đồ án tốt nghiệp tính toán thiết kế kỹ thuật trụ cầu t2

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
TÍNH TOÁN THIẾT KẾ KỸ THUẬT
TRỤ CẦU T2
1
I. Các kích thước cơ bản
100100
1600
750
1300
7000
1500 500
1400 23002300
5300 500 900
20402040
7000 10001000
10000
1500 500 5300 500 900
11080
110022202220222022201100
II. Các điều kiện cơ bản
Mực nước tính toán
2.5
tt
H m
= +
Mực nước thấp nhất
min
1,6H m= +
Mực nước cao nhất
max
3,7H m= +

Cao độ mặt đường thiết kế
7,588m
+
Cao độ đỉnh trụ
6,2m
+
Cao độ đáy bệ trụ
2,5m
−
2
Góc chéo của trụ so với tim cầu
0
90
Loại trụ: trụ thân đặc
III. Vật liệu sử dụng
Cường độ chòu nén của bêtông
'
28
c
f MPa=
Khối lượng riêng của bêtông
3
2500 /KG m
γ
=
, khi tính cường độ
3
2400 /KG m
γ
=

Môđun đàn hồi của bêtông
1,5
0,043.2400. 28 26750
c
E MPa
= =
Cường độ chảy dẻo của cốt thép
280
y
f MPa=
Giới hạn ứng suất ở trạng thái sử dụng
Giới hạn ứng suất nén
'
0,45. 0,45.28 12.6
c
f MPa= =
Giới hạn ứng suất kéo
'
0,5. 0,5. 28 2,645
c
f MPa= =
IV. Tải trọng tónh tác dụng lên kết cấu
Tại mỗi vò trí gối có các lực tồn tại theo 3 phương vuông góc tác dụng
+ Lực theo phương dọc cầu:
1 5perp perp
L L÷
+ Lực theo phương ngang cầu:
1 5par par
L L÷
+ Lực theo phương đứng:

1 5
V V÷
a) Dầm chủ:
+ Đoạn dầm cắt khấc:
Diện tích tiết diện
2
1
0,796
g
A m
=
Tỷ trọng bêtông dầm chủ
3 3
2,45.10 /
c
KG m
γ
=
Trọng lượng đoạn dầm:
3
1 1
. . .2 2,45.10 .0,796.0,8.2 3120,32
d c g ck
DC A L KG
γ
= = =
3
+ Đoạn dầm đặc:
Diện tích tiết diện
2

2
1,6
g
A m
=
Trọng lượng đoạn dầm:
3
2 2
. . .2 2,45.10 .1,6.1, 2.2 9408
d c g dac
DC A L KG
γ
= = =
+ Đoạn dầm còn lại:
Diện tích tiết diện
2
3
0,56
g
A m
=
Trọng lượng đoạn dầm:
( ) ( )
3
3 3
. . 2. 2,45.10 .0,56. 33 2. 0,8 1,2 39788
d c g ck dac
DC A L L L KG
γ
= − + = − + =

   
   
+ Tónh tải dầm chủ coi là tải trọng rải đều suốt chiều dài dầm:
1 2 3
3120,32 9408 39788
1585,34 /
33
d d d
dc
DC DC DC
DC KG m
L
+ +
+ +
= = =
b) Bản mặt cầu:
+ Dầm giữa:
2
. . . 2450.2,22.0,2 1087,8 /
g
bmc c bmc c
DC A S h KG m
γ γ
= = = =
+ Dầm biên:
2
. . . 2450.2,22.0,2 1087,8 /
b
bmc c bmc c
DC A S h KG m

γ γ
= = = =
c) Dầm ngang:
( ) ( )
. . 0,813.0,8 .8
. 2450. 77,26 /
. 5.33
dn dn n
dn c
b
A t N
DC KG m
N L
γ
= = =
d) Ván khuôn lắp ghép:
. . 2450.0,86.0,025 52,675 /
vk c vk vk
DC b h KG m
γ
= = =
e) Vách ngăn:
Với dầm có chiều dài 33m, ta dùng 2 vách đứng mỏng dày 15cm chia dầm
làm 3 khoang, mỗi khoang dài 11m. Vách ngăn này có tác dụng tăng độ ổn
đònh khi cẩu lắp dầm.
. . . / 2450.(1,6 0,56).0,15.2 / 33 23,16 /
vn c vn vn vn
DC A t N L KG m
γ
= = − =

f) Lan can:
Từ thực tế ta có thép phần lan can tay vòn có khối lượng: 63
m/KN
Ta giả thiết tải trọng lan can, lề bộ hành được qui về bó vỉa và truyền xuống
dầm biên và dầm giữa là khác nhau , phần nằm ngoài bản hẩng sẽ do dầm
biên chòu ,còn phần nằm trong sẽ chia cho dầm biên và dầm trong chòu theo
tỉ lệ khoảng cách từ diểm đặt lực đến mỗi dầm.
- Phần nằm ngoài bản hẩng:
1
0,52.0,25. 0,08.0,475. 63
0,52.0,25.2450 0,08.0,475.2450 63 483 /
c c
P
KG m
γ γ
= + +
= + + =
- Phần nằm trong:
2
0,27.0,25. 0,08.0,475.
0,27.0,25.2450 0,08.0,475.2450 263,75 /
c c
P
KG m
γ γ
= +
= + =
4
Suy ra:
Dầm giữa:

2 2
0,125
0,44 0,125
. .263,75 37,423
2,22
e
g
n
d
P P KG
S
−
−
= = =
Dầm biên:
2 2
0,125
2,22 0,44 0,125
. .263,75 226,33 /
2,22
n e
b
n
S d
P P KG m
S
− +
− +
= = =
Vậy

Dầm biên:

3 1 2
483 226,33 709,33 /
b
b
DC P P KG m= + = + =
Dầm giữa:

3 2
37,423 /
g
g
DC P KG m
= =
g) Lớp phủ mặt cầu và tiện ích công cộng:
Lớp phủ bêtông Atfan:
1 1 1
DW h . . 0,07.2400.2,22 372,96 /
n
S KG m
γ
= = =
Lớp phòng nước:
' '
2
DW h . . 0,004.1800.2,22 15,984 /
n
S KG m
γ

= = =
Tiện ích và trang thiết bò trên cầu:
m/KG5DW
3
=
Vậy
1 2 3
372,96 15,984 5 393,944 / 3,864 /
DW DW DW DW
KG m KN m
= + +
= + + = =
h) Phản lực gối không có hệ số do một dầm chủ tác dụng lên xà mũ
Dầm biên:
( )
1585,34 1087,8 52,675 23,16 709,33 393.944 .32,3 1593,48 .0,5
63010,56 618,13KG KN
+ + + + + +
 
 
= =
Dầm giữa:
( )
1585,34 1087,8 52,675 23,16 37,423 393,944 .32,3 3186,96 .0,5
52956 519,5KG KN
+ + + + + + 
 
= =
i) Phần tónh tải do trọng lượng bản thân xà mũ được quy đổi thành lực phân bố
đều:

4
2000.1400.0,245.10 68,6 /N mm
−
=
j) Phần tónh tải do trọng lượng bản thân trụ được xem là lực phân bố thẳng
đứng:
4
5300.1400.0,245.10 181,79 /N mm
−
=
5
V. Hoạt tải HL-93
1) 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 – 9000 mm sao cho gây ra nội lực lớn nhất, theo phương
ngang khoảng cách giữa hai bánh xe là 1800mm
2) 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
6
1200mm
110 kN
110 kN
3) Tải trọng làn:
Tải trọng làn: bao gồm tải trọng rải đều 9,3N/mm. xếp theo phương dọc cầu,
theo phương ngang cầu tải trọng này phân bố theo chiều rộng 3000mm, tải
trọng làn có thể xe dòch theo phương ngang để gây ra nội lực lớn nhất.
3110033050 1200

237009450 150004300 4300 43004300
3230032300
2370043004300
Sơ đồ xếp tải:
7
9,3KN/m
Phản lực gối do 2 xe tải 3 trục:
(2)
35.0,282 145.0,415 145.0,548 145.1 145.0,867 35.0,734 445,91
TR
R KN= + + + + + =
Phản lực gối do 1 xe tải 3 trục:
(1)
145.1 145.0,867 35.0,734 296,405
TR
R KN= + + =
Phản lực tại gối do xe tandem:
110.(1 0,963) 215,93
tadem
R KN= + =

Phản lực tại gối do tải trọng làn gây ra:
9,3.2.32,3.1.0,5 300,39
lane
R KN= =
Phản lực tại gối do người đi bộ gây ra:
3.2.32,3.1.0,5 96,9
PL
R KN
= =

So sánh các tổ hợp do hoạt tải gây ra:
Tổ hợp 1:
( )
( )
(2)
0,9. 0,9. 300,39 445,91 96,9 768,57
lane TR PL
R R R R KN
= + + = + + =
Tổ hợp 2:
( )
( )
300,39 215,93 96,9 613,22
lane tadem PL
R R R R KN
= + + = + + =
Tổ hợp 3:
(1)
300,39 296,405 96,9 693,7
lane TR PL
R R R R KN
= + + = + + =
Chọn tổ hợp 1và 3 để tính toán do tổ hợp 1 cho phản lực tại gối lớn nhưng
mômen có thể nhỏ, còn tổ hợp 3 cho phản lực tại gối nhỏ hơn nhưng
mômen có thể lớn. Do đó ta sẽ xét đồng thời trường hợp 1 và 3.
Xếp hoạt tải theo phương ngang cầu để xác đònh nội lực lớn nhất
8
17801200
0,53
0,8

