TÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤC

TÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤCTÍNH TOÁN MỐ CẦU LIÊN TỤC

CHƯƠNG 9: TÍNH TOÁN MỐ CẦU

9.1 GIỚI THIỆU CHUNG

- Loại mố thiết kế: Mố đặc chữ U BTCT khong DƯL

- Tên mố tính toán: M0

- Quy trình thiết kế: 2 TCN 272-05

- Hoạt tải thiết kế: Tổ hợp xe HL93 + Hoạt tải người

9.1.1.KÍCH THƯỚC HÌNH HỌC MỐ

- Số gối mố thiết kế: N = 5 (gối)

- Chiều cao gối thiết kế : hg = 270 (mm)

- KC giữa các gối theo PNC: S = 4200 (mm)

- KC từ gối đến mép tường mố : ag = 800 (mm)

- Số làn xe thiết kế: n = 2 (làn)

Hình 8.1: Kích thước hình học mố

Các kích thước cơ bản:

Hình 8.2: Mặt cắt tính toán trụ cầu

9.1.2.VẬT LIỆU SỬ DỤNG

- Cường độ chịu nén của bêtông: = 35 MPa

- Khối lượng riêng của bêtông: 2500 KG / m3

- Mođun đàn hồi của bêtông: = 0.043× 2500 , × √35=31799 MPa

- Cường độ chảy dẻo của cốt thép:  Pa

- Modun đàn hồi  MPa

+ Tải trọng lan can và lề bộ hành

Tĩnh tải do thanh lan can (đã tính ở phần lan can, tay vịn): 11.25 N mm

Trọng lượng hệ lan can - bản mặt cầu - bó vỉa:

Bảng tính nội lực cho tiết diện F-F do trọng lượng bản thân

Bảng tính nội lực cho tiết diện D-D do trọng lượng bản thân

Bảng tính nội lực cho tiết diện C-C do trọng lượng bản thân

VB : Tốc độ gió giật cơ bản trong 3 giây với chu kỳ xuất hiện 100 năm thich hợp với vùng tinh gió có đặt cầu đang nghiên cứu, như quy định trong bảng 3.8.1.1- 1 Ta chọn vùng tính gió là vùng I nên có VB1 38m / s , đồng thời ta cũng phải tính tải trọng gió tác dụng vào công trình khi có VB2 25m / s để kiểm toán ở trạng thái giới hạn cường độ III và sử dụng

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 Ta co độ cao mặt cầu cách mặt nước trên 10m và khu vực thông thoáng nên S = 1.14

Do đó:

V1  VB1  S 38 1.14 43.32m / s

V2 VB2 S 251.14 28.5m / s

9.2.3.1 Tải trọng gió tác dụng lên kết cấu

a Đối với tải trọng gió ngang

Tải trọng gió ngang PD được lấy theo chiều tác dụng nằm ngang va đặt tại trọng tâm của các phần diện tích thích hợp:

PD 0.0006 V2 At Cd 1.8At

Trong đó:

At : Diện tích của kết cấu hay cấu kiện phải tính tải trọng gió ngang

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

b : Chiều rộng toàn bộ của cầu giữa các bề mặt lan can (mm), b=12400mm

d : Cbhiều cao kết cấu phần trên bao gồm cả lan can đặc, d 1700 600 2300 mm

  

Tra biểu đồ 3.8.1.2.1.1, ta suy ra được hệ số cản gió Cd = 1.2

Gọi Z1, Z2 lần lượt là khoảng cách từ điểm đặt lực PD của tải trọng gió đến mặt cắt đỉnh

bệ D-D va đáy bệ F-F

- Tải trọng gió ngang tác dụng lên kết cấu phần trên:

Diện tích hứng gió được xác định như sau:

- Tải trọng gió ngang tác dụng lên kết cấu phần dưới

Diện tích hứng gió của kết cấu phần dưới bao gồm:

duoi At-duoi 22347531mm2 =22.35 m2

Bảng tổng hợp tải trọng gió kết cấu phần dưới

Bảng nội lực do tải trọng gió ngang tác động lên kết cấu phần dưới

Ứng với V2 40230 2822.00 113529060 4822.00 193989060

b Đối với tải trọng gió dọc

Tải trọng gió dọc tác dụng lên mố bằng 0 do tại vị trí mố ta sử dụng gối di động

9.2.3.2 Tải trọng gió tác dụng lên hoạt tải

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 va đặt ở 1.8m trên mặt đường Chiều dài tải trọng gió tác dụng lên xe cộ được lấy bằng chiều dài dầm tác dụng lên mố: L 16500 mm

WLngang 1.516.5 24.75 kN

Vì tại mố cầu đặt gối cao su di động nên tải trọng gió dọc bằng 0

Tải trọng gió tác động lên hoạt tải sẽ gây ra tải trọng theo phương ngang: Hy và mô men

Mx tại các mặt cắt A-A, B-B Gọi Z1, Z2 lần lượt là khoảng cách từ điểm đặt lực WL của tải trọng gio đến mặt cắt đỉnh bệ và đáy bệ

Bảng nội lực do tải trọng gió tác động hoạt tải

Adf Ldf Bdf 131.6 20.8 m Trọng lượng riêng của đất đắp:

MyEVb PEVb eyEVb 940.681.851740.26 kN.m

Do đất trước mố:

+ Lực thẳng đứng

PEVf sAdf Hdf 1820.81.1411.84 kN + Điểm đặt của lực:

eyEVb 1.7 m + Momen

MyEVf PEVf eyEVf 411.841.7700.128 kN.m Tổng cộng:

+ Lực dọc:PEV PEVb PEVf 940.68411.841352.52 kN

+ Momen MyEV MyEVb MyEVf 1740.26700.1281040.132 kN.m

Bảng tổng hợp nội lực do tải trọng đất đắp tại mặt cắt A-A

9.2.5.1 Áp lực đất theo phương dọc cầu:(áp lực lên tường thân)

Theo phương dọc cầu, áp lực đất gây ra tải trọng theo phương ngang Hx, mô men My tại các mặt cắt F-F, D-D, C-C

Hình 8.3: Sơ đồ áp lực đất trước và sau mố

Trong đó

s: Dung trọng riêng đất đắp sau mố

Ldb: Chiều rộng mố chịu tải trọng đất đắp sau mố, Ldb = 12 m

H : Chiều cao áp lực đất :

H1 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện F-F = 7.20 m

H2 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện B-B = 5.20 m

H3 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện C-C =2.00 m

K : Hệ số áp lực ngang của đất Đối với tường có dịch chuyển K được lấy bằng Ka là hệ

0 Góc của đất đắp với tường nằm ngang

900 Góc của đất đắp sau tường với phương thẳng đứng

’ 35o Góc nội ma sát có hiệu

Bảng tổng hợp nội lực do áp lực đất sau mố tại các mặt cắt A-A, B-B, C-C

Tiết diện Ap lực ngang của đất đắp lên tường (EH)

H : Chiều cao áp lực đất :

H1 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện F-F = 3.1 m

H2 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện D-D = 1.1 m

L: Chiều rộng mố chịu áp lực đất trước mố, m L Lm 13 m

R: Hệ số giảm Kp tra theo bảng của Toán đồ phụ thuộc vào (φ, θ'/φ)

Kp : Hệ số áp lực bị động tra theo Toán đồ 3.11.5.4-2 phụ thuộc (φ, β/φ)

Bảng tổng hợp nội lực do áp lực đất trước mố tại các mặt cắt F-F, D-D

Tiết diện Ap lực ngang của đất đắp lên tường (EHp)

b Hoạt tải chất thêm LS

- Áp lực theo phương ngang:

Khi hoạt tải đứng sau mố trong phạm vi bằng chiều cao tường chắn ,tác dụng của hoạt tải có thể thay bằng lớp đất tương đương có chiều cao heq

Áp lực ngang do hoạt tải sau mố tính theo công thức :

