ĐỒ ÁN MÔN HỌC CẦU THÉP BÊ TÔNG CỐT THÉP LIÊN HỢP

PHẦN MỞ ĐẦU : GIỚI THIỆU VÀ CÁC QUY ƯỚC CHO ĐỒ ÁNI – Giới thiệu về đồâ án : - Đồ án thiết kế cầu bê tông cốt thép được thực hiện theo tiêu chuẩn mới 22TCN272-05 dựa trên nền tảng tiêu c

PHẦN MỞ ĐẦU : GIỚI THIỆU VÀ CÁC QUY ƯỚC CHO ĐỒ ÁN

I – Giới thiệu về đồâ án :

- Đồ án thiết kế cầu bê tông cốt thép được thực hiện theo tiêu chuẩn mới

22TCN272-05 dựa trên nền tảng tiêu chuẩn HOA KỲ AASHTO

- Trong pham vi thiết kế của đồ án chỉ thực hiện thiết kế kết cấu phần trên của cầu gồm : Dầm chủ , hệ liên kết ngang , Bản mặt cầu , Lan can , Lề bộ hành …

theo các trạng thái giơiù hạn cường độ 1 , trạng thái giới hạn sử dụng ( kiểm tra

nứt )

- Thuyết minh đồ án gồm 83 trang, trong đó có:

+ 48 hình minh hoạ

+ 18 bảng số liệu và bản tính bổ sung

- Bản vẽ thiết kế được thực hiện trên khổ giấy A1

II – Các quy ước chung :

- Nếu không có gì thay đổi thì tất cả đơn vị tính đều được quy đinh như sau :

+ Đơn vi chiều dài:mm

+ Đơn vị lực:N

- Tại những vị trí có sự thay đổi đơn vị tính cho phù hợp với yêu cầu trong công

thức được quy định trong tiêu chuẩn thì sẽ được ghi cụ thể

PHẦN 1 : THỐNG KÊ CÁC SỐ LIỆU ĐẦU VÀO VÀ CHỌN SỐ LIỆU THIẾT

KẾ

I – ĐỀ BÀI :

- Chiều dài nhip tính toán: L = 22000(mm)

- Kích thước mặt cắt ngang:

+ Bề rộng lòng đường: B =7000(mm)

+ Bề rộng lề bộ hành: K = 750(mm)

- Loại tiết diện dầm chính: chữ I căng sau

- Hoạt tải: 0.65HL–93 và người

II – CHỌN SỐ LIỆU THIẾT KẾ :

250 750 3500

9000

bản mặt cầu dày 180 mm lớp phòng nước dày 4 mm lớp bê tông asfan dày 70 mm

250

Hình 2 – mặt cắt ngang lan can – lề bộ hành dành cho người đi bộ

Các kích thước lề bộ hành và phần lan can bê tông như sau :

+ Bề dày lan can: Lc =250 (mm)

+ Bề dày bó vỉa:bbv = 200 (mm)

+ Chiều cao bó vỉa:hbv = 324 (mm)

+ Bề dày bản bê tông người đi bộ:hPL = 80 (mm)

+ Bán kính vuốt cong tại mép lề :R = 50 (mm)

+ Độ dốc thoát nước của lề người đi iPL =1%

- Chi tiết phần lan can thép ( Hình 2 )

100 80

+ Bề dày thép tấm chờ liên kết bu lông với phần bê tông: ts2 = 20 (mm)

+ Bán kính cong của đỉnh cột thép: R1 = 140 (mm)

+ Bán kính cong của thân cột thép: R2 = 2469 (mm)

+ Chiều cao tĩnh không trên: htkt = 260 (mm)

+ Chiều cao tĩnh không dưới : htkb = 310 (mm)

- Bố trí các cột thép lan can cách nhau 2400(mm) Do đó có 10 cột thép (hình 3)

Hình 4 - Sơ đồ bố trí khoảng cách giữa các cột lan can

II 2- Chọn lớp phủ mặt cầu :

- Lớp phủ mặt cầu gồm :

+ Lớp bê tông asfan dày: t1 = 70 (mm)

+ Lơp phòng nước dày: t2 = 4 (mm)

II.3 - Chọn bản mặt cầu :

- Chọn bản mặt cầu bằng bê tông có :

+ Chiều dày bản la:ø ts =180 (mm)

+ Dung trọng bê tông  'C  2.5x10-5(N/mm3 ) + Đối với phần bản hẫng chiều dày thay đổi từ 180 (mm) đến 220 (mm)

- Độ dốc ngang thoát nước cho mặt đường la iLL = 1.5 %

- Tạo độ dốc ngang cho mặt đường bằng cách kê gối lên các dầm chủ

II.4 - Chọn các kích thước mặt cắt ngang dầm chủ :

- Chiều cao dầm chủ: d = 1200(mm)

- Chiều cao sườn dầm: D=1144(mm)

- Bề rộng bản cánh trên: bc = 300(mm)

- Bề dày bản cánh trên: tc = 20(mm)

- Bề rộng bản cánh dưới: bf = 400(mm)

- Bề dày bản cánh dưới: tf = 18 (mm)

- Bề rộng bản táp: bf’ = 500(mm)

- Bề dày bản táp: tf’ = 18(mm)

- Bề dày sườn dầm: bw = 16 (mm)

- Các kích thước thể hiện trong hình dưới

Hình 6 – Các kích thước mặt cắt ngang dầm chủ

II.4 – Chọn bố trí sườn tăng cường và hệ liên kết ngang:

- Trước hết ta tiến hành bố trí sườn tăng cường gối và trung gian là như

nhau , sau này khi tiến hành tính toán nếu có sự thay đổi thì sẽ bổ sung

sau

- Chọn khoảng cách giữa các sườn tăng cường( đồng thời cũng là khoảng

cách ciữa các dầm ngang ) là: Lb = 2750 (mm)

- => Với chiều dài nhịp Ltt = 22000(mm) ta có số sườn tăng cường trên

một dầm là:

Chọn các kích thước sườn tăng cường theo quy định trong điều 6.10.8.1.2

- Chiều rộng phần chìa ra cua sườn tăng cường phải thoã:

f t

p

ys p t

b b

t

F

E t b

d

25 0 16

48 0 30

+ Cấp thép: Fys = 345 (N/mm2)

+ Chiều cao dầm thép d= 1200(mm)

+ tp: Chiều dài của phân tố chìa ra

+ Các số liệu khác đã được giải thích trước đó

- Chọn thép có tp = 16(mm) và chiều rộng bt = 160(mm)

- Khi đó ta thấy:

.

0

) ( 90 30

1200 50

30 50

mm x

b

mm d

16

16

) ( 8 161 345

200000 16

48 0

48

.

