh hưởng của lực ngang
xuống trụ nên khi tính toán, lấy tỉ lệ truyền bằng 100%. Có nghĩa là toàn bộ lực

ngang gây ra do lực hãm xe được truyền hết xuống gối cầụ. Điểm đặt của lực hãm
xe tại cao độ gối cầu của trụ thiết kế.
Lực hãm được lấy bằng 25% trọng lượng của các trục xe tải hay xe hai trục
thiết kế cho mỗi làn được đặt trong tất cả các làn thiết kế được chất tải theo quy
trình và coi như đi cùng một chiều. Các lực này được coi như tác dụng theo chiều
nằm ngang cách phía trên mặt đường 1800mm theo cả hai chiều dọc để gây ra hiệu
ứng lực lớn nhất. Tất cả các làn thiết kế phải được chất tải đồng thời đối với cầu và
coi như đi cùng một chiều trong tương lai.
Phải áp dụng hệ số làn quy định trong điều 3.6.1.1.2.
Lực hãm do 2 làn xe tác dụng.
25%. . . 0,25.(35 145 145).1.2 162,5
tr
BR P m n KN= = + + =
4 Lực ma sát (FR)
Do tại mố ta sử dụng gối cao su nên bỏ qua lực ma sát.
5 Lực li tâm (CE)
Do ở đây ta thiết kế mố của cầu thẳng nên không có lực li tâm
6 tính toán nội lực do tt gió
6.5.2.6.1 Tải trọng gió tác dụng lên kết cấu thượng tầng (WS
sup
)
Diện tích hứng gió bxh được xác định như sau:
tt
b L
= =
36.3 m và
lc bmc dc
h h h h
= + + =
0.600+ 0.2 + 1.8 = 2.6 (m)

supw
A⇒ =
36.3 x 2.6 = 94.38 (m
2
)
Ap lực gió được xđ bởi CT:
P
B
= 0,0006.V2.Cd ≥ 1,8 (KN/m
2
) [A3.8.1.2.1-1]
Trong đó:
V
B
- Tốc độ gió giật cơ bản trong 3 giây với chu kỳ xuất hiện 100 năm
thích hợp với vùng tính gió có đặt cầu đang nghiên cứu, như quy định trong bảng
3.8.1.1- 1.
S : hệ số điều chỉnh đối với khu đất chịu gió và độ cao mặt cầu theo quy
định trong bảng 3.8.1.1.2
C
d
: Hệ số cản được quy định trong A3.8.1.2.1.1, phụ thuộc vào tỉ số b/d.
Trong đó:
b = Chiều rộng toàn bộ của cầu giữa các bề mặt lan can (mm)
d = Chiều cao kết cấu phần trên bao gồm cả lan can đặc, nếu có
(mm). Quy định lấy hệ số tối thiểu là 0.9. Trong bài, ta lấy hệ số cản gió
=1,2
Tốc độ gió V = V
B
.S [A3.8.1.1-1]

Tốc độ gió ứng với Vùng IV
V
B
= 59 (m/s)
Hệ số điều chỉnh S = 1
V = 59 (m/s)
Hệ số cản C
d
= 1.2
Ap lực gió P
B
= 2.51 (KN/m
2
)
Ap lực gió tính toán
P
B
= Max( PB, 1.8 )
P
B
= 2.51 (KN/m2)
Giả sử mặt hứng gió vuông góc phương gió, khi đó gió ngang là:
⇒
Lực gió
sup sup
. 2,5 94.38 236.516
B w
WS P A KN= = × =
Lực gió theo phương dọc sẽ = 1
Tại mỗi gối tựa lực gió tạo một lực:

sup
par
goi
WS
L
n
= =
236,516 / 6 = 39.419 (KN)
Ngoài ra lực gió WSsup đặt lệch tâm so với mặt trên gối:
2 2
lc bmc dc
h h h
h
+ +
= =
2,6/2 = 1.3 (m)
6.5.2.6.2 Tải trọng gió tác dụng lên xe cộ (WL):
Chiều dài tải trọng tham gia lấy bằng chiều dài dầm tác dụng lên trụ và cách
mặt đường 1,8 m
Theo A3.8.1.3, khi xét tổ hợp tải trọng cường độ III, phải xét tải trọng gió
tác dụng vào cả kết cấu và xe cộ.
Tải trọng ngang của gió lên xe cộ bằng tải phân bố 1,5 KN/m, tác dụng theo
hướng nằm ngang, ngang với tim dọc kết cấu và đặt ở 1.8m trên mặt đường.
Chiều dài tham gia tải trọng gió tác dụng lên xe được lấy bằng chiều dài
dầm tác dụng lên mố
36.3L m=
WL
par
= P
WL

.L
Ap lực gió ngang P
WL
= 1.5 (KN/m)
Suy ra tải trọng gió dọc WL
par
= 54.45 (KN)
Tại mỗi gối tựa lực gió tạo một lực:
sup
par
goi
WS
L
n
= =
54.45 / 6 = 9.075 (KN)
cách mặt trên xà mũ: h = 0.2 + 1.8 + 1.8 = 3.80 (m)
do đó tồn tại một trị số mômen: Mperp = 9.075 x 3.8 = 34.485 (KN.m)
Tương tự momen này cũng gây ra ở gối các phản lực và giá trị của nó cũng
được xác định theo công thức:
3 Xác định nội lực do KCPT và hoạt tải gây ra:
Xác định theo công thức: M = P x e
Trong đó:
P: Các lực gây ra mômen tại tiết diện tính toán
e: Độ lệch tâm của điểm đặt lực so với trục trung hoà của mặt cắt cần tính
toán .
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (2-2)
Hạng mục V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KN) My (KN) Mz (KN)
DC (KCPT) 3338.864 0.000 0.000 0.000 1151.908 0.000
DW (KCPT) 460.336 0.000 0.000 0.000 158.816 0.000

HT (2 LÀN) 1018.329 0.000 0.000 4983.400258 351.324 0.000
LỰC HÃM (BR) 0.000 162.500 0.000 0.000 962.813 0.000
ÁP LỰC ĐẨY NỔI 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000
TẢI TRỌNG GIÓ 0.000 0.000 290.966 1132.684 0.000 0.000
TỔNG 4817.529 162.500 290.966 6116.084 2624.860 0.000
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (5-5)
Hạng mục V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KN) My (KN) Mz (KN)
DC (KCPT) 3338.864 0.000 0.000 0.000 2971.589 0.000
DW (KCPT) 460.336 0.000 0.000 0.000 409.699 0.000
HT (2 LÀN) 1018.329 0.000 0.000 4983.400 906.313 0.000
LỰC HÃM (BR) 0.000 162.500 0.000 0.000 1255.313 0.000
ÁP LỰC ĐẨY NỔI -304.750 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000
TẢI TRỌNG GIÓ 0.000 0.000 290.966 1656.422 0.000 0.000
TỔNG 4512.779 162.500 290.966 6639.823 5542.913 0.000
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (1-1)
Hạng mục V (KN) Hx (KN)Hy (KN)Mx (KNm)My (KNm) Mz(KNm)
DC (KCPD) 290.842 0.000 0.000 0.000 -32.451 0.000
ÁP LỰC ĐẤT (EV,EH) 0.000 39.622 0.000 0.000 19.019 0.000
ÁP LỰC ĐẤT (ES) 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000
TỔNG 290.842 39.622 0.000 0.000 -13.432 0.000
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (2-2)
Hạng mục V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz(KNm)
DC (KCPT) 3338.864 0.000 0.000 0.000 1151.908 0.000
DW (KCPT) 460.336 0.000 0.000 0.000 158.816 0.000
HT (2 LÀN) 1018.329 0.000 0.000 4983.400 351.324 0.000
LỰC HÃM (BR) 0.000 162.500 0.000 0.000 962.813 0.000
ÁP LỰC ĐẨY NỔI 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000
TẢI TRỌNG GIÓ 0.000 0.000 290.966 1132.684 0.000 0.000
DC (KCPD) 1431.942 0.000 0.000 0.000 -821.457 0.000
ÁP LỰC ĐẤT (EV,EH) 0.000 281.760 0.000 0.000 360.653 0.000

ÁP LỰC ĐẤT (ES) 0.000 5.187 0.000 0.000 3.199 0.000
TỔNG 6249.471 449.447 290.966 6116.084 2167.255 0.000
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (3-3)
Hạng mục V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz(KNm)
DC (KCPD) 118.064 0.000 0.000 0.000 -233.691 0.000
ÁP LỰC ĐẤT (EV,EH) 0.000 0.000 92.950 0.000 0.000 118.976
ÁP LỰC ĐẤT (ES) 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000
TỔNG 118.064 0.000 92.950 0.000 -233.691 118.976
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (4-4)
Hạng mục V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz(KNm)
DC (KCPD) 45.322 0.000 0.000 0.000 -42.541 0.000
ÁP LỰC ĐẤT (EV,EH) 0.000 0.000 24.319 0.000 0.000 21.401
ÁP LỰC ĐẤT (ES) 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000
TỔNG 45.322 0.000 24.319 0.000 -42.541 21.401
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (5-5)
Hạng mục V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz(KNm)
DC (KCPT) 3338.864 0.000 0.000 0.000 2971.589 0.000
DW (KCPT) 460.336 0.000 0.000 0.000 409.699 0.000
HT (2 LÀN) 1018.329 0.000 0.000 4983.400 906.313 0.000
LỰC HÃM (BR) 0.000 162.500 0.000 0.000 1255.313 0.000
ÁP LỰC ĐẨY NỔI -304.750 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000
TẢI TRỌNG GIÓ 0.000 0.000 290.966 1656.422 0.000 0.000
DC (KCPD) 3970.280 0.000 0.000 0.000 -41.048 0.000
ÁP LỰC ĐẤT (EV,EH) 1420.833 687.889 0.000 0.000 -577.867 0.000
ÁP LỰC ĐẤT (ES) 0.000 4.957 0.000 0.000 13.144 0.000
TỔNG 9903.892 855.346 290.966 6639.823 4937.142 0.000
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (6-6)
Hạng mục V (KN)Hx (KN)Hy (KN)Mx (KNm)My (KNm)Mz(KNm)
DC (KCPD) 70.853 0.000 0.000 0.000 -9.423 0.000
ÁP LỰC ĐẤT (EV,EH) 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000

ÁP LỰC ĐẤT (ES) 331.698 0.000 0.000 0.000 -49.755 0.000
TỔNG 402.551 0.000 0.000 0.000 -59.178 0.000
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (7-7)
Hạng mục V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz(KNm)
DC (KCPD) 118.064 0.000 0.000 0.000 -94.966 0.000
ÁP LỰC ĐẤT (EV,EH) 0.000 0.000 281.760 360.653 0.000 0.000
ÁP LỰC ĐẤT (ES) 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000
TỔNG 118.064 0.000 281.760 360.653 -94.966 0.000
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (8-8)
Hạng mục V (KN) Hx (KN) Hy (KN) Mx (KNm) My (KNm) Mz(KNm)
DC (KCPD) 1142.252 0.000 0.000 0.000 -1285.034 0.000
ÁP LỰC ĐẤT (EV,EH) 1420.833 0.000 0.000 0.000 -1598.437 0.000
ÁP LỰC ĐẤT (ES) 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000
TỔNG 2563.085 0.000 0.000 0.000 -2883.471 0.000
6 Tổ hợp nội lực tại các mặt cắt:
1 Bảng hệ số tổ hợp nội lực ở các trạng thái:
Hạng mục CĐ I CĐ II CĐ III SD
DC (KCPT) 1.25 0.90 0.90 1.00
DW (KCPT) 1.50 0.65 0.65 1.00
HT 1.75 1.75 - 1.00
LỰC HÃM (BR) 1.75 1.75 - 1.00
ÁP LỰC ĐẨY NỔI 1.00 1.00 1.00 1.00
TẢI TRỌNG GIÓ - 1.40 0.40 0.30
DC (KCPD) 1.25 0.90 0.90 1.00
ÁP LỰC ĐẤT (EV,EH) 1.50 0.90 1.50 1.00
ÁP LỰC ĐẤT (ES) 1.50 1.50 1.50 1.50
2 Tổ hợp nội lực tại các mặt cắt:
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (1-1)
Tổ hợp nội lực V (KN)
Hướng dọc Hướng ngang

Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mx (KNm)
TTGH CĐ I 363.552 59.433 -12.035 0.000 0.000
TTGH CĐ II 261.758 35.660 -12.089 0.000 0.000
TTGH CĐ III 261.758 59.433 -0.677 0.000 0.000
TTGH SD 290.842 39.622 -13.432 0.000 0.000
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (2-2) KHI XẾP 2 LÀN XE
Tổ hợp nội lực V (KN)
Hướng dọc Hướng ngang
Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mx (KNm)
TTGH CĐ I 8436.087 714.796 3496.804 0.000 8720.950
TTGH CĐ II 6375.019 545.740 3029.761 407.352 10306.707
TTGH CĐ III 4592.944 714.796 946.414 116.386 453.073
TTGH SD 6249.471 289.541 3029.761 87.290 5323.205
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (3-3)
Tổ hợp nội lực V (KN)
Hướng dọc Hướng ngang
Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mz (KNm)
TTGH CĐ I 147.579 0.000 -292.114 139.425 178.464
TTGH CĐ II 106.257 0.000 -210.322 83.655 107.078
TTGH CĐ III 106.257 0.000 -210.322 139.425 178.464
TTGH SD 118.064 0.000 -233.691 92.950 118.976
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (4-4)
Tổ hợp nội lực V (KN)
Hướng dọc Hướng ngang
Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mz (KNm)
TTGH CĐ I 56.653 0.000 -53.176 36.479 32.102
TTGH CĐ II 40.790 0.000 -38.287 21.887 19.261
TTGH CĐ III 40.790 0.000 -38.287 36.479 32.102
TTGH SD 45.322 0.000 -42.541 24.319 21.401
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (5-5) KHI XẾP 2 LÀN XE

