Thuyet minhcauthep phnam

Đồ án môn học Cầu thép GVHD: Th.S Nguyễn Xuân Toản
SỐ LIỆU THIẾT KẾ
Thiết kế cầu dầm đặc:
- Ld = 27m
- Khổ cầu: 7+2x1,0m
- Số dầm chủ: 5
- Tải trọng thiết kế
+ Hoạt tải HL93
+ Tải trọng người: 3kN/m2
NỘI DUNG THIẾT KẾ
- Thiết kế bản mặt cầu.
- Thiết kế dầm chủ.
- Xác định vị trí cắt bởi biên dầm.
- Thiết kế mối nối dầm.
TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ
- 22TCN 272-05
SVTH: Phan Hoàng Nam - Lớp 03X3C Trang: 1

PHẦN 1:
XÁC ĐỊNH HÌNH DẠNG, TIẾT DIỆN NGANG CẦU VÀ CÁC
KÍCH THƯỚC CƠ BẢN
1.1. CHIỀU DÀI NHỊP TÍNH TOÁN
Chiều dài tính toán cầu dầm giản đơn 1 nhịp:
Ltt = Ld - 2a
Trong đó:
a - khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối, chọn a = 30cm.
⇒ Ltt = 27 - 2.0,3 = 26,4m
1.2. SỐ LƯỢNG VÀ KHOẢNG CÁCH GIỮA CÁC DẦM CHỦ
Các thông số thiết kế gồm:
- Chiều rộng phần xe chạy: B1 = 7m
- Chiều rộng phần người đi bộ: B2 = 1m
- Chọn dạng bố trí phần người đi bộ cùng mức với phần xe chạy, dùng vạch sơn
rộng 20cm (vạch sơn sẽ bố trí trên cả phần xe chạy và phần lề người đi bộ và không tính
vào tổng thể bề rộng mặt cầu B).
- Chiều rộng cột lan can: B3 = 50cm
- Chiều rộng toàn cầu được xác định theo công thức:
B = B1 + 2B2 + 2B3 = 7 + 2.1 + 2.0,5 = 10m
- Số lượng dầm chủ: Nb = 5
- Khoảng cách S giữa các dầm chủ:
S = B/Nb = 10/5 = 2m
- Bố trí chung mặt cắt ngang cầu:
B3
1000 10002000200020002000
B2 B2 B3B1
Hình 1.1: Sơ đồ bố trí chung mặt cắt ngang cầu

1.3. CHỌN CHIỀU DÀY BẢN MẶT CẦU
Các yêu cầu về cấu tạo bản mặt cầu:
- Chiều dày tối thiểu của bản mặt cầu BTCT được quy định ở điều {9.7.1.1} là
175mm (không kể lớp hao mòn).
- Khi chọn chiều dày bản phải cộng thêm lớp hao mòn 15mm.
- Đối với bảng hẫng của dầm ngoài cùng do phải thiết kế chịu tải trọng va chạm rào
chắn nên chiều dày bản phải tăng lên 25mm (chiều dày tối thiểu ở mút hẫng là 200mm)
theo quy định ở điều {13.8.5.3.1}.
Chọn chiều dày bản mặt cầu ts = 200mm.
1.4. CÁC LỚP MẶT CẦU
Các lớp mặt cầu được chọn như sau:
- Lớp phủ asphan: 0.05m
- Lớp bê tông bảo vệ: 0.02m
- Lớp chống thấm: 0.01m
- Lớp mui luyện: 0.02m
1.5. LAN CAN, TAY VỊN
Chiều cao đế bệ đỡ: hd = 10cm
Chiều cao phần vát: hv = 30cm
Chiều cao phần trên: ht = 30cm
Chiều rộng đế bệ đỡ: bd = 50cm
Chiều rộng phần vát: bv = 25cm
Chiều rộng phần trên: bt = 25cm
Hình 1.2: Cấu tạo lan can tay vịn
bv
hdhv
bt
ht
bd

PHẦN 2:
TÍNH TOÁN BẢN MẶT CẦU
2.1. SỐ LIỆU ĐẦU VÀO
- Khoảng cách giữa các dầm chủ: S = 2000mm
- Số lượng dầm chủ: n = 5dầm
- Lớp bảo vệ
Mép trên bản: a = 60mm
Mép dưới bản: a = 25mm
- Tỷ trọng của bê tông: Wc = 2400kg/m3
- Cường độ nén của bê tông ở 28 ngày tuổi: f’c = 28MPa.
- Giới hạn chảy của thép thanh: fy = 420MPa. Es = 200000MPa.
2.2. TÍNH TOÁN
2.2.1. Ảnh hưởng của tải trọng và hệ số sức kháng
2.2.1.1. Ảnh hưởng của tĩnh tải
Các hệ số tải trọng cho tĩnh tải:
- Đối với bản mặt cầu và lan can tay vịn:
γpDCmax = 1,25
γpDCmin = 0,9
- Đối với các lớp mặt cầu
γpDWmax = 1,5
γpDWmin = 0,65
2.2.1.2. Ảnh hưởng của hoạt tải
+ Hệ số xung kích: IM = 0,25
+ Hệ số tải trọng: γLL = 1,75
+ Hệ số làn xe:
- Đường 1 làn xe: m = 1,2
2.2.2. Nguyên tắc tính toán
Sử dụng phương pháp phân tích gần đúng để thiết kế bản mặt cầu BTCT đúc tại
chỗ và đúc liền khối {6.2.2.1.6}.
Mô hình tính toán coi mặt cầu như các dải bản vuông góc với các cấu kiện đỡ.
Khi tính toán hiệu ứng lực trong bản, phân tích một dải bản rộng 1m theo chiều
ngang cầu. Các cấu kiện kê được giả thiết là tuyệt đối cứng. Ta có 2 sơ đồ tính, phần
cánh hẫng ở dầm biên tính theo sơ đồ công son, các bản mặt cầu phía trong tính theo sơ
đồ dầm liên tục trên các gối cứng tại vị trí các dầm chủ.

2.2.3. Tính toán nội lực bản mặt cầu
2.2.3.1. Tính toán nội lực bản hẫng
Xét trường hợp bất lợi nhất bảng hẫng chịu tác dụng cả tĩnh tải, bánh xe ô tô và
người đi bộ.
2.2.3.1.1. Tĩnh tải tác dụng cho dải bản rộng 1m theo phương ngang cầu
- Do trọng lượng bản thân:
DC1 = 1.ts.γ = 1.0,2.2400 = 480kg/m = 4,8kN/m
- Do trọng lượng của lan can:
Tĩnh tải lan can tay vịn: Plc = 0,06T/m
Tĩnh tải bệ đỡ lan can:
DC2 = [ ] 10..10.4,2.10...5,0)..(. 4
lcttvtddd Pbhhbbbh +++ −
= 6,3kN/m
- Do trọng lượng bản thân các lớp mặt cầu
Tính toán theo bảng sau:
STT Lớp Chiều dày (m) γ (kN/m3
) DW (kN/m)
1 Lớp phủ asphan 0.05 23 1,15
2 Bê tông bảo vệ 0,02 24 0,48
3 Chống thấm 0,01 15 0,15
4 Mui luyện 0,02 24 0,48
Cộng 0,1 2,26
Vậy DW = 2,26 kN/m
Mô hình tải trọng tác dụng lên cánh hẫng như hình vẽ:
250 250 300 1800
L1
L2
L3=L4
DC2
DC1
DW

Hình 2.1: Mô hình tải trọng tác dụng lên cánh hẫng
Trong đó:
L1 – Chiều dài bản hẫng
L2 – Khoảng cách từ tim lan can đến ngàm
L3 – Chiều dài phần có lớp phủ mặt cầu
L4 – Chiều dài đoạn phân bố tải trọng bánh xe
L5 – Chiều dài đoạn phân bố tải trọng người đi bộ
Với L1, L2, L3, L4, L5 được tính theo nhịp có hiệu của bản kê trên dầm dọc là chiều
dài của bản cánh hẫng trừ đi một nữa chiều rộng bản cánh dầm dọc tức là bf/2.
2.2.3.1.2. Hoạt tải tác dụng cho dải bản rộng 1m theo phương ngang cầu
- Do xe tải thiết kế (Design Truck)
Xét một bánh xe nặng của xe tải thiết kế có trọng lượng P đặt cách mép bệ đỡ lan
can 300mm. Khoảng cách từ tim bánh xe tới ngàm x = 120mm. Chiều rộng tiếp xúc của
bánh xe b = 510mm. Chiều dày của bản mặt cầu tf = 200mm.
Chiều rộng dải tương đương:
E = 1140 + 0,833.x = 1140 + 0,833.120 = 1260mm = 1,26m
LL =
Etb
P
s
tr
).( +
= 26,1).2,051,0(
2/145.5,0
+
= 40,52kN/m
- Do người đi
Chiều rộng lề người đi là 1m. Tải trọng người đi bằng 300kg/m2
= 3kN/m2
.
Tổng hợp kết quả:
Giả sử chọn bf = 300mm, ta có các bảng tổng hợp kết quả chiều dài, tĩnh tải và hoạt
tải như sau:
Chiều dài
L1 (m) L2 (m) L3 (m) L4 (m) L5 (m)
0,92 0,795 0,42 0,42 0,42
Tĩnh tải
DC1 (kN/m) DC2 (kN) DW (kN/m)
4,8 6,3 2,26
Hoạt tải
LL (kN/m) PL (kN/m)
40,52 3
2.2.3.1.3. Nội lực tại ngàm
Xét hệ số điều chỉnh tải trọng trường hợp sử dụng các giá trị cực đại của γi.
η = ηD.ηR.ηI ≥ 0,95
Trong đó:

ηD – tính dẻo, trường hợp thiết kế thông thường ηD = 1
ηR – tính dư, bản hẫng không có tính dư ηR = 1,05
ηI – tầm quan trọng, cầu trên quốc lộ ηI = 1,05
η = 1.1,05.1,05 = 1,1
Mômen tại ngàm:
M = 





+++++
2
..
2
)..(.
2
....
2
...
2
5
2
4
2
3
2221
2
1
11
L
PL
L
IMLLm
L
DWLDC
L
DC PLLLppp γγγγγη
=



+++++
0
.3.75,1
2
42,0
.52,40).25,01.(75,1.2,1
2
42,0
.26,2.5,1795,0.3,6.25,1
2
92,0
.8,4.25,1.1,1
222
= 20,84kNm
Lực cắt tại ngàm
V = [ ]543221111 ..)..(....... LPLLIMLLmLDWDCLDC PLLLppp γγγγγη +++++
=
[ ]42,0.3.75,142,0.52,40).25,01.(75,1.2,142,0.26,2.5,13,6.25,192,0.8,4.25,1.1,1 +++++
= 67,87kN
2.2.3.2. Tính toán nội lực bản kiểu dầm
Đối với bản của cầu dầm có thể phân tích như mô hình dải bản liên tục, kê trên các
dầm chủ.
Đối với bản mặt cầu của các dầm có mặt cắt hình hộp có thể phân tích theo mô hình
dải bản ngàm 2 đầu và tính theo phương pháp gần đúng với đường lối tính toán mômen
dương ở mặt cắt giữa nhịp của mô hình bản giản đơn kê trên 2 gối khớp. Trị số mômen
tại mặt cắt giữa nhịp của bản 2 đầu ngàm xác định theo công thức:
0
.5,0.5,0 . SL MkM =+
Với
0
.5,0 SM – mômen do ngoại tải gây ra tại mặt cắt giữa nhịp dầm giản đơn.
k – hệ số điều chỉnh lấy bằng 0,5.
S – nhịp có hiệu của bản, S = 2 – 0,3/2 = 1,85m (giả thiết bf = 0,3m).
2.2.3.2.1. Nội lực do tĩnh tải trên 1m dài cầu
Tĩnh tải tính toán toàn bộ:
DL = 1,25DC1 + 1,5DW
= 1,25.4,8 + 1,5.2,26 = 9,39kN/m
Mômen tại mặt cắt giữa nhịp của dầm giản đơn tương đương:
M
DS DLM Ω= ..0
5,0 η = 1,1.9,39.1,852
/8 = 4,42kNm
Mômen tính toán của dầm thật:
42,4.5,0.5,0 =+
SM = 2,21kNm

42,4.8,0−=−
goiM = -3,54kNm
2.2.3.2.2. Nội lực do hoạt tải trên 1m dài cầu
+ Bề rộng dải tương đương:
S = 1850mm < 4600mm nên ta chỉ xét xe tải thiết kế, không xét tải trọng làn và xe
2 trục.{3.6.1.3.3}
Bề rộng tiếp xúc của bánh xe: b = 510mm
Chiều dài tiếp xúc của bánh xe:
( ) PIMl .1.10.28,2 3
+= −
γ
γ - hệ số tải trọng, γ = 1,75
IM = 25%, P = 0,5.145/2 = 36,25kN
( ) 36250.25,0175,1.10.28,2 3
+= −
l = 180,8mm
Theo mô hình tính toán theo sơ đồ phẵng, tác dụng của tải trọng bánh xe có thể quy
về 1 băng tải dài (b+ts) theo phương ngang cầu có cường độ phân bố cho 1m rộng bản:
LL
S/4
S
b+ts
l+ts
b+ts
ts
b
ts/2
Hình 2.2: Phân bố bánh xe trên dải bản mặt cầu
- Với mômen dương:
E = 660 + 0,55.S = 660 + 0,55.1850 = 1677,5mm > 1000mm
LL1 = Etb
P
s ).(2 +
= 6775,1).2,051,0(2
25,36
+
= 15,22kNm

Mômen tại mặt cắt giữa nhịp trên dầm giản đơn:
M
Pn IMLLmM Ω+=+
)..(.. 10 γη = 1,1.1,2.1,75.(1+0,25).15,22.(0,51+0,2).(2.1,85-
0,51-0,2)/4
= 23,32kNm
+
SM .5,0 = 0,5.23,32 = 11,66kNm
- Với mômen âm:
E = 1220 + 0,25.S = 1220 + 0,25.1850 = 1682,5mm
LL2 = Etb
P
s ).(2 +
= 6825,1).2,051,0(2
25,36
+
= 15,17kNm
Mômen tại mặt cắt giữa nhịp trên dầm giản đơn:
M
Pn IMLLmM Ω+=+
)..(.. 10 γη = 1,1.1,2.1,75.(1+0,25).15,17.(0,51+0,2).(2.1,85-
0,51-0,2)/4
= 23,24kNm
−
goiM = -0,8.23,24 = -18,59kNm
Vậy:
Mômen tính toán dương tại mặt cắt giữa nhịp:
+
SM .5,0 = 2,21 + 11,66 = 13,87kNm
Mômen tính toán âm tại mặt cắt gối:
−
goiM = -3,54 – 18,59 = 22,13kNm
Lực cắt tính toán:
[ ]V
Pn
V
D IMLLmDLV Ω++Ω= )..(... 1γη =
[ ]355,0.22,15).25,01.(75,1.2,1925,0.39,9.1,1 ++
= 25,16kN
Với:
V
DΩ = 0,5.1.1,85 = 0,925m2
V
PΩ = 0,355 m2
2.2.4. Chọn tiết diện cốt thép – Tổng quát
- Sức kháng uốn của bản
Mr = ф.Mn
ф – hệ số sức kháng quy định theo {5.5.4.2.1} ф = 0,9 đối với trạng thái giới hạn
cường độ 1 (cho BTCT thường).
Mr – sức kháng uốn tính toán
Mn = sức kháng uốn danh định
Đối với cấu kiện chịu uốn khi sự phân bố ứng suất gần đúng theo hình chữ nhật như
quy định ở {5.7.2.2} thì Mn xác định theo {5.7.3.2.3}.

)
22
.(.)..(.85,0)
2
.(.)
2
.(.)
2
.(. 1
'''' f
fwcsyssysppspsn
ha
hbbf
a
dfA
a
dfA
a
dfAM −−+−−−+−= β
Vì không có cốt thép ứng suất trước, b = bw và coi '
sA = 0.
⇒ )
2
.(.
a
dfAM sysn −=
Trong đó:
As – diện tích cốt thép thường chịu kéo (mm2
).
fy – giới hạn chảy quy định của cốt thép (MPa)
ds – khoảng cách tải trọng từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép thường chịu
kéo (mm)
'
sA – diện tích cốt thép thường chịu nén (mm2
).
'
yf – giới hạn chảy quy định của cốt thép chịu nén (MPa)
'
sd – khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu nén (mm)
'
cf – cường độ chịu nén của bêtông ở 28 ngày (MPa)
b – bề rộng của mặt chịu nén của cấu kiện (mm)
bw – chiều dày của bản bụng hoặc mặt cắt tròn (mm)
1β – hệ số chuyển đổi điểu đồ ứng suất quy định trong {5.7.2.2}.
fh – chiều dày cánh chịu nén của cấu kiện dầm I hoặc T (mm)
a = c. 1β – chiều dày của khối ứng suất tương đương (mm) theo {5.7.2.2}.
a = c. 1β =
1
'
''
...85,0
)...
βwc
ysyspsps
bf
fAfAfA −+
. 1β =
bf
fA
c
ys
..85,0
.
'
Theo trạng thái giới hạn cường độ 1, cốt thép phải bố trí sao cho mặt cắt đủ khả
năng chịu lực.
- Chọn tiết diện cốt thép tổng quát
- Cường độ nén của bê tông ở 28 ngày tuổi: f’c = 28MPa. Ec = 33994,48MPa.
- Giới hạn chảy của thép thanh: fy = 420MPa. Es = 200000MPa.
- Lớp bảo vệ: {5.12.3.1}
Mép trên bản: a = 60mm
Mép dưới bản: a = 25mm
Giả thiết dùng N0
10; db = 11,3mm; Ab = 100mm2
ddương = 200-25-11,3/2 = 169,35mm
dâm = 200-60-11,3/2 = 134,35mm
Biểu thức đơn giản để tính cốt thép có thể bỏ qua cốt thép chịu nén khi tính sức
kháng mômen như sau:
)
2
.(...
a
dfAM sysn −=φφ

Trong đó:
a =
bf
fA
c
ys
..85,0
.
'
Giả thiết cánh tay đòn (d-a/2) độc lập với As, có thể thay bằng jd và được trị số gần
đúng của As để chịu фMn = Mu.
).(
)/(
jdf
M
A
y
u
s
φ
=
Nếu thay fy = 400MPa, ф = 0,9 {5.5.4.2.1} và giả thiết đối với tiết diện bê tông cốt thép
thường j ≈ 0,92. Tiết diện thép gần đúng có thể biểu diễn bởi:
Gần đúng As
d
Mu
330
≈
Vì biểu thức gần đúng nên cần kiểm tra sức kháng mômen của cốt thép đã chọn.
Cốt thép lớn nhất {5.7.3.3.1} bị giới hạn bởi yêu cầu dẻo dai c≤0,42d hoặc a≤0,42
1β d. Với 1β = 0,85 ⇒ a≤0,357d.
Cốt thép nhỏ nhất {5.7.3.3.2} của cốt thép thường thỏa mãn nếu:
'
'
03,0
y
cs
f
f
bd
A
≥=ρ
Với các tính chất vật liệu đã cho, diện tích nhỏ nhất của thép trên một đơn vị chiều
rộng bản là:
min As = d.1.
400
28
03,0 = 0,0021d mm2
Khoảng cách lớn nhất của cốt thép chủ {5.10.3.2} của bản bằng 1,5lần chiều dày
bản hoặc 450mm. Với chiều dày bản 200 mm:
Smax = 1,5.200 = 300mm
2.2.4.1. Cốt thép chịu mômen dương
Mu = 13,87kNm; d = 169,35mm.
Thử chọn: As
35,169.330
13870
≈ = 0,248 mm2
min As = 0,0021d = 0,0021.169,35 = 0,356mm2
⇒ Chọn As = 0,356mm2
Theo phụ lục B, bản B4, sách Cầu bê tông cốt thép (tập 1), thử chọn N0
10@250 cho As =
0,400mm2
.
a = 1.28.85,0
400.400,0
= 6,7mm
Kiểm tra độ dẻo dai:
a≤0,357d = 0,357.169,35 = 60,46mm ⇒ Đạt
Kiểm tra cường độ mômen:

)
2
.(...
a
dfAM sysn −=φφ = )
2
.(..
a
dfA sys −φ = )
2
7,6
35,169.(400.4,0.9,0 −
= 23904Nmm = 23,9 kNm > 13,87kNm ⇒ Đạt
Đối với cốt thép ngang bên dưới chịu mômen dương dùng N0
10@250mm.
2.2.4.2. Cốt thép chịu mômen âm
Mu = 22,13kNm; d = 134,35mm.
Thử chọn: As
35,134.330
22130
≈ = 0,499 mm2
min As = 0,0021d = 0,0021.169,35 = 0,356mm2
⇒ Chọn As = 0,499mm2
Theo phụ lục B, bản B4, sách Cầu bê tông cốt thép (tập 1), thử chọn N0
10@200 cho As =
0,500mm2
.
a = 1.28.85,0
400.500,0
= 8,4mm
Kiểm tra độ dẻo dai:
a≤0,357d = 0,357.134,35 = 47,96mm ⇒ Đạt
Kiểm tra cường độ mômen:
)
2
.(...
a
dfAM sysn −=φφ = )
2
.(..
a
dfA sys −φ = )
2
4,8
35,134.(400.5,0.9,0 −
= 23427Nmm = 23,43 kNm > 22,13kNm ⇒ Đạt
Đối với cốt thép ngang bên trên chịu mômen âm dùng N0
10@200mm.
2.2.4.3. Cốt thép chịu mômen âm cho phần hẫng của bản mặt cầu
Để thuận lợi thi công: Bố trí 2 mặt phẵng lưới cốt thép cho bản mặt cầu nên cốt
thép âm cho phần hẫng được bố trí giống cốt thép âm dùng N0
10@200mm. Chỉ tiến
hành kiểm toán.
Mômen tính toán cho mômen âm bản mặt cầu:
Mu = 20,84kNm < 22,13kNm
Do mômen tính toán Mu < Mômen tính toán của mômen âm của bản mặt cầu nên
chắc chắn các kiểm toán trong kiểm toán về cường độ được thỏa mãn.
2.2.4.4. Cốt thép phân bố
Cốt thép phụ theo chiều dọc được đặt dưới đáy bản để phân bố tải trọng bánh xe
dọc cầu đến cốt thép chịu lực theo phương ngang. Diện tích yêu cầu tính theo phần trăm
(%) cốt thép chính chịu mômen dương. Đối với cốt thép chính đặt vuông góc với hướng
xe chạy {9.7.3.2}.
Số phần trăm = %67
3840
≤
cS
Trong đó Sc là chiều dài có hiệu của nhịp. Sc = 1850mm.

⇒ Số phần trăm =
1850
3840
= 89,3% dùng 67%
Bố trí As = 0,67.0,4 = 0,268mm2
.
Đối với cốt thép dọc bên dưới dùng N0
10@350mm.
2.2.4.5 Cốt thép chống co ngót và nhiệt độ
Lượng cốt thép tối thiểu cho mỗi phương sẽ là {5.10.8.2}:
y
g
s
f
A
A 75,0≥ =
400
200
75,0 = 0,375mm2
Trong đó:
Ag – diện tích tiết diện nguyên. Ag = 200m2
.
Cốt thép chính và phụ đều được chọn lớn hơn trị số này. Tuy nhiên đối với bản dày
hơn 150mm cốt thép chống co ngót và nhiệt độ phải được bố trí đều nhau trên cả 2 mặt.
Khoảng cách lớn nhất của cốt thép này là 3,0lần chiều dày bản hoặc 450mm.
Đối với cốt dọc trên dùng N0
10@450, As = 0,222mm2
.
2.2.5.Kiểm tra nứt – Tổng quát
Nứt được kiểm tra bằng cách giới hạn ứng suất kéo trong cốt thép dưới tác dụng
của tải trọng sử dụng fs nhỏ hơn ứng suất kéo cho phép fsa {5.7.3.4}:
( ) y
c
sas f
Ad
Z
ff 6,0
.
3/1
≤=≤
Trong đó:
Z = 23000N/mm (tham số chiều rộng vết nứt) cho điều kiện môi trường khắc
nghiệt.
dc – chiều cao tính từ thớ chịu kéo xa nhất đến tim thanh gần nhất ≤50mm.
A – diện tích có hiệu của bê tông chịu kéo trên thanh có cùng trọng tâm với cốt
thép.
Dùng trạng thái giới hạn sử dụng để xét vết nứt của bê tông cốt thép thường
{3.4.1}. Trong trạng thái giới hạn sử dụng, hệ số thay đổi tải trọng η = 1,0 và hệ số tải
trọng cho tĩnh tải và hoạt tải là 1,0. Do đó mômen dùng để tính ứng suất kéo trong cốt
thép là:
M = MDC+MDW+1,25.MLL
Việc tính ứng suất kéo trong cốt thép do tải trọng sử dụng dựa trên đặc trưng tiết
diện nứt chuyển sang đàn hồi {5.7.1}. Dùng tỷ số môđun đàn hồi n = Es/Ec để chuyển cốt
thép sang bê tông tương đương. Môđun đàn hồi Ec được cho bởi:
Ec = '5,1
..043,0 cc fγ = 28.2400.043,0 5,1
= 26752,5MPa
Và n = 5,26752
200000
= 7,48 ⇒ Dùng n = 7
2.2.5.1. Kiểm tra cốt thép chịu mômen dương

Mômen dương trong trạng thái giới hạn sử dụng tại vị trí giữa nhịp:
Mu = 0,5.[(4,8+2,26).1,852
/8+1,2.1,25.15,22.0,531] = 7,57kNm
Tính các đặc trưng tiết diện chuyển đổi cho mặt cắt rộng 1mm có hai lớp cốt thép
như trình bày ở trên. Vì lớp bảo vệ tương đối dày, cốt thép phía trên giả thiết nằm ở phía
chịu kéo của trục trung hòa. Tổng mômen tĩnh đối với trục trung hòa ta có:
).().(5,0 ''2
xdnAxdnAbx ss −+−=
)35,169.(4,0.7)65,65.(5,0.7.1.5,0 2
xxx −+−=
⇒ x = 31,75mm < 65,65mm vậy giả thiết đúng. Mômen quán tính của tiết diện nứt
chuyển đổi là:
x
169,35
30,6565,65
Hình 2.3: Tiết diện nứt chịu mômen dương
Icr = 22''
3
)()(
3
.
xdnAxdnA
xb
ss −+−+
= 22
3
)75,3135,169(4,0.7)75,3165.65(5,0.7
3
75,31.1
−+−+
= 67705,42mm2
/mm
Và ứng suất kéo của cốt thép dưới bằng:
fs =
crI
yM
n
.
= 42,67705
)75,3135,169.(7570
7
−
= 107,69MPa
Cốt thép chịu kéo cho mômen dương dùng thanh N0
10@250mm đặt cách thớ chịu
kéo xa nhất 30,65mm. Do đó:
dc = 30,65mm≤50mm
A = 2.30,65.250 = 15325mm2
Và
fsa =
( ) 3/1
15325.65,30
23000
= 295,88MPa > 0,6fy
Do đó dùng:
fsa = 0,6fy = 0,6.400 = 240MPa > fs = 107,69MPa ⇒ Đạt
2.2.5.2. Kiểm tra cốt thép chịu mômen âm
Mômen âm trong trạng thái giới hạn sử dụng tại vị trí gối:

Mu = -0,8.[(4,8+2,26).1,852
/8+1,2.1,25.15,17.0,531] = -12,08kNm
Tiết diện ngang chịu mômen âm có cốt thép nén ở đáy bản. Lần này giả thiết x > d’
= 30,65mm, như vậy cốt thép đáy bản sẽ chịu nén. Tổng mômen tĩnh đối với trục trung
hòa ta có:
).().()1(5,0 ''2
xdnAdxAnbx ss −=−−+
)35,134.(5,0.7)65,30.(4,0)17(.5,0 2
xxx −=−−+
⇒ x = 30,75mm > 30,65mm vậy giả thiết đúng. Mômen quán tính của tiết diện nứt
chuyển đổi là:
x
134,35
65,6530,65
Hình 2.4: Tiết diện nứt chịu mômen âm
Icr = 22''
3
)()().1(
3
.
xdnAdxAn
xb
ss −+−−+
= 22
3
)75,3035,134(5,0.7)65,3075,30(4,0.6
3
75,30.1
−+−+
= 43380,59mm2
/mm
Và ứng suất kéo của cốt thép dưới bằng:
fs =
crI
yM
n
.
= 59,43380
)75,3035,134.(12080
7
−
= 201,94MPa
Cốt thép chịu kéo cho mômen âm dùng thanh N0
10@200mm đặt cách mặt chịu kéo
xa nhất 65,65mm. Do đó:
dc = 65,65mm > 50mm
A = 2.50.200 = 20000mm2
Và
fsa =
( ) 3/1
20000.50
23000
= 230MPa > 0,6fy
Do đó dùng:
fsa = 0,6fy = 0,6.400 = 240MPa > fs = 201,94MPa ⇒ Đạt
2.2.5. Trạng thái giới hạn mỏi

Không cần tính mỏi cho bản mặt cầu khi dùng nhiều dầm chủ. {9.5.3}
PHẦN 3:
TÍNH TOÁN DẦM CHỦ
3.1. SỐ LIỆU ĐẦU VÀO
- Khoảng cách giữa các dầm chủ: S = 2000mm
- Số lượng dầm chủ: n = 5dầm
- Kiểu dầm chủ: Dầm thép chữ I
- Chọn thép làm dầm: Loại thép công trình M270 cấp 250 có:
+ Cường độ kéo min Fu = 400MPa
+ Cường độ chảy min Fy = 250MPa
3.2. CHỌN TIẾT DIỆN DẦM CHỦ
Các căn cứ:
- Chiều cao dầm không nhỏ hơn 1/25 nhịp (
25
1
≥
L
h
)
- Chiều dày tối thiểu của thép là 8mm.
- Đối với các dầm ngoài, AASHTO yêu cầu ít nhất kích thước dầm ngoài phải
bằng dầm trong.
Chọn tiết diện dầm chủ như sau:


500
18
30144030
1500
500
Hình 3.1: Cấu tạo mặt cắt ngang dầm chủ
Trong đó:
- Bề dày bản cánh chính 18mm ; chiều rộng bản cánh chính 500mm
- Bề dày bản táp: 12mm ; chiều rộng bản táp 500-10.2 = 480mm
3.3. TÍNH TOÁN VÀ PHÂN TÍCH
3.3.1. Tính toán các đặc trưng hình học dầm chủ
- Diện tích tiết diện dầm: A = 2.500.30 + 1440.18 = 55920 (mm2
)
- Mômen quán tính của tiết diện dầm:
I =
3 3 21 1
.18.1440 2. .500.30 500.30.735
12 12
 
+ + ÷
 
= 2,07.1010
(mm4
)
- Mômen quán tính của tiết diện đối với trục thẳng đứng trong mặt phẳng bản bụng:
Iy =
3 31 1
.18 .1440 2. .30.500
12 12
+ = 625,7.106
(mm4
)
- Mômen quán tính của bản cánh chịu nén của tiết diện quanh trục thẳng trong mặt
phẳng bản bụng:
Iyc =
31
.30.500
12
= 312,5.106
(mm4
)
3.3.2. Phân tích đàn hồi hay quá đàn hồi {6.10.4}
Sẽ tính theo đàn hồi. Vì nhịp đơn giản nên không có sự phân phối lại mômen.

3.3.3. Tiết diện đồng nhất hay lai {6.10.4.3}
Vì ta dự kiến sẽ dùng cùng một loại thép công trình cho tất cả các chi tiết nên tiết
diện được coi là đồng nhất. Do đó hệ số ghép tiết diện Rh = 1,0.
- Đối với các bản cánh chịu nén, nếu có tăng cường dọc hoặc
wt
2 cD
≤λb
cf
E
thì hệ
số truyền tải trọng Rb sẽ lấy bằng 1,0.
Nếu không thì Rb = 1-(
r
a
300a200 +
).(
wt
2 cD
- λb.
cf
E
)
Với ar =
cA
.2 wc tD
Trong đó:
Dc - chiều cao bản bụng chịu nén trong phạm vi đàn hồi (mm)
tw - chiều dày bản bụng (mm)
λb = 5,76 đối với cấu kiện có diện tích cánh chịu nén bằng hoặc lớn hơn bản cánh
chịu kéo.
λb = 4,64 đối với cấu kiện có diện tích cánh chịu nén bằng hoặc nhỏ hơn bản cánh
chịu kéo.
fc - ứng suất trong bản cánh chịu nén đang xét do tác dụng của tải trọng tính toán
(MPa)
Ac - diện tích bản cánh chịu nén (mm2
).
- Đối với các bản cánh chịu kéo, Rb lấy bằng 1,0.
3.3.4. Chọn hệ số sức kháng ф
Đối với TTGH cường độ hệ số sức kháng ф phải lấy {6.5.4.2}.
- Đối với uốn: φf = 1,00
- Đối với cắt: φv = 1,00
Các TTGH không thuộc TTGH cường độ: ф = 1,00 {1.3.2.1}.
3.3.5. Chọn hệ số điều chỉnh tải trọng
Hệ số điều chỉnh Tiêu chuẩn
TTGH
cường độ
TTGH
sử dụng
TTGH
mỏi
Hệ số dẻo Dη {1.3.3} 0,95 1,00 1,00
Hệ số dư thừa Rη {1.3.4} 0,95 1,00 1,00
Hệ số quan trọng Iη {1.3.5} 1,05 1,00 1,00
IRD ηηηη = {1.3.2.1} 0,95 1,00 1,00
3.4. TÍNH NỘI LỰC DẦM CHỦ
3.4.1. Ảnh hưởng của tĩnh tải
Các hệ số tải trọng cho tĩnh tải:

- Đối với bản mặt cầu và lan can tay vịn:
γpDCmax = 1,25
γpDCmin = 0,9
- Đối với các lớp mặt cầu
γpDWmax = 1,5
γpDWmin = 0,65
3.4.2. Ảnh hưởng của hoạt tải xe và tải trọng làn
+ Hệ số xung kích: IM = 0,25
+ Hệ số tải trọng: γLL = 1,75
+ Hệ số làn xe:
3.4.2. Ảnh hưởng của tải trọng người
Hệ số tải trọng: γPL = 1,75
3.4.3. Tính hệ số phân phối ngang
3.4.3.1. Tính toán hệ số phân bố hoạt tải theo làn
Tính tỉ số 







3
s
g
Lt
K
Với:
Kg = n.(I + A.eg
2
) - tham số độ cứng dọc.
n = Es/ED - tỉ số môđun đàn hồi của vật liệu làm dầm và vật liệu lầm bản, n = 7,48
tính ở phần bản mặt cầu. Chọn n = 7.
eg: Khoảng cách giữa trọng tâm của bản mặt cầu và của dầm, vì dầm không liên
hợp với bản bê tông nên eg = 0.
Vậy Kg = 7.[2,07.1010
+ 0] = 14,49.1010
1,0
3 







s
g
Lt
K
=
1,0
3
10
200.26400
10.49,14






= 0,963
3.4.3.1.1. Hệ số phân bố hoạt tải theo làn đối với mômen uốn {4.6.2.2.2a}
- Đối với dầm trong:
+ Một làn thiết kế chịu tải
gm = 0,06+
0,4 0,3 0,1
3
( ) ( ) ( )
4300
g
s
KS S
L Lt
⇒ gm = 0,06+ 963,0.
26400
2000
4300
2000
3,04,0












= 0,387

+ Hai làn thiết kế chịu tải
gm = 0,075+
0,6 0,2 0,1
3
( ) ( ) ( )
2900
g
s
KS S
L Lt
⇒ gm = 0,075+ 963,0.
26400
2000
2900
2000
2,06,0












= 0,535
- Đối với dầm ngoài:
+ Một làn thiết kế chịu tải: Sử dụng phương pháp đòn bẩy.
0,2
1000 2000
600 1800
1 0,95
gm =
2
)2,095,0.(2,1 +
= 0,69
+ Hai làn thiết kế chịu tải:
gm = e.gtrong
Trong đó:
e = 0,77 +
2800
ed
= 0,77 +
2800
500
= 0,949
⇒ gm = 0,949.0,69 = 0,655
3.4.3.1.2. Hệ số phân bố hoạt tải theo làn đối với lực cắt {4.6.2.2.3a}
- Đối với dầm trong:
+ Một làn thiết kế chịu tải:
gv = 0,36 +
7600
S
= 0,36 +
7600
2000
= 0,623
+ Hai làn thiết kế chịu tải
gv = 0,2 +
7600
S
-
2
10700





 S
= 0,2 +
7600
2000
-
2
10700
2000






= 0,428
- Đối với dầm ngoài

+ Một làn thiết kế chịu tải: Sử dụng quy tắc đòn bẩy, tương tự như tính hệ số phân
bố cho mômen ở trên, ta có gv = 0,69
+ Hai làn thiết kế chịu tải:
gm = e.gtrong
Trong đó:
e = 0,6 +
3000
ed
= 0,6 +
3000
500
= 0,767
⇒ gm = 0,767.0,69 = 0,529
Theo {4.6.2.2.1} khi dùng phương pháp đòn bẩy phải đưa vào hệ số làn xe m. Đối
với 1 làn chịu tải m = 1,2. Mô hình nguyên tắc đòn bẩy cho dầm biên được chỉ ra trên
hình vẽ.
3.4.3.2. Tính toán hệ số phân bố của tải trọng người đi bộ
Sử dụng phương pháp đòn bẩy, tính cho cả mômen và lực cắt.
0.751,25
20001000
1
1000
gpl =
2
)75,025,1.(1 +
= 1
Vậy hệ số phân bố hoạt tải và người đi bộ:
Dầm giữa Dầm biên
Mômen uốn gm 0,535 0,69
Lực cắt gv 0,623 0,69
Người đi bộ gpl 1 1
3.4.4. Tính toán nội lực dầm chủ do tĩnh tải
3.4.4.1. Tải trọng của mặt đường trên cầu và các bộ phận mặt cầu
- Tĩnh tải rải đều lên 1m dài dầm chủ do BMC

gDC1(bmc) =
5
10.24.10000.200 6−
= 9,6 kN/m
- Tải trọng do lan can
Tĩnh tải DC2 tác dụng cho dầm biên gDC2 = 6,3 kN/m
- Tải trọng do lớp phủ
Tính toán theo bảng sau:
STT Lớp Chiều dày (m) γ (kN/m3
) DW (kN/m)
1 Lớp phủ asphan 0.05 23 1,15
2 Bê tông bảo vệ 0,02 24 0,48
3 Chống thấm 0,01 15 0,15
4 Mui luyện 0,02 24 0,48
Cộng 0,1 2,26
Vậy DW = 2,26 kN/m
⇒ gDW =
5
9.26,2
= 4,068 kN/m
3.4.4.2. Tải trọng bản thân dầm chủ
Trọng lượng thép trên 1m dài dầm chủ có thể được xác định theo công thức:
gDC1(dc) =
la
la
F
gggk
y
DWDCbmcDC
..
.).1.(25,1
.5,1.25,1.25,1.75,1 2)(10
α
γ
+−
+++
Trong đó:
l - nhịp tính toán của dầm, l = 26,4m
Fy - cường độ chảy nhỏ nhất của thép làm dầm, kN/m2
Dùng thép công trình M270 cấp 250 có Fy = 250MPa = 2,5.105
kN/m2
γ - trọng lượng thể tích của thép, γ = 7,85 T/m3
= 78,5 kN/m3
α - hệ số xét đến trọng lượng của hệ liên kết giữa các dầm chủ (lấy tùy thuộc vào
chiều dài nhịp), α = 0,1-0,12
a - đặc trưng trọng lượng ứng với dầm giản đơn, a = 0,5
k0 - Hoạt tải tác dụng lên dầm, kN/m
Xác định k0:
Cách xếp xe lên đường ảnh hưởng:
Xếp xe sao cho hợp lực của các trục xe và trục xe gần nhất cách đều tung độ lớn
nhất của đường ảnh hưởng.
- Với xe tải: 35.(x+4,3) + 145.x = 145.(4,3-x)
⇒ x = 1,455m

x=1,455
14535 145
4,3 4,3
- Với xe 2 trục: x = 0,6m
x=0,6
1,2
Đường ảnh hưởng mômen mặt cắt 1/4 nhịp (tính cho dầm ngoài).
4,34,3
35 145 145
3 kN/m
9,3 kN/m
4,95
4,4
1,18
4,06
⇒ k0 = gm.[(1+IM)(35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.ω] + gpl.3. ω
= 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.1,18+145.4,4+145.4,06) + 9,3.65,34] + 1.3.65,34
= 1162,13 kN/m
Thay tất các vào công thức ta có:
gDC1(dc) =
4,26.5,0.
4,26.5,0).1,01.(25,1
5,78
10.5,2
068,4.5,13,6.25,16,9.25,113,1162.75,1
5
+−
+++
= 8,59 kN/m
Trọng lượng thép của hệ liên kết, thường được xem là một hàm số của trọng lượng
dầm chủ.
ggl = α.gDC1(dc) = 0,1.8,59 = 0,859 kN/m
Bảng tổng kết:
Do bản mặt cầu gDC1(bmc) 9,6 kN/m
Do TLBT dầm chủ và hệ liên kết gDC1(dc) (8,59+0,859) kN/m
Do lan can tay vịn gDC2 6,3 kN/m
Do lớp phủ mặt cầu g 4,068 kN/m
3.4.4.3. Các hệ số cho tĩnh tải γp {3.4.1-2}
Loại tải trọng TTGH Cường độ 1 TTGH Sử dụng
DC: Cấu kiện và các thiệt bị phụ 1,25/0,9

DW: Lớp phủ mặt cầu và các tiện ích 1,5/0,65 1
3.4.4.4. Xác định nội lực
Ta tính toán nội lực dầm chủ tại mặt cắt giữa nhịp đối với mômen và tại mặt cắt gối
đối với lực cắt.
Để xác định nội lực, ta vẽ đường ảnh hưởng cho các mặt cắt cần tính rồi xếp tĩnh tải
rãi đều lên đường ảnh hưởng. Nội lực xác định theo công thức:
- Mômen: Mu = η.γp.ω.g
- Lực cắt: Vu = η.g.(γp.ω+
- γp.ω-
)
Trong đó:
ω - diện tích đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt đang xét.
ω+
- diện tích đường ảnh hưởng lực cắt dương tại mặt cắt đang xét.
ω-
- diện tích đường ảnh hưởng lực cắt âm tại mặt cắt đang xét.
3.4.4.4.1. Mômen
Đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt giữa nhịp:
ω = 87,12m2 6,6
- Trạng thái giới hạn cường độ 1
Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)
Mu = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)+1,5gDW).ω
= 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,5.4,068).87,12
= 2475,74kNm
Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can)
Mu = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)+1,25gDC2+1,5gDW).ω
= 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,25.6,3+1,5.4,068).87,12
= 3127,51kNm
- Trạng thái giới hạn sử dụng
Mu = 1.(1.gDC1(bmc)+1.gDC1(dc)+1.gDW).ω
= 1.(1.9,6+1.9,449+1.4,068).87,12
= 2013,95kNm

Mu = 1.(1.gDC1(bmc)+1.gDC1(dc)+1.gDC2+1.gDW).ω
= 1.(1.9,6+1.9,449+1.6,3+1.4,068).87,12
= 2562,81kNm
3.4.4.4.2. Lực cắt
Đường ảnh hưởng lực cắt tại mặt cắt gối
ω+
= 13, 2m2
; ω-
= 0m2
1,0
- Trạng thái giới hạn cường độ 1
Vu = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)+1,5gDW).ω+
= 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,5.4,068).13,2
= 375,11kN
Vu = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)+1,25gDC2+1,5gDW).ω+
= 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,25.6,3+1,5.4,068).13,2
= 473,86kN
- Trạng thái giới hạn sử dụng
Vu = 1.(1.gDC1(bmc)+1.gDC1(dc)+1.gDW).ω+
= 1.(1.9,6+1.9,449+1.4,068).13,2
= 305,14kN
Vu = 1.(1.gDC1(bmc)+1.gDC1(dc)+1.gDC2+1.gDW).ω+
= 1.(1.9,6+1.9,449+1.6,3+1.4,068).13,2
= 388,30kNm
Mômen do tĩnh tải (kNm)
TTGH Cường độ 1 TTGH Sử dụng
Dầm trong 2475,74 2013,95
Dầm ngoài 3127,51 2562,81
Lực cắt do tĩnh tải (kN)
Dầm trong 375,11 305,14

Dầm ngoài 473,86 388,30
Nhận xét: Nội lực tại các mặt cắt của dầm ngoài luôn lớn hơn dầm trong. Vậy ta chỉ
phải kiểm toán nội lực của dầm ngoài.
3.4.5. Tính toán nội lực dầm chủ do hoạt tải
Hoạt tải xe ôtô trên mặt cầu hay kết cấu phụ trợ (HL-93) sẽ gồm một tổ hợp của:
- Xe tải thiết kế hoặc xe 2 trục thiết kế.
- Tải trọng làn thiết kế
Hiệu ứng lực của tải trọng làn thiết kế không xét lực xung kích.
Hiệu ứng lực lớn nhất phải được lấy theo giá trị lớn hơn của trường hợp sau.
- Hiệu ứng của xe 2 trục thiết kế tổ hợp với hiệu ứng của tải trọng làn thiết kế
9HL93M).
- Hiệu ứng của một xe tải thiết kế tổ hợp với hiệu ứng của tải trọng làn thiết kế
(HL93K).
3.4.5.1. Mômen
Đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt giữa nhịp
- Xe tải thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người
4,086
6,236
4,814
6,6
4,34,3
35 145 145
3 kN/m
9,3 kN/m
+ Trạng thái giới hạn cường độ 1
Mu = η.[1,75.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.ω] + 1,75.gpl.3.ω]
= 0,95.[1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.4,086+145.6,236+145.4,814) + 9,3.87,12] +
1,75.1. 3.87,12]
= 2615,2 kN/m
+ Trạng thái giới hạn sử dụng
Mu = η.[1.gm.[(1+IM).(35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.ω] + 1.gpl.3.ω]
= 1.[1. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.4,086+145.6,236+145.4,814) + 9,3.87,12] + 1.1.
3.87,12]
= 1573,05 kN/m
- Xe 2 trục thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người

6,3
110 110

9,3 kN/m
3 kN/m
1,2
6,3
Mu = η.[1,75.gm.[(1+IM).110.(y1+y2) + 9,3.ω] + 1,75.gpl.3.ω ]
= 0,95. [1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.110.(6,3+6,3) + 9,3.87,12] + 1,75.1. 3.87,12]
= 2357,63 kN/m
Mu = η.[1.gm.[(1+IM).110.(y1+y2) + 9,3.ω] + 1.gpl.3.ω ]
= 1.[1. 0,69.[(1+0,25).0,5.110.(6,3+6,3) + 9,3.87,12] + 1.1. 3.87,12]
= 1418,12 kN/m
3.4.5.2. Lực cắt
Đường ảnh hưởng lực cắt tại mặt cắt gối
- Xe tải thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người
0,674
0,837
1,0
9,3 kN/m
3 kN/m
145
4,3 4,3
145 35
Vu = η.[1,75.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.ω+
] + 1,75.gpl.3. ω+
]
= 0,95. [1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.0,674+145.0,837+145.1) + 9,3.13,2] + 1,75.1.
3.13,2]
= 414,54 kN/m
Vu = η.[1.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3. ω+
] + 1.gpl.3. ω+
]

= 1. [1. 0,69.[(1+0,25).0,5. 0,5.( 35.0,674+145.0,837+145.1) + 9,3.13,2] + 1.1.
3.13,2]
= 249,35 kN/m
- Xe 2 trục thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người
0,955
110
1,2
110
3 kN/m
9,3 kN/m
1,0
Vu = η.[1,75.gm.[(1+IM).110.(y1+y2) + 9,3. ω+
] + 1,75.gpl.3. ω+
]
= 0,95. [1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.110.(1+0,955) + 9,3.13,2] + 1,75.1. 3.13,2]
= 360,84 kN
Vu = η.[1.gm.[(1+IM).110.(y1+y2) + 9,3. ω+
] + 1.gpl.3. ω+
]
= 1. [1. 0,69.[(1+0,25).0,5.110.(1+0,955) + 9,3.13,2] + 1.1. 3.13,2]
= 217,04 kN
Mômen do hoạt tải (kNm)
HL93K+Tải trọng người 2615,2 1573,05
HL93M+Tải trọng người 2357,63 1418,12
Lực cắt do hoạt tải (kN)
HL93K+Tải trọng người 414,54 249,35
HL93M+Tải trọng người 360,84 217,04
Nhận xét: Nội lực tại các mặt cắt dưới tác dụng của xe tải thiết kế luôn lớn hơn xe 2
trục. Vậy ta chỉ phải kiểm toán nội lực của - Xe tải thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng
người.
3.4.6. Tổ hợp nội lực
- Tổ hợp theo trạng thái giới hạn cường độ 1
+ Tổ hợp mômen
Mu = 0,95.(1,25.MDC1+1,25.MDC2+1,5.MDW+1,75MLL+IM+1,75gMPLMPL)
+ Tổ hợp lực cắt

Vu = 0,95.(1,25.VDC1+1,25.VDC2+1,5.VDW+1,75VLL+IM+1,75gVPLVPL)
- Tổ hợp theo trạng thái giới hạn sử dụng
+ Tổ hợp mômen
Mu = 1.(1.MDC1+1.MDC2+1.MDW+1.MLL+IM+1.gMPLMPL)
+ Tổ hợp lực cắt
Vu = 1.(1.VDC1+1.VDC2+1.VDW+1.VLL+IM+1.gVPLVPL)
Với:
MLL+IM = gMPL.[(1+IM).Mxe tải + Mlàn]
VLL+IM = gVPL.[(1+IM).Vxe tải + Vlàn]
gM, gM – hệ số phân bố tải trọng cho mômen và lực cắt.
Bảng tổng kết tổ hợp nội lực bất lợi nhất:
Mômen (kNm) 5742,71 4135,86
Lực cắt (kN) 888,40 637,65
3.5. KIỂM TOÁN DẦM CHỦ
3.5.1. Kiểm toán các giới hạn trong việc xác định kích thước tiết diện
3.5.1.1. Các tỉ lệ cấu tạo chung
0,1 ≤
yc
y
I
I
≤ 0,9
Trong đó:
Iy - mômen quán tính của mặt cắt thép đối với trục thẳng đứng trong mặt phẳng của
bản bụng (mm4
).
Iyc - mômen quán tính của bản cánh chịu nén của mặt cắt thép quanh trục đứng
trong mặt phẳng của bản bụng (mm4
).
Ta có:
Iyc = 312,5.106
(mm4
)
Iy = 625,7.106
(mm4
)
0,1 ≤
6
6
312,5.10
625,7.10
= 0,499 ≤ 0,9 ⇒ Đạt
3.5.1.2. Độ mảnh của bản bụng
w
2.
t
CD
≤ 6,77.
cf
E
Trong đó:
DC - chiều cao của bản bụng chịu nén trong phạm vi đàn hồi (mm), DC = 1440/2
(mm)
fc - ứng suất trong biên chịu nén do tải trọng thi công (MPa)

Tính cho dầm ngoài
M = η.1,25.MDC = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)).ω
= 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449).87,12
= 1970,71kNm
Tính mômen kháng uốn dẻo Z của tiết diện dầm
Z =
1
6
.18.14402
+ 2.(
1
6
.500.302
+ 500.30.735) = 28,42.106
(mm3
)
fc =
Z
M
= 6
6
10.42,28
10.71,1970
= 69,34 (MPa)
Vậy:
w
2.
t
CD
=
2.1440/ 2
18
= 80 ≤ 6,77.
cf
E
= 6,77. 34,69
200000
= 363,59 ⇒ Đạt
3.5.2. Kiểm toán dầm chủ
3.5.2.1. Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ 1
3.5.2.1.1. Độ mảnh của bản bụng có mặt cắt đặc chắc {6.10.4.1.1}
w
2.
t
CPD
≤ 3,76.
ycF
E
Trong đó:
DCP - chiều cao của bản bụng chịu nén tại lúc mômen dẻo (mm)
Fyc - cường độ chảy dẻo nhỏ nhất được qui định của bản cánh chịu nén (MPa), Fyc =
Fy = 250 (MPa)
Thay vào ta được:
w
2.
t
CPD
=
2.1440/ 2
18
= 80 ≤ 3,76.
ycF
E
= 3,76.
250
200000
= 106,35 ⇒ Đạt
Vậy bản bụng có mặt cắt đặc chắc.
3.5.2.1.2. Độ mảnh của bản cánh chịu nén có mặt cắt đặc chắc {6.10.4.1.3}
f
f
t
b
.2
≤ 0,382
ycF
E
Trong đó:
bf - chiều rộng bản cánh chịu nén (mm), bf = 500 (mm)
tf - bề dày bản cánh chịu nén (mm), tf = 30 (mm)
30.2
500
.2
=
f
f
t
b
= 8,33 ≤ 0,382
ycF
E
= 0,382
250
200000
= 10,8 ⇒ Đạt
Vậy bản cánh chịu nén có mặt cắt đặc chắc.
3.5.2.1.3. Yêu cầu của mômen kháng uốn dẻo Z đối với tiết diện đặc chắc
{6.10.4.2}

Vì mặt cắt là đặc chắc nên Mn = MP.
Trong đó:
Mn - sức kháng uốn danh định (Nmm)
Mp - mômen dẻo (Nmm)
Yêu cầu tiết diện của TTGH cường độ:
η .∑ γi.Qi ≤ ф.R
Mu ≤ Mr
Mặt khác:
Mr = фf.Mn
⇒ Mu ≤ фf.Mn
Trong đó:
Mr - sức kháng uốn tính toán đối với mômen (Nmm)
фf - hệ số sức kháng uốn {6.5.4.2}, фf = 1,0.
Mu ≤ Mp = Z.Fy
Z ≥
u
y
M
F
Tính mômen kháng uốn dẻo Z của tiết diện dầm
Z =
1
6
.18.14402
+ 2.(
1
6
.500.302
+ 500.30.735) = 28,42.106
(mm3
)
u
y
M
F
=
250
10.71,5742 6
= 22,87.106
(mm3
)
Z >
u
y
M
F
⇒ Đạt
3.5.2.1.4. Giằng bản cánh chịu nén có mặt cắt đặc chắc {6.10.4.1.7}
Chiều dài không được giằng Lb (mm) là:
Lb ≤ [0,124 – 0,0759(
1
p
M
M
)][
.y
yc
r E
F
]
Trong đó:
Lb - chiều dài không được giằng.
ry - bán kính hồi chuyển nhỏ nhất của mặt cắt thép đối với trục thẳng đứng (mm)
Ml - mômen nhỏ hơn do tác dụng của tải trọng tính toán ở mỗi đầu của chiều dài
không được giằng (Nmm)
Mp - mômen dẻo (Nmm)
Fyc - cường độ chảy nhỏ nhất qui đinh của bản cánh chịu nén (MPa)
Tính các giá trị:

+ Bán kính hồi chuyển nhỏ nhất ry:
ry =
A
I y
=
55920
10.7,625 6
= 105,78 (mm)
+ Ml = 0, lấy tại gối.
Thay vào công thức ta được:
Lb ≤ [0,124 – 0,0759.0][
105,78.200000
250
] = 10493,38 (mm)
3.5.2.2. Kiểm toán theo trạng thái giới hạn sử dụng về độ võng dài hạn {6.10.5}
TTGH này được kiểm tra để đảm bảo độ võng tĩnh không ảnh hưởng đến giao
thông trên cầu.
Dầm được phân tích theo phương pháp đàn hồi và cả hai bản cánh của mặt cắt
không liên hợp nên: Ứng suất bản cánh trong uốn dương và uốn âm không được vượt
quá:
ff ≤ ф.Rb.Rh.Fyf
Trong đó:
ff: Ứng suất bản cánh dầm đàn hồi do tải trọng tính toán gây ra (MPa)
ф = 0,8: Hệ số sức kháng của bản biên với tiết diện không liên hợp.
Rb - Hệ số truyền tải trọng qui định ở điều 6.10.4.3.2, Rb = 1,0.
Rh - Hệ số lai được qui định ở điều 6.10.4.3.2, Rh = 1,0.
Fyf - Cường độ chảy nhỏ nhất qui định ở bản cánh (MPa), Fyf = Fc = 250 (MPa)
+ Tính ff:
⇒ Ứng suất của bản cánh chịu mômen dương và âm là:
ff =
M
Z
= 6
6
10.42,28
10.4135,86
= 145,53 MPa
Với M - mômen lớn nhất của TTGH sử dụng tại giữa nhịp cho dầm ngoài, M =
4135,86kNm.
+ Tính: 0,8.Rb.Rh.Fyf = 0,8.1,0.1,0.250 = 200 MPa
⇒ ff < 0,8.Rb.Rh.Fyf ⇒ Đạt
3.5.2.3. Kiểm toán theo trạng thái giới hạn mỏi và đứt gãy do mỏi {6.5.3}
Trạng thái này nhằm hạn chế sự phát triển vết nứt và tránh hiện tượng đứt gãy do
tải trọng khai thác. Xe tải thiết kế để tính mỏi là xe tải đơn, có khoảng cách giữa các trục
xe cố định.
- Chu kỳ tải trọng: Giả thiết đường liên quốc gia thuộc vùng nông thôn với lượng
giao thông trung bình hằng ngày ADT = 20000 (xe/ ngày)
+ Theo bảng 6-2: Tỉ lệ xe tải trong luồng bằng 0,2.
+ Theo bảng 6-1: Phần xe tải trong làn đơn p = 0,85 (Ứng với 2 làn xe tải).

⇒ Lượng xe tải trung bình hằng ngày:
ADTT = 0,2.ADT.2làn = 0,2.20000.2 = 8000 (xe tải / ngày)
⇒ Lượng xe tải trung binh hằng ngày của 1 làn xe tải đơn:
ADTTSL = p.ADTT = 0,85.8000 = 6800 (xe tải / ngày)
+ Theo bảng 6-3: Chu kỳ ứng suất trên một xe tải cho dầm đơn giản nhịp 27000
(mm) là n = 1.
⇒ Số lượng chu kỳ ứng suất N:
N = 365.100.1.6800 = 248,2.106
(chu kỳ)
- Sức kháng mỏi danh định ứng với loại cấu tạo A:
( ∆F)n = ( )THF
N
A
∆≥





2
13
1
Trong đó:
( ∆F)n - sức kháng mỏi danh định.
A - hệ số cấu tạo, Theo bảng 6-5 A = 82.1011
.
( ∆F)TH - ngưỡng ứng suất mỏi có biên độ không đổi, Theo bảng 6-5 ( ∆F)TH =
165.
⇒ 85,28
10.2,248
10.82 3
1
6
11
3
1
=





=





N
A
(MPa)
( ) 5,82165.
2
1
.
2
1
==∆ THF (MPa) > 28,85 (MPa)
⇒( ∆F)n = 82,5 (MPa)
- Mômen lớn nhất do tải trọng mỏi tại giữa nhịp:
4,45
2,1
9,0
35 145
4,3
145
6,6
Mmỏi = 0,75.(MLL+IM) = 0,75.0,5.(1+0,15).[145(6,6 + 4,45) + 35.2,1] = 722,67 (kNm)
⇒ f = 6
6
10.42,28
10.67,227
= 25,43 MPa < 82,5 (MPa) ⇒ Đạt
3.5.2.4. Sức kháng cắt theo trạng thái giới hạn cường độ {6.10.7}
Sức kháng cắt tính toán của dầm hoặc tổ hợp Vr phải lấy là:
Vr = Фv.Vn
Trong đó:

Vn – sức kháng cắt danh định được quy định ở {6.10.7.2} và {6.10.7.3} là lược đối
với các bản bụng không có gờ tăng cường và có gờ tăng cường.
Фv – hệ số kháng cắt được quy định ở {6.5.4.2}
Trình tự tính toán:
- Mômen chảy My là mômen gây nên ứng suất chảy đầu tiên tại bất kỳ bản biên nào
của dầm thép. Đối với tiết diện không liên hợp chỉ làm việc theo 1 giai đoạn nên My đơn
giản bằng:
My = Fy.SNC
Trong đó:
Fy - cường độ chảy của thép, Fy = 250 (MPa)
SNC - mômen kháng uốn của tiết diện không liên hợp, SNC = Z = 28,42.106
(mm3
).
⇒ My = 250.28,42.106
= 7105.106
(Nmm) = 7105 (kNm)
- Mômen dẻo Mp là tổng mômen của các lực dẻo đối với trục trung hoà dẻo.
500
Pt
Pwt
TTHD
Pwc
Pc
18
30144030
dmin
dmax
Mp = Pt.dt + Pwt.dwt + Pwc.dwc + Pc.dc
Trong đó:
Pt - lực dẻo ở bản biên chịu kéo, Pt = Fy.bt.tt = 250.500.30 = 3,75.106
(N).
Pc - lực dẻo ở bản biên chịu nén, Pc = Fy.bc.tc = 250.500.30 = 3,75.106
(N).
Pwt - lực dẻo ở vách đứng chịu kéo, Pwt = Fy.(D/2).tw = 250.(1440/2).18 = 3,24.106
(N).
Pwc - lực dẻo ở vách đứng chịu nén, Pwt = Fy.(D/2).tw = 250.(1440/2).18 = 3,24.106
(N).
dt, dc - cánh tay đòn mômen của Pt, Pc đối với TTHD.
dt = dc = (D + ts)/2 = 735 (mm)
dwt, dwc - cánh tay đòn mômen của Pwt, Pwc đối với TTHD.

dwt = dwc = D /4 = 360 (mm)
⇒ Mp = (3,75.106
.735 + 3,24.106
.360 + 3,24.106
.360 + 3,75.106
.735).10-6
= 7845,3 (kNm)
Mu = 5742,71 > 0,5.1,0.7845,3 = 3922,65 (kNm) ⇒ Đạt
Nên ta tính sức kháng cắt danh định của vách Vn như sau: {6.10.7.3.3a-2}
Vn = R.Vp[ C +
2
0
1
)1.(87,0






+
−
D
d
C
] ≥ C.Vp
Trong đó:
R - hệ số giảm, được xác định theo công thức:
1
..75,0
.4,06,0 ≤
















−
−
+=
yfr
ur
MM
MM
R
φ
Mu - mômen uốn lớn nhất do tải trọng tính toán, Mu = 5742,71 (kNm)
Mr - sức kháng uốn tính toán, Mr = Mp = 7845,3 (kNm)
My - mômen chảy, My = 7105 (kNm)
Фf - hệ số sức kháng đối với uốn quy định ở {6.5.4.2}.
⇒ R = 0,93 < 1,0
Vp - lực cắt dẻo.
Vp = 0,58.Fyw.D.tw = 0,58.250.1440.18.10-3 =
3758,4 (kN)
D - chiều cao vách, D = 1440 (mm)
do - khoảng cách giữa các GTC đứng trung gian, phải thỏa mãn:
( ) ( )
2 2
W
260 260
. 1440. 15210
/ 1440/18
od D
D t
   
≤ = =   
      
(mm)
Chọn do = 5000 (mm)
C - tỉ số ứng suất cắt trên cường độ chảy cắt, được xác định như sau:
472,3
1440
50000
===
D
d
α
2
5
5
α
+=k = 2
472,3
5
5 + = 5,4
1440
80
18w
D
t
= =
ywF
kE.
1,1 =
250
4,5.200000
1,1 = 72, 3
ywF
kE.
38,1 =
250
4,5.200000
38,1 = 90, 7

⇒
ywF
kE.
1,1 ≤
w
D
t
≤
ywF
kE.
38,1
Nên:
yw
w
F
kE
t
D
C
.
.
1,1






=
= 250
4,5.200000
.
18
1440
1,1





 = 0,904
Thay tất cả vào ta được:
Vn = 0,93.3758,4.[ 0,904 +
2
1440
5000
1
)904,01.(87,0






+
−
]
Vn = 3240,55 (kN) < C.Vp = 0,904.3758,4 = 3397,59 (kN)
⇒ Vn = 3397,59 (kN)
⇒ Vậy sức kháng cắt tính toán của vách là:
Vr = φv.Vn = 1.3397,59 = 3397,59 (kN)
Lực cắt lớn nhất do tải trọng thiết kế gây ra là:
Vu = 888,40 (kN)
Ta có: Vu = 888,40 (kN) <Vr = 3397,59 (kN) ⇒ Đạt
3.6. THIẾT KẾ GỜ TĂNG CƯỜNG
3.6.1 Thiết kế gờ tăng cường gối
Các phản lực gối và các tải trọng tập trung khác, hoặc ở trạng thái cuối cùng hoặc
trong thi công, phải do các gờ tăng cường ở gối chịu.
Các gờ tăng cường gối phải được đặt lên các bản bụng của các dầm thép cán ở tại
tất cả các vị trí gối và các điểm của các tải trọng tập trung khác mà ở đó:
Vu > 0,75фb.Vn
Các gờ tăng cường gối phải được đặt lên các bản bụng của các dầm bản ở tại tất cả
các vị trí gối và tất cả các vị trí chịu các tải trọng tập trung.

80
MCB-B
MCA-A
18.tw=324
tp=18
bt=200
tw=18
bt=200
tw=18
tp=18
B B
AA
bt=200
tw=18
500
30144030
40
Hình 3.2: Bố trí sườn tăng cường gối
3.6.1.1 Độ mảnh {6.10.8.2.2}
GTC gối được thiết kế như một phần tử chịu nén, chịu lực tập trung thẳng đứng,
thường được thiết kế có chiều cao bằng chiều cao của vách và càng gần mép ngoài của
bản biên càng tốt.
Phần lồi của GTC gối phải thỏa mãn yêu cầu về độ mảnh:
ys
pt
F
E
tb .48,0.≤
Trong đó:
bt- chiều rộng cánh lồi của GTC.
tp- chiều dày của phần lồi của GTC.
Fys - cường độ chảy của GTC.
Chọn GTC tại gối là thép công trình M270 cấp 250, có Fys = 250 Mpa, chiều rộng bt
= 200 (mm), chiều dày tp = 18 (mm)
Kiểm tra độ mảnh:
ysF
E
.48,0
250
200000
.48,06,131,11
18
200
==<= ⇒ Đạt
3.6.1.2 Sức kháng của gối {6.10.8.2.3}
Diện tích tựa có hiệu sẽ nhỏ hơn tiết diện nguyên của GTC vì đầu GTC phải vát
chéo để không cho mủ hàn lọt vào góc giữa bản biên và góc. Sức kháng tựa của gối dựa
trên diện tích gối triết giảm này và cường độ chảy Fys của GTC.
Br = фb.Apn.Fys
Trong đó:

Br - sức kháng tựa có hệ số.
φb - hệ số sức kháng tựa có hệ số, φb = 1,0
Apn - diện tích thực phần lồi của GTC
Giả thiết dùng 2 GTC 18x200, cắt vát 40mm, đặt đối xứng với sườn dầm, có:
Apn = 2.18.(200-40) = 5760 (mm2
)
⇒ Br = 1.5760.250 = 144.104
(N) = 1440kN > 888,40 (kN), lực cắt lớn nhất
tác dụng lên gối. ⇒ Đạt
3.6.1.3 Sức kháng nén dọc trục {6.10.8.2.4}
Sức kháng nén dọc trục có hệ số Pr được xác định theo công thức:
Pr = фc.Pn
Trong đó:
Pn - sức kháng nén danh định.
фc - hệ số sức kháng nén, фc = 0,9.
Ta có:
+ Diện tích có hiệu của tiết diện ngang cột:
A = 2.18.200 + 18.324 = 13032 (mm2
)
+ Mômen quán tính của GTC đối với trục trung tâm của vách:
I = ( ) 





++
23
9100.200.18200.18.
12
1
.2 = 109,54.106
(mm4
)
+ Bán kính quán tính của tiết diện cột:
r =
13032
10.54,109 6
=
A
I
= 91,7 (mm)
+ Độ mảnh λ được xác định theo công thức:
λ =
E
F
r
Lk y
.
.
.
2






π
Trong đó:
K - hệ số điều kiện liên kết biên lý tưởng. Đối với liên kết hàn 2 đầu của phần tử
chịu nén bị cản chuyển động theo phương vuông góc thì lấy k = 0,75.
L - chiều dài thanh không kể liên kết, L = D = 1440mm.
⇒ λ =
2
0,75.1440 250
.
3,14.91,7 200000
 
 ÷
 
= 0,018 < 2,25.
Vậy sức khánh danh định của cột được xác định theo công thức:
Pn = 0,66λ
.Fy.As = 0,660,018
.250.13032.10-3
= 3233,72 (kN)
⇒ Pr = φc.Pn = 0,9.3233,72 = 2910,348 > 888,40 (kN) ⇒ Đạt
Vậy GTC gối gồm một đôi 18x200 bố trí đối xứng hai bên sườn dầm (Hình vẽ).
3.6.2. Thiết kế gờ tăng cường đứng trung gian

Các gờ tăng cường ngang gồm các tấm hoặc thép góc được hàn hoặc liên kết bằng
bulông vào một hoặc 2 bên bản bụng.
Các gờ tăng cường không sử dụng như là các tấm nối cho các vách ngang hoặc các
khung ngang phải được liên kết vào cả hai bản cánh hoặc hàn hoặc bắt bulông.
Khoảng cách giữa đầu của mối hàn gờ tăng cường vào bản bụng và mép gần của
đường hàn bản cánh vào bản bụng phải không nhỏ hơn 4tw hoặc lớn hơn 6tw.
B B
AA
18.tw=324
tp=12
bt=140
tw=18
bt=140
tw=18
500
30144030
80
40
Hình 3.3: Bố trí gờ tăng cường đứng trung gian
3.6.2.1. Độ mảnh { 6.10.8.1.2}
Khi chọn chiều rộng, dày của GTC đứng trung gian, độ mảnh của cánh lồi phải
được giới hạn để ngăn mất ổn định cục bộ. Các yêu cầu của gờ tăng cường đứng trung
gian được cho bằng 2 biểu thức của AASHTO:
yc
pt
F
E
tb
d
..48,0
30
50 ≤≤+
Và ftp bbt .25,0.16 ≥≥
Trong đó:
D - chiều cao tiết diện thép.
bf - chiều rộng bản biên.
bt - chiều rộng cánh lồi chịu nén của GTC.
tp - chiều dày cánh lồi chịu nén của GTC.
Chọn GTC đứng trung gian là thép công trình M270 cấp 250, có Fys = 250 Mpa,
chiều rộng bt = 140 (mm), chiều dày tp = 12 (mm).
Kiểm tra điều kiện:
192 = 16.12 = 16.tp ≥ bt = 140 ≥0,25.bf = 0,25.500 = 125 (mm) ⇒ Đạt

1440
98 50 50
30 30
d
= + = + ≤ bt = 140 163
250
200000
.12.48,0..48,0 ==≤
yc
p
F
E
t ⇒
Đạt
3.6.2.2. Độ cứng { 6.10.8.1.3}
GTC đứng trung gian định dường bao đứng của vách, chúng cần đủ độ cứng để giữ
quan hệ tương đối thẳng và cho phép vách phát triển cường độ sau mất ổn định.
Mômen quán tính phải thỏa mãn:
JtdI wot .. 3
≥
Trong đó:
tI : Mômen quán tính của GTC đối với trục trung tâm của vách.
23
)970.(140.12140.12.
12
1
++=tI =15,23.106
(mm4
)
5,00,2.5,2
2
≥−





=
o
p
d
D
J
Trong đó:
Dp = D = 1440 mm - chiều cao của vách không có GTC dọc.
do = 5000 mm - khoảng cách giữa các GTC đứng trung gian.
⇒ 0,2
5000
1440
.5,2
5
−





=J = -1,793, lấy J = 0,5
⇒ Jtd w .. 3
0
= 5000.183
.0,5 = 14,58.106
< 15,23.106
(mm4
) = It ⇒ Đạt
3.6.2.3. Cường độ {6.10.8.1.4}
Diện tích tiết diện ngang của gờ tăng cường đứng trung gian phải đủ lớn để chống
lại thành phần thẳng đứng của ứng suất xiên trong vách. Yêu cầu về tiết diện ngang của
GTC đứng:
( ) 













−−≥
ys
yw
w
r
u
w
F
F
t
V
V
CtDBA ..18.1....15,0 2
Trong đó:
Vu = 888,40 kN: Lực cắt lớn nhất có hệ số tại gối.
Vr = φv.Vn = Vn = 3754,64 kN: Sức kháng cắt danh định.
B = 1: Hằng số của GTC đứng trung gian.
472,3
1440
50000
===
D
d
α
2
5
5
α
+=k = 2
472,3
5
5 + = 5,4
Xét:

70,90
250
4,5.200000
38,1
.
38,180
18
1440
==<==
yww F
kE
t
D
⇒ Mất ổn định quá đàn hồi
⇒
=






=
yw
w
F
kE
t
D
C
.
.
1,1
=





 250
4,5.200000
.
18
1440
1,1
0,904
Từ đó ta có:
( ) 













−−≥
ys
yw
w
r
u
w
F
F
t
V
V
CtDBA ..18.1....15,0 2
=
( ) 











−−
250
250
.18.18
59,3397
40,888
.904,01.18.1440.1.15,0 2
= -5734,4 (mm2
)
Chọn A = 12x140 = 1680 > -5734,4 (mm2
) ⇒ Đạt
Vậy GTC đứng trung gian gồm 5 đôi 12x140 bố trí đối xứng hai bên sườn dầm,
cách nhau do = 5000 mm theo phương dọc dầm, từ giữa nhịp ra hai bên, cách GTC gối
3200 mm (Hình vẽ).
3.7. TÍNH KHẢ THI CỦA KẾT CẤU
Vì các mặt cắt không liên hợp nên kết cấu hoàn toàn khả thi.
3.8. XÁC ĐỊNH VỊ TRÍ CẮT BỚT BẢN TÁP
3.8.1. Xác định nội lực tại các tiết diện L/4, L/8, 3L/8
Nhận xét:
- Nội lực tại các mặt cắt của dầm ngoài luôn lớn hơn dầm trong. Vậy ta chỉ phải
kiểm toán nội lực của dầm ngoài.
- Nội lực tại các mặt cắt dưới tác dụng của xe tải thiết kế luôn lớn hơn xe 2 trục.
Vậy ta chỉ phải kiểm toán nội lực của Xe tải thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người.
+ Đưởng ảnh hưởng mômen tại mặt cắt L/4
4,34,3
35 145 145
3 kN/m
9,3 kN/m
4,95
4,4
1,18
4,06

- Trạng thái giới hạn cường độ 1:
Nội lực dầm chủ do tĩnh tải:
= 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,25.6,3+1,5.4,068).65,34
= 2345,63kNm
Nội lực dầm chủ do hoạt tải:
= 0,95.[1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.1,18+145.4,4+145.4,06) + 9,3.65,34] + 1,75.1.
3.65,34]
= 1932,04 kN/m
- Trạng thái giới hạn sử dụng:
= 1.(1.9,6+1.9,449+1.6,3+1.4,068).65,34
= 1922,11kNm
Mu = η.[1.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.ω] + 1.gpl.3.ω]
= 1.[1. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.1,18+145.4,4+145.4,06) + 9,3.65,34] + 1.1. 3.65,34]
= 1162,13 kN/m
+ Đưởng ảnh hưởng mômen tại mặt cắt L/8
2,888
9,3 kN/m
3 kN/m
35145145
4,3 4,3
1,81
2,35
= 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,25.6,3+1,5.4,068).38,12

= 1368,46kNm
Mu = η.[1,75.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.ω] + 1,75.gpl.3.ω ]
= 0,95. [1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.1,81+145.2,888+145.2,35) + 9,3.38,12] +
1,75.1. 3.38,12]
= 1186,75 kN/m
= 1.(1,.9,6+1.9,449+1.6,3+1.4,068).38,12
= 1121,38kNm
Mu = η[.1.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.ω] + 1.gpl.3.ω]
= 1.[1. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.1,81+145.2,888+145.2,35) + 9,3.38,12] + 1.1.
3.38,12]
= 713,83 kN/m
+ Đưởng ảnh hưởng mômen tại mặt cắt 3L/8
3,045
9,3 kN/m
3 kN/m
14514535
4,3 4,3
4,848
5,733
6,188
= 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,25.6,3+1,5.4,068).81,68
= 2932,22kNm

= 0,95.[1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.3,045+145.5,733+145.4,848) + 9,3.81,68] +
1,75.1. 3.81,68] = 2455,15 kN/m
= 1.(1.9,6+1.9,449+1.6,3+1.4,068).81,68
= 2402,78kNm
Mu = η.[1.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.ω] + 1.gpl.3.ω]
= 1.[1. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.3,045+145.5,733+145.4,848) + 9,3.81,68] + 1.1.
3.81,68] = 1476,78 kN/m
Bảng kết quả:
Trạng thái giới hạn cường độ 1:
Mặt cắt L/2 L/4 L/8 3L/8
Mômen do tĩnh tải 3127,51 2345,63 1368,46 2932,22
Mômen do hoạt tải 2615,2 1932,04 1186,75 2455,15
Tĩnh tải + Hoạt tải 5742,71 4277,67 2555,21 5387,37
Trạng thái giới hạn sử dụng:
Mặt cắt L/2 L/4 L/8 3L/8
Mômen do tĩnh tải 2562,81 1922,11 1121,38 2402,78
Mômen do hoạt tải 1573,05 1162,13 713,83 1476,78
Tĩnh tải + Hoạt tải 4135,86 3084,24 1835,21 3879,56
3.8.2. Xác định điểm cắt lý thuyết của bản táp
Tiết diện dầm sau khi cắt bớt bản táp:

500
18
1440

500
1818
1476
Biểu đồ bao vật liệu:
Xlt=8105
7105
4875
4277,67
2555,21
5387,37
5742,71
Hình 3.4: Biểu đồ bao vật liệu
Sức kháng danh định của tiết diện khi chưa cắt bản biên:
Mn = 250.28,42.106
= 7105(kNm)
Mômen kháng uốn của tiết diện khi đã cắt bớt bản táp:
S =
1
6
.18.14402
+ 2.(
1
6
.500.182
+ 500.18.735) = 19,5.106
(mm3
)
Sức kháng danh định của tiết diện khi đã cắt bớt bản táp:
My’ = Fy.S = 250.19,5.106
= 4875.106
(Nmm) = 4875(kNm)
Xác định điểm cắt lý thuyết:

Xlt = 8105 (mm)
Chiều dài bản táp từng phần phải kéo ra ngoài chiều dài lý thuyết một đoạn gọi là
đoạn cuối. Tức là nó phải kéo dài đến tiết diện có biên độ ứng suất (không phải ứng suất
toàn phần) trong bản biên bằng biên độ ứng suất mỏi cho phép của thép cơ bản liền kề
mối hàn.
Ta hàn đầu bản táp vào bản biên nên chọn chiều dài đoạn cuối bằng 1,5 lần chiều
rộng bản táp: 1,5.480 = 720 (mm)
Điểm cắt thực tế cách gối:
Xtt = Xlt-720 = 8105-720 = 7385 (mm)
3.9. TÍNH MỐI NỐI DẦM CHỦ
Các liên kết và các mối nối của các cấu kiện chính phải được thiết kế ở TTGH
cường độ.
3.9.1. Xác định nội lực tại tiết diện mối nối
- Với chiều dài dầm chủ là 27m ta sẽ cắt 3 đoạn dầm, mỗi đoạn dài 9m nối lại với
nhau. Như vậy mối nối đối xứng qua giữa nhịp.
Nhận xét:
- Nội lực tại các mặt cắt của dầm ngoài luôn lớn hơn dầm trong. Vậy ta chỉ phải
kiểm toán nội lực của dầm ngoài.
- Nội lực tại các mặt cắt dưới tác dụng của xe tải thiết kế luôn lớn hơn xe 2 trục.
Vậy ta chỉ phải kiểm toán nội lực của Xe tải thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người.
+ Đường ảnh hưởng mômen tại tiết diện mối nối
9,3 kN/m
3 kN/m
4,34,3
35 145 145
2,462
5,345
5,833
4,656
Mômen do tĩnh tải gây ra tại tiết diện mối nối:
= 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,25.6,3+1,5.4,068).77
= 2764,21kNm

Mômen do hoạt tải gây ra tại tiết diện mối nối:
= 0,95.[1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.2,462+145.5,345+145.4,656) + 9,3.77] +
1,75.1. 3.77]
= 2306,96 kN/m
+ Đường ảnh hưởng lực cắt tại tiết diện mối nối
9,3 kN/m
3 kN/m
4,34,3
145 145 350,67
0,345
0,508
0,33
ω+
= 5,93m2
; ω-
= 1,44m2
Lực cắt do tĩnh tải gây ra tại tiết diện mối nối
Vu = 0,95.[1,25.(gDC1(bmc)+gDC1(dc)+gDC2).ω+
- 0,9.(gDC1(bmc)+gDC1(dc)+gDC2).ω-
+
1,5gDW.ω+
-0,65.gDW.ω-
]
= 0,95.[1,25.(9,6+9,449+6,3).5,93-0,9.(9,6+9,449+6,3).1,44+1,5.4,068.5,93-
0,65.4,068.1,44]
= 178,05kN
Lực cắt do hoạt tải gây ra tại tiết diện mối nối
Vu = η.[1,75.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.ω+
] + 1,75.gpl.3. ω+
]
= 0,95.[1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.0,345+145.0,508+145.0,67) + 9,3.5,93] +
1,75.1. 3.5,93]
= 223,96 kN/m
Bảng kết quả:
Mặt cắt cách gối 8,7m Mômen (kNm) Lực cắt (kN)
Do tĩnh tải 2764,21 178,05
Do hoạt tải 2306,96 223,96
Tĩnh tải + Hoạt tải 5071,17 402,01

3.9.2. Tính toán sức kháng danh định của một bulông
- Như đã nói ở trên, trong tiết diện dầm thì bản biên đóng vai trò chủ yếu là chịu
mômen cho tiết diện dầm, do vậy mà khi phá hoại đinh có thể xảy ra một số trường hợp
phá hoại như sau: Đinh bị cắt đứt, đinh chịu ép mặt, đinh cũng có thể bị nhổ.
- Vì vậy mà khi tính toán mối nối của bản biên ta phải thiết kế sao cho sức kháng
danh định của đinh không nhỏ hơn lực tác dụng lên đinh.
3.9.2.1. Tính toán sức kháng cắt của bulông {6.13.2.7}
Sức kháng cắt danh định của bulông cường độ cao hoặc bulông ASTM A307 ở
trạng thái giới hạn cường độ trong các mối nối mà chiều dài giữa các linh kiện liên kết
xa nhất đo song song với đường tác dụng của lực nhỏ hơn 1270mm phải lấy như sau:
+ Nơi mà các đường ren bị loại trừ khỏi mặt phẳng cắt
Rn = 0,48.Ab.Fub.Ns
+ Nơi mà các đường ren bao gồm trong mặt phẳng cắt
Rn = 0,38.Ab.Fub.Ns
Trong dó:
Ab - diện tích bulông theo đường kính danh định, Ab = 3,14.202
/4 = 314mm2
.
Fub - cường độ chịu kéo nhỏ nhất của bulông, Fub = 830 MPa đối với các đường kính
từ 16-27mm.
Ns - số lượng các mặt phẳng chịu cắt tính cho mỗi bulông, Ns = 2.
Vậy ta có:
+ Nơi mà các đường ren bị loại trừ khỏi mặt phẳng cắt
Rn = 0,48.314.830.2.10-3
= 250,2 kN
+ Nơi mà các đường ren bao gồm trong mặt phẳng cắt
Rn = 0,38.314.830.2.10-3
= 198,07 kN
⇒ Sức kháng cắt danh định của bulông:
Rn = 198,07 (kN)
3.9.2.2. Tính toán sức kháng chịu ép mặt của bulông {6.13.2.9}
- Các liên kết bulông trong liên kết chịu ép mặt thì ngoài chịu cắt còn chịu ép mặt
khi mà các bản nối tì sát vào bulông.
- Diện tích ép mặt hiệu dụng của mỗi bulông phải lấy theo đường kính của nó nhân
với chiều dày vật liệu liên kết mà trên đó nó ép. Chiều dày hiệu dụng của vật liệu liên kết
với các lỗ khoét miệng loe phải lấy như chiều dày của vật liệu liên kết, trừ đi một nữa
chiều cao của miệng loe.
- Đối với các lỗ tiêu chuẩn, các lỗ quá cỡ, các lỗ khía rãnh ngắn bị tác dụng ở mọi
hướng và tất cả các lỗ khía rãnh song song với lực ép mặt thì sức kháng ép mặt danh

định của các lỗ bulông ở phía trong và ở đầu ở trạng thái giới hạn cường độ Rn phải được
lấy như sau:
+ Với các bulông có khoảng cách trống giữa các lỗ không nhỏ hơn 2d và với
khoảng cách trống ở đầu không nhỏ hơn 2d.
Rn = 2,4.d.t.Fu
Trong đó:
d - đường kính danh định của bulông, d = 20 (mm)
t - chiều dày bản nối, t = 20 (mm)
Fu -cường độ chịu kéo của vật liệu liên kết, Fu = 345 (Mpa)
⇒ Sức kháng chịu ép mặt của bulông là:
Rn = 2,4.d.t.Fu = 2,4.20.20.345.10-3
= 331,2 (kN)
Vậy sức kháng danh định của một bulông cường độ cao:
Rn = 198,07 (kN)
3.9.2.3. Sức kháng trượt của bulông {.6.13.2.8}
- Sức kháng trượt danh định của bulông ở trong liên kết ma sát phải được lấy như
sau:
Rn = Kh.Ks.Ns.Pt
Trong đó:
Ns - số lượng mặt ma sát tính cho mỗi bulông.
Pt - lực kéo yêu cầu nhỏ nhất của bulông quy định trong {bảng 6.13.2.8-1} (N)
Kh - hệ số kích thước lỗ qui định trong {bảng 6.13.2.8-2}.
Ks - hệ số điều kiện bề mặt qui định trong {bảng 6.13.2.8-3}.
- Như vậy ta có:
+ Ns = 2
+ Pt = 179000N
+ Kh = 1,0
+ Ks = 0,5
⇒ Rn = Kh.Ks.Ns.Pt = 1,0.0,5.2.179000.10-3
= 179 (kN)
⇒ Sức kháng trượt tính toán của bulông là: Rn = 179 (kN)
3.9.3. Tính toán mối nối biên dầm
- Ứng suất tại trọng tâm bản biên khi xem mép trên của bản biên đạt đến giới hạn
chảy Fy.
ff =
2. 2.735
. 250.
1500
b
y
y
F
h
= = 245 (MPa)
- Chọn thép bản nối có tiết diện 500x20mm và 2x230x20
Ag = 500.20 + 230.20.2 = 19200 (mm2
)
Alỗ = 4.20.22.2 = 3520 (mm2
)

An = 19200 – 3520 = 15680 (mm2
) > Agf = 500.30 = 15000 (mm2
)
- Nội lực tính toán trong bản biên: Dự kiến bố trí 4 hàng đinh
Nb = ff . Agy = 245.15680.10-3
= 3841,6 (kN)
⇒ Vậy số bulông cần thiết bố trí cho liên kết bản biên là:
n = 55,21
07,198.9,0
6,3841
.2
==
n
b
Rm
N
(bulông). Chọn n = 24 (bulông).
230
18
60
6011016011060
500
203020
Hình vẽ 3.5: Cấu tạo của liên kết bản biên
3.9.4. Tính toán mối nối sườn dầm
- Xác định nội lực tại tiết diện mối nối (cách gối 8,7m) do sườn dầm chịu:
+ Mômen quán tính sườn dầm:
IS =
3 101
.18.1440 0,4479.10
12
= (mm4
)
+ Mômen quán tính của dầm chủ:
Ing = 2,07.1010
(mm4
)
⇒ Vậy mômen và lực cắt do sườn dầm chịu:
V = V8,7 = 402,01 (kN)
M =
ng
s
mn
I
I
M . = 10
10
10.07,2
10.4479,0
.17,5071 = 1097,28 (kNm)
- Bố trí sơ bộ các bulông dùng cho mối nối sườn dầm:
+ Chọn loại bulông cường độ cao có đường kính bulông là d = 20mm.
+ Lỗ để bắt bulông là loại lỗ chuẩn có đường kính 22mm.
- Ngoài những chú ý về cấu tạo của bulông phần biên dầm ta còn có một số chú ý
về cấu tạo của phần mối nối sườn dầm:
+ Bước dọc của bulông kề nhau không vượt quá:
12.t = 12.12 = 144 (mm)
+ Khoảng cách ngang giữa các hàng bulông kề nhau không vượt quá:
24.t = 24.12 = 288 (mm)

Trong đó:
t: là chiều dày bản nối.
Bước dọc: Là khoảng cách giữa tim bulông đến tim bulông dọc theo chiều ứng suất chính.
Khoảng cách ngang: Là khoảng cách giữa 2 hàng bulông liền nhau, hoặc là khoảng cách
từ lưng thép góc hoặc thép hình khác đến bulông đầu tiên.
- Đối với mối nối của phần sườn dầm ta cũng cần phải tính toán tiết diện giảm yếu
của bản nối sao cho không nhỏ hơn diện tích của tiết diện sườn dầm cần nối. Để tính
toán sơ bộ ta có thể lấy tiết diện lỗ bằng 15% tiết diện sườn dầm.
Agw = 1440.18 = 25920 (mm2
)
Alỗ = 0,15.25920 = 3888 (mm2
)
- Chọn tiết diện bản nối có kích thước 1320x12 (mm)
An = 2x1320x12 – 3888 = 27792 (mm2
) > Agw = 25920 (mm2
) ⇒ Đạt
- Từ những khống chế trên ta có thể bố trí sơ bộ các bulông cho mối nối vách dầm
bằng bulông CĐC như sau:
R
Po
Pv
100
100
x
y
60
60
1320/2
Hình vẽ 3.6: Cấu tạo của liên kết bản bụng
- Mômen tác dụng cân bằng với tổng mômen kháng của các đinh trong nhóm đinh.
M = bP J
c
 Pb =
Mc
J
Trong đó:
M - là mômen tác dụng; M = 1097,28 (kNm)
Pb - là lực do M gây ra ở đinh xa nhất trong nhóm đinh.
J - tổng bình phương khoảng cách của các đinh trong nhóm tính đối với trọng tâm
của nhóm đinh (m2
)
J = 2.3.(6002
+ 5002
+ 4002
+ 3002
+ 2002
+ 1002
) = 5460000 (mm2
)
c: là khoảng cách từ đinh xa nhất đến trọng tâm nhóm đinh (mm)

c = ( ) ( )22
100700 + = 707 (mm)
- Suy ra Pb =
5460000
10.707.28,1097 3
= 142,08 (kN)
+ Chiếu lên phương trục x:
707
100
.b
x
b PP = = 20,1 (kN)
+ Chiếu lên phương trục y:
707
700
.b
y
b PP = = 140,67 (kN)
- Lực cắt do tải trọng gây ra là:
Pv =
V
n
=
42
402,01
= 9,57 (kN)
(n là số bulông trong nhóm bulông, n = 14x3 = 42 bulông).
- Khi đó ta có lực cắt lớn nhất tác dụng lên một đinh xa nhất do lực cắt của tải trọng
và lực cắt của mômen M gây ra:
R = 22
)57,967,140(21 ++ = 151,7 (kN)
- Ta có
R= 151,7 < 179 (kN) = Rn
⇒ Vậy mối nối bulông phần sườn dầm đã đảm bảo đủ cường độ.
3.10. TÍNH TOÁN SỨC KHÁNG CỦA MỐI HÀN {6.13.3.2}
3.10.1 Mối hàn góc chịu kéo và nén
Sức kháng tính toán của mối hàn góc chịu kéo hoặc nén song song với đường hàn
lấy theo sức kháng tính toán của thép cơ bản, với thép cơ bản cấp 250 thì sức kháng tính
toán của thép cơ bản là 250MPa.
3.10.2 Mối hàn góc chịu cắt
Như mối hàn của bản biên dầm thép vào vách dầm thì sức kháng tính toán của mối
hàn được lấy bằng giá trị nhỏ nhất của: Sức kháng của thép cơ bản, sức kháng tính toán
của thép hàn có cường độ như sau:
Rr = 0,6. 1eϕ .Fexx
Trong đó:
1eϕ : hệ số sức kháng của thép hàn ( 1eϕ = 0,8)
Fexx: Cường độ phân loại của thép hàn. Chọn thép hàn cấp 250 có:
Fexx = 250MPa
- Từ đó ta có:
Rr = 0,6. 1eϕ .Fexx = 0,6.0,8.250 = 120 (Mpa)
3.10.3 Tính toán mối hàn
3.10.3.1 Mối hàn góc

- Mối hàn góc có dạng hình tam giác, kích thước mối hàn là cạnh của tam giác.
Cường độ mối hàn là được xác định theo chiều dày, là đoạn hẹp nhất tính từ góc tam
giác đến hẹp mối hàn. Nếu hai cạnh của mối hàn không đều nhau, kích thước danh định
tính theo cạnh nhỏ hơn.
3.10.3.2 Các yêu cầu về kích thước mối hàn góc
- Với kích thước mối hàn cho trước, bản dày có tốc độ nguội nhanh hơn và sự kiềm
chế lớn hơn bản mỏng, để ngăn ngừa vết nứt do co ngót khi nguội, tuỳ theo chiều dày
bản nối mà ta chọn chiều dày của kích thước mối hàn khác nhau.
- Đường hàn phải có đủ sức kháng để kháng lại tác dụng của tải trọng có hệ số.
- Đối với mối nối bản biên của dầm với vách dầm có chiều dày bản thép nhỏ nhất là
18mm, như vậy chọn đường hàn có chiều dày hh = 10 (mm), thép đường hàn là thép
công trình cấp 250.
3.10.3.3 Tính toán nội lực phát sinh trong đường hàn
- Do đặc điểm của dầm không liên hợp cho nên việc ta xét tải trọng trong giai đoạn
nào thì phải phù hợp với đặc trưng hình học của giai đoạn đó.
- Để đơn giản và để an toàn ta xét V lớn nhất trong tất cả các giai đoạn của dầm để
tính toán.
- Gọi T là lực cắt hay lực trượt trên một đơn vị chiều dài của dầm.
T =
. b
ng
V A
I
( N/mm)
Trong đó:
Ing: là mômen quán tính của tiết diện nguyên đối với trục trung hoà của tiết diện.
Ing = 2,07.1010
(mm4
).
Ab: là mômen tĩnh của bản biên đối với trục trung hoà của tiết diện.
Ab =
21
.500.30 500.30.720
6
+ = 11,025.106
(mm3
)
V là lực cắt lớn nhất tại gối của dầm cầu do tất cả các tải trọng có hệ số gây ra.
V = 888,4 (kN) = 888,4.103
(N).
- Suy ra: T = 10
63
10.07,2
10.025,11.10.4,888
= 473,17 (N/mm)
- Trường hợp có thêm một bánh xe hoạt tải đặt tại gối cầu ta phải kể thêm tải trọng
tập trung của bánh xe đó vào, gọi Q là lực cắt do P tác dụng lên đường hàn trên một đơn
vị chiều dài.
Q =
( )
HL
PIMnh
.2
.1.
+
+
(N/mm)

510
45°
H
L + 2H
P
L
Hình vẽ 3.7: Phân phối tải trọng bánh xe
Trong đó:
P - là tải tập trung của bánh xe hoạt tải, P = 0,5.145000 = 72500 (N)
IM - là hệ số xung kích, trường hợp tính mối nối bản biên vào sườn dầm, IM =
75%.
H - là khoảng cách tính từ mặt cầu xe chạy đến trọng tâm đường hàn, H = 200 + 30 + 5
= 235 (mm)
L - là chiều rộng vệt tác dụng của bánh xe hoạt tải tác dụng lên mặt cầu tính theo
phương dọc cầu.
L = 2,28.10-3
.γ .(1+IM/100).P’
Trong đó:
P’ = 0,5.72500 = 36250 (N) đối với xe tải thiết kế.
γ = 0,95: Hệ số tải trọng.
⇒ L = 2,28.10-3
.0,95.(1+0,75).36250 = 137,4 (mm)
nh = 1,75: là hệ số vượt tải của hoạt tải.
Q = 235.24,137
72500).75,01.(75,1
+
+
= 365,54 (N/mm)
- Ứng suất tác dụng lên đường hàn do lực cắt T trên một đơn vị chiều dài gây ra:
R1 =
hh
T
.2
=
10.2
17,473
= 23,66 (N/mm2
)
- Ứng suất tác dụng lên đường hàn do Q gây ra là:
R2 =
2. h
Q
h
=
10.2
54,365
= 18,28 (N/mm2
)
- Tổng ứng suất tác dụng lên đường hàn:
R = 2 2
1 2+R R = 22
28,1866,23 + = 29,9 (N/mm2
) = 29,9 (MPa)

- So sánh với sức kháng cắt tính toán của thép đường hàn ta có:
R = 29,9 (MPa) < Rr = 120 (MPa)
Vậy đường hàn thiết kế đã đảm bảo đủ cường độ.

Thuyet minhcauthep phnam

Recommandé

Recommandé

Contenu connexe

Tendances

Tendances (20)

Similaire à Thuyet minhcauthep phnam

Similaire à Thuyet minhcauthep phnam (20)

Thuyet minhcauthep phnam