0

mm x

t

mm x

x F

E t

p

ys p

(2) Từ (*) ,(1),(2) ta thấy các yêu cầu về cấu tạo của sườn tăng cường được chọn là hợp lý Hình dưới biểu diển các kích thước hình học của sườn tăng cường trong liên kết với dầm chủ

300

400 500

Hình 8 – Hình biểu diển các kích thước sườn tăng cường

PHẦN II – TÍNH TOÁN LAN CAN LỀ BỘ HÀNH

I – Tính toán cho bó vỉa theo điều kiện chịu được lực va xe ( Trạng thái giới hạn đặt biệt):

- Trong phạm vi tính toán chấp nhận một số giả thiết mang tính an toàn:

+ Bó vỉa xem như làm việc độc lập với bản bê tông người đi và phần lan can bê tông dù trong thi công chúng được đúc toàn khối

+ Chiều cao bó vỉa không thể quá cao như yêu cầu của chiều cao tối thiểu đặt lực

va xe He =810 ( mm) nên trong thiết kế lấy bằng chiều cao bó vỉa H = hbv = He

I 1 – Các số liệu thiết kế :

- Chiều cao bó vỉa hbv = 324(mm)

- Bề dày bó vỉa: bbv =200(mm)

- Chọn lan can cấp L3 , tra bảng 4.2 ( A13.7.3.3-1)

+ Lực ngang Ft = 240000(N)

+ Chiều dài phân bố của lực theo phương dọc cầu là : Lt =1070 (mm)

- Thép sử dụng loại AII có cường độ chảy là : fy = 280(Mpa)

- Bê tông làm kan can lề bộ hành dùng loại giống như dùng để đổ bản mặt cầu có

fc’ = 35 (Mpa)

- Tính toán theo trạng thái giới hạn đặc biệt nên lấy hệ số sức kháng Ф = 1

I.2 – Tính toán bó vỉa theo điều kiên chịu uốn khi va xe :

- Lấy 1 đơn vị chiều dài là 1(mm)

- Tính toán sức kháng của tiết diện hình chử nhật khi bố trí cốt thép đơn mặt dù khi bố trí ta bố trí cốt kép

- Lấy bề dày lớp bảo vệ là : abv = 25 (mm)

- Bố trí cốt thép theo phương ngang ( cốt thép đứng ) là thép Ф 14 có khoảng cách giữa các thanh là a = 150 (mm) và bao phía ngoài

- Bố trí cốt thép theo phương đứng ( cốt thép ngang) là thép Ф 14 có khoảng cách giữa các thanh là a = 150 (mm) và đặt trong cốt thép đứng

II.2.1 – Tính khả năngchịu uốn của 1 (mm) bề rộng tiết diện theo phương đứng

n = 1/150 = 0.0066 ( thanh)

- Diện tích mỗi thanh là : As1thah = π.d2/4 = 3.14x152/4 = 153.86(mm2)

- Diện tích thép dùng tính toán là : As = A1thanh n = 153.86x0.0066

=1.0257(mm2)

- Khoảng cách từ thớ dưới đến trọng tâm cốt thép là : abv + dđứng + dngang =25+14+14/2 = 46 (mm)

+ dđứng : đường kính cốt thép đứng

+ dngang : đường kính cốt thép ngang

- Từ đây ta có : ds = h – (abv + dđứng + dngang ) = 200 – 46 = 154 (mm)

b f

f A a

c

y s

.85.0

1 35 85 0

280 0257 1

x x

x

9.6539 (mm)

- Tính β1 = 0.85 – 0.05/7x(fc’ -28 ) = 0.85 – 0.05/7x(35-28) = 0.8

- Tính chiều cao vùng chịu kéo quy ước c = a/ ββ1 = 9.6539/0.8 = 12.0675 (mm)

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép cực đại :

+ Ta có : c/ds = 12.0675/154 = 0.71 < 0.45

+ Vậy điều kiện hạn chế cốt thép cực đại được thoã mãn

- Tính khả năng chịu của tiết diện :

- Diện tích mỗi thanh là : As1thah = π.d2/4 = 3.14x152/4 = 153.86(mm2)

- Diện tích thép dùng tính toán là : As = A1thanh n = 153.86x0.0066 =

f A a

c

y s

.85.0

1 35 85 0

280 0257 1

x x

x

9.6539 (mm)

- Tính chiều cao vùng chịu kéo quy ước c = a/ ββ1 = 9.6539/0.8 = 12.0675 (mm)

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép cực đại :

+ Ta có : c/ds = 12.0675/154 = 0.71 < 0.45

+ Vậy điều kiện hạn chế cốt thép cực đại được thoã mãn

- Tính khả năng chịu của tiết diện :

MC = Mn= As.fy (ds – a/2 ) = 1.025x280x(168 – 9.65/2) = 45926.9

(Nmm/mm)

II.2.3 – Xét trường hợp va xe giưa bó vỉa :

- Tính bề rộng vùng phá hoại của bó vỉa LC và sức kháng của tường RWmin :

- Bề rộng phá hoại của tường được tính theo công thức :

C

W b t

t

H M M H L

) 200 4 41986 0

( 200 8 2

1070 1070

2

mm x

x x

L L

W b

t C W

2 min

88

.2

2

) ( 442722 200

1561 45926 200

4986 8 0 8 1070 1561

II.2.4– Xét trường hợp va xe đầu :

- Các giá trị LC và RWmin được tính như sau :

t C

M

H M M H L

L

2 2

9 45926

) 200 4 41986 0

( 200 2

1070 1070

2

mm x

x x

W b t C W

2 min

.2

2

200

1561 45926 200

4986 0

1070 1561 2

II.2.5 – Kiểm toán :

- Trạng thái giới hạn đặc biệt nên lấy Φ = 1

- Giá trị RWmin = 326937 (N)

- Giá trị lực va xe theo tiêu chuẫn Ft = 240000 (N)

- Ta thấy : RWmin < Ft

- Kết luận : Bó vỉa đủ khả năng chịu uốn dưới tác dụng của lực va xe

I.2 – Tính toán bó vỉa theo điều kiện chống trượt khi va xe :

- Như đã tính ở trên ta có sức kháng uốn của tường biểu thi qua RWmin , và đây cũng là giá dùng tính cho sức kháng cắt của bó vỉa , Với giả thiết RW phát

326937

mm N

+ Diện tích tiếp xúc chịu cắt Acv = bbvx1(mm) = 200x1 = 200 (mm2/mm)

+ Diên tích cốt thép neo ở mặt chịu cắt trên 1(mm) chiều dài :

A vf = As = 1.0257 (mm2/mm)

+ Lực nén do tĩnh tải Pc = hbv.bbv γc = 200x324x2500x9.81x10-9 = 1.58

(N/mm)

+ Hê số dính kết {Ạ.8.4.2} c = 0.52

+ Hệ số ma sát: μ = 0.6

Kết luận : Bó vỉa đủ khả năng chống trượt theo điều kiện lực cắt

- Kiểm toán theo điều kiện diện tích tiết diện ngang tối thiểu của chốt

trong mặt chịu cắt: {A5.8.4.1}

+ Avf = 0.35.bv S/fy = 0.35x200x150/280 = 37.5 (mm2)

+ Với việc bố trí 1 thanh Φ14 neo vào bản hẫng ta có :

- As = π.d2/4 = 3.14x142/4 = 153.86 > Avf => Đạt

- Tính chiều dài đoạn neo lnb có đầu móc với: fy = 280 (N/mm2) theo

Ạ.11.2.4.1 lhb không nhỏ hơn 8db hoặc 150 (mm)

+ Ta có : lhb = '

100

c

b

f d

+ Với db = 14 (mm)

 Lhb =

35

14 100

= 236.643 (mm)+ So sánh ta thấy lhb > 8db = 112 (mm) và lhb > 150(mm)

+ Tính lại chiều dài lhb có nhân thêm hệ số quy đổi , lấy 0.7 cho lớp phủ

phù hợp và 1.2 cho thép bọc êpócxy: Lhb = 0.7x1.2x236.643 = 198.78 (mm)+ lấy lớp bê tông bảo vệ thớ dưới bản mặt cầu abv = 25 (mm)

 Chiều dài đoạn neo thực có thể đạt được là:

f A a

c

y s

.85.0

1 35 85 0

280 799 0

x x

t C

M

H M M H L

L

2 2

) ( 24 1174 897

36008

) 200 4 41986 0

( 200 2

1070 1070

2

mm x

- Uốn móc câu 900 và kéo dài 12.db = 168 (mm)

II – Tính toán bản bê tông người đi bộ :

II.1 – Tĩnh tải tác dụng :

- Thực hiện tính toán bằng cách xét 1(mm) bản và xem như dầm giản đơn có khoảng cách giữa hai gối là lb = 750(mm)

- Giá trị lực phân bố là :DC3 = γc’ hb = 2500x10-8

III.3 – Tổ hợp nội lực:

II.3.1 – Trạng thái giới hạn cường độ:

- Mô men tính toán cho trang thái giới hạn cường độ :

8

750 002 0 25 1 1

2

x x

x

545(Nmm)

II.3.2 – Trạng thái giới hạn sử dụng:

- - Mô men tính toán cho trang thái giới hạn sử dụng :

8

750 002

351.56 (Nmm)II.3.3 - Tính toán và bố trí cốt thép:

Hình11 – tiết diện tính toán cốt thép

- Thực hiện tính toán bài toán cốt đơn cho tiết diện hình chữ nhật có chiều cao h= 80(mm) và bề rộng là b = 1(mm)

- Chọn bố trí 12a150

- Từ cách bố trí như trên ta có số thanh thép trên 1(mm) bề dày bê tông là

n = 1/150 = 0.0066 ( thanh)

- Diện tích mỗi thanh là : As1thah = π.d2/4 = 3.14x122/4 = 113.04(mm2)

- Diện tích thép dùng tính toán là : As = A1thanh n = 113.04x0.0066 =

= 0.746(mm2)

- Lấy bề dày lớp bảo vệ là abv = 15(mm)

- Khoảng cách từ thớ dưới đến trọng tâm cốt thép là : abv +d/2 =15+12/2 = 21 (mm)

- Từ đây ta có : ds = h – (abv + d ) = 80 - 21 = 59 (mm)

b f

f A a

c

y s

.85.0

1 35 85 0

280 746 0

x x

x

7.02 (mm)

- Tính chiều cao vùng chịu kéo quy ước c = a/ ββ1 = 7.02/0.8 = 8.77(mm)

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép cực đại:

+ Ta có: c/ds = 12.0675/154 = 0.71 < 0.45

+ Vậy điều kiện hạn chế cốt thép cực đại được thoã mãn

- Tính khả năng chịu của tiết diện:

Mn= As.fy (ds – a/2 ) = 0.746x280x(80 – 7.02/2) = 13777.7 (Nmm) > Mu

=> Chọn bố trí 12a150

II.3.4 – Kiểm tra nứt theo trạng thái giới hạn sử dụng:

- Ta có ứng suất cho phép trong thanh cốt thép khi nứt là:

6 max

1.022.11

10

A d

a f

c

n sa





022 11

10 6 max



n

a

Z 

- Ứng với điều kiện khí hậu ôn hoà ta lấy gần đúng : Z = 30000(N/mm)

- Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép là:

1

30000

x

 Hệ số quy đổi từ théo sang bê tông là : n = Es/Ec = 200000/31789.93 = 6.3

- Giá trị ứng suất kéo xuất hiện trong thép là:

I

M n

s

s s

nA

b d b

1 69 2 1 1

764 0 3 6

x

x x x

= 28.01(mm)

3

1

x d A n x b

2

3 6 3 0 764 ( 59 28 01 ) 01

y sa

f f

6 0

Vậy trạngï thái giới hạn về sử dụng được thoả mãn

III – Tính khả năng chịu của thanh thép ngang:

III -1 Sơ dồ tính:

- Tải trọng bản thân phân bố đều và hướng xuống có giá trị: q s  s.A s

+ s  7850x9 81x109  0 000077 (N/mm3 )

4

70 80 14 3 4

- Tính toán như đối với dầm đơn giản chịu tải trọng phân bố w =

0.37(N/mm) và một tải tập trung 890(N) đặt tại giữa nhịp đông thời tác dụng theo hai phương nên ta có giá tri lực phân bố ( tính cả trong lượng bản thân ) là:

- Giá trị mômen tính toán là:

8

2400 59 0 4

2400 6

Nmm x

375 831609 2

/

3

mm D

mm N S

M





- Ứng suất giới hạn cho phép trong thép là: fy = 280(N/mm2)

- Kiểm toán khả năng chịu tải của thanh lan can:

+ Công thức kiểm toán theo AASHTO-LRFD: f u f t f b   f n

+ lấy   0 9

+ fn = fy= 280(N/mm2)

=>  f n  0 9x280  252 (N/mm2) > fu

Vậy thanh lan can đủ khả năng chịu lực

PHẦN III – TÍNH TOÁN BẢN MẶT CẦU

I – Tính toán cho bản consol: ( tính trên 1 mm chiều dài theo phương dọc cầu của bản)

Hình15 – Sơ đồ tính với hoạt tảiI.1 Tĩnh tải tác dụng:

I.1.1 – Xác định tĩnh tải:

- Trọng lượng bản thân bản nặt cầu:

Ta có bề dày trung bình bản consol là: tsb = (180+180+80)/2 = 220 (mm)

=>Trọng lương bản thân phân bố đều có giá trị:

DC2 =  'C.t sb  0.0000245x220 = 0.00539 (N/mm) ( do đang xét 1mm

dảibản)

- Tĩnh tải do trọng lượng lan can gây ra: ( Xem như lan can tác dụng một tải tập trung)

+ Ta có diện tích phần lan can bê tông: Ac =(200+250)x667 = 150075(mm2)

 Trọng lượng phần bê tông phân bố trên chiều dài cầu:

qc= Ac c 150075x0.000245 = 3.6824(N/mm)

+ Trọng lượng phần thép(việc tính toán cụ thể trọng lượng phần thép được thực hiện trong phần tính toán dầm chính)

- Trọng lượng một cột lan can là:

Plc = 198.612 (N) ( tính ở phần dầm chính)

- Ngoài trọng lượng lan can ra ta có trọng lượng phân bố trên 1(mm) chiều dài

củaphần còn lại là:

qlc = 0.00007693.14x[(1002-902) + (902-802)]/4 = 0.2176 (N/mm)

=>Tải trọng phân bố do phần lan can thép gây ra là:

22000

612.1981010

mm N

x q

L

xP

lc tt

 Tổng trọng lượng lan can: Pb = qs +qc = 3.6824 + 0.3076 = 3.99 (n/mm)

- Tải trọng phân bố đều của phần bản người đi bộ:

+ Bề dày bản sàn người đi bộ là: hPL = 80 (mm)

=.> Trọng lượng phân bố đều do bản sàn người đi bộ là:

DC3 =  'C.h PL 0.000245x80 = 0.00196 (N/mm)

I.1.2 - Tính toán nội lực ở các trạng thái giới hạn do tĩnh tải gây ra:

I.1.2.1– Trạng thái giới hạn cường độ:

- Các kích thước được thể hiện trực tiếp trên hình

- Từ các số liệu đã tính ở trên ta có:

+ Mô men tính toán ở trạng thái giới hạn cường độ là:

900

2 3

900 00539 0 25 1 1

2

x x

I.1.2.2– Trạng thái giới hạn sử dụng:

- Từ các số liệu đã tính ở trên ta có:

+ Mô men tính toán ở trạng thái giới hạn sử dụng là:

900

2 3

900 00539 0

2

x

β2597 (Nmm)I.2 – Hoạt tải tác dụng:

I.2.1 Xác định hoạt tải:

- Hoạt tải chỉ có tải trọng người đi bộ là tải phân bố có giá trị:

PL = 300x9.81x10-6 = 0.002943 (N/mm)

I.2.2 – Tính nội lực ở các trạng thái giới hạn do hoạt tải gây ra:

I.2.2.1– Trạng thái giới hạn cường độ:

- Tải trọng người phân bố trên bề rộng tương úng với bề rộng phân bố của bản người đi bộ:

- Từ các số liệu đã tính ở trên ta có:

+ Mô men tính toán ở trạng thái giới hạn cường độ là:

650

0 75 1 1

2

x x

I.1.2.2– Trạng thái giới hạn sử dụng:

- Mô men tính toán ở trạng thái giới hạn sử dụng là:

0

2

x

β622 (Nmm) I.3 – Tổ hợp nội lực:

I.3.1– Trạng thái giới hạn cường độ:

Mu = MuDC+DW + M u PL = 3246.25 + 1088 = 4334.25 (Nmm)

I.3.2– Trạng thái giới hạn sử dụng:

- Mô men tính toán ở trạng thái giới hạn sử dụng là:

Ms = MsDC+DW + M sPL = 2597 + 622 = 3219 (Nmm)

I.4 – Tính toán và bố trí cốt thép cho bản consol:

- Mô men tính toán là: Mu = MuDC+DW + M uPL = 4334.25 (Nmm)

- Thực hiên tính toán cốt thép cho bài toán cốt đơn cho tiết diện có bề rộng là b=1(mm) và chiều cao tiết diện là: h = 180 (mm)

M d

d

C

u s

s

'85.02

2

25 4334 2

149

x x

1 25 1 35 85 0 ' 85

mm x

x x f

b a xf A

y

C

Trong đó fy = 280 (N/mm2)

- Chọn thép Ф12 bố trí với khoảng cách các thanh là: a = 200 (mm)

=> Ứng với cốt thép vừa chọn ta có As = 

12 14

x

x 0.5652 (mm2)

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu:

Ta có hàm luợng cốt thép tính được là:  

5652

35 03 0

' 03 0

f

f x

I.5 – Kiểm tra nứt theo trạng thái giới hạn sử dụng:

- Ta có ứng suất cho phép trong thanh cốt thép khi nứt là:

6 max

1.022.11

10

A d

- Trong đó đặt .

022 11

10 6 max



n

a

Z 

- Ứng với điều kiện khí hậu ôn hoà ta lấy gần đúng : Z = 30000(N/mm)

- Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép là:

 Hệ số quy đổi từ thép sang bê tông là : n = Es/Ec = 200000/31789.93 = 6.3

- Giá trị ứng suất kéo xuất hiện trong thép là:

I

Ms n

s

s s

nA

b d b

1 149 2 1 1

5652 0 3 6

x

x x x

= 29.2(mm)

3

1

x d A n x b

3219

3

y sa

f f

6 0

Vậy đều kiện sử dụng được thoã mãn

II – Tính toán cho bản dầm giưã: ( tính trên 1 mm chiều dài theo phương dọc cầu của bản)

DW2

DC

1800

Hình 16 – Sơ đồ tính do tĩnh tải tác dụngII.1 Tĩnh tải tác dụng:

II.1.1 – Xác định tĩnh tải:

- Trọng lượng bản thân bản nặt cầu:

=>Trọng lương bản thân phân bố đều có giá trị:

DC2 =  'C.t sb  0.000245x180 = 0.00441 (N/mm) ( do đang xét 1mm dải bản)

- Lớp phủ mặt cầu gồm:

+ Lớp bê tông asfan dày t1 = 70(mm) có C  0 0000245 (N/mm2 )

+ Lớp phòng nước có chiều dày t2 = 4 (mm) có 0.000017658( / 2)



 tĩnh tải phân bố do lớp phủ mặt cầu gây ra là:

DW = t1C t2 2  70x0 0000245  4x0 000017658  0 001787 (N/mm)

II.1.2 - Tính toán nội lực ở các trạng thái giới hạn do tĩnh tải gây ra:

II.1.2.1– Trạng thái giới hạn cường độ:

- Các kích thước được thể hiện trực tiếp trên hình

- Từ các số liệu đã tính ở trên ta có:

+ Mô men tính toán ở trạng thái giới hạn cường độ là:

+ Lấy   0 9 ( Bộ phận có dư thừa)

8

1800

2 2

0 5 1 8

1800 004905

0 25 1 9 0

2

x x

x

(Nmm) β

II.1.2.2– Trạng thái giới hạn sử dụng:

- Từ các số liệu đã tính ở trên ta có:

+ Mô men tính toán ở trạng thái giới hạn sử dụng là:

8

1800

2 2

0 8

1800 004905

2386.17 (Nmm) β

II.2 – Hoạt tải tác dụng:

II.2.1 Xác định hoạt tải:

- Do bề rộng bản mặt cầu S < 4600 (mm) nên chỉ xét tác dụng của xe tải thiết kế:

1 b

1800658

Hình 17 – Sơ đồ tính của bản mặt cầu giữa nhịp

II.2.2 – Tính nội lực ở các trạng thái giới hạn do hoạt tải gây ra:

II.2.2.1– Trạng thái giới hạn cường độ:

- Tải trọng người phân bố trên bề rộng tương úng với bề rộng phân bố của bản người đi bộ:

- Xem tải trọng bánh xe như lực phân bố xó giá trị:

65 0 145000

mm N x

x



- Từ các số liệu đã tính ở trên ta có:

+ Mô men tính toán ở trạng thái giới hạn cường độ là:

++ Hê số điều chỉnh tải trọng   0 95

++ Hệ số tải trọng: LL1.75

++ Hệ số xung kích: IM + 1 = 1.25

++ Hệ số làn: m = 1.2

u

2

(4 1

S

b p m IM

( 4

658 617 71 2 1 25 1 75 1 95

(Nmm)

II.1.2.2– Trạng thái giới hạn sử dụng:

- Mô men tính toán ở trạng thái giới hạn sử dụng là:

M sTruck =   )

2

(4 1

S

b p m

2

658 1800

( 4

658 617 71 2 1 25

II.3 – Tổ hợp nội lực:

- Tổ hợp nội lực có xét đên tính chất ngàm của cấu kiện:

- SW+ = 660+0.55xS = 660 +0.55x1800 = 1650 (mm)

- SW- = 1220+0.55xS = 1220+0.55x1800 = 2210 (mm)

II.3.1– Trạng thái giới hạn cường độ:

- Mô men tính toán tại giữa nhịp:

II.3.2– Trạng thái giới hạn sử dụng:

- Mô men tính toán tại giữa nhịp:

II.4 – Tính toán và bố trí cốt thép cho bản dầm giữa:

II.4.1 - Tính đối với mô men tại gối: ( Giá trị mô men lớn hơn)

- Tiết diện tính vẫn là tiết diện hình chữ nhật như hình dưới:

ds

h

1

- Mo men tính toán là: Mu = 15897 (Nmm)

- Thực hiên tính toán cốt thép cho bài toán cốt đơn cho tiết diện có bề rộng là b=1(mm) và chiều cao tiết diện là: h = 180 (mm)

- Lấy chiều dày lớp bê tông bảo vệ là: abv = 25 (mm) , dự định chon thép

Ф12

 ds = h – abv – Ф/2 = β180 – 25 – 12/2 = 149 (mm)

xb xf x

M d

d

C

u s

s

'85.02

2

15897 2

149

x x

1 63 3 35 85 0 ' 85

f

b a xf A

y

C

Trong đó fy = 280 (N/mm2)

- Chọn thép Ф12 bố trí với khoảng cách các thanh là: a = 200 (mm)

=> Ứng với cốt thép vừa chọn ta có As = 

12 14

x

x 0.5652 (mm2)

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu:

Ta có hàm luợng cốt thép tính được là:  

5652

mm

Hàm lượng cốt thép tối thiểu tính theo công thức:

00375 0 280

35 03 0

' 03 0

f

f x

II.5 – Kiểm tra nứt theo trạng thái giới hạn sử dụng:

- Ta có ứng suất cho phép trong thanh cốt thép khi nứt là:

6 max

1.022.11

10

A d

a f

c

n sa





022 11

10 6 max



n

a

Z 

- Ứng với điều kiện khí hậu ôn hoà ta lấy gần đúng : Z = 30000(N/mm)

- Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép là:

 Hệ số quy đổi từ thép sang bê tông là : n = Es/Ec = 200000/31789.93 = 6.3

- Giá trị ứng suất kéo xuất hiện trong thép là:

I

Ms n

s

s s

nA

b d b

1 149 2 1 1

5652 0 3 6

x

x x x

= 29.2(mm)

3

1

x d A n x

34 9101 3

y sa

f f

6 0

Vậy đều kiên nứt được thoã mãn

- Để tiên cho việc thi công ta bố trí thép đối xứng cho thớ trên của bản mà không tính toán , hơn nữa trong xây dựng cầu người ta hạn chế sử dụng

thép

bé hơn βФ12

PHẦN : TÍNH TOÁN CÁC ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA TIẾT DIỆN

I – Số liệu tính toán:

I.1 – Phần dầm thép:

bc

bf b'f

Hình 18 – Mặt cắt ngang tiết diện liên hợp thép-bê tông cốt thép

- Chiều cao dầm chủ: d = 1200(mm)

- Chiều cao sườn dầm: D=1144(mm)

- Bề rộng bản cánh trên: bc = 300(mm)

- Bề dày bản cánh trên: tc = 20(mm)

- Bề rộng bản cánh dưới: bf = 400(mm)

- Bề dày bản cánh dưới: tf = 18 (mm)

- Bề rộng bản táp: bf’ = 500(mm)

- Bề dày bản táp: tf’ = 18(mm)

- Bề dày sườn dầm: bw = 16 (mm)

I.2 – Phần bản bê tông:

- Bề dày bản bê tông mặt cầu: ts = 180 (mm)

- Bề rộng có hiệu của bản:

1800

) (

2310 )

2 / 300 , 16 max(

180 12

) 2 / , max(

12

) (

5500 4

/ 22000 4

/ min

mm S

mm x

b t t

mm L

c w s

tt

=> bi = 1800(mm)

- Chiều cao vút: th = 80 (mm)

- Độ nghiêng của vút là: 450

I.3 – Phần lưới thép bản:

Như đã tính toán ở trên , ta bố trí lưới thép như sau:

- lưới thép ngang bố trí Ф12a200 cho cả trên lẫn dưới

- lưới thép dọc bố trí Ф12a200 cho cả trên lẫn dưới

II - Tính toán đặc trưng hình học các giai đoạn:

II.1- Giai đoạn tiết diện dầm thép( giai đoạn chưa liên hợp):

II.1.1 – Xác định diện tích mặt cắt ngang dầm thép:

As = tc.bc + tw.D + tf.bf + tf’.bf’

= 20x300 + 1144x16 + 18x400 + 18x500 = 40540 (mm2)

II.1.2 - Xác định mômen quán tính của tiết diện dầm thép đối với trục trung hoà:II.1.2.1 – Xác định trục trung hoà của tiết diện:

- Chọn trục X-X’ đi qua mép dưới của tiết diện như hình vẽ

- Ta có: mô men tĩnh của tiết diện dầm thép đối với trục X-X’ là:

SX-X’ = A i y i= 300x20x(20/2) + 1144x16x(20+1144/2) +

400x18x(18/2+1144+20) + 500x18x(18/2+18+1144+20) = 30060568 (mm3)

Hình 19 – Tiết diện tính toán đặc trưng hình học phần dầm thép

 Khoảng cách từ trục X-X’ đến trục trung hoà của tiết diện thép XNC – XNC’ là:

A

S

742.163 (mm)II.1.2.2 – Xác định mô men quán tính của tiết diện dầm thép đối với trục XNC – X’NC :

INC =   Ii  a2ixAi

=

) ( 8775567170

500 18 8 448 12

18 500 400

18 8 430 12

18 400

1144 16 163 150 12

1144 16 20

300 163 723 12

20 300

4

2 3

2 3

2 3

2 3

mm

x x x

x x x

x x x

x x x

II.1.2.3 – Xác định các mô men kháng uốn:

II.1.2.3.1 – Xác định mô men kháng uốn của tiết diện thép đối với thớ dưới dầm thép:

)(4.19167446163

.7421200

mm Y

I S

b

NC b







II.1.2.3.2 – Xác định mô men kháng uốn của tiết diện thép đối với thớ dưới dầm

thép:

163.742

Y

I S

t

NC t

NC   

II.2- Giai đoạn tiết diện liên hợp( giai đoạn 2):

II.2.1 – Tiết diện liên hợp ngắn hạn:

II.2.1.1 – Xác định diện tích mặt cắt ngang dầm:

- Diện tích phần thép: As = 40504 (mm2)

- Diện tích phần cốt thép dọc bản:

4

12 14 3

mm x

x x

x x

 Diện tích mặt cắt ngang dầm: Ad = 40504 + 2260.8 + 44300 = 87064.8 (mm2)

II.2.1.2 - Xác định mômen quán tính của tiết diện liên hợp ngắn hạn đối với trục trung hoà:

II.2.1.2.1 – Xác định trục trung hoà của tiết diện:

- Ta có: mô men tĩnh của dầm liên hợp đối với trục XNC – XNC:

S XNCXNCA i.Y i A ctd.Y ctd A ct.Y ct 

= 44300x901.252 + 2260.8x912.16 = 41987703.2 (mm3)

- Từ các kết quả trên ta tính được khoảng cách từ trục trung hoà của tiết

diện liên hợp ngắn hạn đến trục XNC – XNC:

Yo’ =  4918770387064.8.2

d

XNC XNC

A

S

= 482.26 (mm)II.2.1.2.2 – Xác định trục mô men quán tính của tiết diện liên hợp ngắn hạn đối

với trục trung hoà của nó:

) ( 7 2663672427

91 429 8 2260 6400

24 313 36

80 80 8

2 24000 9

229 12

80 300

8

1

324000 9

429 12

180 1800 8

1 40504 26

482 877567170

4

2 2

3 2

3

2 3

2

mm

x x

x x x

x x

x x

x x

X X'

ST ST

bf bf'

Hình 20 - Sơ đồ tính đặc trưng hình học tiết diện liên hợp ngắn hạn

II.2.1.3 – Xác định các mô men kháng uốn của tiết diện:

- Tính cho bê tông:

+ Xác định mô men kháng uốn của tiết diện ( xét tại đỉnh bê tông):

91 519

8 7 2663672427

mm

x y

n I

8 7 2663672427

mm

x y

n I

8 7

II.2.2 – Tiết diện liên hợp dài hạn:

II.2.2.1 – Xác định diện tích mặt cắt ngang dầm:

- Diện tích phần thép: As = 40504 (mm2)

- Diện tích phần cốt thép dọc bản:

4

12 14 3

- Diện tích phần bản bê tông(tính luôn cả vút và thực hiện quy đổi về thép)+ Hệ số quy đổi n = 8

Ac-t đ = 14766.67( )

2

808028030018018008

3

1

3

2

mm x

x x

x x

x n

II.2.2.2.1 – Xác định trục trung hoà của tiết diện:

- Ta có: mô men tĩnh của dầm liên hợp đối với trục XNC – XNC:

A

S

= 267.17 (mm)II.2.2.2.2 – Xác định trục mô men quán tính của tiết diện liên hợp dài hạn đối với trục trung hoà của nó:

- Ta có: công thức tính:

3

1

. i NC s s ci ci ci ct ct

i i

n A a I A a I I

=

) ( 9 1867464271

645 8 2260 6400

33 528 36

80 80 24

2 24000 515

12

80 300 24

1

324000 645

12

180 1800 24

1 40504 17

267 877567170

4

2 2

3 2

3

2 3

2

mm

x x

x x x

x x

x x

x x

X X'

LT LT

bf bf'

Hình 21- Sơ đồ tính đặc trưng hình học tiết diện liên hợp dài hạn

II.2.2.3 – Xác định các mô men kháng uốn của tiết diện:

- Tính cho bê tông:

+ Xác định mô men kháng uốn của tiết diện ( xét tại đỉnh bê tông):

735

8 3 9 1867464271

3

mm x

x y

n I

3

mm x

x y

n I

ta không cần tính thêm đặc trưng hình học dầm biên

PHẦN: TÍNH HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG

- Công thức tính theo A.4.6.2.2.2a-1

I – Xét dầm trong:

I.1 – Tính cho mô men:

I.1.1 – Trường hợp một làn xe chất tải:

- Ta có cường độ bê tông bản mặt cầu là: fc’ = 35(N/mm2)

=> Mô đun đàn hồi của bê tông bản mặt cầu là:

3

3 0 4 0

.4300

06

momen

t L

K L

S mm

S mg

- Khoảng cách giữa các dầm chủ S = 1800 (mm)

- Chiều dài nhịp tính toán : L = 22000 (mm)

- Chiều dày bản mặt cầu: ts = 180(mm)

- Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến trọng tâm bản mặt cầu

10 227 1 22000

1800 4300

1800 06

0

1 0

3

11 3

0 4

0

3

2 0 6 0

2900075

moment

Lt

K L

S mm

S mg

- Thay số ta có:

528 0 180

22000

10 227 1 22000

1800 2900

1800 075

0

1 0 3

11 2

0 6

0

I.2 – Tính cho lực cắt:

I.2.1 – Trường hợp một làn xe chất tải:

- Công thức tính:

597 0 7600

1800 36

0 7600

36

0 7600

36

II – Xét dầm ngoài:

I.1 – Tính cho mô men:

I.1.1 – Trường hợp một làn xe chất tải:

- Dùng phương pháp đòn bẩy sẽ được trình bày ở phần dưới đây

I.1.2 – Trường hợp hơn một làn xe chất tải:

- Ta có: de= -100(mm)

2800

10077

.02800

77

I.2 – Tính cho lực cắt:

I.2.1 – Trường hợp một làn xe chất tải:

- Dùng phương pháp đòn bẩy sẽ được trình bày ở phần dưới đây

I.2.2 – Trường hợp hơn một làn xe chất tải:

3000

1006

.03000

6

* Phương pháp đòn bẩy để tính hệ số phân bố ngang cho dầm trong trường hợp

dầm ngoài đặt một làn xe:

- Đặt các hoạt tải tính toán như hình

- Vẽ đường ảnh hưởng phản lực tại gối A

- Nội suy các tung độ , ta có:

P



- Từ đây ta có hệ số phân bố cho mômnen và lực cắt của dầm biên khi mộtlàn xe đặt tải chưa nhân hệ số là: g xe moment g luccat xe  0 3333

- Hệ số làn trong trường hợp một làn xe đặt tải là: m = 1.2

- Từ đây ta có hệ số phân bố cho mômnen và lực cắt của dầm biên khi mộtlàn xe đặt tải đã nhân hệ số là: mg moment xe mg luccat xe  0 4

lane PL

P/2 P/2

1800 600

750

Đ.a.h.RA

y32 y

y1 1

A

Hình 22 – Đường ảnh hưởng áp lực lên dầm biên và dầm giữa

b- Xét tải trọng làn:

- Aùp lực tải trọng làn truyền xuống dầm biên ( gối A) là: LL y 0.472.LL



 luccat

moment mg

mg

c- Xét tải trọng người bộ hành:

- Aùp lực do người truyền xuống dầm biên ( gối A) là:

PL y

y

2

)( 1 2





=> Hệ số phân bố ngang khi đã nhân với hệ số làn là:

383.1

* Coi như hệ số phân bố ngang của tải trọng người đối vơí dầm giữa bằng 0

* Bảng tổng hợp các hệ số phân bố ngang:

- Trong bảng thể hiện dưới đây là các hê số phân bố cho các giá trị cực đại của

từng trường hợp

Truck Tandem Lane Bộ hành Truck Tandem Lane Bộ hành

Bảng 1 - tổng hợp các hệ số phân bố ngang

PHẦN : TÍNH TOÁN DẦM CHỦChương I : XÁC ĐỊNH NỘI LỰC TÁC DỤNG LÊN DẦM CHỦ THEO CÁC

TRẠNG THÁI GIỚI HẠN

I – Xác định tĩnh tải tác dụng lên dầm chủ:

- Dùng phương pháp phân phối đàn hồi để xác định tĩnh tải truyền cho các dầm:

- Chọn thép cho hệâ liên kết ngang như ở trên có các thông số như trên.

- Tính hê số độ cứng ngang  :

87755671701800

8.12

4

3

x

x x



- Trong tính toán ta chấp nhận sử dụng phương pháp này ứng với giá trị tối thiểu

- Vẽ các đường ảnh hưởng áp lực truyền xuông các gối:

+ Trong đó lấy:   0 05 , d = 1800 , dk = 900(mm) , B = 7000(mm) , K = 750 (mm)

- Vẽ đường ảnh hưởng áp lực xuống các dầm:

- Ta có số gối là: n1 = 5

=> Tra bảng ta có:

0

0 01

0

1 91

0

3 95

0

5 9

0

1 01

0

2 04

0

3 04

0

3 95

0

1 9 1

0

2 0

P

R

01 4

0

08 7

0

21 6

0

40

1 0

M M

=> 0  00  (dR 00)0.590.5x0.2160.698

d

d R

- Ta có: diện tích mặt cắt ngang dầm thép như đã tính trong phần tính đặc trưng hình học là: As = 40504 (mm2)

- Trọng lượng riêng thép theo AASHTO là: s 7 70085x10  5 (N/mm3 )

I.2 – Tĩnh tải do trọng lượng bản mặt cầu và hệ liên kết ngang:

* Tĩnh tải do trọng lượng bản mặt cầu:

- Ở đây ta thấy bề rộng phần hẫng bằng một nữa bề rộng bản giữa Sk = S/2 =

1800/2

= 900(mm) nên ta có thể xem gần đúng tĩnh tải tác dụng lên dầm giữa và biên

là

như nhau và tính như sau:

- Ta có chiều dày bản mặt cầu: ts = 180 (mm)

- Trọng lượng riêng bê tông là: c  0 0000245 (N/mm3 )

=> Trọng lượng phân bố đều do bản mặt cầu gây ra trên toàn bề mặt cầu:

DC2bản = ts.s = 180x0.0000245 = 0.004414 (N/mm2)

* Tĩnh tải do trọng lượng hệ liên kết ngang:

- Trọng lượng bản táp:

+ Bản táp có bề dày: t = 10(mm)

+ Cao hbt = 1084 (mm)

+ Rộng bt = 160 (mm)

+ Gồm có 10 bản cho mỗi liên kết ngang

 Trọng lượng mỗi bản táp là: pbt = 7850x9.81x10-9x1084x160x10 = 133.6 (N)

 Tổng trọng lượng bản táp cho 1 liên kết ngang đã quy về lực tập trung

Pbt = pbt x10 = 133.6x10 = 1336 (N)

- Trọng lượng liên kết ngang:

+ Ta có: 8 thanh L180x180x12 trong mỗi liên kết ngang có trọng lượng theo

chiều dài là 0.331 (N/mm) dài 1755 (mm)

=> Plk1 = 0.331x1755x8 = 4647.24 (N)

+ Ta có: 8 thanh L110x110x10 trong mỗi liên kết ngang có trọng lượng theo

chiều dài là 0.151 (N/mm) dài 1815 (mm)

=> Plk2 = 0.151x1815x8 = 2192.52 (N)

 Trọng lượng liên kết ngang đã quy về lực tập trung:

Plkn = Pbt + Plk1 + Plk2 = 1336 + 4647.24 + 2192.52 = 8175.395 (N)