0,82
1,36
1
40
600 1800
3000
1200
0,18
0,198
0,468
0,721
0,45
V2
V1
12201780400
1
V2
V3
0,279
0,55
1220
. . .
3000
lane
lane
LL
m R
V
γ
Ω

=
( )
(2) (2)
. . 1 . .0,5.
TR TR
LL i
V m IM R y
γ
= +
∑
( )
(1) (1)
. . 1 . .0,5.
TR TR
LL i
V m IM R y
γ
= +
∑
9
. . .
1200
PL
PL
PL
m R
V
γ
Ω
=

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:
1
. . . 1.1,2.300,39.712
85,55
3000 3000
lane
lane
LL
m R
V KN
γ
Ω
= = =
( )
(2) (2)
1
. . 1 . .0,5. 1.1,2.1,25.445,91.0,5.0,53 177, 25
TR TR
LL i

V m IM R y KN
γ
= + = =
∑
( )
(1) (1)
1
. . 1 . .0,5. 1.1,2.1,25.296,405.0,5.0,53 117,82
TR TR
LL i
V m IM R y KN
γ
= + = =
∑
1
. . . 1.1,2.96,9.1308
126,745
1200 1200
PL
PL
PL
m R
V KN
γ
Ω
= = =
1 (2)
1 1 1 1
0,9.( ) 0,9.(85,55 177,25) 126,745 363,265
TH lane TR PL

V V V V KN= + + = + + =
( )
( )
3 (1)
1 1 1 1
.0,5 117,82 85,55 126,745 .0,5 223,97
TH TR lane PL
V V V V KN
= + + = + + =
Gối 2:
2
. . . 1.1,2.300,39.1950,72
234,4
3000 3000
lane
lane
LL
m R
V KN
γ
Ω
= = =
( ) ( )
(2) (2)
2
. . 1 . .0,5. 1.1,2.1,25.445,91.0,5. 0,468 0,721 397,64
TR TR
LL i
V m IM R y KN
γ

= + = + =
∑
( ) ( )
(1) (1)
2
. . 1 . .0,5. 1.1, 2.1,25.296,405.0,5. 0,468 0,721 264,32
TR TR
LL i
V m IM R y KN
γ
= + = + =
∑
2
. . . 1.1, 2.96,9.36
3,5
1200 1200
PL
PL
PL
m R
V KN
γ
Ω
= = =
1 (2)
2 2 2 2
0,9.( ) 0,9.(234,4 397,64) 3,5 572,336
TH lane TR PL
V V V V KN= + + = + + =
( )

( )
3 (1)
2 2 2 2
.0,5 264,32 234,4 3,5 .0,5 383,27
TH TR lane PL
V V V V KN
= + + = + + =
Gối 3:
3
. . . 1.1,2.300,39.335,5
40,3
3000 3000
lane
lane
LL
m R
V KN
γ
Ω
= = =
( )
(2) (2)
3
. . 1 . .0,5. 1.1,2.1,25.445,91.0,5.0,279 93,3
TR TR
LL i
V m IM R y KN
γ
= + = =
∑

( )
(1) (1)
3
. . 1 . .0,5. 1.1,2.1,25.296,405.0,5.0,279 62
TR TR
LL i
V m IM R y KN
γ
= + = =
∑
1 (2)
3 3 3
0,9.( ) 0,9.(234,4 397,64) 568,836
TH lane TR
V V V KN= + = + =
( )
( )
3 (1)
3 3 3
.0,5 62 40,3 .0,5 82,15
TH TR lane
V V V KN
= + = + =
4) 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
10
lực ngang xuống trụ nên khi tính toán, lấy tỉ lệ truyền bằng 100%. Có nghóa
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 đònh trong điều 3.6.1.1.2.
Lực hãm do 2 làn xe tác dụng được phân bố đều cho 5 gối.
25%. . . 0,25.(35 145 145).1.2 162,5
tr
BR P m n KN= = + + =
Khoảng cách từ mặt cầu đến mặt trên xà mũ:
4 70 200 800 1074mm
+ + + =
Tại mỗi gối tựa lực hãm tạo một cặp lực:
162,5/5 32,5
perp
L KN= =
Và một mômen
32,5.(1,074 1,8) 93,4 .
perp
M KN m= + =
tại gối
Mômen tại mặt cắt đỉnh bệ
162,5.(1,074 1,8 1,4 5,3) 1555,78 .
y
M KN m= + + + =
5) Tải trọng gió tác dụng lên kết cấu thượng tầng (
sup

WS
)
Diện tích hứng gió bxh được xác đònh như sau:
32,3
tt
b L m= =
và
1,424 0,2 1,7 3,324
lc bmc dc
h h h h m= + + = + + =
2
sup
32,3.3,324 107,37
w
A m
⇒ = =
p lực gió
B
P
được xác đònh như sau:
2 2
0,0006. . 1,8( / )
B d
P V C KN m
= ≥
Tốc độ gió
B
V
giả sử được lấy trong vùng 4 do đó tốc độ gió
59 / , 1