Tổ hợp nội lực V (KN)
Hướng dọc Hướng ngang
Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mx (KNm)
TTGH CĐ I 13435.509 1323.644 7213.484 0.000 8720.950
TTGH CĐ II 9633.523 910.911 6186.271 407.352 11039.942
TTGH CĐ III 8703.947 1039.269 2056.706 116.386 662.569
TTGH SD 9903.892 857.825 4943.714 87.290 5480.327
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (6-6)
Tổ hợp nội lực V (KN)
Hướng dọc Hướng ngang
Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mx (KNm)
TTGH CĐ I 586.113 0.000 -86.411 0.000 0.000
TTGH CĐ II 561.314 0.000 -83.113 0.000 0.000
TTGH CĐ III 561.314 0.000 -83.113 0.000 0.000
TTGH SD 568.400 0.000 -84.055 0.000 0.000
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (7-7)
Tổ hợp nội lực V (KN)
Hướng dọc Hướng ngang
Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mx (KNm)
TTGH CĐ I 147.579 0.000 -118.708 540.980 540.980
TTGH CĐ II 106.257 0.000 -85.469 253.584 324.588
TTGH CĐ III 106.257 0.000 -85.469 422.640 540.980
TTGH SD 118.064 0.000 -94.966 281.760 360.653
BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (8-8)
Tổ hợp nội lực V (KN)
Hướng dọc Hướng ngang
Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mx (KNm)
TTGH CĐ I 3559.065 0.000 -4003.948 0.000 0.000
TTGH CĐ II 2306.777 0.000 -2595.124 0.000 0.000
TTGH CĐ III 3159.276 0.000 -3554.186 0.000 0.000

TTGH SD 2563.085 0.000 -2883.471 0.000 0.000
7 Tính toán cốt thép cho các mặt cắt:
1 Tính toán cốt thép cho bản quá độ:
1 Thiết kế cốt thép:
Chiều rộng bản quá độ: b = 10000 mm
Chiều cao bản quá độ: h = 300 mm
Momen kiểm toán:
Mu = 310.966875 (KNm) = 310.966875 x10
6
(Nm)
Chọn khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép ngoài bêtông:
a
bv
= 50 mm
Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 300 - 50 = 250 (mm)
Từ phương trình cân bằng momen ta có:
'
/ 0 0,85. . . .
2
u
s c s
M
a
M A f b a d
φ
 
= ⇔ − =
 ÷
 
∑

2
'
2.
.0,85. .
u
s s
c
M
a d d
f b
φ
⇒ = − −
Thế số vào ta tính được: a = 5.88 (mm)
'
1
0,05 0,05
0,85 .( 28) 0,85
7 7
c
f
β
= − − = − ×
(28 -28) = 0.85
1
a
c
β
= =
5.88/0.85 = 6.9 (mm)
s

c
d
⇒ =
6.9/250=0.0277 < 0.45
Xảy ra trường hợp phá hoại dẻo ( 5 .7.3.3.1 )
ds
b
h
a
bv
0.85f'
c
ab
A
s
f
y
a
Diện tích cốt thép:
'
0,85. . .
c
s
y
f a b
A
f
= =
(0.85x28x5.88x1000)/280 = 4998 (mm
2

)
Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu (5.7.3.3.2-1):
.
s
A
b d
ρ
= =
4998/(10000x300) = 0.17%
min
'
0,03.
c
y
f
f
ρ
≥ = =
0.30% không thỏa
Lượng cốt thép cần bố trí: As = 9000.0 (mm
2
)
Ta bố trí: Ư12a200
2 Kiểm tra nứt:
Điều kiện kiểm toán:
3
.
0,6.
sa
c

s
y
Z
f
d A
f
f
=
≤

Chiều rộng bản quá độ: b = 10000 mm
Chiều cao bản quá độ: h = 300 mm
Momen kiểm toán: Ms =248.7735(KNm) =248.7735 x10
6
(Nm)
Diện tích cốt thép đã bố trí: As = 11309.7 (mm
2
)
Mođun đàn hồi của bêtông: Ec = 28442 Mpa
Cốt thép có mođun đàn hồi: Es = 200000 MPa
=> Tỉ số mođun đàn hồi: n = 7.03
Khoảng cách từ trục trung hoà đến thớ chịu kéo của bản bêtông sau khi nứt:
. 2. .
. 1 1
.
s s
s
n A d b
x
b n A

 
= + −
 ÷
 ÷
 
Thế số vào ta tính được: x = 55.6 (mm)
Momen quán tính của tiết diện lúc này:
( )
3
2
.
. .
3
cr s s
b x
I n A d x
= + − =

(10000x55.6
3
)/3 + 7.03x11309.7x(250-55.6)
2
= 3577616931 (mm
3
)
Ứng suất trong cốt thép:
( )
.
s
s s

cr
M
f d x n
I
= − =
248773500/3577616931x(250-55.6)x7.03 = 95.03 MPa
Tính fsa:
3
.
sa
c
Z
f
d A
=