THIET KE MO CAU BE TONG COT THEP

- Các giá trị trên bản trên được tính toán thông qua các số liệu từ chương thiết kế dầm chính tiết diện I BTCT DƯL... Hình 7.4 Xếp xe lên đường ảnh hưởng phản lực gối + Số làn xe thiết k

CHƯƠNG 7: THIẾT KẾ MỐ CẦU

7.1 CẤU TẠO MỐ CẦU

- Loại mố: Mố chữ U BTCT

Hình 7.1 Mặt đứng mố chữ U và các kích thước hình học cơ bản

- Các kích thước cơ bản của mố chữ U BTCT:

Bảng 7.1 Các kích thước cơ bản của mố

- Chiều rộng bản quá độ bbqd 7 m

Hình 7.2 Mặt trước và mặt sau mố chữ U BTCT

- Vị trí mố thiết kế: M1

- Cao trình các bộ phận của mố:

+ Cao trình đỉnh mố: +3.788m+ Cao trình đáy tường đỉnh: +2.078m+ Cao trình đáy tường thân: +0.578m

- Vật liệu sử dụng:

+ Trọng lượng riêng của bê tông: γ =2400kg/m3

+ Cấp bê tông thiết kế: f c' =30Mpa

+ Mô đun đàn hồi của bê tông: Ec=27691.4 Mpa+ Cường độ chảy nhỏ nhất của thép: f y =420Mpa

+ Mô đun đàn hồi của thép: Es=200000Mpa

- Các thông số đất đắp: Đất đắp sau mố sử dụng đất tốt đầm chặt có:

+ Trọng lượng riêng của đất đắp: γ =1800kg/m3

+ Gốc nội ma sát trong của đất đắp: ϕ=350

+ Gốc nội ma sát giữa đất và tường: δ =240

Bảng 7.2 Các số liệu thiết kế mố

Các mặt cắt cần kiểm toán đối với mố:

+ Mặt cắt A-A: Mặt cắt chân tường đỉnh

+ Mặt cắt B-B: Mặt cắt chân tường thân + Mặt cắt C-C: Mặt cắt tường cánh+ Mặt cắt D-D: Mấu kê bản quá độ + Mặt cắt E-E: Mặt cắt thân tường thân

Hình 7.3 Các mặt cắt cần kiểm toán đối với mố M1 7.2 TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN MỐ

7.2.1 XÁC ĐỊNH CÁC TẢI TRỌNG THẲNG ĐỨNG TÁC DỤNG LÊN MỐ 7.2.1.1 TĨNH TẢI KẾT CẤU PHẦN TRÊN

Bảng 7.3 Bảng tính toán tĩnh tải do trọng lượng bản thân kết cấu phần trên

- Các giá trị trên bản trên được tính toán thông qua các số liệu từ chương thiết

kế dầm chính tiết diện I BTCT DƯL

7.2.1.2 TĨNH TẢI KẾT CẤU PHẦN DƯỚI

Bảng 7.4 Bảng tính toán tĩnh tải do trọng lượng bản thân mố

7.2.1.3 XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG THẲNG ĐỨNG DO HOẠT TẢI

7.2.1.3.1 HOẠT TẢI LL TÁC DỤNG TRÊN KẾT CẤU NHỊP

- Xếp xe theo phương dọc cầu gây ra phản lực gối lớn nhất:

+ Phản lực gối do xe tải thiết kế:

Hình 7.4 Xếp xe lên đường ảnh hưởng phản lực gối + Số làn xe thiết kế: n=2 làn

+ Hệ số làn xe: m=1+ Tổng lực thẳng đứng do hoạt tải trên kết cấu nhịp theo phương dọc cầu, hoạt tải xe có xét đến lực xung kích IM=25%

kN n

m R R

IM R

R

- Xếp xe theo phương ngang cầu gây ra mô men lớn nhất theo phương ngang cầu:

Hình 7.5 Xếp xe theo phương ngang cầu xác định mô men lớn nhất

- Xác định phản lực lên gối 1, 2,3 để xác định mô men lớn nhất theo phương

ngang cầu:

Hình 7.6 Xếp xe lên đường ảnh hưởng phản lực gối tại các gối 1,2,3

- Phản lực tác dụng lên gối thứ 1:

+ Tải trọng người đi bộ:

kN B

R m V

PL

pl LLpl

1

059.161.352.1

+ Tải trọng làn thiết kế:

kN B

R m V

lan

lan LLlan

3

497.039.1102.1

+ Tải trọng xe tải thiết kế:

kN y

IM

R m

V LLtruck LL

LL 1.25 0.412 88.4

2

09.2862.1)

1(

R m V

PL

pl LLpl

1

047.061.352.1

+ Tải trọng làn thiết kế:

kN B

R m V

lan

lan LLlan

3

65.139.1102.1

+ Tải trọng xe tải thiết kế:

kN y

1(2

R m V

lan

lan LLlan

3

85.039.1102.1

+ Tải trọng xe tải thiết kế:

kN y

1(2

⇒ Lực thẳng đứng tác dụng lên gối thứ 3:

+ V V Lan3 V LL3 37.53 138.83 176.36kN

7.2.1.3.2 HOẠT TẢI LL TÁC DỤNG LÊN BẢN QUÁ ĐỘ

- Chiều dài bản quá độ: 4m

- Chiều rộng bản quá độ: 7m

- Vẽ đường ảnh hưởng bản quá độ tại vị trí mấu kê:

Hình 7.5 Xếp xe lên đường ảnh hưởng phản lực gối của bản quá độ

- Phản lực gối do xe tải thiết kế:

R LLlan =9.3×2=18.6

- Tổng phản lực tại gối lên mấu kê bản quá độ là:

kN n

m R

IM R

+ γ : là trọng lượng riêng của đất đắp, γ =18kN/m3

+ H: Chiều cao tường chắn chịu áp lực đất+ K=K0: là hệ số áp lực đất tĩnh nếu là tường chắn trọng lực, tường không uốn cong hay dịch chuyển

+ K=Ka: là hệ số áp lực chủ động nếu là tường chắn công xol, đối với tường uốn cong hay dịch chuyển

)(2

' 2

δθθ

ϕ

θ

−Γ

+

=

Sin Sin

Sin

K a

+ Với

2 '

'

)()(

)(

)(

−

−+

+

=Γ

βθδ

θ

βϕδϕ

Sin Sin

Sin Sin

- Trong đó:

+ δ :góc ma sát giữa đất đắp và tường, δ =240

+ β:góc của đất đắp với phương nằm ngang, β =00

+ θ:góc của đất đắp sau tường với phương thẳng đứng, θ =900

+ ϕ' :góc nội ma sát hữu hiệu của đất đắp, ϕ' =350

Công thức tính áp lực đất do hoạt tải sau mố: LS

HB h K

LS = a eqγ

- Trong đó:

+ h eq :chiều cao đất tương đương với xe tải thiết kế

Bảng 7.5 Chiều cao tương đương của đất dùng cho tải trọng xe

7.2.2.1.1 TÍNH ÁP LỰC ĐẤT TẠI MẶT CẮT CHÂN TƯỜNG THÂN

Hình 7.6 Sơ đồ tính áp lực đất mặt cắt chân tường thân

+EH H K B 0.244 8 179.9kN

2

2.3182

2 2

+ Khi đó tính áp lực đất thẳng đứng VS do lớp đất tương đương tác dụng tới

mặt cắt chân tường thân khi thiết kế mố VS xác định theo công thức:

+ VS =h eqγLB=1.17×18×0.3×8=50.54kN

7.2.2.1.2 TÍNH ÁP LỰC ĐẤT TẠI MẶT CẮT CHÂN TƯỜNG ĐỈNH

Hình 7.7 Sơ đồ tính áp lực đất mặt cắt chân tường đỉnh

+EH H K B 0.244 8 50.77kN

2

7.1182

2 2

- Để đơn giản trong tính toán ta quy tường cánh về hình dạng như hình vẽ.

- Để tính áp lực đất lên tường cánh ta chia tường cánh thành hai khối sau đó tính áp lực đất tác dụng lên tường cánh của từng khối

Ghi chú:

- Trong đó H là chiều cao tường dùng xác định lớp đất tương đương h eq do hoạt tải gây ra sau mố, Chiều cao H ở phần 3 và phần 4 được tính từ mặt đất đắp đến trọng tâm tiết diện từng phần tương ứng

+ Áp lực đất đắp tác dụng lên phần 2,3,4 tính theo công thức:

B K

LS = a eqγ

- Tính áp lực đất tác dụng lên phần 1:

+ Áp lực do đất đắp tác dụng lên phần 1 được tính theo công thức:

)(

H

EH =γ tb × × × ++ Áp lực đất do hoạt tải sau mố lên phần 1 được tính theo công thức:

LS a eqγ

+ Trong đó:

H1=1.55m (Chiều cao đuôi tiết diện phần 1)H2=3.2m (Chiều cao đầu tiết diện phần 1)Htb=1.23m là chiều cao của trọng tâm tiết diện phần 1 tường cánh

7.2.2.2 TÍNH TẢI TRỌNG DO LỰC HÃM XE, BR

- Lực hãm xe được lấy bằng 25% trọng lượng các trục xe tải hay xe hai trục thiết kế trên tất cả các làn xe chạy cùng 1 chiều

- Xe thiết kế là xe tải, cầu được thiết kế với hai làn xe, hệ số làn m=1

- Gối cao su chịu 100% lực hãm

- Do đó:

kN

BR=0.25×2×1×(145+145+35)=162.5

- Lực hãm xe đặt cắt mặt cầu 1.8m nằm ngang theo phương dọc cầu

7.2.2.3 TÍNH TẢI TRỌNG DO LỰC MA SÁT GỐI CẦU, FR

- Vì gối thiết kế là gối cao su- thép nhiều lớp đã được kiểm tra về ổn định trượt nên không tính lực ma sát FR= 0 0kN

7.2.2.4 TÍNH TẢI TRỌNG LỰC LY TÂM, CE

- Vì cầu thẳng nên không xét đến lực ly tâm, CE= 0 0kN

7.2.2.5 TÍNH LỰC NGANG DO NHIỆT ĐỘ THAY ĐỔI , TU

- Lực ngang do sự biến dạng của một kết cấu chất dẻo gối cao su gây ra:

h nGA TU

rt

u 381.15

120

2.4655.03.02.1

=

∆

=+ Trong đó:

G: mô đun cắt của chất dẻo, G=1.2A: diện tích mặt bằng của cấu kiện chất dẻo hoặc gối

h là tổng chiều cao của chất dẻo, h rt =120mm

n: là số gối cầu thiết kế, n=5 “Gối”

V = B

- Trong đó:

+ V B :là tốc độ gió giật cơ bản trong 3s với chu kỳ xuất hiện 100 năm.+ Khu vực xây dựng cầu thuộc Huyện Vĩnh Thạnh-TP Cần Thơ, thuộc vùng tính gió I, với V B =38m/s

+ S: là hệ số điều chỉnh đối với khu đất chịu gió và độ cao mặt cầu theo quy định, chọn S=1.09

⇒V =V B S =38×1.09=41.42m/s

7.2.2.7.1 TẢI TRỌNG GIÓ TÁC DỤNG LÊN CÔNG TRÌNH, WS

7.2.2.7.1.1 TẢI TRỌNG GIÓ NGANG

Tính tải trọng gió lên kết cấu phần trên:

- Tải trọng gió ngang P D phải được lấy theo phương tác dụng nằm ngang và đặt tại trọng tâm của các phần diện tích thích hợp và được tính như sau:

t d

Chiều cao dầm chủ: 1.15mChiều cao bản mặt cầu: 0.2mChiều cao lan can đặc: 0.715m

4.187

.3065.2

=

d b

+ A t : diện tích kết cấu hay cấu kiện tính tải trọng gió, nhằm thiên về an toàn xem diện tích phần lan can thép là đặc hứng gió

282.322/54.24)61.0065.2

kN A

kN C

A V

P D =0.0006 2 t d =0.0006×41.422×32.82×1.4=47.30 <1.8 t =59.08

⇒

- Chọn giá trị gió thiết kế: P D =59.08kN

Tính tải trọng gió kết cấu phần dưới: Vì kích thước mố chữ U thiết kế nhỏ và

chiều cao không lớn, đồng thời mố được vùi trong đất và gia cố bằng đá hộc xung quanh nên ảnh hưởng gió lên mố là không đáng kể Trong thiết kế phần này không xét đến ảnh hưởng của gió lên kết cấu phần dưới

7.2.2.7.1.2 TẢI TRỌNG GIÓ DỌC

- Đối với mố, trụ kết cấu phần trên là giàn hay các dạng kết cấu khác có một bề

mặt cản gió lớn song song với tim dọc của kết cấu thì phải xét đến tải trọng gió Trong thiết kế phần này không xét đến tải trọng gió dọc tác dụng lên mố

7.2.2.7.2 TẢI TRỌNG GIÓ TÁC DỤNG LÊN XE CỘ, WL

7.2.2.7.2.1 TẢI TRỌNG GIÓ NGANG

- Tải trọng ngang của gió lên xe cộ bằng tải trọng phân bố 1.5 kN/m , tác dụng

theo hướng nằm ngang, ngang với tim dọc kết cấu và đặt ở cao độ 1.8m so với mặt đường

kN

WL N =1.5×24.54/2=18.41

P V =0.00045 2 V =0.00045×41.422 ×105.52=81.46

7.2.2.8 VA CỦA TÀU THUYỀN, CV

- Vì mố cầu ở trên bờ nên không xét đến lực va tàu thuyền, CV=0.0 kN

7.3 NỘI LỰC CỦA CÁC BỘ PHẬN MỐ

 NGUYÊN TẮC KHI TỔ HỢP TẢI TRỌNG BẤT LỢI CHO PHẦN

THIẾT KẾ MỐ CẦU TRONG TẬP ĐỒ ÁN NÀY

- Khi tổ hợp tải trọng bất lợi gây ra phía sông thì các tải trọng được tính như sau:

+ Tải trọng gây ra mô men ra phía sông sẽ lấy với hệ số tải trọng γmax

+ Tải trọng gây ra mô men phía đường sẽ lấy với hệ số tải trọng γmin

+ Tải trọng thẳng đứng tổ hợp với hệ số tải trọng γmax

+ Tải trọng ngang tác dụng lên mố gây ra mô men theo phương ngang cầu tính cho trường hợp cùng chiều và tổ hợp với hệ số tải trọng γmax

+ Hoạt tải có tính đến hệ số xung kích IM+ Lực hãm, lực gây ra do nhiệt độ thay đổi, tải trọng gió dọc trên hoạt tải cho trường hợp hướng ra phía sông

- Khi tổ hợp tải trọng bất lợi gây ra phía đường thì các tải trọng được tính như sau:

+ Tải trọng gây ra mô men ra phía sông sẽ lấy với hệ số tải trọng γmin

+ Tải trọng gây ra mô men phía đường sẽ lấy với hệ số tải trọng γmax

+ Tải trọng thẳng đứng tổ hợp với hệ số tải trọng γmax

+ Tải trọng ngang tác dụng lên mố gây ra mô men theo phương ngang cầu tính cho trường hợp cùng chiều và tổ hợp với hệ số tải trọng γmax

+ Hoạt tải có tính đến hệ số xung kích IM+ Lực hãm, lực gây ra do nhiệt độ thay đổi, tải trọng gió dọc trên hoạt tải cho trường hợp hướng ra phía đường.

7.3.1 TỔ HỢP NỘI LỰC TẠI MẶT CẮT CHÂN TƯỜNG THÂN B-B

Bảng 7.9 Xác định mô men tác dụng lên mố do các tải trọng thẳng đứng gây ra tại mặt cắt B-B

- Hoạt tải trên kết cấu nhịp RLL 1007.23 -0.1 -100.72

- Lực hãm xe BR 162.5 ±5.0 ±812.5

Bảng 7.11 Xác định mô men tác dụng lên mố do các tải trọng ngang theo phương ngang cầu gây ra tại mặt cắt B-B

Tải trọng gió dọc lên hoạt tải γWL - 9.2 ±46 -

Tải trọng gió ngang lên H.tải γWL - - - 18.41 92.05

Tải trọng gió ngang lên k.cấu γWS - - - 59.08 284.77

7.3.2 TỔ HỢP NỘI LỰC TẠI MẶT CẮT CHÂN TƯỜNG ĐỈNH A-A

Bảng 7.16 Xác định mô men tác dụng lên mố do các tải trọng thẳng đứng gây ra tại mặt cắt A-A

Bảng 7.17 Xác định mô men tác dụng lên mố do các tải trọng ngang theo phương dọc cầu gây ra tại mặt cắt A-A

-7.3.3 TỔ HỢP NỘI LỰC TẠI MẶT CẮT TƯỜNG CÁNH C-C

 Xác định mô men do các tải trọng ngang tác dụng lên mố theo phương

ngang cầu

- Tất cả các lực ngang tính cùng chiều để gây ra hiệu ứng lực lớn nhất

- Theo phương dọc cầu là trục x-x, theo phương ngang cầu là trục y-y

Bảng 7.21 Xác định mô men tác dụng lên mố do các tải trọng ngang theo phương ngang cầu gây ra tại mặt cắt C-C

- Chọn bố trí cốt thép theo phương ngang cầu: 43φ16a200

- Chọn lớp bê tông bảo vệ tính đến trọng tâm cốt thép là: a=40mm

7.4.1.2 KIỂM TRA SỨC KHÁNG UỐN

- Mô men ở TTGH CĐ:

Mu=278.3 kNm

- Diện tích cốt thép 43φ16, As=0.0086 m2

- Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép chịu kéo đến mép trên thớ ngoài cùng chịu nén, ds=400-40=360 mm

- Chiều cao khối ứng suất tương đương:

a = (Asfy)/ (0.85fc’ bw)=(0.0086x420)/(0.85x30x8.6)=0.016 m

- Sức kháng uốn tính toán:

Mr=φMn=φ Asfy(ds-a/2) =0.9x0.0086x420x103x(0.36-0.016/2)=1144.28 kNm

Kiểm toán: Mr> Mu ⇒ ĐẠT

7.4.1.3 KIỂM TRA HÀM LƯỢNG CỐT THÉP TỐI ĐA

- Điều kiện kiểm toán: c/de ≤0.42

- de= ds=360mmKiểm tra: c/de=19.14/360=0.05≤0.42 ⇒ ĐẠT

7.4.1.4 KIỂM TRA HÀM LƯỢNG CỐT THÉP TỐI THIỂU

- Điều kiện kiểm toán: ρmin ≥ 0.03

28

7.4.1.5 KIỂM TRA CỰ LY GIỮA CÁC THANH CỐT THÉP

- 22TCN272-05 cự ly các cốt thép không được vượt quá hoặc 1.5 chiều dày của cấu kiện hoặc 450mm

- Cự ly tối đa giũa các cốt thép

Smax=min(1.5h,450)=min(1.5x400;450)=450 mm

- TCN 5.10.3.1.1 đối với bê tông đúc tại chổ, cự ly tịnh giữa các thanh song song trong một lớp không được nhỏ hơn:1.5 lần đường kính danh định của thanh hoặc 1.5 lần kích thước tối đa của cấp phối thô hoặc 38 mm

Smin=max(1.5x16;1.5x20;38)=38 mm

- Chọn φ16a200 ĐẠT

7.4.1.6 KIỂM TRA CẤU KIỆN CHỊU CẮT

- Kiểm toán theo công thức: V u ≤ϕV n

- Trong đó:

+ Vu là lực cắt tính toán, Vu= 246.54 kN+ ϕ là hệ số sức kháng cắt lấy ϕ=0.9 + Vn là sức kháng cắt danh định tính theo điều 5.8.3.3

- Sức kháng cắt danh định Vn phải xác định bằng trị số nhỏ hơn của:

Vn1=Vc+Vs+Vp Vn2=0.25f’ cbvdv+Vp

Vs=

s

g g

d f

A v y v(cot θ +cot α)sinα

- Phương pháp đơn giản đối với mặt cắt không dự ứng lực: đối với các mặt cắt

bê tông không dự ứng lực không chịu kéo dọc trục và có ít nhất một lượng cốt thép ngang tối thiểu quy định trong điều 5.8.2.5 hoặc khi có tổng chiều cao thấp hơn 400mm, ta có thể dùng các giá trị:

+ β =2

+ θ =450

+ α góc nghiêng của cốt thép ngang đối với dọc trục là 900

- Ta có:

0.1 f c'b v d v

=0.1x30x103 x8.6x0.352=9081.6 kNVu=246.54 kN<0.1 f c'b v d v

=9081.6 kN ⇒ cự ly tối đa của cốt thép ngang

- Xác định sức kháng cắt danh định như sau:

+ Vn1=2752.29+83.86=2836.15 kN+ Vn2=0.25x30x103x8.6x0.352=22704 kN

⇒ Vn=min(Vn1;Vn2)=min(2836.15;22704)=2836.15 kN

- Sức kháng cắt tính toán là:

Vr=ϕVn=0.9x2836.15=2552.54 kNKiểm toán: Vr=2552.54 kN>Vu=246.54 kN ⇒ĐẠT

- Trong trường hợp này không cần kiểm tra hàm lượng cốt thép chịu cắt tối

thiểu vì diện tích mặt cắt là rất lớn, bê tông đủ khả năng chịu cắt và thép bố trí là thép cấu tạo

7.4.1.7 KIỂM TRA THEO TTGH SỬ DỤNG (KIỂM TRA NỨT)

- Các cấu kiện phải được cấu tạo sao cho ứng suất kéo trong cốt thép thường ở trạng thái giới hạn sử dụng, fsa, không vượt quá:

c sa

A d

Z f

f ≤ = 1/3 ≤0.6

- Trong đó:

+ dc chiều cao phần bê tông tính từ thớ chịu kéo ngoài cùng cho đến tâm của thanh hay sợi gần nhất; nhằm mục đích tính toán phải lấy chiều dày tịnh của lớp

bê tông bảo vệ dc không được lớn hơn 50mm, dc=40 mm

+ A diện tích phần bê tông có cùng trọng tâm với cốt thép chủ chịu kéo

và được bao bởi các mặt của mặt cắt ngang và đường thẳng song song với trục trung hòa, chia cho số lượng của các thanh hay sợi (mm2), nhằm mục đích tính toán, phải lấy chiều dày tịnh của lớp bê tông bảo vệ không được lớn hơn 50mm,

A=2 dcbn=2x40x8600/43=16000 mm2+ Z thống số bề rộng vết nứt, Z=23000 N/mm (đối với các cấu kiện trong môi trường khắc nghiệt và khi thiết kế theo phương ngang cầu).

- Tính fsa=23000/(40x16000)1/3=266.89 Mpa

- Tính 0.6 fy=0.6x420=252 Mpa

+ fs ≤ min(0.6 fy, fsa)=min(252;266.89)=252 Mpa

- Tính ứng suất trong cốt thép chịu kéo,

s s

u s

jd A

M

f =+ Mô men dùng để tính ứng suất kéo trong cốt thép ở TTGH SD

Mu=145.15 kNm+ Hệ số quy đổi thép sang bê tông:

n=Es/Ec=200000/27691.4=7.22+ As: diện tích cốt thép chịu kéo bố trí, As=0.0086m2+ ds: chiều cao có hiệu của mặt cắt, ds=0.36m

+ Hàm lượng cốt thép chịu kéo bố trí, 0.0025

4.06.8

0086

M f

s s

u

s 10 49.77 252

36.0942.00086.0

15

7.4.2 TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP TẠI MẶT CẮT C-C

7.4.2.1 CHỌN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP

- Chọn bố trí cốt thép: 16φ16a200

- Chọn lớp bê tông bảo vệ tính đến trọng tâm cốt thép là: a=40mm

7.4.2.2 KIỂM TRA SỨC KHÁNG UỐN

- Mô men ở TTGH CĐ:

Mu=177.83 kNm

- Diện tích cốt thép 16φ16, As=0.0032 m2

- Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép chịu kéo đến mép trên thớ ngoài cùng chịu nén, ds=300-40=260 mm

- Chiều cao khối ứng suất tương đương:

a = (Asfy)/ (0.85fc’ bw)=(0.0032x420)/(0.85x30x3.2)=0.016 m

- Sức kháng uốn tính toán:

Mr=φMn=φ Asfy(ds-a/2) =0.9x0.0032x420x103x(0.26-0.016/2)=304.82 kNm

Kiểm toán: Mr> Mu ⇒ ĐẠT

7.4.2.3 KIỂM TRA HÀM LƯỢNG CỐT THÉP TỐI ĐA

- Điều kiện kiểm toán: c/de ≤0.42

- de= ds=260mmKiểm tra: c/de=19.14/260=0.074≤0.42 ⇒ ĐẠT

7.4.2.4 KIỂM TRA HÀM LƯỢNG CỐT THÉP TỐI THIỂU

- Điều kiện kiểm toán: ρmin ≥ 0.03

36

7.4.2.5 KIỂM TRA CỰ LY GIỮA CÁC THANH CỐT THÉP

- 22TCN272-05 cự ly các cốt thép không được vượt quá hoặc 1.5 chiều dày của cấu kiện hoặc 450mm

- Cự ly tối đa giũa các cốt thép

Smax=min(1.5h,450)=min(1.5x300;450)=450 mm