Thiết kế dầm cầu BTCT DƯL liên tục 3 nhịp theo phương pháp đúc hẫng (Kèm File Autocad)

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

MỤC LỤC
CHƯƠNG 1 : Khái quát về đề tài
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 :..........................................................................................11
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 cường độ, môđun đàn hồi của bê tông theo giai đoạn thi công:. . .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
5Kiểm toán giai đoạn thi công.....................................................................................74
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 1


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

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

CHƯƠNG 7 : Phụ lục
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 2


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

1.Các bảng liên quan đến tính toán của cáp âm :......................................................167
2.Các bảng liên quan đến tính toán của cáp dương :.................................................171
3.Phụ lục lập trình Matlab :....................................................................................... 176

SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 3


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu
CHƯƠNG 1:

KHÁI QUÁT VỀ ĐỀ TÀI
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.
Một số hình ảnh thi công của cầu Thủ Thiêm :

Tuy nhiên việc tính toán thiết kế chính xác loại cầu này đang gặp rất nhiều khó khăn (nếu
không sử dụng các phần mềm như Midas Civil, RM), đặc biệt là sự phân phối lại nội lực
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 4


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

trong dầm do từ biến (tác nhân là tải trọng dài hạn). Vì vậy việc vận dụng qui trình 22TCN
272-05 vào tính toán cụ thể cho loại cầu này còn nhiều khó khăn.
Dựa vào những kiến thức đã được học, cùng với những tài liệu tham khảo và sự hỗ trợ của
ngôn ngữ lập trình Matlab 7.0 em đã hoàn thành đồ án này.
Nội dung chủ yếu của đề tài tập trung vào các vấn đề sau :
_ Phân tích các giai đoạn thi công :

Xem xét cụ thể sự thay đổi của ứng suất trong dầm ở các giai đoạn thi công, có xét đến sự
thay đổi đặc trưng hình học (có tính đến sự giảm yếu do ống gen), mất mát ứng suất theo
từng giai đoạn thi công
_ Xem xét sự phân phối lại nội lực do từ biến
_ Tính toán độ vồng ván khuôn bằng phương pháp tích phân số
_ So sánh kết qủa với phần mềm Midas Civil 7.01
Vì cầu được xây dựng theo nhiều giai đoạn khác nhau nên đặc trưng hình học, mất mát ứng
suất thay đổi theo và điển hình là mất mát ứng suất do nén đàn hồi tại một mặt cắt đang
khảo sát bò thay đổi theo từng giai đoạn thi công nên tính chính xác đòi hỏi phải tính lặp
cho đến khi kết quả mất mát ứng suất hội tụ cho mỗi mặt cắt tại từng giai đoạn thi công,
khối lượng tính toán này rất lớn nếu không dùng đến một ngôn ngữ lập trình thì chỉ có thể
tính gần đúng.
Vì vậy trong suốt quá trình tính toán ngôn ngữ lập trình Matlab 7.0 luôn được ứng dụng,
hơn nữa hiện nay chương trình Matlab đã trở nên rất phổ biến .

SVTH : Đỗ 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-

(

)

3
'
300 mm là : f c = 50 ( MPA ) , trọng lượng bê tông γ c = 25 KN / m , 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

SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 6


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

Mun đàn hồi : E p = 197000 ( MPA )
Cáp : 12T12.7mm, mỗi tao 7 sợi
Giới hạn kéo
: f pu = 1860 ( MPA )

(

)

Diện tích 1 tao

2
: A p = 98.7 mm

Giới hạn chảy

: f py = 0.9 × f pu = 0.9 × 1860 = 1674 ( MPA )

Lực kích
: f pj = 0.78 × f pu = 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-27205 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
−4
Gồm các phương tiện thi công, máy móc nói chung CLL = 4.8 × 10 ( MPA ) trên 1 cánh
−4
hẫng còn cánh kia là CLL = 2.4 × 10 ( MPA ) khi tính ổn đònh lật cánh hẫng.

