Đồ án tính toán trụ cầu.DOC

ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
TÍNH TOÁN TRỤ
Do thời gian làm đồ án có hạn nên ta chỉ tính trụ chính T3.
I. GIỚI THIỆU CHUNG:
Trụ mang kết cấu nhòp là loại trụ thân đặc BTCT không dự ứng lực. Toàn cầu có
2 trụ chính.
Tên trụ tính toán: T3
Quy trình tính toán: Theo tiêu chuẩn 22 TCN - 272 - 05.
II. KẾT CẤU PHẦN TRÊN:
Từ số liệu và kết quả tính toán ở các chương trước ta có bảng tổng hợp số liệu
của kết cấu phần trên như sau:
Hạng mục Kí hiệu Giá trò Đơn vò
- Số lượng dầm N 1.000 dầm
- Chiều dài tính toán nhòp chính Lc 70.000 m
- Chiều dài tính toán nhòp biên Lb 45.500 m
- Chiều cao trung bình dầm hộp Htb 2.485 m
- Chiều cao gờ đỡ lan can Hg 0.450 m
- Chiều cao lan can Hlc 0.815 m
- Khổ cầu B 11.000 m
- Bề rộng mặt cầu W 14.200 m
- Số làn xe thiết kế n 4.000 làn
- Hệ số làn xe m 0.85
- Hệ số xung kích IM 1.250
- Trọng lượng riêng bêtông 24.525 KN/m
3
- Trọng lượng riêng nước 10.000 KN/m
3
- Lớp phủ mặt cầu. 0.110 m
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
184
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN

III. HÌNH DÁNG, KÍCH THƯỚC TRỤ:
hb
d d
b2
d d
h1 h2
b1
bn
b4
bd
b5
r
d
d
d
Hình 79: Hình dáng và kí hiệu kích thước trụ.
Hạng mục
Kí hiệu Giá trò Đơn vò
Số cọc trong mómg
n 12.000 cọc
Đường kính cọc
d 1.000 m
Cao độï mực nước cao nhất
MNCN 1.000 m
Cao độï mực nước thấp nhất
MNTN -4.250 m
Cao độ mực nước thông thuyền
MNTT -2.030 m
Cao độ mực nước thi công
MNTC -2.030 m

Cao độ mặt đất tự nhiên
MĐTN 0.450 m
Cao độ đỉnh móng
CĐIM -4.535 m
Cao độ đáy móng
CĐĐM -7.000 m
Chiều cao trụ
h1 8.000 m
Chiều cao phần vát
h2 1.000 m
Chiều rộng trụ theo phương ngang cầu
b1 8.000 m
Chiều rộng ngang cầu đỉnh trụ
b2 5.000 m
Chiều cao đá kê gối
h2 0.300 m
Chiều rộng trụ theo phương dọc cầu
b4 3.000 m
Chiều rộng đá kê gối
b5 1.500 m
Bán kính cong trụ
r 1.500 m
Chiều cao bệ cọc
hb 2.500 m
Chiều rộng bệï cọc theo phương dọc
bd 8.000 m
Chiều rộng bệï cọc theo phương ngang
bn 14.200 m
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
185

ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
15001500
38001400 38003800
1590 2820 1590
5002000
30090002500
30097002500
750 1500 750
3000
1500 3000 3000 1500
1500 1600 1600 1500
1000 1000
8000
1500 1500 1500 1500
3800 1400
1500 4500 4500 1500
12000
3100
3100 4500 4500
1500
Hình 80: Hình dáng và kích thước trụ sau khi chọn sơ bộ.
IV. TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN TRỤ:
IV.1. Tónh tải:
TLBT kết cấu phần trên:
Công thức chung để xác đònh tónh tải là
i i i
P V= γ
Trong đó:
Pi : trọng lượng cuả cấu kiện
Vi : thể tích các cấu kiện

i
γ
: trọng lượng riêng cuả cấu kiện
DC gồm :
+ Trọng lượng kết cấu phần trên : trọng lượng bản thân dầm , giá
đỡ lan can , lan can, gờ chắûn
+Trọng lượng kết cấu phần dưới hay trọng lïng cuả các bộ phận
cấu tạo nên trụ
DW gồm :
+Trọng lượng cuả các lơp phủ mặt cầu.
Chú ý sau: tải trọng bản thân của dầm ta chỉ tính cho một nữa chiều dài dầm.
Bảng tổng hợp nội lực do tải trọng phần trên:
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
186
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
Hạng mục Giá trò Đơn vò
Trọng lượng thuộc DC.
-Nhòp chính
8274.529 KN
-Nhòp biên
5378.444 KN
-Tải trọng lan can, lề bộ hành,…
729.455 KN
Tổng 14382.428 KN
Trọng lượng thuộc DW.
-Trọng lượng lớp mui luyện, asfan,…
1594.478 KN
TLBT trụ:
Tương tự ta cũng tính được tải trọng do TLBT trụ:
STT Hạng mục Thể tích (m