H1 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện F-F = 7.20 m

H2 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện B-B = 5.20 m

H3 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện C-C =2.00 m

L: Chiều rộng mố chịu tải trọng đất đắp sau mố, db L L 12 m

K: Hệ số áp lực đất, a K K 0.324

heq: Chiều cao lớp đất tương đương với xe tải thiết kế, phụ thuộc vào chiều cao tường chắn Htc (mm), tra bảng 3.11.6.2-1

Bảng tổng hợp nội lực do áp lực ngang hoạt tải sau mố LS

Tiết diện Ap lục ngang do hoạt tải sau mố (LS)

Bảng tổng hợp áp lực theo phương đứng do hoạt tải chất thêm tại mặt cắt F-F

Tiết diện Áp lực đứng do hoạt tải sau mố (VS)

9.2.5.2 Áp lực đất theo phương ngang cầu : (áp lực lên tường cánh)

Theo phương ngang cầu, áp lực đất gây ra tải trọng ngang Hy và mô men Mz tại các mặt cắt A-A, B-B

Hình 8.4: Sơ đồ tính toán áp lực đất theo phương ngang cầu

a Áp lực ngang đất EH

- Áp lực đất trong tường chắn:

EH sH2K  kN/m)

PEHp pLTrong đó

s: Dung trọng riêng đất đắp sau mố

L: Chiều rộng tường cánh chịu tải trọng đất đắp sau mố

L1 :Chiều rộng tường cánh tác dụng tại tiết diện A-A: c1 L B 1.3 m

L2: Chiều rộng tường cánh tác dụng tại tiết diện B-B: c2 L B 3.1 m

H : Chiều cao áp lực đất :

H1 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện A-A : H1 5.2 m

H2 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện B-B :

0 Góc của đất đắp với tường nằm ngang

900 Góc của đất đắp sau tường với phương thẳng đứng

b Hoạt tải chất thêm LS

Ta không xét áp lực thẳng đứng của hoạt tải chất thêm LS mà chỉ xét áp lực theo

phương ngang

Khi hoạt tải đứng sau mố trong phạm vi bằng chiều cao tường chắn ,tác dụng của hoạt tải có thể thay bằng lớp đất tương đường có chiều cao heq

Áp lực ngang do hoạt tải sau mố tính theo công thức :

LS KHs heq KN/m

PLS LSL

Vị tri đặt hợp lực là 0.5L

Trong đó :

L: Chiều rộng tường cánh chịu tải trọng đất đắp sau mố

L1 :Chiều rộng tường cánh tác dụng tại tiết diện A-A: c1 L B 1.3 m

L2: Chiều rộng tường cánh tác dụng tại tiết diện B-B: c2 L B 3.1 m

H : Chiều cao áp lực đất :

H1 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện A-A : 1 H 5.2 m

H2 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện B-B :

Hcm – –H  . m K: Hệ số áp lực đất, K Ka 0.324

heq: Chiều cao lớp đất tương đương với xe tải thiết kế, phụ thuộc vào chiều cao tường chắn Htc (mm), tra bảng 3.11.6.2-1

Bảng tổng hợp nội lực do áp lực ngang hoạt tải sau mố LS

Tiết diện Áp lục ngang do hoạt tải sau mố (LS)

Theo phương dọc cầu đặt cả ba làn xe trên 1 nhịp để gây ra phản lực gối V và mômen

Phản lực tại gối do xe tandem: Rtadem 11000010.9652216172 N

Phản lực tại gối do tải trọng làn gây ra Rlane 9.33230010.5 160425 N

Phản lực tại gối do tải trọng người bộ hành gây ra

9.2.6.2 Xếp tải theo phương ngang cầu

Xét sơ bộ ta thấy trường hợp xếp 1 làn chất tải tạo ra momen uốn quanh trục ngang cầu