2 Tiến độ thi công-trình tự thi công
2.1 Tiến 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

SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 7


10

20

30

40

đúc đoạn
trên đà giáo
Đúc K6

Đúc K7

Đúc K8

50

Đúc K5

60

Đúc K4
Đúc K3
Đúc K2

70

Đúc khối
đỉnh trụ
trên đà giáo

ĐT:20 ngày
10 ngày
bảo dưỡng

Đúc K5

80

Đúc K6

90

Đúc K7

100

Sau khi kéo cáp chòu
mômen dương giữa
nhòp, 30 ngày sau cho
công tác hoàn thiện
Đúc K8

ĐG:40 ngày

20 ngày
bảo dưỡng)
8
G
iai
đo
5 ạn
n
ga , mo
øy b ãi G
ûao d Đ 1
ươ 2 n
õng ga
øy

Đúc K9

110

Đúc K7

Đúc K9

120

Đúc K6

HL:20ngày
bảodưỡng
10 ngày

Đúc K5

130

Đúc K4

140

Đúc khối
đỉnh trụ
trên đà giáo

ĐT:20 ngày
10 ngày
bảo dưỡng

Đúc K2
Đúc K3
Đúc K4

HL:20ngày
bảodưỡng
10 ngày

Đúc K5

150

Đúc K6

Ngày

HLGiữa

øy

Đúc K9

HL:20ngày
bảodưỡng
10 ngày

8
G
iai
đo
5 ạn
n
ga , mo
øy b ãi G
ảo Đ
d
ư ơ 12 n
õng ga
øy

Đúc K7

a

ng
12
Đ
g
ãi G ỡn
mo dư
ïan, bảo
đo ày
iai ng
8G 5

Đúc K8

TIẾN ĐỘ THI CÔNG DẦM CẦU 48-72-48

Đúc K9

SVTH : Đỗ Minh Duy
ày
ng
12
Đ g
ãi G ỡn
mo ûo dư
,
a
n
b
ạ
đo ày

iai 5 ng
G
8

Đúc K8

Đúc đoạn
trên đà giáo

ĐG:40 ngày
20 ngày
bảo dưỡng)

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
GVHD : Th.S Mai Lựu

Trang 8

HLBiên

Đúc K3
Đúc K2

Đúc K2
Đúc K3
Đúc K4

HLBiên

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

2.2 Trình 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 chủ yếu 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
K1

K0

K1

K1

K0

K1

K1

K0

K1

K2

K3

K4

K5

K6

K7

K8

K9

K10 K11 K12

K13

K0

K1

K2

K3

K4

K5

K6

K7

K8

K9

K10 K11 K12

K13

K1

K2

K3

K4

K5

K6

K7

K8

K9

K10 K11 K12

K13

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

K13 K12 K11K10

K9

K8

K7

K6

K5

K4

K3

K2

K1

K0

K1

K2

K3

K4

K5

K6

K7

K8

K9

K9

K8

K7

K6

K5

K4

K3

K2

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

K13 K12 K11K10

K9

K8

K7

K6

K5

K4

K3

K2

K1

K0

K1

K2

K3

K4

K5

K6

K7

K8

K9

K9

K8

K7

K6

K5

K4

K3

K2

K1

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
K13 K12 K11K10

K9

K8

K7

K6

K5

K4

K3

K2

K1

K0

K1

K2

K3

K4

K5

K6

K7

K8

K9

K9

K8

K7

K6

K5

K4

K3

K2

K1

K0

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

SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 9


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu
CHƯƠNG 3:

TÍNH TOÁN LAN CAN-LỀ BỘ HÀNH

80

1 Kích thước lan can, lề bộ hành :

Tấm thép T2

350

350

Tấm thép T1

300

100

600

15

250

750

250

Diện tích mặt cắt ngang của phần bê tông của lan can và lê bộ hành
A bt = 600 × 250 + 200 × 300 + 800 × 100 = 290000 ( mm 2 )
Diện tích mặt cắt ngang thanh lan can :
A th = π × D 2 / 4 − π × d 2 / 4 = π × 902 / 4 − π × 80 2 / 4 = 1334.5 ( mm 2 )
Diện tích tấm thép T2 :
A 2 = π × 702 / 2 + ( 350 + 350 ) × ( 170 + 2 × 70 ) / 2 − 2 × π × 90 2 / 4 = 103476 ( mm 2 )
Diện tích tấm thép T1 :
A1 = 10 × 1660 = 16600 ( mm 2 )

SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 10


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

2 Kiểm toán thanh lan can :

Sơ đồ tính toán thanh lan can

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 ( L th ) theo hai phương
Kích thước mặt cắt ngang thanh lan can

γ th = 7850 kg/m3 = 77008.5 N/m3 = 7.7 × 10−5 N/mm3
Diện tích mặt cắt ngang thanh lan can :
A th = π × D 2 / 4 − π × d 2 / 4 = π × 902 / 4 − π × 80 2 / 4
= 1334.5 ( mm 2 )

Trọng lượng trên một mét dài thanh lan can :
q th = A th × γ th = 7.7 × 10−5 × 1334.5 = 0.103 N/mm
Chọn các hệ số tải trọng
ηD = 1 cho các thiết kế thông thường
ηR = 1 cho các mức dư thông thường
ηI = 1.05 đối với cầu quan trọng
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 11


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

η = ηD × ηR × ηI = 1.05 > 0.95

Momen tại giữa nhòp trạng thái giới hạn cường độ:
2
M1 = η × ( γ PL
q
× (P × L th /4 + w × L2th /8)+ γ DL
p
p × th × L th /8)
= 1.05 × (1.75 × ( 890 × 2000/4 + 0.37 × 20002 /8) + 1.25 × 0.103 × 20002 /8)
= 1225066 N.mm
2
M 2 = η × γ PL
p × (P × L th /4 + w × L th /8)
= 1.05 × 1.75 × ( 890 × 2000/4 + 0.37 × 20002 /8)
= 1157625 N.mm
Momen tổng hợp tại mặt cắt giữa nhòp ở trạng thái giới hạn cường độ :
M =

M12 + M 22 = 12250662 + 11576252 = 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 :
M gn = 0.5 × M = 0.5 × 1685492 = 842746 N.mm
Momen tại gối ở trạng thái giới hạn cường độ :
M g = 0.7 × M = 0.7 × 1685492 = 1179844 N.mm
Tính sức kháng của thanh lan can
S = 0.1 × D3 × (1 − α 4 ) với α = d/D = 80 /90 = 0.89
3
4
= 0.1 × 90 × (1 − 0.89 )
= 27389 mm3

Sức kháng đường chảy của thanh lan can :
Mp = φ × fs × S = 0.9 × 240 × 27389 = 5916000 N.mm
M g = 1179844 N.mm < Mp = 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
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 12


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

ηD = 1 cho các thiết kế thông thường
ηR = 1 cho các mức dư thông thường
ηI = 1 cho các thiết kế thông thường
η = ηD × ηR × ηI = 1 > 0.95
3.1 Tính trọng lượng cột lan can :
Chiều dài tấm thép T1 :
LT1 = 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 :
V1 = t × b × h = 10 × 120 × 1660 = 1992000 mm3
Diện tích tấm thép T2 :
A2 = π × 702/2 + ((350 + 350) × (170+2 × 70)/2 - 2 × π × 902 / 4

= 103476 m2
Thể tích tấm thép T2 :
V2 = A2 × t2 = 103476 × 10 =1034760 mm3
Thể tích tấm thép ở đáy :
V3 = 130 × 220 × 5 = 143000 m3
Thể tích cột lan can :
Vc = V1 + V2 +V3 = 1992000 +1034760+143000 = 3169760 m3
Trọng lượng của cột lan can :
Qc = Vc × γ th = 3169760 × 7.7 × 10−5 = 244.098 N
3.2 Tính 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 ( L th ), 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 × L th = 890 + 0.37 × 2000 = 1630 N
Lực dọc tại mặt cắt chân cột lan can :
Lực dọc do tónh tải : NDC1 = Qc = 244.09 N
Lực dọc do hoạt tải : NLL = 2 × Ppw = 2 × 1630 = 3260 N
Momen tại mặt cắt chân cột lan can :
MLL = 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 :
PL
DC
Nu = η × ( γ p × NLL + γ p × NDC1) = 1 × (1.75 × 3260 + 1.25 × 244.098) = 6010.123 N
Momen :
PL
Mu = η × γ p × MLL = 1 × 1.75 × 1711500 = 2995125 N.mm

SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 13


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

3.3 Kiểm 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 mm2
Momen quán tính của tiết diện chòu lực :
120x103  (190 − 10)  2

bi × h i 3 2
10x(190 − 2x10)3
I = ∑(
+a × F) =
+ 2
+
x10x120

÷
12
12
2



 12

= 19484083 ( mm 4 )

Momen kháng uốn của tiết diện :
S= I/(y/2) = 19484083/(190/2) = 205095.6 mm3
Sức kháng momen của tiết diện đường hàn :
Mp = φ × f y × S
PL
= 0.9 × 240 × 205095.6= 44300649.6 N.mm > Mu= η × γ p × MLL = 2995125 N.mm
Vậy tiết diện đường hàn tại chân cột đảm bảo khả năng chòu lực

3.4 Kiểm tra khả năng chòu lực của bulông tại chân cột :

Dùng 4 bulông φ20 CT3
Diện tích tiết diện thân bulông (trừ giảm yếu do ren ) là : F = 2.45 cm 2 = 245 mm 2
Cường độ kéo nhỏ nhất của bulông : Fub = 170 MN/m2 = 170 N/mm2
* 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 :
R n = 0.38 × A b × Fub × N s
A b là diện tích của bulông tương ứng với đường kính danh đònh , A b = 245 mm 2
Fub là cường độ kéo nhỏ nhất của bulông
N s là số lượng các mặt phẳng chòu cắt tính cho mỗi bulông, N s = 1
R n = 0.38 × 245 × 170 × 1 = 15827 N
* Sức kháng kéo danh đònh của bulông ở trạng thái giới hạn cường độ
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 14


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

Tn = 0.76 × A b × Fub (6.13.2.10.2-1 của 22TCN-272-05)
A b là diện tích của bulông tương ứng với đường kính danh đònh
Fub là cường độ kéo nhỏ nhất của bulông
Tn = 0.76 × 245 × 170 = 31654 N
Lực cắt tác dụng lên 1 bulông :
1
1
Nc = × (2 × Ppw) = × (2x1630) = 815 N < R n = 15827 N
4
4
Lực kéo tác dụng lên 1 bulông :
M u × l1
Nk =
m × ∑ li 2
l1 là khoảng cách giữa 2 dãy bulông ngoài cùng, ở đây l1 = 110 mm
m là số bulông trên 1 dãy , m = 2
M u × l1
2995125 × 110
Nk =
=
= 13614.2 < Tn = 31654 N
2
m × ∑ li
2 × 1102
Vậy bulông đảm bảo khả năng chòu lực
4 Tính bản lề bộ hành :
4.1 Tính nội lực trong bản lề bộ hành :

Sơ đồ tính :
PL = 3.0 (N/mm)
DL = 2.5 (mm)

Ltt = 750 (mm)

Chiều dày bản lề bộ hành : 10 cm
Chiều dài nhòp tính toán : Ltt = 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 = γ c × A
Trong đó A là diện tích mặt cắt ngang theo phương dọc cầu
A = tbh × 1000 = 100 × 1000 = 100000 mm2
γ c = 2500 kg/m3 = 2.5 × 10−5 N/mm3
DL = 2.5 × 10−5 × 1000 = 2.5 N/mm
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 15


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

Chọn các hệ số tải trọng
ηD = 1 cho các thiết kế thông thường
ηR = 1 cho các mức dư thông thường
ηI = 1.05 cầu quan trọng
η = ηD × ηR × ηI = 1.05 > 0.95
Momen tại giữa nhòp ở trạng thái giới hạn cường độ :
DL
PL
2
Mu = η × ( γ p × DL + γ p × PL ) × L tt / 8
=1.05 × ( 1.25 × 2.5 + 1.75 × 3 ) × 7502 / 8= 618310.5 N.mm
Momen tại giữa nhòp ở trạng thái giới hạn sử dụng :
DL
PL
2
Ms = η × ( γ p × DL + γ p × PL ) × L tt / 8
=1.05 × ( 1 × 2.5 + 1 × 3 ) × 7502 / 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
4.2 Thiết 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 f y = 280 MPA
Chọn chiều dày lớp phủ : dc = 25 mm
Chiều cao có hiệu của mặt cắt : ds =h - dc = 100 – 25 = 75 mm
Chọn hệ số sức kháng : φ = 0.9
Chiều dày của khối ứng suất tương đương :
2 × Mu
2 × 618310.5
2

2
a = ds - d s −
= 75 - 75 −
= 0.385 mm
'
φ × 0.85 × f c × b
0.9 × 0.85 × 28 × 1000
f c' = 28 MPA nên β1 = 0.85
Chiều cao trục trung hoà :
c = a/ β1 = 0.385/ 0.85 = 0.453 mm
Tính giá trò c/ds = 0.453/75 = 0.0006 < 0.45
0.85 × f c' × a × b × β1
0.85 × 28 × 0.385 × 1000 × 0.85
As =
=
= 27.816 mm2
fy
280
Diện tích cốt thép tối thiểu :
0.03 × f c'
0.03 × 28
A s min =
× b × h=
× 1000 × 100 = 300 mm2
fy
280
Vì A s < A s min nên lấy A s = A s min để tính toán diện tích cốt thép
A s = 300 mm2
Chọn φ10 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/ds < 0.45
Với cốt thép đã bố trí trong phạm vi 1m bố trí được 5 thanh φ10 có A s = 392.69 mm2

SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 16


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP
As × f y

GVHD : Th.S Mai Lựu

392.69 × 280
= 5.435 ( mm )
0.85 × f × b × β1 0.85 × 28 × 1000 × 0.85
Tính lại chiều cao trục trung hoà: c = a/ β1 = 5.435/0.85 = 6.39 mm
Tính giá trò c/ds = 6.39/75 = 0.085 < 0.45 (thỏa)
Ta tính lại a =

'
c

=

4.3 Kiểm 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 : A s = 392.69 mm2
Chiều cao có hiệu của mặt cắt : d s = h - d c = 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 φ10 a200 thì trong 1 m theo phương dọc cầu bố trí được 5 thanh
Ứng suất cho phép trong cốt thép :
fsa = Z / (d c × A)1/3 = 30000 / (25 × 10000 )1/3
= 476.22 MPA > 0.6 × f y = 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 mm2
D10a200

A

Lấy fsa = 0.6 × f y = 168 MPA
Môđun đàn hồi của cốt thép thường : E s = 200000 MPA
'
Môđun đàn hồi của bê tông : E c = 0.043 × γ1.5
với γ c = 2400 kg/m3
c × fc
1.5
= 0.043 × 2400 × 28 = 26752.5 MPA
Tỷ số mun đàn hồi : n = E s / E c = 200000/26752.5 = 7.476
Bề rộng bêtông chòu nén :

n × As 
2 × ds × b
x=
×  1 +
− 1) ÷
÷
b
n × As




7.476 × 392.69 
2 × 75 × 1000
=
× 1+
− 1) ÷ = 18.25 ( mm )
1000
7.476 × 392.69


Momen quán tính của tiết diện :
Icr = b × x 3 / 3 + n × A s × (d s − x) 2

= 1000 × 18.253 / 3 + 7.476 × 392.69 ×(75 − 18.25) 2
= 11482039 ( mm 4 )

Ứng suất trong cốt thép :

SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 17


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

fs = n × M s × (d s − x) / I cr
= 7.476 × 406054.7 × (75 − 18.25) / 11482039

= 15 ( MPA )
Kiểm tra : fs = 15 MPA < fsa = 168 MPA => Thỏa điều kiện ở trạng thái giới hạn sử dụng
5 Kiểm toán va xe cho gờ chắn bánh (bó vỉa)
D12a200
D12

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
L t = 1070 mm
Lực va ngang của ôtô
Ft = 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
M c L2c 
Rw =
 8M b + 8M w H +
÷ ( theo 13.7.3.4-1 của 22TCN272-05)
2Lc − L t 
H 
Ta tính chiều dài đường chảy theo công thức
2

L
 L  8.H.(M b + M w .H)
Lc = t +  t ÷ +
( theo 13.7.3.4-2 của 22TCN272-05)

2
Mc
 2 
*Đối với các va xô tại đầu tường hoặc mối nối

2
M c L2c 
Rw =
M
+
M
H
+
( theo 13.7.3.4-3 của 22TCN272-05)
 b
÷
w
2Lc − L t 
H 
Ta tính chiều dài đường chảy theo công thức
2

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

Lc là chiều dài xuất hiện cơ cấu chảy
L t là chiều dài phân bố của lực theo phương dọc
M b là sức kháng của dầm tại đỉnh tường
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 18


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

M w là sức kháng uốn của thép ngang trên 1 đơn vò chiều dài
M c 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 M b = 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 M w . 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 B1
chiều rộng bằng chiều cao gờ chắn bánh H1
d
Chiều cao có hiệu của mặt cắt : s = B1 − d c

= 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 :
A s = n n × π × d n2 / 4 = 3 × π × 1.2 2 / 4 = 3.3929 ( cm 2 )
Kiểm tra điều kiện A s > A s min
0.03 × f c'
A s min =
× b × h = 0.03 × 28 × 30 × 25 = 2.25 cm2
fy
280
Ta có A s = 3.3929 cm2 > A s min = 2.25 cm2 => Thỏa điều kiện A s > As min
Ta tính sức kháng uốn của thép ngang
Giả sử : fs = f y = 280 MPA
Chiều dày của khối ứng suất tương đương :
As × f y
3.3929 × 280
a=
=
= 1.3306 cm
'
0.85 × f c × H1
0.85 × 28 × 30
Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất β1 :
'
Vì f c = 28 MPA nên β1 = 0.85
Chiều cao trục trung hoà : c = a/ β1 = 1.3306 /0.85 = 1.565 cm
Tính giá trò c/ds = 1.565 /16.5 = 0.09 < 0.45
Ta tính được khả năng chòu lực của tiết diện :
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 19


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

M n = φ × A s × f y × (d s − a / 2) = 1 × 339.29 × 280 × ( 213 − 13.306 / 2 )
= 19638460 ( N.mm )

→ M w × 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 B1
chiều rộng bằng 1m
Số thanh cốt thép đứng dọc theo chiều dài cầu : n d = 5
Diện tích cốt thép đứng trong 1m dài theo phương dọc cầu :
A s = n d × π × d n2 / 4 = 5 × π × 12 2 / 4 = 565.49 ( mm 2 )

Chiều cao có hiệu của mặt cắt : d s = B1 − d c = 250 − 25 = 225 ( mm )
Kiểm tra điều kiện A s > A s min
0.03 × f c'
0.03 × 28
A s min =
×b×h =
× 1000 × 250 = 750 ( mm 2 )
fy

280

2
2
Ta có A s = 796.69 ( mm ) > A s min = 750 ( mm ) => Thỏa điều kiện A s > A s min

Ta tính sức kháng uốn của thép đứng
Giả sử : fs = f y = 280 MPA
Chiều dày của khối ứng suất tương đương :
As × f y
565.49 × 280
a=
=
= 6.65 ( mm )
'
0.85 × f c × b 0.85 × 28 × 1000
Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất β1 :
f c' = 28 MPA nên β1 = 0.85
Chiều cao trục trung hoà : c = a/ β1 = 6.65 /0.85 = 7.8 mm
Tính giá trò c/ds = 7.8/225 = 0.035 < 0.45
Ta tính được khả năng chòu lực của tiết diện :
M n = φ × A s × f y × (d s − a / 2) = 1 × 565.49 × 280 × ( 225 − 6.65 )
= 35081445 ( N.mm ) = 35081.445 ( KN.mm )

→ M c = 35.081( KN.mm / mm )

*Đối với các va xô trong một phần đoạn tường :
Chiều dài đường chảy
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 20


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu
2

L
 L  8.H.(M b + M w .H
Lc = t +  t ÷ +
2
Mc
 2 
2

1070
 1070  8 × 300 × 19638.460)
=
+ 
÷ +
2
35.081
 2 
= 1720 ( mm )
Sức kháng của bêtông:

M c L2c 
2
Rw =

8M
+
8M
H
+

÷
b
w
2Lc − L t 
H 

2
35.081 × 17202 
=
 8 × 19638.460 +
÷
2 × 1720 − 1070 
300

= 482.909 ( KN )

R w > Ft => 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

L
 L  H.(M b + M w .H)
Lc = t +  t ÷ +

2
Mc
 2 
2

1070
 1070  300 × 19638.460)
=
+ 
÷ +
2
35.0811
 2 
= 1187 ( mm )

M c L2c 
2
Rw =
 Mb + MwH +
÷
2Lc − L t 
H 
=


2
48.101×1187 2 
19638.460
+


÷
2 × 1187 − 1070 
300


= 333.36 ( KN ) > Ft = 240 ( KN )

R w > Ft => 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
Vn = cA cv + µ  A vf f y + Pc  (theo 5.8 .4.1-1 của 22 TCN 272-05)
Diện tích bêtông tham gia truyền lực :
A cv = B1 × 1 = 250 × 1 = 250 mm2
Diện tích cốt thép chòu cắt đi qua mặt phẳng cắt :
A vf = ( 1000 / ad ) × ( π × d d2 / 4 )/1000
= ( 1000 / 200 ) × ( π × 122 / 4 )/1000 = 0.565 mm2
Kiểm tra điều kiện : A vf ≥ 0.35 × b v / f y ( theo 5.8.4.1-4 của 22TCN 272-05)
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 21


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

GVHD : Th.S Mai Lựu

b v là bề rộng mặt tiếp xúc b v = B1= 250 mm
0.35 × b v / f y = 0.35 × 250 / 280 = 0.3125 ( mm 2 )

2
2
Kiểm tra A vf = 0.565 ( mm ) > 0.35 × b v / f y = 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 µ = 0.6 × 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)
Pc = B1 × H1 × λ c với λ c = 2400 kg/m3 = 2.4 × 10−5 N/mm3
= 250 × 300 × 2.4 × 10−5 = 1.8 N
Sứckháng cắt danh đònh của mặt cắt tiếp xúc :
Vn = cA cv + µ  A vf f y + Pc  = 0.52 × 250+0.6 × (0.565 × 280+1. 8)
= 226 N/mm = 226 KN/m
0.2 × f c' × A cv = 0.2 × 28 × 250 = 1400 N/mm > Vn = 226 N/mm
5.5 × A cv = 5.5 × 250
= 1375 N/mm > Vn = 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
T = R w / (L c + 2 × H) = 482.91/(1.72 + 2 × 0.3) = 208.15 KN/m
T = 208.15 KN/m < Vn = 226 KN/m
+Đối với các va xô tại đầu tường hoặc mối nối
T = R w / (L c + 2 × H) = 333.36 /(1.187 + 2 × 0.3) = 186.547 KN/m
T = 186.547 KN/m < Vn = 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
SVTH : 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 nhiều 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
1.1 Tónh 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.

SVTH : 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 :
q pn = γ pn × h pn × 1000 = 1.5 × 10 −5 × 10 × 1000 = 0.15 ( N / mm )
Do lớp bê tông át phan :
q pn = γ pn × h pn × 1000 = 2.3 × 10 −5 × 50 × 1000 = 1.15 ( N / mm )
→ 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 :
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 24


ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

(

GVHD : Th.S Mai Lựu

)

Pbh = 800 × 100 × 2.5 × 10 −5 × 1000 = 2000 ( N )

Trọng lượng của bó vỉa bên trong :
Pbv2 = 250 × 300 × 2.5 × 10 −5 × 1000 = 1875 ( N )

(

)

Lực truyền xuống bó vỉa bên trong :
P2 = Pbv2 + Pbh / 2 = 1875 + 2000 / 2 = 2875 ( N )
Trọng lượng của bó vỉa phía ngoài :
Pbv1 = 600 × 250 × 2.5 × 10 −5 × 1000 = 3750 ( N )

(

)

Trọng lượng của cột lan can truyền xuống bó vỉa phía ngoài :
Pclc = ( A th × 1000 + A T1 × 1000 / 2000 + A T2 × 1000 / 2000 ) × γ

= ( 1334.5 × 1000 + 16600 × 1000 / 2000 + 103476 × 1000 / 2000 ) × 7.8 × 10−5
= 222.13 ( N )

Lực truyền xuống bó vỉa phía ngoài :
P1 = Pbv1 + Pbh / 2 + Pclc = 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
SVTH : Đỗ Minh Duy

Trang 25