3
) Tr/lượng (KN)
1 Bệ trụ 426.000 10447.650
2 Thân trụ 225.617 5533.263
3 Xà mũ 0.000 0.000
4 Đá kê gối 2.700 66.218
5 Tường che 0.000 0.000
6 Khối neo 1.520 37.278
Tổng cộng 655.837 16084.409
Tổng hợp nội lực do tónh tải kết cấu phần dưới tại các mặt cắt:
I I
II II
Hình 81: Các mặt cắt kiểm toán
IV.2. Hoạt tải:
Hoạt tải HL93:
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
187
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
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
Hình 82: Xe tải thiết kế.
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
Để tính phản lực cho trụ dùng 2 xe tải thiết kế đặt cách nhau 15m, bỏ qua những
trục không gây hiệu ứng cực đại. Lấy 90% hiệu ứng của hai xe nêu trên kết hợp với

90% tải trọng làn.
Hình 83: Tải trọng xe 2 trục thiết kế.
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.
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
188
1200mm
110 kN
110 kN
9,3KN/m
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
Hình : Tải trọng làn.
Hoạt tải người (PL):
Ta xếp hoạt tải người lên đường ảnh hưởng phản lực gối để gây ra nội lực lớn
nhất, chú ý tính cho cả hai bên
cầu.
Sơ đồ xếp xe theo phương
dọc như hình (H.):
Phản lực gối do tải trọng
người và làn:
do PL Lan
Value 9 N/m 9.3 N/m
S (mm
2
) 68569 68569
V

(N) 617121 637691.7

Phản lực gối do xe tải thiết
kế:
Xe 3 truc
Xe 1 Xe 2
Value 35000 N 145000 N 145000 N 35000 N 145000 N
145000 N
Y

(mm) 0.689 0.768 0.838 0.998 1
1
V

(N) 581915
Phản lực gối do xe tải hai
trục thiết kế:
Xe 2 truc
Xe 1 Xe 2
Value 110000 N 110000 N 110000 N 110000 N
Y

(mm) 1 1 0.937 0.924
V

(N) 424710
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
189
4300 4300 15000 4300 4300
1200 15000
1200
1.000

1.000
0.998
0.838
0.937
0.924
0.838
0.768
0.689
Hình
84: Sơ
đồ xếp
xe lên
đường
ảnh
hưởng
phản
lực
gối.
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
Xếp xe theo phương ngang để gây ra momen Mx max.
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
190
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
0.1 1.80 1.20 1.80 0.60 1.60
2.5
3.00 3.00 1.30
Hình 85: Xếp xe theo phương ngang cầu để Mx max.
Qua so sánh ta thấy xe tải thiết kế gây ra nội lực bất lợi hơn. Vậy tải trọng HL93
gồm tải trọng làn kết hợp với tải trọng xe thiết kế.
Bảng tổng hợp phản lực tác dụng lên trụ do hoạt tải.

Hạng mục Giá trò Đơn vò
Người đi bộ 637.692 KN
HL93 (3 làn) 3146.16 KN
HL93 (2 làn) 2457.15 KN
Momen Mx do việc đặt xe lệch tâm (ứng với 2 làn xe).
= = × × × × =
581915
0.9 1.25 2 3 3927.9
1000
xe
x
M Pe KNm
= = × × × =
637691.7
0.9 2 3 3443.5
1000
lan
x
M Pe KNm
⇒ = + =3927.9 3443.5 7371.4
LL
x
M KNm
IV.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 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
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
191
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
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.
Cầu xếp 4 làn xe nên lực hãm xe được tính như sau:
( )
25%. . . 0.25 35 145 145 0.85 3 207.2
tr
BR P m n KN= = × + + × × =
IV.4. Lực li tâm (CE):
Cầu thiết kế thẳng nên CE =0KN.
IV.5. Tải trọng gió tác dụng lên kết cấu công trình (SW):
Công thức xác đònh:
2 2
0,0006. . 1,8( / )
B d
P V C KN m= ≥
Trong đó:
V tốc độ gió thiết kế được tính theo công thức:
.=
B
V V S
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.
Đối với tính trụ cần xét với 2 trường hợp của tốc độ gió
+ Tương ứng với vùng tính gió cấp cao nhất I tra bảng VB = 38m/s. Được
xét trong tổ hợp cường độ II
+ Tương ứng với vận tốc gió V = 25m/s. Được xét trong tổ hợp cường độ I
S - Hệ số điều chỉnh với khu đất chòu gió và độ cao mặt cầu theo quy đònh,
tra 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 C
d
=1,2 .
Kích thước các bộ phận chắn gió:
STT Hạng mục Kí hiệu Giá trò Đơn vò
1 Chiều cao toàn bộ kết cấu phần trên hc 3.750 m
2 Chiều cao gối cầu và đá kê gối hb 0.300 m
3 K/cách đáy dầm đến trọng tâm KCPT d 1.875 m
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
192
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
4 Chiều cao thân trụ ht 9.000 m
5 Bể rộng thân trụ bt 3.000 m
6 Chiều sâu nước chảy hsf -2.480 m
Tốc độ gió thiết kế:

Kí hiệu
Giá trò
V
I
V
II
V
B
25 38 m/s
S 1.09 1.09
V 27.25 41.42 m/s
Tải trọng gió ngang P
D
:
Tải trọng gió ngang tác dụng lên phần trên công trình:
Kí hiệu
Giá trò
V
I
V
II
At 216.547 216.547 m²
Cd 1.200 1.200
1.8At 389.785 389.785 kN
0.0006V²A
t
C
d
115.776 267.488 kN
P

D
389.785 389.785 kN
Z1 10.875 10.875 m
Z2 13.375 13.375 m
Trong đó:
Z1 : Cánh tay đòn tính đến đỉnh bệ.
Z2 : Cánh tay đòn tính đến đáy bệ.
Tải trọng gió tác dụng lên thân trụ:
Kí hiệu
Giá trò
V
I
V
II
At 19.500 19.500 m²
Cd 1.200 1.200
1.8At 35.100 35.100 kN
0.0006V²A
t
C
d
10.426 24.087 kN
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
193
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
P
D
35.100 35.100 kN
Z1 5.750 5.750 m
Z2 8.250 8.250 m

Tải trọng gió dọc cầu (F
SWL
):
Theo quy đònh ta lấy tải trọng gió được tính theo công thức:
F
WSL
= 0.25P
D
Trong đó: P
D
tải trọng gió ngang.
Tải trọng gió dọc tác dụng lên phần trên công trình:
Kí hiệu
Giá trò
V
I
V
II
F
WSL
97.446 97.446 kN
Z1 10.875 10.875 m
Z2 13.375 13.375 m
Tải trọng gió tác dụng lên thân trụ:
Kí hiệu
Giá trò
V
I
V
II

F
WSL
8.775 8.775 kN
Z1 5.750 5.750 m
Z2 8.250 8.250 m
IV.6. Tải trọng gió tác dụng lên xe cộ (WL):
Theo điều 3.8.1.3, khi xét tổ hợp tải trọng cường độ III, phải xét tải trọng gió tác
dụng vào cả kết cấu và xe cộ.
Phải biểu thò 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. Lấy trường hợp xếp 2 xe tải ở cả 2 làn.
Phải biểu thò 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 1800mm so với mặt
đường. Lấy trường hợp xếp xe hết toàn bộ mặt cầu.
Bảng kết quả tải trọng gió tác dụng lên xe cộ:
Kí hiệu Giá trò Đơn vò
WLngang
q 1.500 KN/m
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
194
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
h 1.800 m
WL 86.625 KN
WLd
ọc
q 0.750 KN/m
h 1.800 m
WL 43.313 KN
IV.7. 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.
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 :
0 w
B V= γ
Trong đó: V
0
: Thể tích phần ngập nước.

w
γ
: Trọng lượng riêng của nước.
Bảng kết quả lực đẩy nổi B:
Hạng mục Kí hiệu Giá trò Đơn vò
Tính tải tại mặt cắt đỉnh bệ
-Chiều cao cột nước từ MNTN đến mặt cắt đỉnh bệ hn1 0.285 m
-p lực đẩy nổi B 7.146 KN
Tính tải tại mặt cắt đáy bệ
-Chiều cao cột nước từ MNTN đến mặt cắt đáy bệ hn2 2.750 m
-p lực đẩy nổi B 68.937 KN
Tính tải tại mặt cắt đỉnh trụ B 0 KN
p lực nước tónh (WA):
p lực nước tónh tính theo công thức:
2
.
2

w
h
WA
γ
=
Trong đó:
w
γ
: trọng lượng riêng của nước.
h : chiều sâu mực nước tính đến mặt cắt đang xét ứng với MNCN.
Hạng mục Kí hiệu Giá trò Đơn vò
Tónh tải tại mặt cắt đỉnh bệ
-Chiều cao cột nước từ MNCN đến mặt cắt đỉnh bệ hn1 5.535 m
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
195
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
-p lực tónh WA 153.181 KN/m
-Vò trí đặt lực tính từ mặt cắt đang xét 1.845 m
Tónh tải tại mặt cắt đáy bệ
-Chiều cao cột nước từ MNCN đến mặt cắt đỉnh bệ hn2 8.000 m
-p lực tónh WA 320.000 KN/m
-Vò trí đặt lực tính từù mặt cắt đang xét 2.667 m
Tónh tải tại mặt cắt đỉnh trụ WA 0.000 KN/m
p 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
4 2 3 2
5.14 10 0.7 2.5 2.249 10 2.249 /p MPa KN m
− −
⇒ = × × × = × =
.
Bảng kết quả áp lực dòng chảy vuông góc:
Hạng mục Giá trò Đơn vò
Tính tại mặt cắt đỉnh bệ.
-Diện tích chắn của trụ 16.605 m
2
-Lực cản của dòng chảy 37.340 KN
-Vò trí đặt lực tính từ mặt cắt đang xét 2.768 m
Tính tại mặt cắt đáy bệ.
-Diện tích chắn của trụ 24.000 m
2
-Lực cản của dòng chảy 53.970 KN
-Vò trí đặt lực tính từ mặt cắt đang xét 4.000 m
Tính tại tại mặt cắt đỉnh trụ 0.000 KN

p lực nước theo phương dọc cầu:
Do cầu vuông góc với sông nên bỏ qua áp lực nước theo phương dọc.
IV.8. Lực va tàu (CV):
Cầu được thiết kế với cấp đường sông cấp III ,nên theo điều 3.14.2 ta có :
Tải trọng thiết kế :
Tàu tự hành : 300 DWT
Sà lan kéo : 400 DWT
Tải trọng va tàu đối với tàu tự hành:
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
196
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
Vận tốc va tàu thiết kế : V = 2.5+Vs = 5m/s
Lực va tàu vào trụ :
5
1.2 10Ps V DWT= ×
(N)
Suy ra
5 7
1.2 10 5 300 1.039 10 10392.2Ps N KN= × × × = × =
Điểm đặt của lực : Cách mặt cắt đỉnh móng : 2.505m
Cách mặt cắt đáy móng : 4.970m
Tải trọng va đối với xà lan :
Năng lượng va tàu :
KE = 500C
H
M.V
2
Với : C
H
: hệ số khối lượng thuỷ động học

M : lượng nước rẽ cuả tàu, giả sử lượng nước rẽ tàu M =400Mg
V =1.6+2.5 =4.1m/s
=> KE = 5250000 (joule)
Chiều dài hư hỏng của mũi xà lan :
7
7
3100 1 1.3 10 1)
3100 1 1.3 10 5250000 1) 921.048
B
a KE
mm
−
−
= + × −
= + × − =
Lực va của xà lan vào trụ:
6 6
6 10 1600 6 10 1600 921.048 7473676 7473.676
B B
P a N KN= × + = × + × = =
.
Tổng hợp nội lực tác dụng lên các mặt cắt:
Bảng tổng hợp nội lực tại mặt cắt đỉnh móng (1-1):
Tải trọng Hệ số Gravity Dọc cầu Ngang cầu

γ
N Hx Z My Hy Z Mx
KN KN m KNm KN m KNm
TLBT cấu kiện (DC)
γ

DC
20019.187
Lớp phủ mặt cầu (DW)
γ
DW
1594.478
Hoạt tải HL93 (LL) (4 làn)
γ
LL
2896.822
Hoạt tải HL93 (LL) (2 làn)
γ
LL
1842.865 4607.163
Tải trọng người (PL)
γ
PL
637.692
Lực hãm xe (BR)
γ
BR
207.188 13.285 2752.431
Lực li tâm (CE)
γ
CE
0.000 0.000
Tải trọng gió ngang (SW)
γ
SW
- Lên phần trên công trình

389.785 10.875 4238.858
- Lên thân trụ

35.073 5.753 201.757
Tải trọng gió dọc (SW)
γ
SW
0.000 0.000
- Lên phần trên công trình

97.446 10.875 1059.715
- Lên thân trụ

8.768 5.753 50.439
Tải trọng gió lên xe cộ
(WL)
γ
WL
- Gió ngang

86.625 13.285 1150.790
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
197
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
- Gió dọc

43.313 13.285 575.395
Lực đẩy nổi (B)
γ

WA
7.145
p lực nước tónh (WA)
γ
WA
1225.449 1.845 2260.953
p lực dòng chảy p
γ
WA
37.340 2.768 103.340
Lực va tàu (CV)
γ
CV
- Va tàu dọc

5196.152 2.505 13016.362
-Va tàu ngang

10392.305 2.505 26032.724
Bảng hệ số tải trọng ở các TTGH :
TTGH Hệ số tải trọng γi
γ
DC
γ
DW
γ
LL
,γ
BR
γ

WA
γ
WS
γ
WL
γ
CV
γ
PL
,γ
CE

Cường độ I
1.25 1.5 1.75 1 0 0 0
Cường độ II
1.25 1.5 0 1 1.4 0 0
Cường độ III
1.25 1.5 1.35 1 0.4 0.4 0
Sử dụng
1 1 1 1 0.3 0.3 0
Đặc biệt
1.25 1.5 0.5 1 0 0 1
Bảng tổ hợp nội lực tại mặt cắt đỉnh móng (1-1):
TTGH
Gravity Dọc cầu Ngang cầu
N Hx My Hy Mx
KN KN KNm KN KNm
Cường độ I
-3 làn
33608.244 1588.03 7077.71 37.34 103.34

-2 làn
31763.82 1588.03 7077.71 37.34 5862.29
Cường độ II
-Gió dọc
27422.845 1374.15 3815.17 37.34 103.34
-Gió ngang
27422.845 1225.45 2260.95 632.14 6320.20
Cường độ III
-3 làn, gió dọc
32194.439 1564.96 6650.95 37.34 103.34
-2 làn, gió ngang
30771.597 1505.15 5976.73 241.93 8559.57
Sử dụng
-3 làn, gió dọc
25155.323 1477.49 5519.05 37.34 103.34
-2 làn, gió ngang
24101.366 1432.64 5013.38 190.79 6387.92
Đặc biệt
-3 làn, va tàu dọc
29190.102 6525.20 16653.53 37.34 103.34
-2 làn, va tàu ngang
28663.123 1329.04 3637.17 10429.65 28439.6452
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
198
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
Bảng tổng hợp nội lực tại mặt cắt đáy móng (2-2):
Tải trọng Hệ số Gravity Dọc cầu Ngang cầu

γ
N Hx Z My Hy Z Mx

KN KN m KNm KN m KNm
TLBT cấu kiện (DC)
γ
DC
30466.837
Lớp phủ mặt cầu (DW)
γ
DW
1594.478
Hoạt tải HL93 (LL) (3 làn)
γ
LL
2896.822
Hoạt tải HL93 (LL) (2 làn)
γ
LL
1448.411 4607.163
Tải trọng người (PL)
γ
PL
637.692
Lực hãm xe (BR)
γ
BR
207.18815.785 3270.400
Lực li tâm (CE)
γ
CE
0.000 0.000
Tải trọng gió ngang (SW)

γ
SW

-Lên phần trên công trình

389.78513.375 5213.320
-Lên thân trụ

35.073 8.253 289.440
Tải trọng gió dọc (SW)
γ
SW
0.000 0.000
-Lên phần trên công trình

97.44613.375 1303.330
-Lên thân trụ

8.768 8.253 72.360
Tải trọng gió lên xe cộ
(WL)
γ
WL

- Gió ngang

86.62515.785 1367.353
-Gió dọc

43.31315.785 683.676

Lực đẩy nổi (B)
γ
WA
68.939
p lực nước tónh (WA)
γ
WA
2560.000 2.667 6826.667
p lực dòng chảy p
γ
WA
53.970 4.000 215.880
Lực va tàu (CV)
γ
CV

- Va tàu dọc

5196.152 4.97025824.878
-Va tàu ngang

10392.305 4.970 51649.755
Bảng hệ số tải trọng ở các TTGH :
TTGH Hệ số tải trọng γi
γ
DC
γ
DW
γ
LL

,γ
BR
γ
WA
γ
WS
γ
WL
γ
CV
γ
PL
,γ
CE

Cường độ I
1.25 1.5 1.75 1 0 0 0
Cường độ II
1.25 1.5 0 1 1.4 0 0
Cường độ III
1.25 1.5 1.35 1 0.4 0.4 0
Sử dụng
1 1 1 1 0.3 0.3 0
Đặc biệt
1.25 1.5 0.5 1 0 0 1
Bảng tổ hợp nội lực tại mặt cắt đáy móng (2-2):
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
199
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
TTGH

Gravity Dọc cầu Ngang cầu
N Hx My Hy Mx
KN KN KNm KN KNm
Cường độ I
-3 làn
46729.60 2922.58 12549.87 53.97 215.88
-2 làn
44194.881 2922.58 12549.87 53.97 8278.42
Cường độ II
-Gió dọc
40544.20 2708.70 8752.63 53.97 215.88
-Gió ngang
40544.20 2560 6826.667 648.7709 7919.74403
Cường độ III
-3 làn, gió dọc
45315.80 2899.51 12065.45 53.97 215.88
-2 làn, gió ngang
43360.44 2839.70313 11241.71 258.5631 9183.59561
Sử dụng
-3 làn, gió dọc
35664.77 2812.05 10714.88 53.97 215.88
-2 làn, gió ngang
34216.356 2767.1875 10097.07 207.4148 6884.07717
Đặc biệt
-3 làn, va tàu dọc
42311.46 7859.75 34286.74 53.97 215.88
-2 làn, va tàu ngang
41587.253 2663.59 8461.87 10446.27 54169.2168
V. KIỂM TOÁN TIẾT DIỆN:
V.1. Kiểm toán tiết diện đỉnh móng (I-I):

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.
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.
3.00
5.00
8.00
3.00
7.355
Hình 86: Mặt cắt ngang trụ trước và sau quy đổi.
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
200
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
Các thông số của mặt cắt (I-I) sau khi quy đổi:
h b Iy Ix F
(m) (m) (m
4
) (m
4
) (m²)
7.355 3.000 16.549 99.469 22.06
Thông số vật liệu và kích thước tiết diện tính toán:
Hạng mục Kí hiệu Giá trò Đơn vò
Bề rộng mặt cắt b,bw 3.000 m
Chiều cao mặt cắt h 7.355 m
Chiều cao có hiệu ds 7.305 m
Chiều dày bêtông bảo vệ a 0.050 m
Cường độï thép fy 300.000 MPa
Môđun đàn hồi thép Es 200000 MPa

Cường độ bêtông f'c 30.000 MPa
Hệ số quy đổûi ứng suất β1 0.836
Môđun đàn hồi của bêtông Ec 28605 MPa
Tỉ số môđun đàn hồi n 6.992
V.1.1. Kiểm toán khả năng chòu uốn của tiết diện:
Ta kiểm toán theo tính chất mặt chòu uốn hai phương.
Kiểm tra điều kiện N < 0.1φ.f'c.Ag
Trong đó:
N : lực nén lớn nhất tác dụng lên mặt cắt.
φ : hệ số sức kháng, cấu kiện chòu nén: j=0.75
Ag: diện tích mặt cắt.
Lực nén lớn nhất tác dụng:
N
max
=max(CĐI, CĐII, CĐIII, ĐB)=32765.88KN
Tính 0.1φ.f'c.Ag=0.1x0.75x30x16.069=37754.31KN
⇒ = < ϕ =
,
32756.8 0.1 .8 37754.31
c
N KN f Ag KN
Điều kiện trên thoả vậy ta kiểm tra mặt cắt theo công thức:
1+ ≤
Mux Muy
Mrx Mry
Trong đó:
Mux,Muy: momen do tải trọng gây ra theo trục x và y.
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
201
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN

Mrx, Mry : sức kháng danh đònh theo trục x và y.
Tính sức kháng danh đònh Mrx theo phương x:
. . .
2
 
= −
 ÷
 
a
Mrx As fy ds
ϕ
Với φ: hệ số sức kháng, đối với cấu kiện chòu uốn j=0.9
ds: chiều cao có hiệu, ds=7305mm
Bố trí thép theo phương dọc: Φ25a100.
Số thanh thép đã bố trí :
1500
47
100
r
n thanh
a
π π×
= = =
Diện tích thép bố trí:
2 2
2
25
47 23071
4 4
d

As n mm
π π×
= = × =
Từ phương trình cân bằng lực ta có chiều cao vùng nén:
,
23071 300
90.5
0.85 0.85 30 3000
c
Asfy
a mm
f b
×
= = =
× ×
90.5
. . . 0.9 23071 300 7305
2 2
a
Mrx As fy ds
ϕ
   
⇒ = − = × × × −
 ÷  ÷
   

10
4.49406 10 44940.6Nmm KNm= × =
a
0.85f'c.a.b

As.fy
Hình 87: Sơ đồ ứng suất .
Tính sức kháng danh đònh Mry theo phương y:
. . .
2
 
= −
 ÷
 
a
Mry As fy ds
ϕ
Với j: hệ số sức kháng, đối với cấu kiện chòu uốn j=0.9
ds: chiều cao có hiệu, ds=2950mm
Bố trí thép theo phương dọc: Φ25a150.
Số thanh thép đã bố trí :
= = =
7355
49
150
b
n thanh
a
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
202
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
Diện tích thép bố trí:
π π×
= = × =
2 2

2
25
49 24052.8
4 4
d
As n mm
Từ phương trình cân bằng lực ta có chiều cao vùng nén:
×
= = =
× ×
,
24052.8 300
38.5
0.85 30 7355
0.85
c
Asfy
a mm
f b
38.5
. . . 0.9 24052.8 300 2950
2 2
a
Mry As fy ds
ϕ
   
⇒ = − = × × × −
 ÷  ÷
   

10
1.89 10 18920.9Nmm KNm= × =
Kiểm toán nội lực ứng với tổ hợp nội lực TTGH CĐI (3 làn):
Mx=103.34KNm
My=7071.7KNm
Đối với cấu kiện chòu nén dọc trục, khi lực nén dọc tác dụng lệch tâm, biến dạng
do tải trọng sẽ làm tăng độ lệch tâm của lực dọc so với trọng tâm của kết cấu gây
hiệu ứng độ mảnh. Vì vậy khi tính kết cấu chòu nén dọc cần phải xác đònh độ mảnh
KLu
r
để xem xét hiệu ứng đó.
Xác đònh độ mảnh theo phương dọc:
Bán kính quán tính:
16.549
0.85
22.605
Iy
ry m
A
= = =
. 2.1 9
21.8
0.85
K Lu
r
×
⇒ = =
Với K: hệ số chiều dài hữu hiệu, K=2.1
Lu: chiều dài thanh chòu nén, Lu=9m
Ta thấy

.
21.8 22
K Lu
r
= <
bỏ qua hiệu ứng độ mảnh
Vậy M
uy
=M
y
=7071.7 KNm.
Xác đònh độ mảnh theo phương ngang:
Bán kính quán tính:
99.469
2.1
22.605
Ix
rx m
A
= = =
. 2.1 9
9
2.1
K Lu
r
×
⇒ = =
Với K: hệ số chiều dài hữu hiệu, K=2.1
Lu: chiều dài thanh chòu nén, Lu=9.7m
Ta thấy

.
9 22
K Lu
r
= <
bỏ qua hiệu ứng độ mảnh .
Vậy
= =
103.34Mux Mx KNm
Kiểm tra điều kiện:
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
203
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
103.34 7071.7
0.38 1
44940.6 18920.9
Mux Muy
Mrx Mry
+ = + = <
Đạt .
Ta kiểm tra tương tự đối với các tổ hợp TTGH khác:
TTGH
Mux Muy
KNm KNm
Cường độ I
-3 làn 103.34 7071.7 0.38 OK
-2 làn 5862.29 7071.7 0.51 OK
Cường độ II
-Gió dọc 103.34 3836.12 0.20 OK
-Gió ngang 6320.20 2273.37 0.26 OK

Cường độ III
-3 làn, gió dọc 103.34 6687.47 0.36 OK
-2 làn, gió ngang 8559.57 6009.55 0.51 OK
Đặc biệt
-3 làn, va tàu dọc 103.34 16744.96 0.89 OK
-2 làn, va tàu ngang 28439.65 3657.14 0.83 OK
V.1.2. Kiểm toán khả năng chòu cắt của tiết diện:
Bố trí cốt đai như sau: Φ16 bước đai S=200mm.
Sử dụng thép đai có fy=300MPa.
Sức kháng cắt danh đònh tiết diện:
'
n1 c v v
n2 c s
V 0.25 . f . b . d
Vn min
V V V

=

=

= +


Trong đó:

=


= ⇒ =




− =

s
v
s
0,9d 6574.5
d max 0,72h=5295.6mm 7260
a
d 7260
2
mm
dv mm
mm
bv = 3000mm.
Vc: sức kháng cắt danh đònh do ứng suất kéo trong bê tông.
Vs: sức kháng cắt của cốt thép ngang.
Tính sức kháng cắt danh đònh do ứng suất kéo trong bê tông:
,
0.083.=
c c v v
V f b d
β
Với β=2, cấu kiện không có DƯL.
0.083 2 30 3000 7260 19802152 19802.152
c
V N KN⇒ = × × × × = =
Tính sức kháng cắt của cốt thép ngang:

MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
204
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
v y v
s
A f d cotg
V =
S
θ
Với θ: góc nghiêng của ứng suất nén chéo, θ=45
0
.
Av: diện tích cốt thép đai,
đai 2 nhánh
2 2
2
16
2 2 402
4 4
d
Av mm
π π×
⇒ = = × =
.
× × ×
⇒ = = =
0
402 300 7260 45
4378985.64 4378.98
200

cotg
Vs N KN
.
Sức kháng cắt danh đònh:
= = × × × = × = ×
' 8 5
n1 c v v
V 0.25.f .b .d 0.25 30 3000 7260 1.6 10 1.6 10N KN
.

= ×

⇒ =

= + =


5
n1
n2 c s
V 1.6 10 KN
Vn min
V V V 24181.132KN
Sức kháng cắt tính toán:
= ϕ = × =0.9 24181.132 21763.02Vr Vn KN
.
Với
0.9ϕ =
hệ số sức kháng.
Kiểm tra điều kiện:

= <
10429 21763.02Vu KN KN
Đạt.
V.1.3 Kiểm tra khả năng chòu nứt của tiết diện:
Điều kiện kiểm tra:
0,6.
sa
s
y
f
f
f
≤
Trong đó:
fs: ứng suất trong cốt thép ở TTGH SD với sơ đồ tính đàn hồi nứt.
fsa: ứng suất cho phép trong cốt thép.
Kiểm toán khả năng chòu nứt theo phương dọc:
Tiết diêïn b x h = 7355 x 3000 mm ,
s
d
= 2950 mm .
As
b
ds
fs
fc
x
Hình 88: Sơ đồ ứng suất khi tính khả năng chòu nứt tiết diện.
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
205

ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
Tính ứng suất trong cốt thép:
( )
n.xd
I
M
f
s
cr
s
s
−=
Chiều dày làm việc của bêtông sau khi bò nứt :
. 2. .
. 1 1
.
6.992 24069 2 2950 7355
. 1 1 345.25
7355 6.992 24069
s s
s
n A d b
x
b n A
mm
 
= + −
 ÷
 ÷
 

 
× × ×
= + − =
 ÷
 ÷
×
 
Momen quán tính của tiết diện nứt :
( )
( )
3
2
3
2
12 4
.
. .
3
7355 345.25
6.992 24069 2950 345.25 1.24267 10
3
cr s s
b x
I n A d x
mm
= + −
×
= + × × − = ×
Momen tính toán ở TTGH SD theo phương dọc:
Ms=5519.05KNm

( )
×
⇒ = × − × =
×
6
12
5519.5 10
2950 345.25 6.992 80.8
1.24 10
fs MPa
Tính fsa
3
c
sa
A.d
Z
f =
Thông số vết nứt : Z = 23000 N/mm
Diện tích trung bình của bêtông bao quanh một thanh thép :
n
A
A
c
=

2
7355 50 2 735500
c
A mm= × × =
⇒ = =

2
735500
15000
49
A mm
⇒ = = =
×
3
3
23000
253.14
. 50 15000
sa
c
Z
f MPa
d A
Tính
y
f.6,0
0,6. 0.6 300 180
y
f MPa= × =
Vậy:

=
= ≤
=
253.14
88.8

0,6. 180
sa
s
y
f MPa
f MPa
f MPa
Thoả điều kiện.
Kiểm toán khả năng chòu nứt theo phương ngang:
Tiết diêïn b x h = 7355 x 3000 mm ,
s
d
= 7305 mm .
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
206
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
Tính ứng suất trong cốt thép:
( )
n.xd
I
M
f
s
cr
s
s
−=
Chiều dày làm việc của bêtông sau khi bò nứt :
. 2. .
. 1 1

.
6.992 23071 2 7305 3000
. 1 1 834.2
3000 6.992 23071
s s
s
n A d b
x
b n A
mm
 
= + −
 ÷
 ÷
 
 
× × ×
= + − =
 ÷
 ÷
×
 
Momen quán tính của tiết diện nứt :
( )
( )
3
2
3
2
12 4

.
. .
3
3000 834.2
6.992 23071 7305 834.2 7.33 10
3
cr s s
b x
I n A d x
mm
= + −
×
= + × × − = ×
Momen tính toán ở TTGH SD theo phương dọc:
Ms=10334KNm
( )
×
⇒ = × − × =
×
6
12
10334 10
7305 834.2 6.992 39.40
7.33 10
fs MPa
Tính fsa
3
c
sa
A.d

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

2
3000 2 50 300000= × × =
c
A mm
2
300000
6366
47
A mm⇒ = =
3
3
23000
336.856
. 50 6366
sa
c
Z
f MPa
d A
⇒ = = =

×
Tính
y
f.6,0
0,6. 0.6 300 180
y
f MPa= × =
Vậy:

=
= ≤
=
336.856
39.40
0,6. 180
sa
s
y
f MPa
f MPa
f MPa
Thoả điều kiện.
VI. TÍNH TOÁN GỐI CẦU:
Xác đònh lực đứng lớn nhất tác dụng vào gối:
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
207
ĐATN: CHUYÊN NGÀNH CẦU GVHD : Th.S NGUYỄN SỸ NGUYÊN
Bố trí 2 gối, khoảng cách dự kiến 2 gối cầu là: 7000mm .
Tónh tải:
Tải trọng do kết cấu phần trên sẽ bằng tổng lực do chia đều cho hai gối.

Tải trọng bản thân kết cấu phần trên:
16988.736
8494.368
2
DC
P KN= =
Tải trọng lớp phủ mặt cầu:
2029.335
1014.668
2
DW
P KN= =
Hoạt tải:
Xếp hoạt tải sao cho phản lực ở gối là lớn nhất.
1.471
1.286
1.200
0.943
1.000
0.771
0.514
0.429
30013006001800 1200 1800
3000 3000
Hình 89: Sơ đồ xếp xe để tính phản lực gối do hoạt tải.
Xe tải thiết kế:
( )
= = × × + + + =
∑
581.915

1 0.514 0.771 0.953 1.200 1000.31
2 2
tru
xe i
P
P m y KN
Tải trọng làn:
+
= ω = × × = =
0.429 1.286
205.707 6000 1058362.5 1058.4
2
lan lan
P q N KN
( ) ( )
⇒ = × + × = × + × =0.9 0.9 1058.4 1.25 1000.31 2077.9
LL lan xe
P P IM P KN
Tải trọng người:
+
= ω = × × = =
1.286 1.471
205.707 1300 368637 368.637
2
PL PL
P q N KN
Tổ hợp nội lực:
( )
( )
 

= ϕ γ + γ + γ +
 
 
= × × + × + × +
 
=
0.95 1.25 8494.368 1.5 1014.668 1.75 2077.9 495.857
15811.8
u DC DC DW DW LL LL PL
P P P P P
KN
Dựa vào Catologue (MAGEBA) gối cầu ta chọn như sau:
Loại gối Kí hiệu Vmax
KN
MSSV : CD06081 SVTH : NGUYỄN DUY NAM
208