CHƯƠNG 6 THIẾT KẾ MỐ CẦU - ĐATN thiết kế cầu dầm supper T

Khoảng cách từ điểm đặt lực đến mép ngoài phía trước mố:6.4.3.2 Aùp lực đất nằm ngang EH: Để an toàn áp lực nằm ngang phía trước mố có thể bỏ qua Aùp lực nằm ngang sau mố được tính như s

CHƯƠNG VITHIẾT KẾ MỐ CẦU

6.1 GIỚI THIỆU CHUNG

Loại mố thiết kế Mố đặc chữ U BTCT không DƯL

Tên mố tính toán M1

Quy trình thiết kế 2 TCN 272-05

Hoạt tải thiết kế Tổ hợp xe HL93

6.2 SỐ LIỆU THIẾT KẾ MỐ

Các kích thước cơ bản:

Số gối mố thiết kế N = 6 (gối)

Chiều cao gối thiết kế hg = 200 (mm)

KC giữa các gối theo PNC S = 1930 (mm)

KC từ gối đến mép tường mố ag = 450 (mm)

Số làn xe thiết kế n = 2 (làn)

Số làn xe cùng chiều n' = 2 (làn)

Các kí hiệu kích thước mố

Các thống số kích thước cụ thể thiết kế mố:

Dăm cát đệm,d=10cm Đá hộc xây vữa M100,d=30cm

Dăm cát đệm,d=10cm

6 cọc khoan nhồi D=1m

3000 1000

1160 940 650 2250 2100

500 250 500 250 500 2000

Bề rộng cánh mố (1) Bc1 = 2100 (mm)

Bề rộng cánh mố (2) Bc2 = 2250 (mm)

Bề rộng toàn cánh mố Bcm = Bc1+Bc2= 4350 (mm)

Chiều cao cánh mố (1) Hc1 = 490 (mm)

Chiều cao cánh mố (2) Hc2 = 1400 (mm)

Chiều cao cánh mố (3) Hc3 = Hcm-(Hc1+Hc2) = 1500 (mm)Chiều cao toàn cánh mố Hcm = Hdm+Htm= 3600 (mm)

Vật liệu sử dụng

Trọng lượng riêng BT γc = 2500 (KG/m3)

Mođun đàn hồi của BT Ec = 29440 (MPa)

Mođun đàn hồi của CT Es = 200000 (MPa)

Các thông số đất đắp

Trọng lượng riêng đất đắp γs = 1800 ( KG/m3 )

Góc ma sát trong của đất đắp φ = 35 ( 0 )

Góc ma sát giữa đất và tường δ = 24 ( 0 )

6.3 MẶT CẮT CẦN KIỂM TRA:

1 1

6.4 XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG KẾT CẤU PHẦN DƯỚI:

6.4.1 Tải trọng bản thân mố:

Trọng lượng bản thân 6 bệ kê gối và gối:

Kích thước gối: 0.55 x 0.8 x 0.125 m

Trọng lượng một bệ kê gối và gối: Gi = 0.55 x 0.8 x 0.125 = 1.349 (KN)

Tổng trọng lượng

1

n i i

G



   6x1.349 = 8.094 (KN)Trọng lượng tường đỉnh: P = 1.2 x 0.65 x 11.5 x 24.525 = 219.989 KN

Trọng lượng thân mố: P = (3.2-1.2) x (0.94+0.65) x 11.5 x 24.525

= 896.879 (KN)Trọng lượng đá kê bản quá độ:

P = (0.3+0.6) / 2 x 0.3 x 10.7 x 24.525 = 70.852725 (KN)

Trọng lượng tường cánh:

P = (2.35 x 3.2+(1.5+2*1.4) / 2 x 2.1) x 2 x 0.4 x 24.525 = 236.127 (KN)Trọng lượng bệ mố:

P = 5 x 1.8 x 11.5 x 24.525 = 2538.338 (KN)

6.4.2 Xác định nội lực do TLBT mố tại các mặt cắt:

Ta chỉ tính cho mặt cắt điển hình đáy bệ mố (5 -5)

Nội lực do bản thân 6 bệ kê gối và gối:

Khoảng cách từ điểm đặt lực đến mép ngoài phía trước mố:

Tương tự ta tính cho các mặt cắt còn lại

Nội lực do tường đỉnh gây ra:

TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 5-5Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)Bệ kê gối và gối 8.094 1.610 0.890 7.204Tường đỉnh 219.989 2.425 0.075 16.499Thân mố 896.879 1.955 0.545 488.799Đá kê bản quá độ 70.85273 2.883 -0.383 -27.137

TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 2-2Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)Bệ kê gối và gối 8.094 1.610 0.345 2.792Tường đỉnh 219.989 2.425 -0.470 -103.395Thân mố 896.879 1.955 0.000 0Đá kê bản quá độ 70.85273 2.883 -0.928 -65.751Tường cánh 236.127 4.729 -2.774 -655.103

TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 3-3Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)Tường cánh 118.0635 4.729 -1.979 -233.691

TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 4-4Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)Tường cánh 45.322 6.039 -0.939 -42.541

TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 6-6Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)Đá kê bản quá độ 70.85273 2.883 -0.133 -9.423

TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 7-7Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)Tường cánh 118.0635 4.729 -0.804 -94.966

TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 8-8Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)Tường cánh 236.127 4.729 -1.979 -467.382Bệ mố 1142.252 3.875 -1.125 -1285.034

6.4.3 Aùp lực đất thẳng đứng (EV), áp lực đất nằm ngang (EH):6.4.3.1 Aùp lực đất thẳng đứng (EV) chỉ tác dụng lên mặt cắt đáy bệ mố (5-5):

Khoảng cách từ điểm đặt lực đến mép ngoài phía trước mố:

6.4.3.2 Aùp lực đất nằm ngang (EH):

Để an toàn áp lực nằm ngang phía trước mố có thể bỏ qua

Aùp lực nằm ngang sau mố được tính như sau:

Ta tính áp lực đất ngang (EH) cho mặt cắt đặc trưng đáy bệ mố (5-5):

Chiều dương của các lực được thể hiện như hình vẽ:

Tương tự tính cho các mặt cắt còn lại

ÁP LỰC ĐẤT TẠI MẶT CẮT (1-1)

ÁP LỰC ĐẤT TẠI MẶT CẮT (7-7)

6.4.4 Aùp lực đất do hoạt tải ( ES ):

6.4.4.1 Cấu tạo hình học bản quá độ:

940 650

2250 2100

G o ùc chéo của m o á

E y

E y E

6.4.4.2 Hoạt tải quy đổi:

Hoạt tải xe đặt sau lưng mố được quy thành tải trọng đất đắp có chiều cao heq (chiều cao tương đương của đất dùng cho tải trọng xe Bảng 3.11.6.2-1) Đối với đường ô tô cường độ tải trọng phải lấy phù hợp với các quy định của điều 3.6.1.2

Nếu tải trọng chất thêm khác với đường ô tô thì chủ đầu tư phải quy địnhhoặc chấp nhận một hoạt tải chất thêm phù hợp

P = k.gs.g.heq.10-9

Trong đó: gs: tỷ trọng của đất (KG/m3)

heq: chiều cao đất tương đương với xe tải thiết kế

Ta tính cho mặt cắt điển hình đáy bệ cọc (5-5):

Chiều cao tường 6000 mm  h eq  760 mm

Chiều cao tường 9000 mm  h eq  610 mm

Chiều cao tường 5000 mm h eq  810 mm

Trọng lượng bản thân dầm kê BQĐ: Pdamke = 0.5 x 0.5 x 10 x 24.525

Q: cường độ tải trọng (N/mm)