B
V m s S
= =
. 59 /
B
V V S m s
⇒ = =
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 đònh trong
bảng 3.8.1.1- 1.
S : hệ số điều chỉnh đối với khu đất chòu gió và độ cao mặt cầu theo quy
đònh trong bảng 3.8.1.1.2
C
d
: Hệ số cản được quy đònh 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 đònh lấy hệ số tối thiểu là 0.9. Trong bài, ta lấy
hệ số cản gió =1,2
11
Hệ số cản
1,2
d
C =
2
0,0006.(59) .1,2 2,5 1,8
B

P⇒ = = ≥
Giả sử mặt hứng gió vuông góc phương gió, khi đó gió ngang là:
⇒
Lực gió
sup sup
. 2,5.107,37 268,43
B w
WS P A KN= = =
Lực gió theo phương dọc bằng 0
Tại mỗi gối tựa lực gió tạo một lực:
sup
268,43
53,686
5 5
par
WS
L KN= = =
Ngoài ra lực gió
sup
WS
đặt lệch tâm so với mặt trên xà mũ( chính xác là tại
trục dầm xà mũ) là:
1,424 0,2 1,7
1,662
2 2 2
lc bmc dc
h h h
h
m
+ +

+ +
= = =
Nên tạo ra mômen làm xoắn mặt cắt ngang cầu tại gối có trò số
1,662.268,43 446,13 .
red
M KN m= =
Thành phần mômen này tạo các phản lực hướng lên cho 2 gối tựa 1, 2 và
hướng xuống cho 2 gối tựa 4, 5.
Xác đònh các phản lực này thông qua việc giả thiết mặt cắt ngang có độ
cứng lớn vô cùng dưới tác dụng mômen xoắn
red
M
. Khi đó phản lực tại gối
thứ i được xác đònh như sau:
2
.
red i
i
i
M x
V
x
=
∑
Trong đó:
i
x
là khoảng cách hai tim dầm thứ i với quy tắc đánh số đối xứng
2 2 2 2
4,44 8,88 98,568

i
x m
= + =
∑
1 5
446,13.8,88
40,2
98,568
V V KN
= − = =
2 4
446,13.4, 44
20,1
98,568
V V KN
= − = =
3
0V
=
Mômen tại mặt cắt đỉnh bệ
268,3.(1,662 1,4 5,3) 2243,5 .
x
M KN m
= + + =
6) Tải trọng gió tác dụng lên kết cấu hạ tầng (
sub cap col
WS WS WS
= +
)
. 2,5.1, 4.1,6 5,6

cap B cap
WS P A KN= = =
( tác dụng lên xà mũ)
. 2,5.1,4 3,5 /
col B col
WS P D KN m
= = =
( phân bố đều theo chiều cao thân trụ)
5,6 3,5.5,3 24,15
sub cap col
WS WS WS KN= + = + =
Mômen tại gối
su
5,6.1,4.0,5 3,5.5,3.(5,3.0,5 1,4) 79 .
b cap col
ws ws ws
M M M KN m
= + = + + =
Mômen tại mặt cắt đỉnh bệ
5,6.(1,4.0,5 5,3) 3,5.5,3.5,3.0,5 82,76 .
x
M KN m= + + =
7) Tải trọng gió tác dụng lên xe (
WL
)
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.
12
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 trụ
32,3L m=
1,5.32,3 48,45
par
WL KN
= =
Tại mỗi vò trí gối tựa dầm tác dụng một lực:
48,45
9,69
5
par
L KN= =
, cách
mặt trên xà mũ
4 70 200 800 1800 2874 2,874mm m+ + + + = =
, do đó tồn tại một
trò số mômen:
48,45.2,874 139,25 .
perp
M KN m= =
Thành phần mômen này tạo các phản lực hướng lên cho 2 gối tựa 1, 2 và
hướng xuống cho 2 gối tựa 4, 5.
Xác đònh các phản lực này thông qua việc giả thiết mặt cắt ngang có độ
cứng lớn vô cùng dưới tác dụng mômen xoắn
perp
M
. Khi đó phản lực tại gối
thứ i được xác đònh như sau:

2
.
perp i
i
i
M x
V
x
=
∑
Trong đó:
i
x
là khoảng cách hai tim dầm thứ i với quy tắc đánh số đối xứng
2 2 2 2
4,44 8,88 98,568
i
x m
= + =
∑
1 5
139,25.8,88
12,55
98,568
V V KN= − = =
2 4
139,25.4,44
6,3
98,568
V V KN= − = =

