I CĂNG TRƯỚC

CHƯƠNG 1 :
KÍCH THƯỚC HÌNH HỌC VÀ SỐ LIỆU ĐẦU VÀO
1.1 Số liệu đầu vào:
Chiều dài nhòp : S = 18m
Bề rộng lề bộ hành : B = 1.5m
Bề rộng phần xe chạy : L = 6m
Tiết diện : Chử I
1.2 Lựa chọn kích thước hình học các bộ phận kết cấu nhịp :
1.2.1 Chọn cấu tạo lớp phủ mặt cầu
Bản mặt cầu dày : 185 mm
Lớp phòng nước (RC7) dày : 5 mm
Lớp bê tông bảo vệ dày : 25 mm
Lớp bê tông nhựa nóng dày : 55 mm


Hình 1.1 cấu tạo lớp phủ mặt cầu

1.2.2 Chọn kết cấu lan can tay vòn
Lớp bê tông bảo vệ 25mm
Lớp BTNN dày 55 mm
Lớp chống thấm dày 5mm
Bản mặt cầu dày 200 mm



Hình 1.2 kết cấu lan can tay vòn

1.2.3 Chọn kích thước mặt cắt ngang dầm chủ:
102

80
160x10x160
900
55665184
n5
160x6x665
n4
tay vòn n1 þ 80
dày 3 mm
dày 5 mm
n2 þ 54
n3
160x6x2025
1400
2000
Thép tấm n6
thép ống n2
tay vòn n1
Thép tấm n4
160x6x665
A
A
B
B

Hình 1.3 chọn kích thước mặt cắt ngang dầm chính
1.2.4 Bố trí dầm trên mặt cắt ngang cầu

Hình 1.4 bố trí dầm trên mặt cắt ngang cầu


1.2.5 Chọn cấu tạo ống thoát nước

500
150200150
500
150200150
1000
200 100 450 100 150
200140080001400
800160016001600160016001600
9005501450
200
11200
11200
800
280
20
LƯỚI CHẮN RÁC
200
70 30 100 30 45
500
60
Hình 1.5 cấu tạo ống thoát nước

1.2.6. chọn kích thước dầm ngang:
Bề rộng : b = 200 mm
Chiều cao : h = 900mm
Khoảng cách giữa các dầm ngang : l
1
= 4750


Hình 1.6 dầm ngang

1.2.7 Vật liệu thiết kế cầu
Chọn bê tông có f'
c
= 30 (Mpa) làm bê tông bản mặt cầu dầm ngang và lề bộ hành
Theo đề bài lấy bê tông có f
'
c
= 40MPa làm bêtông dầm chủ
Lựa chọn cáp dự ứng lực:
Sữ dụng tao thép 12.7mm. Diện tích 1 tao A
1
= 98.71 mm
2
Cường độ chòu kéo của thép ứng suất trước (Điều 5.4.4.1)
Giới hạn chảy của thép ứng suất trước : (Điều
5.4.1.1)
Môđun đàn hồi của thép ứng suất trước:
Sử dụng thép có độ chùng nhão thấp của hãng VSL: ASTM A416 cấp 270
Ứng suất trong thép khi kích
Lựa chọn cốt thép thường
Chọn thép AII làm thép chòu lực cho dầm ngang , bản mặt cầu và lề bộ
hành,và dùng làm thép cấu tạo cho dầm chủ
Thép AII có f
y
= 280 (Mpa)



700 200
200
900
MPaf
pu
1860=
MPaff
pupy
1581.85,0 ==
MPaE
p
197000=
MPaff
pupj
130218607.07,0 =×=×=
CHƯƠNG II
TÍNH TOÁN LAN CAN LỀ BỘ HÀNH
Trọng lượng bản thân của lan can :
Từ lựa chọn cơ bản ở phần 1.2 ta tính trọng lượng bản thân cũa lan can (Hình 1.2)
Tay vòn n
1
dày 3 mm
Q
1
=
ng thép n
2
dày 5 mm
Q
2

=
Thép tấm n
3
160x6x2025
Q'
3
=
Toàn cầu có 10 cột , khoảng cách giữa các cột 2 m