- Có tổng cộng 7 liên kết ngang dung tính toán tĩnh tải( bỏ 2 liên kết ngang

tại 2 gôí) , do đó ta có trọng lượng phân bố đều toán cầu cầu do hệ liên kết ngang gây ra là:

220009000

7395.8175

mm N x

x BxL

x P

* Tính tĩnh tải do bản mặt cầu và hệ liên kết ngang truyền xuống các dầm:

- Để tiện cho việc tính toán , do ban đầu đã giả thiết là tải này phân bố đều trên

toàn cầu nên ta chỉ cần tính thêm diện tích các đường ảnh hưởng và việc tính toán

này được thực hiện trong bảng tính dưới đây:

R0 ( biên) R1(giữa1 ) R2(giưã2) dtích R0 dtích R1 dtích R2

tung độ Đah 0.304 0.304 0.204

Bảng 2 – Bảng tính diện tích các đường ảnh hưởng

I.2.1 – Xét dầm biên:

- Từ bảng tính diện tích ta có thể tính được tải trong phân bố đều lên dầm biên là:

DC2b = DC2xΩR0 = 0.0047x1613.52 = 7.589 (N/mm)

I.2.2 – Xét dầm giữa thứ nhất:

- Từ bảng tính diện tích ta có thể tính được tải trong phân bố đều lên dầm biên là:

DC2g1 = DC2xΩR1 = 0.0047x1802.79= 8.479 (N/mm)

I.2.3– Xét dầm giữa thứ hai:

- Từ bảng tính diện tích ta có thể tính được tải trong phân bố đều lên dầm biên là:

DC2g2 = DC2xΩR2 = 0.0047x1795.5 = 8.445 (N/mm)

I.3– Tĩnh tải do trọng lượng lan can – lề bộ hành DC3:

- Ta có diện tích phần lan can bê tông: Ac =(200+250)x667 = 150075(mm2)

 Trọng lượng phần bê tông phân bố trên chiều dài cầu:

qc= Ac c 150075x0.000245 = 3.6824(N/mm)

* Tính tải trọng phân bố do phần lan can thép:

- Trọng lương riêng của thép theo AASHTO là s  0 00007693 (N/mm3 )

- Tính trọng lươnng tập trung do cột lan can gây ra: chia cột lan can thành các cấu kiện riêng lẻ và thực hiện tính trọng lượng cho các hình khối tương đương

ứng

+ Gọi CK1’ và CK2’ là các cấu kiên tính tương đương cho CK1 và CK2’ ta có:

++ Trọng lượng cấu kiện CK1’ :

CK1’ = 0.00007693x(140x700 – 130x755)x150 = 81.436 (N) ++ Trọng lượng cấu kiện CK2’ là:

CK2’ = 0.00007693x(130x755-3.14x(1102 - 902 )x10/4 = 63.37(N) ++ Trọng lượng cấu kiện CK3a là:

CK3 = 0.00007693x3.14x(1102 -1002)/4 = 12.7 (N) ++ Trọng lượng cấu kiện CK3b là:

CK3b = 0.00007693x3.14x(1002 - 902)x150/4 = 17.23 (N) ++ Trọng lượng cấu kiện CK4a là:

CK4a = 0.00007693x3.14x(902-802)x100/4 = 10.276 (N) ++ Trọng lượng cấu kiên CK4b là:

CK4b = 0.00007693x3.14x(802-702)x150/4 = 13.6 (N)

- Từ các kết quả tính như trên ta suy ra tổng trọng lượng một cột lan can là:Plc = 81.436 + 63.37 + 12.7 + 17.23 + 10.267 + 13.6 = 198.612 (N)

- Ngoài trọng lượng lan can ra ta có trọng lượng phân bố trên 1(mm) chiều

dài của phần còn lại là:

mm N

x q

L

xP

lc tt

Hình 26 – Các cấu kiên tính toán tương đương cho cấu kiện 1 và 2

* Tải trọng phân bố đều của phần bản người đi bộ:

DC3 = 0.0000245x80 = 0.00210915 (N/mm2)

* Trọng lượng bó vỉa:

Pb’ = 0.0000245x250x200 = 1.22625 (N/mm)

- Từ các giá trị tính được ở trên ta có sơ đồ tính như hình dưới:

- Để dể dàng cho việc tính toán ta lập bảng các tung độ cần thiết , các tung

độ này được nội suy và lập thành bảng dưới đây:

200 600 200 200 600 200

Pb

' b

P

DC3 3

y2 y1

Hình 27 – Sơ đồ tính tĩnh tải do lan can - lề bộ hành gây ra

Bảng 3 – Bảng tính các tung độ cần thiết

- Từ sơ đồ tính và bảng các tung độ trên ta tính được giá trị các lực phân bốlên các dầm:

I.3.1 – Xét dầm biên:

I.3.3 – Xét dầm giữa thứ hai:

DC3g2 = Pb.(y1 + y6) + P’b.(0.191+ 0.191) + DC3.( y2 + y3 + y4+ y5).600/2

= 3.99x( 0.184+0.184 ) + 1.226x(0.191 + 0.191) + 0.00210915 x(0.185 +

0.19

+ 0.19 + 0.1855)x600/2 = 2.3826(N/mm)

I.4 – Tĩnh tải do trọng lượng lớp phủ mặt cầu DW:

- Lớp phủ mặt cầu gồm:

+ Lớp bê tông asfan dày t1 = 70(mm) có C  0 0000245 (N/mm2 )

+ Lớp phòng nước có chiều dày t2 = 4 (mm) có 0.000017658( / 2)

Hình 28 – Sơ đồ tính tĩnh tải do lớp phủ mặt cầu

- Để tính tĩnh tải truyền xuống các dầm do trọng kượng lớp phủ mặt cầu gây ra ta c6n2 tính được diện tích phần đường ảnh hưởng giới hạn bởi hai tung độ y7 và y8 Việc tính toán này được thực hiện trong bảng tính bên dưới

- Sau khi tính xong các số liệu cần thiết , ta tính được tĩnh tải truyền xuống các dầm như sau:

R0 ( biên) R1(giữa1 ) R2(giưã2) dtích R0 dtích R1 dtích R2

II – Tổng hợp tĩnh tải:

II.1- Dầm biên ( dầm 0):

II.1.1 – Giai đoạn 1 ( tiết diện dầm thép):

II.2- Dầm giữa thứ nhất ( dầm1):

II.2.1 – Giai đoạn 1 ( tiết diện dầm thép):

II.2- Dầm giữa thứ hai( dầm 2):

II.2.1 – Giai đoạn 1 ( tiết diện dầm thép):

- Tĩnh tải:

DC1 + DC2g2 = 3.119 + 8.445 = 11.564 (N/mm)