3
0V
=
Mômen tại mặt cắt đỉnh bệ
48,45.(2,874 1,4 5,3) 463,86 .
x
M KN m= + + =
Tải trọng gió dọc lên xe cộ bằng tải trọng phân bố 0.75 kN/m tác dụng
nằm ngang, song song với tim dọc kết cấu và đặt ở cao độ 1800 mm so
với mặt đường. Lấy trường hợp xếp xe hết toàn bộ mặt cầu.
0,75.32,3 24,23
perp
WL KN= =
Tại xà mũ lực gió theo phương dọc tác dụng lên một gối:
1 5
24,23
4,85
5
perp perp
WL WL KN= = = =
Mômen tại mặt cắt đỉnh bệ
24,23.(2,874 1, 4 5,3) 232 .
y
M KN m= + + =
8) Tải trọng nước tác dụng lên trụ
Lực đẩy nổi B
Theo như bố trí cấu tạo thì bệ trụ được đặt dưới mực nước thấp nhất , do
đó ta tính áp lực nước đẩy nổi tác dụng lên phần trụ ngập trong nước và ta
tính với mực nước thấp nhất.
13

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 tónh tác dụng lên tất cả các bộ
phận nằm dưới mực nước thiết kế.
p lực tónh được xác đònh theo công thức :
B=
w
γ
V
0
Trong đó: V
0
: Thể tích phần ngập nước.
w
γ
: Trọng lượng riêng của nước.
p lực nước tónh tại mặt cắt đỉnh bệ:
B =10x22.9 = 229 KN
Trong đó: Vo =(5,6.1,4+2.3,14.0,7.0,7).2,1=22,9m
3
(Thể tích phần trụ
được tính từ mực nước thấp nhất đến đỉnh bệ)
p lực nước tónh tại mặt cắt đáy bệ:
B =10x162,9 = 1629 KN
Trong đó: Vo =22,9+10.7.2=162,9 m
3
(Thể tích phần trụ và bệ móng được
tính từ mực nước thấp nhất đến đáy bệ)
Vậy áp lực đẩy nổi tại mặt cắt đỉnh bệ là 229 KN, ở đáy móng là 1629 KN
Áp lực dòng chảy p :
Áp lực dòng chảy lớn nhất ứng với ở mực nước cao nhất , ta tính với ở mực

nước cao nhất
Áp lực dòng chảy theo phương ngang cầu:
p = 5.14
×
10
-4
C
D
V²
Trong đó: p : áp lực dòng chảy
C
D
: Hệ số cản của trụ theo phương dọc . Với trụ đầu tròn C
D
= 0.7 m/s
V : Vận tốc nước thiết kế , V =2.5m/s
Suy ra : p =5.14x10
-4
x0.7x2.5
2
= 2.2488 KN/m²
Tính tại mặt cắt đỉnh bệ:
Diện tích chắn của trụ: 1,4.2,1=2,94 m²
Lực cản của dòng chảy : 6,6KN
Điểm đặt của lực so với mặt cắt đỉnh bệ : 1,05m
Tính tại mặt cắt đáy bệ:
Diện tích chắn của trụ: 8.21 m²
Lực cản của dòng chảy : 18.5KN
Điểm đặt của lực so với mặt cắt đáy bệ :2.235m
p lực dòng chảy theo phương dọc cầu:

14
p lực của dòng chảy theo phương ngang phân bố đều trên kết cấu phần
dưới do dòng chảy lệch với chiều dọc của trụ một góc
φ
. Trong trường hợp
cầu Kênh Bích, cầu vuông góc với dòng kênh, do đó ta không tính áp lực
của dòng chảy theo phương ngang.
9) Tính toán lực va tàu
Cầu được thiết kế với cấp đường sông cấp VI ,nên theo điều 3.14.2 ta có :
Tấn trọng thiết kế :
Tàu tự hành : 40 DWT
-Tải trọng va tàu đối với tàu tự hành:
Vận tốc va tàu thiết kế : V = 2.5+V
s
= 5m/s (A3.14.3)
Trong đó: Vs là vận tốc bình quân hàng năm của dòng chảy liền kề với
bộ phận cầu được xem xét (m/s)
Lực va đâm thẳng đầu tàu vào trụ : (A3.14.5)
P
s
= 1.2
×
10
5
V
DWT
= 1.2x10
5
x5x
40

= 22,768x10
5
(N)=2276,8 (KN)
Trong đó: Ps : Lực va tàu tónh tương đương (N)
DWT: Tấn tải trọng của tàu (Mg)
V : Vận tốc va tàu (m/s)
Điểm đặt của lực : Cách mặt cắt đỉnh móng : 3.00m
Cách mặt cắt đáy móng : 5.00 m
Mômen tại mắt cắt đỉnh móng
2276,8.3 6830, 4 .
x
M KN m= =
VI. Thiết kế xà mũ
1) Mặt cắt ngang tính toán
P2
P1
940
2040
1020
680
900500
150
900
15
2) Tải trọng
a) Tónh tải
 Tónh tải từ kết cấu phần trên
Số dầm trên cánh hẫng:
1n =
V

D
(KN) y(m) Mx(KN.m)
DC
Nhòp trái
555.72 0.94 522.38
Nhòp phải
555.72 0.94 522.38
Tổng
1111.44 1044.75
V
D
(KN) y(m) Mx(KN.m)
DW
Nhòp trái
62.41 0.94 58.67
Nhòp phải
62.41 0.94 58.67
Tổng
124.82 117.33
 Tónh tải bản thân
Pl(KN) y(m) Mx(KN.m)
P1
71.97 1.02 73.41
16
P2
19.99 0.68 13.59
Tổng
91.96 87.01
b) Hoạt tải
Rtr(KN) Rph(KN) ΣR.(1+IM) V y(m) Mx(KN.m)

2 xe tải
149.50 296.40 557.38 668.85 0.94 628.72
1 xe tải
0.00 296.40 370.50 444.60 0.94 417.92
lane
150.20 150.20 300.40 300.40 0.94 282.38
TH1
269.73 401.94 772.00 872.33 0.94 819.99
TH3
150.20 446.60 670.90 745.00 0.94 700.30
Giá trò thiết kế
872.33 819.99
c) Tải trọng người đi bộ
Rtr(KN) Rph(KN) V y(m) Mx(KN.m)
TH1
48.45 48.45 116.28 0.94 109.30
TH3
0.00 48.45 58.14 0.94 54.65
Giá trò thiết kế
116.28

109.30
d) Tổ hợp tải trọng
• TTGH CĐ
TT Tên tải trọng Hệ số Lực cắt Mômen
1 Tónh tải
1.25 1504.25 1414.70
2 Tónh tải chất thêm
1.50 187.23 176.00
3 Hoạt tải + xung kích

1.75 1526.57 1434.97
4 Tải trọng bộ hành
1.75 203.49 191.28
Tổng
3421.54 3216.95
• TTGH SD
TT Tên tải trọng Hệ số Lực cắt Mômen
1 Tónh tải
1.00 1203.40 1131.76
2 Tónh tải chất thêm
1.00 124.82 117.33
17
3 Hoạt tải + xung kích
1.00 872.33 819.99
4 Tải trọng bộ hành
1.00 116.28 109.30
Tổng
2316.83 2178.38
• TTGH Mỏi
TT Tên tải trọng Hệ số Lực cắt Mômen
1 Tónh tải
1.00 1203.40 1131.76
2 Tónh tải chất thêm
1.00 124.82 117.33
3 Hoạt tải + xung kích
0.75 654.24 614.99
4 Tải trọng bộ hành
0.75 87.21 81.98
Tổng
2069.68 1946.06

3) Thiết kế cốt thép
a) Kiểm tra theo TTGH CĐ:
Thép chòu mômen âm
3216,95 .
u
M KN m
=
Sức kháng danh đònh
6
3216,95
3574,39 . 3574,4.10 .
0.9
u
n
M
M KN m N mm
φ
= = = =
50 1400 50 1350
s
d h mm mm
= − = − =
Chiều cao vùng nén:
6
2 2
'
2.
2.3574,4.10
1350 1350 71,42
0,85. . 0,85.28.1600

n
s s
c
M
a d d mm
f b
= − − = − − =
Kiểm tra điều kiện
5
max
5
0,003.2.10
0,75. 0,75.0,85. .1350 586,79 71,42
0,003.2.10 280
b
a a mm a mm
= = = > =
+
Diện tích cốt thép:
'
2
0,85. . .
0,85.28.71,42.1600
9712,98
280
c
s
y
f a b
A mm

f
= = =
Ta chọn
2
32 20 32.314 10048
s
A mm
φ
⇒ = =
Kiểm tra điều kiện cốt thép tối thiểu:
' 2
(min)
0,03. . . / 0,03.1600.1400.28/ 280 6720
s c y s
A b h f f mm A
= = = <
b) Kiểm tra nứt theo TTGH SD:
Kiểm tra tại vò trí ngàm
2178,38 .
s
M KN m=
Điều kiện chòu nứt của dầm
18
y
3
c
sa
s
f.6,0
A.d

Z
f
f
=
≤
( * )
Tiết diêïn b x h = 1600 x 1400 mm,
s
d
= 1350 mm ,
s
A
=10048mm
2
Tỷ số mun đàn hồi :
c
s
E
E
n
=
Trong đó :
-
MPa000 200 E
s
=
-
1,5 1,5
0,043. . ` 0,043.2500 . 28 28442
c c c

E f MPa
γ
= = =
Do đó:
200000
7,03
28442
s
c
E
n
E
= = =
ta lấy n = 7 để tính toán
Chiều dày làm của bêtông sau khi bò nứt :
. 2. .
. 1 2
.
7.10048 2.1350.1600
. 1 2 259, 4
1600 7.10048
s s
s
n A d b
x
b n A
mm
 
= + −
 ÷

 ÷
 
 
= + − =
 ÷
 ÷
 
Ta lần lựơt tính các giá trò trong biểu thức ( * ):
• Tính
s
f
( ứng suất trong thép do tải trọng gây ra ):
( )
n.xd
I
M
f
s
cr
s
s
−=
Momen quán tính của tiết diện nứt :
( )
( )
3
2
3
2
10 3

.
. .
3
1600.259,4
7.10048. 1350 259,4 10,3.10
3
cr s s
b x
I n A d x
mm
= + −
= + − =
s
M
= 2178,38 .10
6
Nmm
Do đó:
( ) ( )
6
10
2178,38.10
. 1350 259,4 .7 161, 46
10,3.10
s
s s
cr
M
f d x n MPa
I

= − = − =
• Tính f
sa

3
c
sa
A.d
Z
f
=
Thông số vết nứt: Z = 23000 N/mm
19
Diện tích trung bình của bêtông bao quanh một thanh thép:
n
A
A
c
=

2
1600.(50 50 50) 240000
c
A mm= + + =
2
240000
7500
32
A mm⇒ = =
3

3
23000
319
. 50.7500
sa
c
Z
f MPa
d A
= = =
• Tính
y
f.6,0
MPa168280.6,0f.6,0
y
==
Vậy:
y
sa
s
f.6,0
f
f ≤

c) Kiểm tra theo TTGH Mỏi:
Kiểm tra tại vò trí ngàm
Biên độ giao động của mômen do tải trọng gây ra:
min
1131,76 117,33 1249,1 .
DC DW

M M KN m
+
= = + =
1249,1 614,99 81,98 1946,06 .
Max DC DW LL
M M M KN m
+
= + = + + =
ng suất trong cốt thép:
10048
0,005
. 1600.1350
s
A
b d
ρ
= = =
( )
( )
2
2
. 2. . .
0,005.7 2.0,005.7 0,005.7
. 1 1350. 1
3 3
1245,7
v
n n n
d d
mm

ρ ρ ρ
 
 
 
+ −
 ÷
+ −
 
 
 
= − = −
 
 
 
 
 
 
=
6
min
min
1249,1.10
99,8
. 10048.1245,7
s v
M
f MPa
A d
= = =
6

max
max
1946,06.10
155,5
. 10048.1245,7
s v
M
f MPa
A d
= = =
Biên độ giao động ứng suất trong cốt thép:
max min
155,5 99,8 55,7
f
f f f MPa= − = − =
Biên độ giao động ứng suất trong cốt thép cho phép:
( )
(max) min
145 0,33. 55. / 145 0,33.99,8 55.0,3 128,6 55,7
f f
f f r h MPa f MPa
= − + = − + = > =
d) Kiểm tra chòu cắt:
20
Khả năng chòu cắt của thép đai được xem là nhỏ nhất khi góc nghiêng
của vết nứt
0
45
θ
=

và
2
β
=
, do đó để đơn giản trong thiết kế lực cắt,
bước thép đai sẽ tính trong trường hợp này.
Xác đònh cánh tay đòn
v
d
Chiều cao vùng nén a đã được xác đònh trong bài toán thiết kế thép dọc
71, 42a mm
=
Xác đònh chiều cao chòu cắt hữu hiệu
v
d
71,42
1350
2 2
max 0,9. max 0,9.1350 1314,3
0,72.1400
0,72.
ps
v ps
a
d
d d mm
h
 
− −
 

 
= = =
 
 
 
 
Khả năng chòu cắt của bê tông:
vwcc
d.b.'f 083,0V
β=
(5.8.3.3-3)
Trong đó
β
hệ số chỉ khả năng của bêtông bò nứt chéo
c
'f
cường độ chòu nén của bêtông
w
b
bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ
nhất trong chiều cao dv
v
d
chiều cao chòu cắt hữu hiệu
'
0,083.2. . . 0,083.2. 28.1600.1314,3 1847147,5
c c v
V f b d N= = =
Yêu cầu khả năng chòu cắt của thép đai:
3

3421,54.10
1847147,5 1954563,3 1955
0,9
u
s n c c
V
V V V V N KN
φ
= − = − = − = =
Dùng đai có đường kính
16
φ
và 4 nhánh, diện tích thép đai
2
4.201,1 804,4
v
A mm
= =
Khoảng cách yêu cầu của thép đai theo tính toán:
. . .cot
804,4.240.1314,3.1
129,8
1954563,3
v y v
s
A f d g
s mm
V
θ
≤ = =

Chọn
100s mm
=
để bố trí
Kiểm tra theo điều kiện cấu tạo
21
( )
( )











≥
<≤
1,0
d.b.f
V
nếumm300;d.4,0min
1,0
d.b.f
V
nếumm600;d.8,0min
b.f.083,0

f.A
minS
vw
'
c
u
v
vw
'
c
u
v
w
'
c
vyv
Trong đó ta có
'
.
804,4.240
274,73
0,083. 28.1600
0,083. .
v vy
c w
A f
mm
f b
= =
'

3421540
0,0581 0,1
. . 28.1600.1314,3
u
c w v
V
f b d
= = <
Vậy
( ) ( )
274,73
min 274,73
min 0,8. ;600 min 0,8.1314,3;300
v
mm
S mm
d mm mm


≤ =

=


Ta chọn bước cốt đai
100S mm=
VII. Thiết kế trụ
Ta sẽ đưa tất cả tải trọng về trọng tâm đỉnh bệ trụ
Tiết diện trụ chọn được vát cạnh theo một bán kính bằng một nửa chiều rộng
thân trụ, khi tính toán quy đổi tiết diện về hình chữ nhật để gần với mô hình

tính toán theo lý thuyết.
22
5600
1400
1400
7000
6700
1400
Cách quy đổi ra một hình chữ nhật có chiều rộng bằng chiều rộng của trụ,
chiều dài lấy giá trò sao cho có momen quán tính tương đương.
Ta có:
2
9,4
1,4. 5,6.1, 4 3,14.0,7 6,7
1,4
L L m= + ⇒ = =
1) Tónh tải
a) DC
V(KN) Hx(KN) Hy(KN) Mx(KN.m) My(KN.m)
DC (KCPT)
Nhòp trái
555.72 0.00 0.00 0.00 -208.40
Nhòp phải
555.72 0.00 0.00 0.00 208.40
23
DC (KCPD)
Xà mũ
501.64 0.00 0.00 0.00 0.00
Thân trụ
1217.81 0.00 0.00 0.00 0.00

Tổng
2830.89 0.00 0.00 0.00 0.00
b) DW
V(KN) Hx(KN) Hy(KN) Mx(KN.m) My(KN.m)
DW (KCPT)
Nhòp trái
62.41 0.00 0.00 0.00 -23.40
Nhòp phải
62.41 0.00 0.00 0.00 23.40
Tổng
124.82 0.00 0.00 0.00 0.00
2) Hoạt tải
a) Theo phương dọc cầu (ta đặt cả 2 làn trên 1 nhòp để My là lớn nhất)
Rtr(KN) Rph(KN)
ΣR.(1+IM)
V(KN) x(m) Hx(KN) My(KN.m)
2 xe tải
149.50 296.40 557.38 1114.75 0.38 0.00 55.09
1 xe tải
0.00 296.40 370.50 741.00 0.38 0.00 277.88
PL
0.00 48.45 48.45 96.90 0.38 0.00 36.34
lane
150.20 150.20 300.40 600.80 0.38 0.00 0.00
TH1
299.70 446.60 857.78 1640.90 0.00 187.30
TH3
150.20 446.60 520.70 1089.85 0.00 426.86
Giá trò thiết kế
1640.90 426.86

b) Theo phương ngang cầu
Ta đặt tải sao cho lệch tâm nhiều nhất để Mx lớn nhất
V(KN) y(m) Mx(KN.m)
Gối 1
TH1
363.27 4.44 1612.90
TH3
223.97 4.44 994.43
Gối 2
TH1
572.34 2.22 1270.59
TH3
383.27 2.22 850.86
24
Gối 3
TH1
568.84 0.00 0.00
TH3
82.15 0.00 0.00
Giá trò thiết kế
1504.44 2883.48
3) Lực hãm phanh BR
V(KN) Hx(KN) Hy(KN) Mx(KN.m) My(KN.m)
BR
0.00 162.50 0.00 0.00 1555.78
4) Tải trọng gió
V(KN) Hx(KN) Hy(KN) Mx(KN.m) My(KN.m)
KCPT
0.00 0.00 268.43 2244.61 0.00
KCPD

0.00 0.00 24.15 82.76 0.00
Hoạt tải
0.00 24.23 48.45 463.86 232.00
5) Lực đẩy nổi, áp lực dòng chảy
V(KN) Hx(KN) Hy(KN) Mx(KN.m) My(KN.m)
Lực đẩy nổi
-229.00 0.00 0.00 0.00 0.00
p lực dòng chảy
0.00 0.00 6.60 6.93 0.00
6) Lực va tàu
V(KN) Hx(KN) Hy(KN) Mx(KN.m) My(KN.m)
Ps
0.00 0.00 2276.80 6830.4 0.00
7) Tổ hợp tải trọng tại mặt cắt đỉnh móng
Tên tải trọng Ký hiệu V(KN) Hx(KN) My(KN.m) Hy(KN) Mx(KN.m)
25