Thép tấm n
4
160x6x840
Q'
4
=
Toàn cầu có 10 cột , khoảng cách giữa các cột 2 m

Thép tấm n
5
160x10x160
Q'
5
=

Thép tấm đở tay vòn n
6
80x6x665
Q'
6
=

Khoảng cách giữa các tấm đở n
6
là 150mm nên toàn cầu có 126 tấm

Phần trụ bê tông đỡ lan can thép
Q
7
=
Phần lề bộ hành
φ
80
γ
2222-4
t
P3.14
(D-d)×=(86-80)×0.785×10=0.061(N/mm)
44
φ
54
γ
2222-4
t
P3.14
(D-d)×=(64-54)×0.785×10=0.073(N/mm)
44
-4
160×6×2025×0.785×10=152.6(N)
3
152.6×10
Q==0.086(N/mm)

19000
-4
160×6×840×0.785×10=63.3(N)
4
63.3×10
Q==0.026(N/mm)
19000
-4
160×10×160×0.785×10=20.096(N)
5
20.096×10
Q==0.011(N/mm)
19000
-4
80×6×665×0.785×10=27.93(N)
6
27.93×126
Q==0.185(N/mm)
19000
-4
450×200×0.25×10=2.25(N/mm)
Q
8
=
Trọng lượng bản thân của lan can và lề bộ hành tính cho 1m dài cầu
DC
3
=



2.1 Kiểm toán thanh lan n
1

Hình 2.1: lan can tay vòn theo phương dọc cầu

2.1.1 Sơ đồ tính toán thanh n
1


Hình 2.2:sơ đồ tính thanh và mặt cắt ngang thanh n
1


2.1.2 tải trọng tác dụng lên thanh n
1

Theo phương thẳng đứng
Trọng lượng bản thân : DC
lc
= Q
1
= 0.061(N/mm)
Tải phân bố : w = 0.37 (N/mm)
-4
((1400-50-200)×100×0.5+50×250)×0.25×10=1
.75(N/mm)
71234856
Q+Q+Q+Q+Q+Q+Q+Q=
=0.061+0.073+0.086+0.026+0.011+0.185+2.2
5+1.75=4.44(N/mm)

Thép tấm n6
thép ống n2
tay vòn n1
Thép tấm n4
160x6x665
A
A
B
B
2000
2000
w=0.37N/mm
DClc=0.061N/mm
P=890N
86
80
MẶT CẮT A-A
Tải tập trung : P = 890 (N)
Theo phương mằm ngang
Tải phân bố : w = 0.37 (N/mm)
Tải tập trung : P = 890 (N)
2.1.3 Tính nội lực tác dụng lên thanh lan can n
1
theo phương thẳng đứng
Mômen do tỉnh tải tại mặt cắt giữa nhòp

Mômen do hoạt tải tại mặt cắt giữa nhòp

2.1.4 tính nội lực tác dụng lên thanh lan can n
1

theo phương ngang
Mômen do hoạt tải tại mặt cắt giữa nhòp

Lan can thoả mản điều kiện chòu lực khi


φ
là hệ số sức kháng
φ
= 1

η
là hệ số điều chỉnh tải trọng
η
= 0.95
là hệ số tải trọng ( với tỉnh tải, với hoạt tải người)
M
U
là mômen tổng cộng do ngoại lực gây ra ở trạng thái giới hạn cường độ

M
1
là mômen lớn nhất theo phương đứng ở trạng thái giới hạn cường độ
M
1
= =
M
2



là mômen lớn nhất tại mặt giữa nhòp theo phương ngang
M
2
= =
Mômen tổng cộng do ngoại lực gây ra

M
n
sức kháng của tiết diện

S là mômen kháng uốn của tiết diện
2
DClc
0.061×2000
M==30500(Nmm)
8
2
PLlc
0.37×2000890×2000
M=+=630000(Nmm)
82×2
2
PLlc
0.37×2000890×2000
M=+=630000(Nmm)
82×2
φ
≥
nU
MM

γ
1.25
γ
=
1.75
γ
=
22
U
12
=M+M
M
ηγ
∑
ii
M
0.95(1.25305001.75630000)1083594()
Nmm
××+×=
ηγ
∑
ii
M
0.95×(1.75×630000)=1102500(Nmm)
2222
U12
=M+M=1083594+1102500=1545859.7Nmm
M
ny
M=f×S


Lan can làm bằng thép CT3 có f
y
= 240 (Mpa)


Vậy thanh lan can n
1
đảm bảo khả năng chòu lực
2.2 Kiểm toán thanh lan can n
2
:
2.2.1 Sơ đồ tính toán thanh n
2
:

Hình 2.3:sơ đồ tính thanh và mặt cắt ngang thanh n
2

2.2.2 tải trọng tác dụng lên thanh n
2
gồm
Theo phương thẳng đứng
Trọng lượng bản thân : DC
lc
= Q
1
= 0.073(N/mm)
Trọng lượng bản thân của tấm n
6

: Q
6
= 0.185(N/mm)
Tải phân bố : w = 0.37 (N/mm)
Tải tập trung : P = 890 (N)
Theo phương mằm ngang
Tải phân bố : w = 0.37 (N/mm)
Tải tập trung : P = 890 (N)
2.2.3 Tính nội lực tác dụng lên thanh lan can n
2

Mômen do tỉnh tải tại mặt cắt giữa nhòp

Mômen do hoạt tải tại mặt cắt giữa nhòp

2.2.4 tính nội lực tác dụng lên thanh lan can n
2
theo phương ngang
Mômen do hoạt tải tại mặt cắt giữa nhòp
π
33333
3.14
S=(D-d)=(86-80)=12173(mm)
3232
φ
n
M=0.9×1×240×12173=2629368(Nmm)
26293681083594
ni
MNmm

⇒φ=≥η=γ
∑
i
M
MẶT CẮTB-B
54
64
P=890N
Q1+Q6=0.258N/mm
w=0.37N/mm
2000
22
DClc
0.073×20000.185×2000
M=+=129000(Nmm)
88
2
PLlc
0.37×2000890×2000
M=+=630000(Nmm)
82×2

Lan can thoả mản điều kiện chòu lực khi


φ
là hệ số sức kháng
φ
= 1


η
là hệ số điều chỉnh tải trọng
η
= 0.95
là hệ số tải trọng ( với tỉnh tải, với hoạt tải người)
M
U
là mômen tổng cộng do ngoại lực gây ra ở trạng thái giới hạn cường độ

M
1
là mômen lớn nhất theo phương đứng ở trạng thái giới hạn cường độ
M
1
= =

M
2


là mômen lớn nhất tại mặt giữa nhòp theo phương ngang
M
2
= =
Mômen tổng cộng do ngoại lực gây ra


Sức kháng của tiết diện thanh

S là mômen kháng uốn của tiết diện


Lan can làm bằng thép CT3 có f
y
= 240 (Mpa)


Vậy thanh lan can n
2
đảm bảo khả năng chòu lực
2
PLlc
0.37×2000890×2000
M=+=630000(Nmm)
82×2
φ
≥
nU
MM
γ
1.25
γ
=
1.75
γ
=
22
U
12
=M+M
M

ηγ
∑
ii
M
0.95(1.251290001.75630000)1200562.5()
Nmm
××+×=
ηγ
∑
ii
M
0.95×(1.75×630000)=1102500(Nmm)
2222
U12
=M+M=1200562.5+1102500=1629986.7(Nmm)
M
ny
M=f×S
π
33333
3.14
S=(D-d)=(64-54)=10272(mm)
3232
φ
n
M=0.9×1×240×10272=2218752(Nmm)
φ≥ηγ
∑
n
ii

M=2218752M=1200562(Nmm)
2.3 Kiểm toán trụ lan can thép

Hình 2.4 chi tiết trụ lan can

Bỏ qua các lực thẳng đứng tác dụng vào trụ lan can
Lực ngang tác dụng vào trụ
P =
Ta kiểm toán tại hai mặt cắt sau :
Mặt cắt I – I có tiết diện thay đổi
Mặt cắt II-II có mômen lớn nhất
Xét mặt cắt I-I

Hình 2.5: mặt cắt I-I

Mômen tại mặt cắt I-I
M
I-I
=
Mặt cắt I-I đảm bảo khả năng chòu lực khi
51
849
665
184
1630N
1630N
II
I
102
80

160x10x160
900
665184
n5
160x6x665
n4
tay vòn n1 Þ 80
dày 3 mm
dày 5 mm
n2 Þ 54
n3
160x6x2025
I
II
I I
II
II
481
×××
2000890
2+2
22
0.37=1630(N/mm)
160
6
66
92
80
1630×481=784030(N/mm)
φ≥ηγ

∑
n
ii
MM
Sức kháng của tiết diện
S mômen kháng uốn của tiết diện



⇒
=240 x 82866 = 19887840(N/mm)
Vậy
Mặt Cắt I – I Đảm bảo khả năng chòu lực
Xét mặt cắt II-II

Hình 2.6: mặt cắt II-II

Mômen tại mặt cắt II-II
M
II-II
=
Mặt cắt II-II đảm bảo khả năng chòu lực khi
Sức kháng của tiết diện




⇒
= (N/mm)
Vậy

Mặt Cắt II – II Đảm bảo khả năng chòu lực
φ
ny
M=f×S
33
2
160×66×80
2×(+43×960)+
I3555840+256000
1212
S====82866(N/mm)
Y4646
φ
ny
M=f×S
φ≥
n
M=19887840M=392015(N/mm)
160
6 148 6
6
160
1630(184665)1383870(/)
Nmm
×+=
φ≥ηγ
∑
n
ii
MM

φ
ny
M=f×S
33
2
160×66×148
2×(+77×960)+
I5694720+1620896
1212
S====7315616(N/mm)
Y8080
φφ
ny
M=×f×S
0.9
240
××7315616=1580173056
φ≥
n
M=1580173056M=1383870(N/mm)
2.4 Thiết kế cốt thép cho lề bộ hành :
2.4.1 Tải trọng tác dụng lên lề bộ hành
Xét trên 1 m dài
Hoạt tải người PL
PL = 0.003x1000 = 3(N/mm)
Tỉnh tải DC
bh

DC
bh

= 1000x100x0.25x10
-4
= 2.5 (N/mm)
2.4.2 Sơ đồ tính

Hình 2 7: sơ đồ tính lề bộ hành
Mômen tại mặt cắt giữa nhòp :
Do tỉnh tải
anh2
Do hoạt tải

Trạng thái giới hạn cường độ



Trạng thái giới hạn sử dụng

2.4.3. Tại mặt cắt giữa nhòp
Tiết diện chòu lực bxh = 1000 x 100 . chọn d
s
= 70 mm
M
U
= 1197483 (Nmm)
200250
100
1600
1150
1150
2.5(N/mm)

3(N/mm)
2
2.51150
413281()
8
bh
DC
MNmm
×
==
2
31150
495938()
8
bh
PL
MNmm
×
==


ηγγ
UPLPL
DCDC
M=×M+×M=0.95×(1.25×413281+1.75×495938)=1
197483(Nmm)


PL
SDC

M=M+M=413281+495938=909219(Nmm)
Xác đònh chều cao vùng nén a


Bản mặt cầu có 28 < f'
c
= 30 (Mpa) < 56
⇒

Xác đònh khoảng cách từ thớ chòu nén đến trục trung hoà c

Xác đònh trường hợp phá hoại cho bài toán cốt đơn
⇒
bài toán thuộc trường hợp phá hoại dẻo
Xác đònh diện tích cốt thép


hình 2.8: cốt thép lề bộ hành
Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu


chọn hàm lượng cốt thép tốt thiểu để tính A
s


trên phạm vi 19m thì diện tích cốt thép cần thiết là A
S
= 19 x 240 = 4560 (mm
2
)

Chọn thép chòu lực chính cho lề bộ hành là thép A
II

đường kính 1 thanh là . Diện tích 1 thanh
φ
222
u
ss
'
c
2×M 2×1197483
a=d-d-=70-70-=0.75(mm)
×0.85×f×b0.9×0.85×30
β
'
c1
0.05
=0.85-(f-28)=0.836
7
β
1
a0.75
c===0.897
0.836
s
c0.85
==0.01<0.45
d75
'
2

c
S
y
0.85×f×b
0.85×30×0.75×1000
A===68.3(mm)
f280
200
1000
Þ 10a250
ρ
β
1
S
s
A
68.3
===0.00097
×d1000×70
ρ
'
c
min
y
f
30
=0.03=0.03=0.0032
f280
⇒ρ≤ρ
min

⇒
⇒
ρ
2
SSmin
A=×b×d=0.0032×1000×75=240(mm)
φ
10
78.5()
4
×
==
π
2
2
1
2
3.1410
mm
4
×d
A=
vậy số thanh cần thiết trên 19 m là
khoảng cách cần thiết giữa các thanh là mm
chọn bố trí
Theo phương dọc lề bộ hành bố trí
2.5. Kiểm toán ở trạng thái giới hạn sữ dụng
2.5.1 Tiết diện kiễm toán
Tiết diện chữ nhật có b x h = 1000 x 100 (mm)
Bê tông có môđun đàn hồi

MPa
Cốt thép AII : 4
Diện tích cốt thép trong 1000mm A
S

A
S
= mm
2

Cốt thép có môđun đàn hồi E
s
= 200000
2.5.2. Tại mặt cắt giữa nhòp
M
S
= 909219 (Nmm)
2.5.2.1. Kiễm tra nứt

Xác đònh ứng suất trong cốt thép f
s

Giả thiết:
Vết nứt phát triển đến trục trung hoà
Tiết diện bò nứt không có khả năng chòu lực

Hình 2.9: ứng suất trong cốt thép ở TTGHSD
s
1
4560

==58.1
A78.5
A
n=
327
=
19000
58.1
a=
φ
10a250
φ
8a250
γ
1.5'1.5
ccc
E=0.043f=0.043×2400×30=27691.47
10250
φ
a
×
478.5=314
≤
ssa
3
c
Z
ff=
d×A
Ms=Þ10a250

1000
Ms=909219N/mm
ds=70
fs=40.7MPa
x=15.67

Gọi x là khoảng cách từ trục trung hoà đến thớ chòu kéo
Lấy mômen đối với trục trung hoà ta được

Với tỉ số môđun đàn hồi n:



Mômen quán tính của tiết diện quy đổi

=
ng suất trong cốt thép f
s


xác đònh f
sa
:

d
c
là khoảng cách từ chòu kéo ngoài cùng đến trọng tâm thanh thép
d
c
= 30(mm)

A là diện tích trung bình của bê tông boc quanh cây thép
A
c
= =60000
k số thanh thép k = 4

Hình 3.10: Diện tích Ac
ss
x
b×x=n×A(d-x)
2
s
c
E
200000
n===7.2
E27691.47

×



⇒
ss
s
nA2×d×b 7.2×3142×70×1000
x=1+-1=1+-1=15.67(mm)
bn×A10007.2×314
3
crss

b×x
I=+n×(d-x)=
3
3
24
1000×15.67
+7.2×314×(70-15.67)=7955897.68(mm)
3
⇒
s
ss
cr
n×M
7.2×909219
f=(d-x)=(70-15.67)=44.7(Mpa)
I7955897.68
sa
3
c
Z
f=
d×A
c
A
A
k
=
(30+30)×1000
60
Ac



Z là tham số bề rộng vết nứt ( khí hậu ôn hoà Z = 30000 N/mm)

Vậy
Tiết diện thoã mãn điều kiện sữ dụng
2.6. Kiểm toán bó vỉa chòu tải trọng va xe :

Hình 2.11: bố trí cốt thép bó vỉa

Giả thiết ta bố trí cốt thép cho bó vỉa như hình vẽ ta tiến hành kiểm tra khả năng chòu lực của
bó vỉa dạng tường như sau:
Sơ đồ tính toán của lan can dạng tường là sơ đồ dẻo
Theo 22TCN 272_05 ta chọn cấp lan can là cấp 3 dùng cho cầu có xe tải
Bảng 2.1. tải trọng tác dụng vào bó vỉa
Phương lực tác dụng

Lực tác dụng (KN)

Chiều dài lực tác dụng(mm)

Phương mằm ngang

Ft = 240

Lt = 1070

Phương thẳng đứng

F

V

= 80

L
V

= 5500

Phương dọc cầu

F
L

= 80

L
L

= 1070

Khi xe va vào giữa tường
Theo 22TCN 272_05 Biểu thức kiểm toán cường độ của lan can có dạng



2
c
A
60000

A===15000(mm)
k4
⇒
sa
3
3
c
Z30000
f===391.5(Mpa)
d×A30×15000
≤
ssa
f=44.7(Mpa)f=391.5(Mpa)
Þ12a200
4Þ14
Wt
RF
≥



2
CC
WWb
T
C
ML
2
R=8M+8MH+
2L-LH




2
W
ttb
C
C
8H(M+MH)
LL
L=++
22M
Với là sức kháng của lan can
Sức kháng mômen trên một đơn vò chiều dài đối với trục thẳng đứng
M
C
Sức kháng mômen trên một đơn vò chiều dài đối với trục nằm ngang
M
b
là sức kháng của dầm đỉnh
H Là chiều cao tường
L
C
là chiều dài đường chảy
2.6.1 Xác đònh M
C

Hình 2.12 tiết diện tính toán và bố trí cốt thép

Xét trên 1 dơn vò chiều dài theo phương dọc cầu (1 m)

Trong phạm vi 1m có 5 thanh vậy
Xác đònh chiều cao vùng nén a

Khoảng cách từ thớ chòu nén đến trục trung hoà

Xác đònh trừơng hợp phá hoại của tiết diện
tiết diện thuộc trường hợp phá hoại dẻo



Kiểm tra lượng cốt thép tối thiểu:
Trong đó:
W
R
W
M
1000
17030
200
12a 200
14
φ
2
2
S
3.14×12
A=5=615.44(mm)
4
yS
'

c
f
615.44×280
a===6.76(mm)
0.85×f×b0.85×30×1000
β
1
a6.76
c===8.14
0.83
≤
s
c8.14
==0.0250.45
d170



×
nysCS
a8.45
M=ÞM=Þf×(d-)=0.9769.3×280×(170-)=25841
242(N/mm)
22
min
ρρ
≥




Vậy thoả mản điều kiện cốt thép min
2.6.2 xác đònh M
W
H

Hình 2.13 tiết diện tính toán M
W
H

là sức kháng mômen trên toàn chiều cao tường đối với trục ngang
Xác đònh là khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến thớ chòu nén

Tiết diện có là thép chòu kéo vậy
Xác đònh chiều cao vùng nén a


Khoảng cách từ thớ chòu nén đến trục trung hoà

Xác đònh trừơng hợp phá hoại của tiết diện
tiết diện thuộc trường hợp phá hoại dẻo
ρ
××
s
s
=
A
615.44
==0.0036
db1701000
ρ

'
c
min
y
f
30
=0.03×=0.03×=0.0032
f280
0.0032
=
ρ=0.0036>ρ
min
2
350
3029030
200
170
30
W
MH
s
d
s
d=170(mm)
214
φ
2
2
S
3.14×14

A=2=307.72(mm)
4
y
S
'
c
f
307.72×280
a===9.654(mm)
0.85×f×b0.85×30×350
β
1
a9.654
c===11.631
0.83
≤
s
c11.631
==0.0680.45
d170

Kiểm tra lượng cốt thép tối thiểu:
Trong đó:



Vậy thoả mản điều kiện cốt thép min

Chiều dài đường chảy:


Sức kháng của tường:



(N)
Khi xe va vào đầu tường biểu thức sức kháng của tường có dạng

Với




××
WnysS
a9.654
MH=M=Þf×(d-)=0.9307.72×280×(170-)=1280
8413(N/mm)
22
min
ρρ
≥
ρ
××
s
s
=
A
307.72
==0.005
db170350

ρ
'
c
min
y
f
30
=0.03×=0.03×=0.0032
f280
0.0032
=
ρ=0.005>ρ
min



2
W
ttb
C
C
8H(M+MH)
LL
L=++
22M



2
C

107010708×300(0+12808413)
L=++=2307.34(mm)
2225841242



2
CC
WWb
T
C
ML
2
R=8M+8MH+
2L-LH



2
W
225841242×2307.3
R=0+8×12808413+=221834678(N)
2×2307.34-1070350
⇒≤
tW
F=240000R=221834678



2

CC
WWb
T
C
ML
2
R=M+MH+
2L-LH



2
W
ttb
C
C
H(M+MH)
LL
L=++
22M



2
C
10701070300(0+12808413)
L=++=1070.16(mm)
2225841242



N




CHƯƠNG II
THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU BÊ TÔNG CỐT THÉP
3.1. Mô hình tính toán bản mặt cầu:
Bản mặt cầu kê lên cả dầm chính và ngang.Khi khoảng cách giữa các dầm ngang lớn hơn
1.5 lần khoảng cách giửa các dầm chủ. Thì hướng chòu lực chính của bản theo phương ngang
cầu
Theo điều 4.6.2.1.6 (22 TCN 272_05) cho phép sữ dụng phương pháp phân tích gần đúng là
phương pháp dải bản để thiết kế bản mặt cầu. Để sử dụng hương pháp này ta chấp nhận các
giả thiết sau:
Xem bản mặt cầu như các dải bản liên tục tựa trên các gối cứng là các dầm đở có độ cứng
vô cùng.
- Dải dản được xem là 1 tấm có chiều rộng SW kê vuông góc với dầm đở.
3.1.1 Sơ đồ tính bản mặt cầu:
Phần cánh hẩng được tính theo sơ đồ dầm công xon
Phần bản ở phía trong dầm biên tính theo sơ đồ dầm liên tục .




2
W
225841242×1070.16
R=0+12808413+=158024674(N)
2×1070.16-1070350
⇒≤

tW
F=240000R=158024674
sơ đồ 2 : dầm liên tục
để đơn giãn ta
tính theo sơ đồ
dầm đơn giãn
sơ đồ 1 : dầm công xon

Hình 3.1 sơ đồ tính bản mặt cầu
3.2. tải trọng tác dụng lên bản mặt cầu:
Xét trên 1 m dài theo phương ngang cầu
Tỉnh tải lan can và lề bộ hành: DC3
DC3 =4.442(N/m)
Trọng lượng bản thân bản mặt cầu: DC2
DC2 =
Trọng lượng bản thân lớp phủ:DW
Bảng 3.1. trọng lượng bản thân lớp phủ
Lớp

Chiều dày

Trọng lượng riêng


Bê tông nhựa
nóng

55 mm



0.00124

Bê tông bảo hộ

25


0.00063

Phòng nước

5 mm


0.00008

=0.00124 + 0.00063+0.00008 = 0.00195(N/mm)
Hoạt tải người: PL=0.003(KN/m)
Hoạt tải xe: LL
Theo điều 3.6.1.3.3 (22TCN 272_05) khi các dải cơ bản là ngang và nhòp không vượt quá
4600 mm – các dải ngang phải được thiết kế theo các bánh của xe 3 trục.
Theo điều 3.6.1.2.5 (22TCN 272_05) tải trọng bánh xe được mô hình hoá là tải trọng tập
trung hoặc tải trọng vệt .
γ
-4
cf
t×1×=200×1×0.25×10=0.005(N/mm)
DW
γ
i

DW
-4
0.225×10
-4
0.24×10
4
0.1510
−
×
⇒
∑
i
DW=DW
Ta tính toán tải trọng bánh xe như tải trọng vệt có : chiều rộng(ngang cầu) b = 510 mm
3.3. Hệ số tính
Hệ số tải trọng

Bảng 3.2. hệ số tải trọng
TT





TTGH
CD

1.25

1.5


1.75

1.75

TTGHSD

1

1

1

1

Hệ số làn
Một làn xe m = 1.2
Hai làn xe m = 1
Hệ số xung kích: 1+IM = 1+0.25=1.25
Hệ số điều chỉnh tải trọng:
Bảng 3.3. hệ số điều chỉnh tải trọng
Hệ số dẻo

Hệ số dư thừa

Hệ số quan trọng

=0.95

=0.95


=1.05

0.95 x
0.95 x 1.05 = 0.95


Hệ số sức kháng:
Bê tông cốt thép thường:
3.4. Tính toán nội lực bản mặt cầu
3.4.1. Phần bản công xon:
3.4.1.1 Sơ đồ tính:

Hình 3.2: sơ đồ tính bản công xon

Pb = DC
3
x 1(m) = 4.442 x 1 =4.442 (KN)
3.4.1.2 Nội lực do tỉnh tải tại mặt cắt ngàm.
DC
γ
DW
γ
PL
γ
LL
γ
η
D
η

R
I
η
DIR
ηηηη
==
0.9
φ=
Lb = 800
Pb = 4.42 (N)
DC = 0.005N/mm
DW = 0N/mm
Mômen do trọng lượng bản thân bản:

Mômen do trong lượng bản thân lớp phủ:M
DW


Mômen do trọng lượng bản thân lan can:M
P


3.4.1.3 Nội lực do hoạt tải tại mặt cắt ngàm.
Mômen tại ngàm do hoạt tải người:M
PL


Mômen tại ngàm do hoạt tải xe: M
LL


M
LL
= 0(Nmm)
Trạng thái giới hạn cường độ(TTGHCĐ):M
U


=
Trạng thái giới hạn sử dụng (TTGHSD):M
S


3.4.2. Phần bản dầm
3.4.2.2 Sơ đồ tính

Hình 3.3: sơ đồ tính bản dầm

3.4.2.3 Nội lực do tỉnh tải tại mặt cắt giửa nhòp
2
2
2
b
DC2
DC×l
0.005×800
M===1600(Nmm)
22
DW
M=0(Nmm)
P bb

M=P×l=4.442×800=3553.6(Nmm)
PL b
PL×K0.003×1400
M=l=800=1680(Nmm)
22
γγγγ


UDWDWPLLLPLPL
DCDC
M=h×M+×M+(1+IM)mM+M=


0.95×1.25×(1600+3553.6)+0+0+1.75×1680=89
12.9(Nm)
=
p DWLLPLSDC
+M
M=M+M+(1+IM)×m×M+M
=1600+3553.6+0+0+1680=6833.6(Nmm)
DC+DW
p
S

Hình 3.4. tỉnh tải tác dụng lên bản dầm

Mômen tại măt cắt giữa nhòp do trọng lượng bản thân bản mặt cầu

Mômen tại mặt cắt giữa nhòp do trọng lượng bản thân lớp phủ


Trạng thái giới hạn cường độ

Trạng thái giới hạn sữ dụng

3.4.2.4 Nội lực do hoạt tải tại mặt cắt giữa nhòp
Để thuận lợi tính toán theo sơ đồ phẳng tải trong bánh xe được quy về một băng tải
theo phương ngang cầu có bề rộng b:
b = b
2
+ 2h
w
= 510 + 2x90 = 690 (mm)
Bề rộng lốp xe theo phương ngang cầu b
2
:
b
2
= 510 mm
Bề dày lớp phủ h
w
:
h
w
= 55 + 20 + 5 = 90 mm
Theo phương dọc cầu phân bố đều bề rộng có hiệu SW.
Trường hợp chỉ có 1 lốp của 1 xe đặt trên bản
DC=0.005N/mm
DW=0.00195N/mm
2000
2

2
2
DC2
DC×S
0.005×1600
M===1600(Nmm)
88
22
DW
DW×S0.00195×1600
M===624(Nmm)
88
γγ


DC+DW
UDWDW
DCDC
M=h×M+×M=
=0.95×(1.25×1600+1.5×624)
=2789.2(Nmm)
DC+DW
DWSDC2
M=M+M=1600+624=2224(Nmm)

Hình 3.5 trường hợp 1 lốp đặt trên bản

p lực bánh xe:p

Mômen do hoạt tải gây ra tại mặt cắt giữa nhòp: M

LL1



=22.746(KNm)
Trạng thái giới hạn cường độ



Trạng thái giới hạn sữ dụng

Trường hợp có 2 lốp của hai xe đặt trên bản
p = 105.07N/mm
1600
690
690
1600
90
1
P145000
p===105.07(N/mm)
2×b2×690
11
LL1
p×bb
105.07×690690
M=×(S-)=×(1600-)=22746341.63(Nmm)
4242
ηγ



LLLL
U1
M=(1+IM)mM=0.95×(1.75×1.25×1.2×22746341.
63)=56723689.44(Nmm)
LLS1
M=(1+IM)×m×M=1.25×1×22746341.63=28432927
(Nmm)