Ta chia chiều dày lớp đất từ đáy lớp đá dăm đến mặt cắt (5-5) thành nhiều lớp nhỏ có bề dày 0.5m

Khoảng cách tính từ đáy lớp đá dăm kê bản quá độ đến mặt cắt (5-5):

Ta tính toán tương tự cho mặt cắt (2-2):

Khoảng cách tính từ đáy lớp đá dăm kê bản quá độ đến mặt cắt (2-2):

6.4.6 Aùp lực dòng chảy (WA):

6.4.6.1 Lực đẩy nổi lên mố:

Theo như bố trí cấu tạo thì bệ mố được đặt dưới mực nước thấp nhất, do đó ta tính áp lực nước đẩy nổi tác dụng lên phần mố ngập trong nước và ta tính

với mực nước cao nhất Cao độ mực nước cao nhất: +1.4

Lực đẩy nổi của nước là một lực đẩy hướng lên trên, được lấy bằng tổng của các thành phần thẳng đứng của áp lực tĩnh tác dụng lên tất cả các bộ phận nằm nằm dưới mực nước thiết kế

Aùp lực tĩnh được xác định theo công thức: Pd = w.Vo

Trong đó:

V0: Thể tích phần ngập nước

w

 : Trọng lượng riêng của nước

NỘI LỰC DO LỰC ĐẨY NỔI TẠI MẶT CẮT 2-2Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)

Chiều dài nhịp giữa 2 gối: LTT = 36.30 m

6.5.1 Tĩnh tải phân bố theo chiều dài dầm chủTrọng lượng bản thân dầm chủ

Dầm giữa DCdcg = 18.47 ( N/mm )

Dầm biên DCdcb = 18.47 ( N/mm )

(Tất cả đã được xác định ở chương thiết kế dầm chính)

6.5.2 tính toán nội lực do hoạt tải

Xếp tải theo phương dọc cầu để xác định phản lực: (Chưa xét HSPBN)

Xe tải thiết kế:

Xe tải thiết kế: gồm trục trước nặng 35 KN , hai trục sau mỗi trục nặng 145KN, khoảng cách giữa 2 trục trước là 4300mm, khoảng cách hai trục sau thay đổi từ 4300–9000mm sao cho gây ra nội lực lớn nhất, theo phương ngang khoảng cách giữa hai bánh xe là 1800mm

Xe hai trục thiết kế:

Xe hai trục: gồm có hai trục, mỗi trục nặng 110KN, khoảng cách giữa hai trục không đổi là 1200mm, theo phương ngang khoảng cách giữa hai bánh

xe là 1800mm

Sơ đồ xếp tải để mố chịu lực bất lợi nhất

Chiều dài nhịp L = 37 ( m )

KC từ đầu dầm đến tim gối a = 0.35 ( m )

Chiềøu dài nhịp tính toán Ltt = 36.3 ( m )

Các giá trị tung độ ảnh hưởng (Bỏ qua khe hở giữa dầm và mép mố)

y1 = ( L-a )/Ltt = 1.010y'1 = ( L-a-1.2 )/Ltt= 0.977

y2 = ( L-a-4.3 )/Ltt= 0.891

y3 = ( L-a-8.6 )/Ltt= 0.773Phản lực tại gối trụ do

Tải trọng làn RLN = 0,5.y1.( L-a ).9,3 (KN/m)

Xe tải 3 trục RTR = 145.y1 + 145.y2 + 35.y3

Xe Tanđem RTĐ = y1.110 + y'1.110

Xe tải 3 trục P1 (KN) P2 (KN) P3 (KN) Tổng (KN)

Tải trọng trục 145 145 35

Tải trọng làn Pl (KN)

Giá trị Đ.a.h 18.150Phản lực 168.7956.5.2.1 Xếp xe dể gây ra momen My lớn nhất:

V2V1

lane lane LL

6.5.2.2 Tải trọng người trên lề bộ hành:

Phản lực tại gối do người đi bộ đi 2 bên lề bộ hành gây ra:

L



= 62.8 (KN)1.5

Gối 2: PL . PL.

bh

m R V

L



= 7.68 (KN)1.5

6.5.2.3 Lực hãm xe (BR):

Lực hãm xe đựơc truyền từ kết cấu trên xuống trụ qua gối đỡ Tuỳ theo từng loại gối cầu và dạng liên kết mà tỉ lệ truyền của lực ngang xuống trụ khác nhau Do các tài liệu tra cứu không có ghi chép về tỉ lệ ảnh hưởng của lực ngang xuống trụ nên khi tính toán, lấy tỉ lệ truyền bằng 100% Có nghĩa là toànbộ lực ngang gây ra do lực hãm xe được truyền hết xuống gối cầụ Điểm đặt của lực hãm xe tại cao độ gối cầu của trụ thiết kế

Lực hãm được lấy bằng 25% trọng lượng của các trục xe tải hay xe hai trục thiết kế cho mỗi làn được đặt trong tất cả các làn thiết kế được chất tải theo quy trình và coi như đi cùng một chiều Các lực này được coi như tác dụng

theo chiều nằm ngang cách phía trên mặt đường 1800mm theo cả hai chiều dọc để gây ra hiệu ứng lực lớn nhất Tất cả các làn thiết kế phải được chất tải đồng thời đối với cầu và coi như đi cùng một chiều trong tương lai.

Phải áp dụng hệ số làn quy định trong điều 3.6.1.1.2

Lực hãm do 2 làn xe tác dụng

Do ở đây ta thiết kế mố của cầu thẳng nên không có lực li tâm

6.5.2.6 tính toán nội lực do tt gió6.5.2.6.1 Tải trọng gió tác dụng lên kết cấu thượng tầng(WSsup)

Diện tích hứng gió bxh được xác định như sau:

S : hệ số điều chỉnh đối với khu đất chịu gió và độ cao mặt cầu theo quy định trong bảng 3.8.1.1.2

Cd : Hệ số cản được quy định trong A3.8.1.2.1.1, phụ thuộc vào tỉ số b/d.Trong đó:

b = Chiều rộng toàn bộ của cầu giữa các bề mặt lan can (mm)

d = Chiều cao kết cấu phần trên bao gồm cả lan can đặc, nếu có (mm) Quy định lấy hệ số tối thiểu là 0.9 Trong bài, ta lấy hệ số cản gió

=1,2

Tốc độ gió ứng với Vùng IV

VB = 59 (m/s)Hệ số điều chỉnh S = 1

V = 59 (m/s)Hệ số cản Cd = 1.2

Aùp lực gió PB = 2.51 (KN/m2)

Aùp lực gió tính toán

PB = Max( PB, 1.8 )

PB = 2.51 (KN/m2)Giả sử mặt hứng gió vuông góc phương gió, khi đó gió ngang là:

 Lực gió WSsup P A B wsup2,5 94.38 236.516  KN

Lực gió theo phương dọc sẽ = 1

Tại mỗi gối tựa lực gió tạo một lực:

sup

par

goi

WS L

n

  236,516 / 6 = 39.419 (KN)Ngoài ra lực gió WSsup đặt lệch tâm so với mặt trên gối:

6.5.2.6.2 Tải trọng gió tác dụng lên xe cộ (WL):

Chiều dài tải trọng tham gia lấy bằng chiều dài dầm tác dụng lên trụ và cách mặt đường 1,8 m

Theo A3.8.1.3, khi xét tổ hợp tải trọng cường độ III, phải xét tải trọng gió tác dụng vào cả kết cấu và xe cộ

Tải trọng ngang của gió lên xe cộ bằng tải phân bố 1,5 KN/m, tác dụng theo hướng nằm ngang, ngang với tim dọc kết cấu và đặt ở 1.8m trên mặt đường

Chiều dài tham gia tải trọng gió tác dụng lên xe được lấy bằng chiều dài dầm tác dụng lên mố L 36.3m

WLpar = PWL.L

Aùp lực gió ngang PWL = 1.5 (KN/m)

Suy ra tải trọng gió dọc WLpar = 54.45 (KN)

Tại mỗi gối tựa lực gió tạo một lực: sup

par

goi

WS L

n

 54.45 / 6 = 9.075 (KN)cách mặt trên xà mũ: h = 0.2 + 1.8 + 1.8 = 3.80 (m)

do đó tồn tại một trị số mômen: Mperp = 9.075 x 3.8 = 34.485 (KN.m)

Tương tự momen này cũng gây ra ở gối các phản lực và giá trị của nó cũng được xác định theo công thức:

6.5.3 Xác định nội lực do KCPT và hoạt tải gây ra:

Xác định theo công thức: M = P x e

Trong đó:

e: Độ lệch tâm của điểm đặt lực so với trục trung hoà của mặt cắt cần tính toán

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (2-2)

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (1-1)

DC (KCPD) 1431.942 0.000 0.000 0.000 -821.457 0.000

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (3-3)

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (4-4)

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (6-6)

TỔNG 402.551 0.000 0.000 0.000 -59.178 0.000

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (7-7)

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (8-8)

6.6 Tổ hợp nội lực tại các mặt cắt:

6.6.1 Bảng hệ số tổ hợp nội lực ở các trạng thái:

Hạng mục CĐ I CĐ II CĐ III SD

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (1-1)

Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mx (KNm)

TTGH CĐ II 6375.019 545.740 3029.761 407.352 10306.707TTGH CĐ III 4592.944 714.796 946.414 116.386 453.073

TTGH SD 6249.471 289.541 3029.761 87.290 5323.205

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (3-3)Tổ hợp nội lực V (KN) Hướng dọc Hướng ngang

Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mz (KNm)TTGH CĐ I 147.579 0.000 -292.114 139.425 178.464

TTGH SD 9903.892 857.825 4943.714 87.290 5480.327

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (6-6)Tổ hợp nội lực V (KN) Hướng dọc Hướng ngang

TTGH CĐ II 2306.777 0.000 -2595.124 0.000 0.000

TTGH CĐ III 3159.276 0.000 -3554.186 0.000 0.000

6.7 Tính toán cốt thép cho các mặt cắt:

6.7.1 Tính toán cốt thép cho bản quá độ:

6.7.1.1 Thiết kế cốt thép:

Chiều rộng bản quá độ: b = 10000 mm

Chiều cao bản quá độ: h = 300 mm

Momen kiểm toán:

Mu = 310.966875 (KNm) = 310.966875 x106 (Nm)

Chọn khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép ngoài bêtông:

abv = 50 mm

Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 300 - 50 = 250 (mm)

Từ phương trình cân bằng momen ta có: / 0 0,85 .'

2

u

M a

 6.9/250=0.0277 < 0.45Xảy ra trường hợp phá hoại dẻo ( 5 7.3.3.1 )

ds

b h

f

  (0.85x28x5.88x1000)/280 = 4998 (mm2)Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu (5.7.3.3.2-1):

y

f f



   0.30% không thỏaLượng cốt thép cần bố trí: As = 9000.0 (mm2)

y

Z f

d A f

f





Chiều rộng bản quá độ: b = 10000 mm

Chiều cao bản quá độ: h = 300 mm

Momen kiểm toán: Ms =248.7735(KNm) =248.7735 x106 (Nm)

Mođun đàn hồi của bêtông: Ec = 28442 Mpa

Cốt thép có mođun đàn hồi: Es = 200000 MPa

=> Tỉ số mođun đàn hồi: n = 7.03

Khoảng cách từ trục trung hoà đến thớ chịu kéo của bản bêtông sau khi nứt:

Thế số vào ta tính được: x = 55.6 (mm)

Momen quán tính của tiết diện lúc này:  

3

2

3

c

Z f

d A



Trong đó:

Thông số vết nứt: Z = 23000 N/mm khí hậu khác nghiệt

Diện tích trung bình bao quanh 1 thanh thép:

Điều kiện: fs = 95.03MPamin(f sa,0.6 )f y  168MPa (thỏa)

6.7.2 Kiểm toán mặt cắt tường đỉnh (1-1):

Do điều kiện làm việc của mặt cắt (1-1) làm việc theo 1 phương nên việc tính toán tương tự như trên, ta có kết quả sau:

Nhận xét

6.7.3 Kiểm toán mặt cắt (6-6):

Do điều kiện làm việc của mặt cắt (6-6) làm việc theo 1 phương nên việc tính toán tương tự như trên, ta có kết quả sau:

b (mm) 11500 c / ds 0.0014 Abt (mm2) 17702.9

Nhận xét

6.7.4.1 Kiểm toán mặt cắt;

Tiết diện mặt cắt

Asfy

a

Trong đó:

Po=0,85.f'c.(Ag-Ast)+Ast.fy (N)

j : Hệ số sức kháng =0.75 đối với cấu kiện chịu nén ọc trục

Prxy: Sức kháng dọc trục tính toán khi uốn theo 2 phương (N)Prx: Sức kháng dọc trục tính toán khi chỉ có độ lệch tâm ey (N)Pry: Sức kháng dọc trục tính toán khi chỉ có độ lệch tâm ex (N)Kiểm tra: 0,1.j.f'c.Ag:

Ta có:

Hệ số sức kháng j = 0.75

Diện tích mặt cắt nguyên

Ag = 11500 x 1590 = 18285000 (mm2) => 0,1.j.f'c.Ag = 38398.5 (KN)

Ta thấy lực dọc trục: N = 8436.087(KN) < 0,1.j.f'c.Ag =38398.5(KN)

Ta sẽ kiểm toán theo điều kiện (1-a)

Ta tính Mrx: Sức kháng uốn tính toán theo trục x (N.m)

Với j: hệ số sức kháng đối với cấu kiện chịu uốn = 0.9

Diện tích thép: Bố trí 9 Φ 14 => As = 1384.74 (mm2)

Chiều dày lớp phủ bêtông: abv = 80 mm

Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 11500 - 80 = 11420 (mm)

Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất:

' 1

As fy a

f b

(1384.74x280)/(0.85x28x1590) = 10.2 (mm)

Trị số sức kháng tính toán: Mrx = 3983272477(Nmm) = 3983.272(KN.m)

Ta tính Mry: Sức kháng uốn tính toán theo trục y (N.m)

dc

Với j: hệ số sức kháng đối với cấu kiện chịu uốn = 0.9

Diện tích thép: Bố trí 57 Φ 20 => As = 17898 (mm2)

Chiều dày lớp phủ bêtông: abv = 100 mm

Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 1590 - 100 = 1490 (mm)

Từ phương trình cân bằng momen ta tính được:

,

.0.85 .c

Momen tính toán theo trục y: Muy = 3496.804 (KN.m)

Đối với cấu kiện chịu 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 chịu nén dọc cần phải xác định tỷ số độ mảnh K.Lu/r

Xác định độ mảnh theo phương ngang:

Bản kính quán tính: rx Ix

A

  3.32 (m)Với momen quán tính: . 3

Lu: chiều dài thanh chịu nén = 3.2 m

Xác định độ mảnh theo phương dọc:

Lu: chiều dài thanh chịu nén = 3.2 m

Hệ số khuyếch đại momen: 1 1

m b

C Pu Pe







Do bỏ qua hiệu ứng độ mảnh nên: δb = 1

Vậây momen tính toán sau cùng là:

Muxtt=δb.Mux = 8720.950451(KN.m)

Muytt=δb.Muy = 3496.804 (KN.m)