Mx lớn hơn nen ta dung trường hợp nay để tính toán Bảng tổng hợp nội lực do hoạt tải

gây ra chưa co hệ số tải trọng

Bảng tổng hợp nội lực do hoạt tải theo phương 2 phương

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 toàn bộ lực ngang gây ra do lực hãm xe được

truyền hết xuống gối cầụ Điểm đặt của lực hãm xe tại cao độ gối cầu của trụ thiết kế

Lực hãm được lấy bằng 25% trọng lượng của các trục xe tải hay xe hai trục thiết kế cho

mỗi lan được đặt trong tất cả các làn thiết kế được chất tải theo quy trình và coi như đi

cùng một chiều Các lực nay được coi như tac dụng theo chiều nằm ngang cách phía trên mặt đường 1800mm theo cả 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 cung một chiều trong

tương lai

Phải áp dụng hệ số lan quy định trong điều 3.6.1.1.2

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

9.2.7 BẢNG TỔ HỢP NỘI LỰC ỨNG VỚI CÁC TRẠNG THÁI GIỚI HẠN

9.3 KIỂM TOÁN CÁC MẶT CẮT

9.3.1 KIỂM TOÁN MẶT CẮT D-D

9.3.1.1 Thiết kế cốt thép cho mặt cắt D-D (tường thân)

a Phương dọc cầu

Tiết diện tính toán : bh 13000mm2100mm

Kiểm tra độ mảnh của cột :

 ×

Trong đó:

K : Hệ số phụ thuộc vào điều kiện liên kết 1 đầu ngàm 1 đầu tự do (K 2 )

L : Chiều cao thân mố, L 3200 mm

J  ×  × 10.031012 mm4

r   . ×

× 606.2 mm  ×

=> Thiết kế cột không xét đến ảnh hưởng độ mảnh

Thiết kế như bài toán cột ngắn có: Pu 11758 kN, u M 3065 kNm

Chiều cao có hiệu của tiết diện ds h ds' 2100 100 2000mm

Chiều cao vùng nén ở trạng thái phá hoại cân bằng :

Trong đó:

F: Diện tích tiết diện:

F bh 210013000 27.3106 mm2J: Momen quan tinh theo phương x:

J  ×  × 384.51012 mm4

× 3753 mm  ×  × 

=> Thiết kế cột không xét đến ảnh hưởng độ mảnh

Thiết kế như bài toán cột ngắn có: Pu 11758103 N,Mu 3758106 N.mm

Chiều cao có hiệu của tiết diện ds h ds ' 13000 100 12900mm

Chiều cao vùng nén ở trạng thái phá hoại cân bằng :

Cường độ nén thép ở trạng thái phá hoại cân bằng :

bw : Bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao dv , bw 2100mm

dv : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu

Vs : Khả năng chịu cắt của cốt đai

Vs = × × (5.8.3.3-4) Trong đó

Av : Diện tích cốt thep đai chịu cắt trong cự ly S

Fvy : Cường độ chịu cắt của cốt đai

d v : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu

S : Cự ly cốt thép đai

Khả năng chịu cắt của thép đai được xem là nhỏ nhất khi góc nghiêng của vết nứt

450 và 2 , do đó để đơn giản trong thiết kế lực cắt, bước thép đai sẽ tính trong trường hợp này

= max

0.9 × 20000.72 × 2100

Vs = Vn Vc = Vc = ×

. 25532843 = 23063954 N

Ta thấy chỉ riêng bê tông đã đủ khả năng chịu cắt

Vậy ta bố trí cốt đai theo cấu tạo 20 nhánh 16

Vậy chọn khoảng cách cốt đai là 200 mm

9.3.1.3 Kiểm tra điều kiện chống nứt của thân mố

Ta sẽ kiểm tra nứt của thân trụ bằng trạng thái giới hạn sử dụng:

- Theo phương dọc cầu: My 2278106 N.mm

- Theo phương ngang cầu: Mx 2571106 N.mm

a Theo phương dọc cầu:

Tiết diện tinh toán: bh 13000mm2100mm

Các giá trị của b, h, a, ds đã có ở trên

Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo gần nhất:

dc 87.5(mm) > 50 (mm) nên dc=50mm

Diện tích của vùng bêtông bọc quanh 1 nhóm thép

Ac 2 dc 25013000 1300000(mm2 ) Diện tích trung bình của bêtông bọc quanh 1 thanh thép:

A = = = 20000(mm2 ) Moment do ngoại lực tác dụng vào tiết diện:

My 2278106 N.mm Khối lượng riêng của bêtông:

c2500 (KG / m ) Modul đàn hồi của bêtông:

Ec 0.043 .  , 0.04325001.5 √3531799(MPa) Modul đan hồi của thép:

Es 200000(MPa)

Hệ số tinh đổi từ thép sang bêtông

n = = = 6.29 Chiều cao vùng nén của bêtông khi tiết diện nứt:

Vậy tiết diện thoả điều kiện chịu nứt

b Theo phương ngang cầu:

Tiết diện tinh toán: bh 2100mm13000mm

Các giá trị của b, h, a, ds đã có ở trên

Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo gần nhất:

dc 87.5(mm) > 50 (mm) nên dc=50mm

Diện tích của vùng bêtông bọc quanh 1 nhóm thép

Ac 2dc b 2502100 210000 mm Diện tích trung bình của bêtông bọc quanh 1 thanh thép:

A = = = 18000(mm2 ) Moment do ngoại lực tác dụng vào tiết diện:

Es 200000(MPa)

Hệ số tinh đổi từ thép sang bêtông:

n = = = 6.29 Chiều cao vùng nén của bêtông khi tiết diện nứt:

9.3.2.1 Thiết kế cốt thép cho mặt cắt C-C (tường đỉnh)

Tiết diện tính toán : bh 13000mm500mm

Kiểm tra điều kiện chịu uốn :

Thép chịu mômen âm Mu 593106 Nmm

Kiểm tra điều kiện cốt thép tối thiểu:

9.3.2.2 Thiết kế cốt đai cho tường đỉnh

Lực cắt thân mố theo phương dọc cầu : Vux 659103 N

Khả năng chịu cắt của dầm phải thoả mãn:

Vu Vn Trong đó

: Cường độ chịu nén của bêtông , , 35MPa

bw : Bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều

cao dv , bw 600mm

dv : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu

Vs : Khả năng chịu cắt của cốt đai

Trong đó

Av : Diện tích cốt thép đai chịu cắt trong cự ly S

fvy : Cường độ chịu cắt của cốt đai

dv : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu

S : Cự ly cốt thép đai

Khả năng chịu cắt của thép đai được xem là nhỏ nhất khi góc nghiêng của vết nứt

450 và 2 , do đó để đơn giản trong thiết kế lực cắt, bước thép đai sẽ tính trong trường hợp này

= max

500 − .0.9 × 500 = 498 0.72 × 600

= 498 mm Vậy khả năng chịu cắt của bê tông:

Ta thấy chỉ riêg bê tông đã đủ khả năng chịu cắt

Vậy ta bố trí cốt đai theo cấu tạo 2 nhánh 16

Av = 20× × = 402.1 mm2

Kiểm tra theo điều kiện cấu tạo

\

Trong đó ta có

×

×√ × = 458.5 mm , × × = ×

× × = 0.07 < 0.1 Vậy: S ≤ min(0.8 ×458 ; 600 ) = min (0.8 × 498; 600 ) = 398mm

Vậy chọn khoảng cách cốt đai là 200 mm

9.3.2.3 Kiểm tra điều kiện chống nứt

Ta sẽ kiểm tra nứt của tường đỉnh ở trạng thái giới hạn sử dụng:

Ms 350106 N.mm Tiết diện tinh toán: bh 13000mm500mm

Các giá trị của b,h,a ,ds đã có ở trên

Khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo gần nhất:

c2500(KG / m ) Modul đàn hồi của bêtông:

Ec 0.043 .  , 0.04325001.5 √3531799(MPa) Modul đan hồi của thép:

Es 200000(MPa)

Hệ số tinh đổi từ thép sang bêtông: