Đồ án thiết kế cầu thép tham khảo 01.pdf

Đồ án chỉ mang tính chất tham khảo, nội dung có thể có thể sai lệch, cần cân nhắc khi tham khảo và lấy thông tin.

1. HO CHI MINH CITY UNIVERSITY OF TECHNOLOGY AND EDUCATION
FACULTY OF CIVIL ENGINEERING
DEPARTMENT OF TRANSPORTATION ENGINEERING


PROJECT OF STEEL BRIDGE DESIGN
(Present & Calculation)













January, 2024
Student: HOANG KHANH PHUOC
Student ID: 20127027
Advisor: NGUYEN HUYNH TAN TAI . PhD

2. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI



SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 Page | 1


CHƯƠNG 1: XÁC ĐỊNH SƠ BỘ CÁC THÔNG SỐ KỸ THUẬT
TIÊU CHUẨN QUỐC GIA - THIẾT KẾ CẦU ĐƯỜNG BỘ
(TCVN 11823-06:2017)
1.1. Số liệu thiết kế (Đề 2A6A)
1.1.Số liệu chung
- Tiêu chuẩn thiết kế: TCVN 11823-06:2017
- Dầm dài (L): L = 21 (m)
- Mặt cắt ngang (B): B = Lc + 0.0 + 15 + 0.0 + Lc
Với bề rộng phần xe chạy là 15m, không có lề bộ hành
và kích thước gờ chắn Lc = 0.5m => B = 16 (m)
- Vật liệu: Cấp bê tông bản mặt cầu: 25 (MPa)
Thép dầm chủ: Fy = 300 (MPa)
- Loại dầm Dầm thép liên hợp bản bê tông cốt thép
- Hoạt tải: HL93
Ghi chú: Tải trọng người 3000 N/m2, IM = 33% cho THSH & THCĐ
1.1.2. Vật liệu
1.1.2.1. Bê tông bản mặt cầu
- Cường độ nén của bê tông: '
c
f= 25 (MPa)
- Tỷ trọng bê tông: γc = 2500 (kg/m
3
)
- Modun đàn hồi: 2'
3
0.0017
b c c
Ef =   = 31068 (MPa)
- Cường độ chịu kéo khi uốn: '
0.63
rc
ff== 3.15 (MPa)
- Trọng lượng riêng lớp phủ: γDW =
1.1.2.2. Thép dầm chủ
Dầm thép sử dụng tiết diện chữ I, theo tiêu chuẩn ASTM A709M cấp 345 hoặc tương
đương, ta có các đặc trưng sau:
- Cường độ chảy nhỏ nhất: Fy

= 3300 (MPa)
- Cường độ chịu kéo nhỏ nhất: Fu = 450 (MPa)
- Cấp 345
- Modun đàn hồi của thép: Es = 200000 (MPa)
- Trọng lượng riêng của thép: s
= 250 (kN/m
3
)
1.2. Cấu tạo kết cấu nhịp
1.2.1. Chiều dài tính toán kết cấu nhịp
- Chiều dài nhịp chính: L = 21 (m)
- Khoảng cách đầu dầm đến tim gối: a = 0,3 (m)
- Chiều dài nhịp tính toán: Ltt = 21 – 0.3x2 = 20.4 (m)
1.2.2. Thiết kế mặt cắt ngang cầu
- Khoảng cách giữa 2 dầm chủ (1.5m - 1.7m): S = 1500 (mm)
- Số lượng dầm chủ: 15
1.5
B
N
S
= = = 10 dầm
- Chọn chiều cao dầm chủ: ()
( )()
0.045 21 0.9450.045
11 11
21 0.95 1.4
22 15 22 15
HmHL
HL Hm
  =

 
= =   =  
 
Chọn H = 1 (m)
- Chiều dày bản mặt cầu: 3000 1500 3000
150
30 30
165
f
S
h
++
==



Chọn 220
f
h= (mm)
- Bề rộng bản cánh: 11
1 0.25
44
BH =  = 
Chọn B = 0.3 (m)
+) Chiều rộng bản cánh trên dầm thép: bb = 300 (mm)
+) Chiều rộng bản cánh dưới dầm thép một: b1 = 300 (mm)
+) Chiều rộng bản cánh dưới dầm thép hai: b2 = 400 (mm)
- Chiều dày bản sườn: 6
s
 (mm), chọn 16
s
= (mm)

3. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 2
- Chiều dày bản cánh: ()8
cs
c
mm





Chọn 25
c
= (mm)
- Liên kết ngang: ()
22
1 0.67
33
ng
h H m =  =
()
()
4 4 1.5 6
8
ng
ng
l S m
lm
 =  =



Chọn ()4.8
ng
lm=
- Chiều dày lớp phủ: h1 = 75 (mm)
- Chọn độ dốc ngang cầu: i = 2%
- Tạo độ dốc ngang cầu bằng cách sử dụng lớp mui luyện
1.2.3. Kích thước dầm chủ
Kích thước dầm chủ được lựa chọn như bảng sau:
Thông số Kích thước Đơn vị
Số dầm chủ (N) 10 dầm
Khoảng cách giữa các dầm chủ (S) 1500 mm
Chiều dài bản hẫng (de) 750 mm
Chiều cao dầm chủ (H) 1000 mm
Bề rộng bản cánh trên (bt) 300 mm
Chiều dày bản cánh trên (tt) 25 mm
Bề rộng bản cánh dưới 1(bb) 300 mm
Chiều dày bản cánh dưới 1(tb) 25 mm
Bề rộng bản cánh dưới 2 (bb2) 400 mm
Chiều dày bản cánh dưới 2(tb2) 25 mm
Chiều dày sườn dầm (tw) 16 mm
Chiều cao sườn dầm (hw) 925 mm


Hình 1.1. Kích thước sơ bộ dầm thép

4. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 3

Hình 1.2. Mặt cắt ngang cầu dầm thép liên hợp bản BTCT
CHƯƠNG 2: ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA DẦM THÉP
2.1. Xác định chiều rộng hữu hiệu của bản cánh
- Đối với dầm trong: 11
20400 5100( )
44
300
min 12 max ; 12 220 2790( )
22
1500( )
tt
c
i s w
L mm
b
b t t mm
S mm

 =  =


 
=  + =  + = 

=



Do đó bi = 1500 (mm)
- Đối với dầm ngoài: 11
20400 2550( )
88
300
min 6 max ; 6 220 1395( )
2 2 4 4
500( )
tt
i w c
es
hang
L mm
b t b
b t mm
S mm

 =  =


 
= +  + =  + = 

 =



Do đó ()
1500
500 1250
2
e
b mm= + =
2.2. Xác định đặc trưng hình học của phần bản BTCT


Hình 2.1. Vị trí TTH của phần bản BTCT của dầm thép

- Diện tích phần bê tông:

5. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 4
1500 220 100 100 300 100 370000
b
F=  +  +  = (mm
2
)
- Mô men tĩnh đối với trục đi qua phần tiếp xúc giữa bản bê tông và dầm thép:
( )300 500 100 275
1500 220 210 100 71466666.67
26
b
S
+ 
=   +  − =

 (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của phần bê tông (ycb):
71466666.67
193.2
370000
b
cb
b
S
y
F
= = = (mm)
Vậy vị trí trục trung hòa của phần bê tông cách mép dưới 1 đoạn là 193.2 (mm)
- Mô men quán tính của phần bê tông đối với trục trung hòa của phần bê tông: ( )
( )
2
33
2
3
2
4
1500 220 100 100 2
1500 220 210 193.2 2 100 100 193.2 100
12 36 3
300 100
300 100 193.2 50 2389968327.8( )
12
b
I
mm
 
= +   − +  +   −   
 

+ +   − =



2.3. Xác định đặc trưng hình học của phần dầm thép chưa liên hợp bản BTCT
2.3.1. Dầm thép chưa có bản táp

Hình 2.2. Vị trí TTH của phần dầm thép chưa có bản táp
- Diện tích phần dầm thép:
300 25 16 925 300 25 29800
t
F=  +  +  = (mm
2
)
- Mô men tĩnh đối với trục đi qua đáy của bản cánh dưới:
300 25 12.5 16 925 487.5 300 25 962.5 14527500
t
S=   +   +   = (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của dầm thép (yct):
14527500
487.5
29800
t
ct
t
S
y
F
= = = (mm)
Vậy vị trí trục trung hòa của dầm thép cách mép dưới cùng 1 đoạn là 487.5 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đến mép trên của dầm thép (ytt): ytt = 487.5 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đến mép dưới của dầm thép (ytd): ytd = 487.5 (mm)

6. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 5
- Mô men quán tính của phần dầm thép đối với trục trung hòa của dầm thép: ( ) ( )
( )
33
22
3
2
4
300 25 16 925
300 25 487.5 12.5 16 925 487.5 487.5
12 12
300 25
300 25 487.5 12.5 4440427083( )
12
t
I
mm
   
= +   − + +   −
   
   

+ +   − =



- 4440427083
9108568.4
487.5
t
td tt
tt
I
SS
y
= = = = (mm
3
)
2.3.2. Dầm thép có bản táp
- Diện tích phần dầm thép:
300 25 16 925 300 25 400 25 39800
t
F=  +  +  +  = (mm
2
)
- Mô men tĩnh đối với trục đi qua đáy của bản cánh dưới:
400 25 12.5 300 25 37.5 16 925 512.5 300 25 987.5 15 397500
t
S=   +   +   +   = (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của dầm thép (yct):
15397500
386.9
39800
t
ct
t
S
y
F
= = = (mm)
Vậy vị trí trục trung hòa của dầm thép cách mép dưới cùng 1 đoạn là 386.9 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đến mép trên của dầm thép (ytt): ytt = 386.9 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đến mép dưới của dầm thép (ytd): ytd = 613.1 (mm)
- Mô men quán tính của phần dầm thép đối với trục trung hòa của dầm thép: ( ) ( )
( ) ( )
33
22
33
22
4
400 25 300 25
400 25 386.9 12.5 300 25 386.9 37.5
12 12
16 925 300 25
16 925 386.9 512.5 300 25 386.9 987.5 6312807245 ()
12 12
t
I
mm
   
= +   − + +   −
   
   
   
+ +   − + +   − =
   
   

- 6312807245
16316379.5
386.9
t
tt
tt
I
S
y
= = = (mm
3
)
- 6312807245
10296537.7
613.1
t
td
td
I
S
y
= = = (mm
3
)

Hình 2.3. Vị trí TTH của phần dầm thép có bản táp
2.4. Xác định đặc trưng hình học của phần dầm thép liên hợp bản BTCT
2.4.1. Dầm thép chưa có bản táp (liên hợp ngắn hạn n)
- Ta có '
25 25 32
c
f =  (MPa), nên tỷ số modun đàn hồi của thép trên bê tông trọng lượng
trung bình (n) là 8
- Diện tích tương đương: 370000
29800 76050
8
b
td t
F
FF
n
= + = + = (mm
2
)
- Mô men tĩnh đối với trục đi qua đáy của dầm thép:
370000
(975 193.2) 29800 487.5 68556750
8
b
td cb t tt
F
S y F y
n
=  +  =  + +  = (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của tiết diện liên hợp (yctd1):
1
68556750
901.5
76050
td
ctd
td
S
y
F
= = = (mm)

7. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 6
Vậy vị trí trục trung hòa của dầm thép cách mép dưới cùng 1 đoạn là 901.5(mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép dưới của dầm thép (ytd1):
ytd1 = yctd1 = 901.5 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của dầm thép (ytd2) và mép dưới của
bê tông (ytd3):
ytd2 = ytd3 = 73.5 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của bê tông (ytd4):
ytd4 = 1295 – 901.5 = 393.5 (mm)
- Mô men quán tính của tiết diện liên hợp: ( )
( ) ( )
2
1 1 2
22
10 42389968327.8 370000
975 193.2 901.5 4440427083 29800 901.5 487.5 1. 3 10 ( )
88
bb
td ttb t t tt td
IF
I y I F y y
nn
mm
= +  + +  −
= +  + − + +  − = 

- 10
1
2
1.3 10
176870748.3
73.5
n td
t
td
I
S
y

= = = (mm
3
)
- 10
1
1
1.3 10
14420410.4
901.5
n td
b
ctd
I
S
y

= = = (mm
3
)

Hình 2.4. Vị trí TTH dầm thép liên hợp ngắn hạn n chưa có bản táp
2.4.2. Dầm thép chưa có bản táp (liên hợp dài hạn 3n)
- Ta có '
25 25 32
c
f =  (MPa), nên tỷ số modun đàn hồi của thép trên bê tông trọng lượng
trung bình (n) là 8, suy ra 3n = 24
- Diện tích tương đương: 370000
29800 45216.7
3 24
b
td t
F
FF
n
= + = + = (mm
2
)
- Mô men tĩnh đối với trục đi qua đáy của dầm thép:
370000
(975 193.2) 29800 487.5 32537250
24
b
td cb t tt
F
S y F y
n
=  +  =  + +  = (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của tiết diện liên hợp (yctd1):
1
32537250
719.6
45216.7
td
ctd
td
S
y
F
= = = (mm)
Vậy vị trí trục trung hòa của dầm liên hợp cách mép dưới cùng 1 đoạn là 719.6 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép dưới của dầm thép (ytd1):
ytd1 = yctd1 = 719.6 (mm)

8. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 7
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của dầm thép (ytd2) và mép dưới của
bê tông (ytd3):
ytd2 = ytd3 = 255.4 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của bê tông (ytd4):
ytd4 = 1295 – 719.6 = 575.4 (mm)
- Mô men quán tính của tiết diện liên hợp: ( )
( ) ( )
2
1 1 2
22
10 42389968327.8 370000
975 193.2 719.6 4440427083 29800 719.6 487.5 0. 9 10 ( )
24 24
bb
td ttb t t tt td
IF
I y I F y y
nn
mm
= +  + +  −
= +  + − + +  − = 

- 10
1
2
0.9 10
35238841
255.4
n td
t
td
I
S
y

= = = (mm
3
)
- 10
1
1
0.9 10
12506948
719.6
n td
b
ctd
I
S
y

= = = (mm
3
)

Hình 2.5. Vị trí TTH dầm thép liên hợp dài hạn 3n chưa có bản táp
2.4.3. Dầm thép có bản táp (liên hợp ngắn hạn n)
- Ta có '
25 25 32
c
f =  (MPa), nên tỷ số modun đàn hồi của thép trên bê tông trọng lượng
trung bình (n) là 8
- Diện tích tương đương: 370000
39800 86050
8
b
td t
F
FF
n
= + = + = (mm
2
)
- Mô men tĩnh đối với trục đi qua đáy của dầm thép:
370000
(1000 193.2) 39800 386.9 70584120
8
b
td cb t tt
F
S y F y
n
=  +  =  + +  = (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của tiết diện liên hợp (yctd1):
1
70584120
820.3
86050
td
ctd
td
S
y
F
= = = (mm)
Vậy vị trí trục trung hòa của dầm thép cách mép dưới cùng 1 đoạn là 820.3 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép dưới của dầm thép (ytd1):
ytd1 = yctd1 = 820.3 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của dầm thép (ytd2) và mép dưới của
bê tông (ytd3):
ytd2 = ytd3 = 179.7 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của bê tông (ytd4):
ytd4 = 1320 – 820.3 = 393.5 (mm)
- Mô men quán tính của tiết diện liên hợp: ( )
( ) ( )
2
1 1 2
22
10 42389968327.8 370000
1000 193.2 820.3 6312807245 39800 820.3 386.9 2 .1 10 ( )
88
bb
td ttb t t tt td
IF
I y I F y y
nn
mm
= +  + +  −
= +  + − + +  − = 

- 10
1
2
2.1 10
116861435.7
179.7
n td
t
td
I
S
y

= = = (mm
3
)
- 10
1
1
2.1 10
25600390
820.3
n td
b
ctd
I
S
y

= = = (mm
3
)

9. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 8

Hình 2.6. Vị trí TTH dầm thép liên hợp ngắn hạn n có bản táp
2.4.4. Dầm thép có bản táp (liên hợp dài hạn 3n)
- Ta có '
25 25 32
c
f =  (MPa), nên tỷ số modun đàn hồi của thép trên bê tông trọng lượng
trung bình (n) là 8, suy ra 3n = 24
- Diện tích tương đương: 370000
39800 55216.7
3 24
b
td t
F
FF
n
= + = + = (mm
2
)
- Mô men tĩnh đối với trục đi qua đáy của dầm thép:
370000
(1000 193.2) 39800 386.9 33793786.7
3 24
b
td cb t tt
F
S y F y
n
=  +  =  + +  = (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của tiết diện liên hợp (yctd1):
1
33793786.7
612
55216.7
td
ctd
td
S
y
F
= = = (mm)
Vậy vị trí trục trung hòa của dầm thép cách mép dưới cùng 1 đoạn là 612 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép dưới của dầm thép (ytd1):
ytd1 = yctd1 = 612 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của dầm thép (ytd2) và mép dưới của
bê tông (ytd3):
ytd2 = ytd3 = 388 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của bê tông (ytd4):
ytd4 = 1320 – 612 = 708 (mm)
- Mô men quán tính của tiết diện liên hợp: ( )
( ) ( )
2
1 1 2
22
10 42389968327.8 370000
1000 193.2 612 6312807245 39800 612 386.9 1.4 10 ()
24 24
bb
td ttb t t tt td
IF
I y I F y y
nn
mm
= +  + +  −
= +  + − + +  − = 

- 10
1
2
1.4 10
36082474
388
n td
t
td
I
S
y

= = = (mm
3
)
- 10
1
1
1.4 10
22875817
612
n td
b
ctd
I
S
y

= = = (mm
3
)

Hình 2.7. Vị trí TTH dầm thép liên hợp dài hạn 3n có bản táp

10. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 9
CHƯƠNG 3: HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG
3.1. Hệ số phân bố hoạt tải theo làn cho monen
- Các thông số:
+) S = 1500 (mm)
+) ts = 220 (mm)
+) Ltt = 20400 (mm)
- Tham số cứng dọc: ( )
2
gg
K n I Ae=+ (Đ4.6.2.2.1.E14)
Trong đó:
+) eg: Khoảng cách từ trục trung hòa của dầm thép đến trục trung hòa bản bê tông 193.2 613.1 806.3
g
e= + =
(mm)
+) n: Hệ số tính đổi modun đàn hồi, n = 8
+) I: Momen quán tính của mặt cắt chưa liên hợp đối với trọng tâm, I = 6312807245 (mm
4
)
+) A: Tổng diện tích của mặt cắt chưa liên hợp, A = 39800 (mm
2
)
( ) ( )
2 2 11
8 6312807245 39800 806.3 2.6 10
gg
K n I Ae = + =  +  =  (mm
4
)
- Hệ số phân bố momen đối với dầm trong:
+) Một làn chất tải: (Đ4.6.2.2.2.1) 0.3 0.1
0.4
3
0.10.4 0.3
11
3
0.06
4300
1500 1500 2.6 10
0.06 0.365
4300 20400 20400 220
gSI
M
tt tt s
KSS
mg
L L t
   
= +      
    
   
= +   =    
    

+) Hai hay nhiều làn chất tải: (Đ4.6.2.2.2.1) 0.2 0.1
0.6
3
0.10.6 0.2
11
3
0.075
2900
1500 1500 2.6 10
0.075 0.482
2900 20400 20400 220
gMI
M
tt tt s
KSS
mg
L L t
   
= +      
    
   
= +   =    
    

So sánh các hệ số phân bố, ta chọn: 0.482
I
M
mg=
- Hệ số phân bố momen đối với dầm biên:
+) Kiểm tra phạm vi áp dụng tiêu chuẩn: 300 250 1700
e
d−  =  (Thỏa mãn), với de là
khoảng cách giữa tim bản bụng phía ngoài dầm biên và mép trong lan can
+) Một làn chất tải: Tính theo phương pháp đòn bẩy, sơ đồ như Hình 3.1

Hình 3.1. Sơ đồ đường ảnh hưởng 1 làn chất tải của dầm biên
Khi có một làn chất tải, hệ số làn là 1.2 nên ta có: 1 1150
1.2 0.46
2 1500
SE
M
mg=   =
(Đ4.6.2.2.2.3)
+) Hai làn chất tải: ME MI
MM
mg e mg=
(Đ4.6.2.2.2.3.B8)
Với 250
0.77 0.77 0.86
2800 2800
e
d
e= + = + = (Đ4.6.2.2.2.3.B8)

11. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 10 0.86 0.482 0.415
ME
M
mg =  =

So sánh các hệ số phân bố, ta chọn: 0.46
E
M
mg=
3.2. Hệ số phân bố hoạt tải theo làn cho lực cắt
- Hệ số phân bố lực cắt đối với dầm trong:
+) Kiểm tra phạm vi áp dụng tiêu chuẩn:
1100 1500 4900S =  (Thỏa mãn)
110 220 300
s
t =  (Thỏa mãn)
6000 21000 73000L =  (Thỏa mãn)
10 4
b
N= (Thỏa mãn)
+) Một làn chất tải: 1500
0.36 0.36 0.557
7600 7600
SI
V
S
mg= + = + =
(Đ4.6.2.2.3.1.B11)
+) Hai làn chất tải: 22
1500 1500
0.2 0.2 0.597
3600 10700 3600 10700
MI
V
SS
mg
   
= + − = + − =
   
   
(Đ4.6.2.2.3.1.B11)
So sánh các hệ số phân bố, ta chọn: 0.597
I
V
mg=
- Hệ số phân bố lực cắt đối với dầm biên:
+) Kiểm tra phạm vi áp dụng tiêu chuẩn: 300 250 1700
e
d−  =  (Thỏa mãn)
+) Một làn chất tải: Tính theo phương pháp đòn bẩy, tính toán như sơ đồ như hình 3.1
Khi có một làn chất tải, hệ số làn là 1.2 nên ta có: 1 1150
1.2 0.46
2 1500
SE
V
mg=   =
(Đ4.6.2.2.3.2)
+) Hai làn chất tải: ME MI
VV
mg e mg=
(Đ4.6.2.2.3.2.B12)
Với 250
0.6 0.6 0.683
3000 3000
e
d
e= + = + = (Đ4.6.2.2.3.2.12) 0.683 0.597 0.408
ME
V
mg =  =

So sánh các hệ số phân bố, ta chọn: 0.46
E
V
mg=
3.3. Hệ số phân bố ngang cho lan can
- Ở đây ta cho dầm biên chịu toàn bộ phần lan can, vì tải trọng lan can không đặt lên chính dầm
biên nên lan can có hệ số phân bố ngang như Hình 3.1. Ta có 2003
1.335
1500
LC
mg==

Bảng 3.1. Bảng tổng hợp hệ số phân bố ngang đối với momen
Momen Một làn Hai hay nhiều làn HSPBN tính toán
Dầm trong 0.365 0.482 0.482
Dầm biên 0.46 0.415 0.46

Bảng 3.2. Bảng tổng hợp hệ số phân bố ngang đối với lực cắt
Lực cắt Một làn Hai hay nhiều làn HSPBN tính toán
Dầm trong 0.557 0.597 0.597
Dầm biên 0.46 0.408 0.46


CHƯƠNG 4: TÍNH TOÁN NỘI LỰC DO HOẠT TẢI

12. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 11
4.1. Lực cắt và momen tại vị trí gối

Hình 4.1. Biểu đồ lực cắt tại vị trí gối

- Do tải trọng làn:
lan
goi
1
Q 9.3 1 20400 94860
2
=    = (N) = 94.86 (kN)
lan
goi
M0=
- Do xe 3 trục (Xe 3T):
3T
goi
20400 4300 20400 8600
Q 145 1 145 1 35 1 279.68
20400 20400
−−
=  +   +   = (kN)
3T
goi
M0=
- Do xe 2 trục (Xe 2T):
2T
goi
20400 1200
Q 110 1 110 1 213.53
20400
−
=  +   = (kN)
2T
goi
M0=
4.2. Lực cắt và momen tại vị trí L/8

Hình 4.2. Biểu đồ lực cắt tại vị trí L/8
- Do tải trọng làn:
lan
L/8
1
Q 9.3 0.875 17850 72627.2
2
=    = (N) = 72.6 (kN)
lan
L/8
11
M 9.3 2.231 2550 2.231 17850 211632.7
22

=    +   =

 (N.m) = 211.6 (kN.m)
- Do xe 3 trục (Xe 3T):
3T
L/8
17850 4300 17850 8600
Q 145 0.875 145 0.875 35 0.875 239
17850 17850
−−
=  +   +   = (kN) 3T
L/8
17850 4300 17850 8600
M 145 2.231 145 2.231 35 2.231 609.5
17850 17850
−−
=  +   +   =
(kN.m)
- Do xe 2 trục (Xe 2T):

13. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 12
2T
L/8
17850 1200
Q 110 0.875 110 0.875 186
17850
−
=  +   = (kN)
2T
L/8
17850 1200
M 110 2.231 110 2.231 474.3
17850
−
=  +   = (kN.m)
4.3. Lực cắt và momen tại vị trí L/4


Hình 4.3. Biểu đồ lực cắt tại vị trí L/4
- Do tải trọng làn: lan
L/4
1
Q 9.3 0.75 15300 53358.75
2
=    =
(N) = 53.4 (kN) lan
L/4
11
M 9.3 3.825 15300 3.825 5100 362839.5(N) 362.8( kN.m)
22

=    +   = =



- Do xe 3 trục (Xe 3T)3T
L/4
15300 4300 15300 8600
Q 145 0.75 145 0.75 35 0.75 198.4
15300 15300
−−
=  +   +   =
(kN)3T
L/4
15300 4300 15300 8600
M 145 3.825 145 3.825 35 3.825 1012
15300 15300
−−
=  +   +   =
(kN.m)
- Do xe 2 trục (Xe 2T): 2T
L/4
15300 1200
Q 110 0.75 110 0.75 158.5
15300
−
=  +   =
(kN) 2T
L/4
15300 1200
M 110 3.825 110 3.825 808.5
15300
−
=  +   =
(kN.m)
4.4. Lực cắt và momen tại vị trí 3L/8

Hình 4.4. Biểu đồ lực cắt tại vị trí 3L/8
- Do tải trọng làn:
lan
3L/8
1
Q 9.3 0.625 12750 37054.7
2
=    = (N) = 37.1 (kN)
lan
3L/8
11
M 9.3 4.781 7650 4.781 12750 453525.7
22

=    +   =

 (N.m) = 453.5(kN.m)

14. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 13
- Do xe 3 trục (Xe 3T):
3T
3L/8
12750 4300 12750 8600
Q 145 0.625 145 0.625 35 0.625 157.8
12750 12750
−−
=  +   +   = (kN)
3T
3L/8
12750 4300 12750 8600
M 145 4.781 145 4.781 35 4.781 1207.2
12750 12750
−−
=  +   +   = (kN.m)
- Do xe 2 trục (Xe 2T):
2T
3L/8
12750 1200
Q 110 0.625 110 0.625 131
12750
−
=  +   = (kN)
2T
3L/8
12750 1200
M 110 4.781 110 4.781 1002.3
12750
−
=  +   = (kN.m)
4.5. Lực cắt và momen tại vị trí L/2

Hình 4.5. Biểu đồ lực cắt tại vị trí L/2
- Do tải trọng làn:
lan
L/2
1
Q 9.3 0.5 10200 23715
2
=    = (N) = 23.7 (kN)
lan
L/2
1
M 9.3 20400 5.1 483786
2
=    = (N) = 483.8 (kN.m)
- Do xe 3 trục (Xe 3T):
3T
L/2
10200 4300 10200 8600
Q 145 0.5 145 0.5 35 0.5 117.2
10200 10200
−−
=  +   +   = (kN)
3T
L/2
10200 4300 10200 4300
M 145 5.1 145 5.1 35 5.1 1270.5
10200 10200
−−
=  +   +   = (kN.m)
- Do xe 2 trục (Xe 2T):
2T
L/2
10200 1200
Q 110 0.5 110 0.5 103.5
10200
−
=  +   = (kN)
2T
L/2
10200 1200
M 110 5.1 110 5.1 1056
10200
−
=  +   = (kN)

Bảng 4.1. Bảng tổng hợp các giá trị hoạt tải trên dầm
Tải trọng Nội lực Gối L/8 L/4 3L/8 L/2
Tải làn Q (kN) 94.9 72.6 53.4 37.1 23.7
M (kN.m) 0 211.6 362.8 453.5 483.8
Xe 3 trục Q (kN) 279.7 239 198.4 157.8 117.2
M (kN.m) 0 609.5 1012 1207.2 1270.5
Xe 2 trục Q (kN) 213.5 186 158.5 131 103.5
M (kN.m) 0 474.3 808.5 1002.3 1056







CHƯƠNG 5: TÍNH TOÁN NỘI LỰC DO TĨNH TẢI

15. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 14
5.1. Tĩnh tải giai đoạn I
- Trọng lượng bản thân dầm thép
+) Tại các vị trí L/4; 3L/8; L/2
9
gh
g 7850 9.81 10 39800 3.06
−
=    = (N/mm)
+) Tại gối dầm
9
gh
g 7850 9.81 10 29800 2.3
−
=    = (N/mm)
- Trọng lượng dầm ngang, sườn tăng cường
Ta đang làm bài toán thiết kế do đó ta có thể lấy trọng lượng dầm ngang và sườn tăng cường
theo trọng lượng của dầm chủ.
+) Trọng lượng dầm ngang và sườn tăng cường tác dụng lên một dầm chủ phía trong
Tại vị trí có bản táp: I
n
P 3.06 0.09 0.28=  = (N/mm)
Tại vị trí không có bản táp: I
n
P 2.3 0.09 0.21=  = (N/mm)
+) Đối với dầm ngoài, ta lấy trọng lượng dầm ngang và sườn tăng cường bằng một nửa so với
dầm trong
Tại vị trí có bản táp: E
n
P 0.28 0.5 0.14=  = (N/mm)
Tại vị trí không có bản táp: E
n
P 0.21 0.5 0.1=  = (N/mm)
- Trọng lượng bản bê tông
+) Trọng lượng bản bê tông: 95
DC 2500 9.81 10 2.45 10
−−
=   =  (N/mm
3
)
+) Trọng lượng bản và bản vút: '5
DC 2.45 10 370000 9.1
−
=   = (N/mm)
5.2. Tĩnh tải giai đoạn II
- Trọng lượng lớp phủ bê tông nhựa dày 75 mm
9
DW 2300 9.81 10 75 2500 4.23
−
=     = (N/mm)
- Trọng lượng lan can: lc
DC 9.064= (N/mm)
5.3. Tổ hợp nội lực do tĩnh tải (DC1 và DW)
5.3.1. Nội lực tĩnh tải cho dầm trong
- Tại các vị trí có bản táp: DC1 3.06 0.28 9.1 12.44= + + = (N/mm)
- Tại vị trí gối: DC1 2.3 0.21 9.1 11.61= + + = (N/mm)
- 2
DC DW 4.23== (N/mm)
- Tại vị trí L/2:

Hình 5.1 Biểu đồ phân bố tĩnh tải tại vị trí L/2 của dầm trong
- Tại vị trí L/2:
1
/2
11
12.44 10.2 0.5 10.2 0.5 0
22
DC
L
Q

=    −   =

 (kN)
1
/2
1
12.44 20.4 5.1 647.1
2
DC
L
M=    = (kN.m)
/2
11
4.23 10.2 0.5 10.2 0.5 0
22
DW
L
Q

=    −   =

 (kN)
/2
1
4.23 20.4 5.1 220
2
DW
L
M=    = (kN.m)
- Ta tính toán tại các vị trí L/8; L/4; 3L/8 tương tự như trên, ta được kết quả như bảng 5.1
5.3.2. Nội lực tĩnh tải cho dầm biên
- Tại các vị trí có bản táp: DC1 3.06 0.14 9.1 12.3= + + = (N/mm)
- Tại vị trí gối DC1 2.3 0.1 9.1 11.5= + + = (N/mm)
- DW 4.23= (N/mm)
- Hệ số phân bố ngang lan can: lc
mg 1.335=

16. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 15
- Tĩnh tải do lan can: lc
DC 9.064 1.335 12.1=  = (N/mm)
- Ta tính toán tương tự như dầm trong, ta được kết quả như bảng 5.1

Bảng 5.1. Bảng tổng hợp các giá trị tĩnh tải trên dầm
VỊ TRÍ Gối L/8 L/4 3L/8 L/2
DẦM
TRONG
DC1
Q 126.9 95.2 63.4 31.7 0
M 0 283.1 485.3 606.7 647.1
DW
Q 43.1 32.4 21.6 10.8 0
M 0 96.3 165 206.3 220
DẦM
BIÊN
DC1
Q 118.4 88.8 59.2 29.6 0.0
M 0 264.2 453 566.2 604
DW
Q 43.1 32.4 21.6 10.8 0.0
M 0 96.3 165 206.3 220
LANCAN
Q 92.5 69.3 46.2 23.1 0
M 0 206.3 353.6 442 471.5


CHƯƠNG 6: TỔ HỢP TẢI TRỌNG

6.1. Các hệ số tải trọng
- Hệ số sức kháng
+) Trạng thái giới hạn cường độ:

Uốn và kéo 1.00
Cắt và xoắn 0.90
Nén tại neo 0.80

+) Các trạng thái giới hạn khác: 1=
- Hệ số thay đổi tải trọng:
Cường độ Sử dụng Mỏi
Dẻo dai D
 0.90 1.0 1.0
Dư thừa R
 0.95 1.0 1.0
Quan trọng l
 1.05 - - D R l
 =   
0.95 1.0 1.0
- Tổ hợp tải trọng:
+) Trạng thái giới hạn cường độ I:U [1.25DC 1.5DW 1.75(LL IM PL)]=  + + + +

+) Trạng thái giới hạn sử dụng I:U 1.0(DC DW) 1.0(LL IM)= + + +
+) Trạng thái giới hạn mỏi và đứt gãy:U 0.75(LL IM)=+
- Hệ số làn xe:
+) Một làn chất tải: m = 1.2
+) Hai làn chất tải: m = 1
- Hệ số xung kích:
Cấu kiện IM
Môi nối bản mặt cầu 75%
TTGH mỏi và giòn 15%
Tất cả các TTGH khác 33%
6.2. Tổ hợp tải trọng
6.2.1. Tổ hợp tải trọng cho dầm trong
- Các thông số tải trọng của hoạt tải:
+) Hệ số phân phối momen:
Bảng 6.1. Bảng tổng hợp hệ số phân bố ngang đối với momen
Momen Một làn Hai hay nhiều làn HSPBN tính toán
Dầm trong 0.365 0.482 0.482
Dầm biên 0.46 0.415 0.46

17. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 16
+) Hệ số phân phối lực cắt:
Bảng 6.2. Bảng tổng hợp hệ số phân bố ngang đối với lực cắt
Lực cắt Một làn Hai hay nhiều làn HSPBN tính toán
Dầm trong 0.557 0.597 0.597
Dầm biên 0.46 0.408 0.46

+) Thông số tải trọng của người: mgpT = 0
+) Hệ số xung kích: IM = 33%
+) Tại vị trí có bản táp: DC1 = 12.44 (kN/m)
+) Tại vị trí gối: DC1 = 11.61 (kN/m)
+) DW = 4.23 (kN/m)
Bảng 6.3. Bảng tổng hợp các giá trị hoạt tải trên dầm
Tải trọng Nội lực Gối L/8 L/4 3L/8 L/2
Tải làn Q (kN) 94.9 72.6 53.4 37.1 23.7
M (kN.m) 0 211.6 362.8 453.5 483.8
Xe 3 trục Q (kN) 279.7 239 198.4 157.8 117.2
M (kN.m) 0 609.5 1012 1207.2 1270.5
Xe 2 trục Q (kN) 213.5 186 158.5 131 103.5
M (kN.m) 0 474.3 808.5 1002.3 1056

- Tổ hợp tải trọng tại vị trí L/2:
Đối với moment:
DC1 = 647.1 (kN.m); DW = 220 (kN.m)
M 3T 2T lane nguoi nguoi
(LL IM) mg (1.33 max(M ,M ) M ) mg M
0.482 (1.33 1270.5 483.8) 0 1047.7(kN.m)
+ =   + +
=   + + =
+) TTGH cường độ I:
U [1.25DC 1.5DW 1.75(LL IM)]
0.95 [1.25 647.1 1.5 220 1.75 1047.7] 2823.7(kN.m)
=  + + +
=   +  +  =
+) TTGH sử dụng I:
U 1.0(DC DW) 1.0(LL IM)
1 (647.1 220) 1 1047.7 1914.8(kN.m)
= + + +
=  + +  =
Đối với lực cắt:
DC1 = 0 (kN); DW = 0 (kN) Q 3T 2T lane nguoi nguoi
(LL IM) mg (1.33 max(Q ,Q ) Q ) mg Q
0.597 (1.33 117.2 23.7) 107.2(kN)
+ =   + +
=   + =

+) TTGH cường độ I:
U [1.25DC 1.5DW 1.75(LL IM)]
0.95 [1.25 0 1.5 0 1.75 107.2] 178.2(kN)
=  + + +
=   +  +  =
+) TTGH sử dụng I:
U 1.0(DC DW) 1.0(LL IM) 1 0 1 107.2 107.2(kN)= + + + =  +  =
Tính toán tương tự với các mặt cắt còn lại ta được kết quả như bảng 6.4
Bảng 6.4. Bảng tổ hợp nội lực cho dầm trong


BẢNG TỔ HỢP NỘI LỰC CHO DẦM TRONG
Nội
lực
Loại tải trọng 0 L/8 L/4 3L/8 L/2
M
(kNm)
DC1 0 283.1 485.3 606.7 647.1
DW 0 96.3 165.0 206.3 220.0
mg(LL+IM)+PL 0.0 492.7 823.6 992.5 1047.7
Q
(kN)
DC1 126.9 95.2 63.4 31.7 0.0
DW 43.1 32.4 21.6 10.8 0.0
mg(LL+IM)+PL 278.7 233.1 189.4 147.4 107.2
TTGH
CƯỜNG
ĐỘ
M
(kNm) [1.25DC
1.5DW
1.75(LL IM)]

+
++

0.0 1292.5 2180.8 2664.4 2823.8
Q
(kN) [1.25DC
1.5DW
1.75(LL IM)]

+
++

675.6 546.7 421.0 298.2 178.2
TTGH
SỬ
M
(kNm) [DC DW
(LL IM)]
+
++

0.0 872.1 1474.0 1805.4 1914.8

18. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 17
DỤNG
Q
(kN) [DC DW
(LL IM)]
+
++

448.8 360.6 274.4 190.0 107.2

6.2.1. Tổ hợp tải trọng cho dầm biên
- Các thông số tải trọng của hoạt tải:
+) Hệ số phân phối momen: Bảng 6.1
+) Hệ số phân phối lực cắt: Bảng 6.2
+) Hệ số xung kích: IM = 33%
+) Tại vị trí có bản táp: DC1 = 12.3 (kN/m)
+) Tại vị trí gối: DC1 = 11.5 (kN/m)
+) DW = 4.23 (kN/m)
+) DClc = 12.1 (kN/m); mglc = 1.335
- Tổ hợp tải trọng tại vị trí L/2:
Đối với moment:
DC1 = 604 (kN.m); DW = 220 (kN.m); DClc = 471.5 (kN.m)
M 3T 2T lane nguoi nguoi
(LL IM) mg (1.33 max(M ,M ) M ) mg M
0.46 (1.33 1270.5 483.8) 0 999.8(kN.m)
+ =   + +
=   + + =
+) TTGH cường độ I:
( )
U [1.25DC 1.5DW 1.75(LL IM)]
0.95 [1.25 604 471.5 1.5 220 1.75 999.8] 3252.8(kN.m)
=  + + +
=   + +  +  =
+) TTGH sử dụng I:
U 1.0(DC DW) 1.0(LL IM)
1 (604 220 471.5) 1 999.8 2295.3(kN.m)
= + + +
=  + + +  =
Đối với lực cắt:
DC1 = 0 (kN); DW = 0 (kN) Q 3T 2T lane nguoi nguoi
(LL IM) mg (1.33 max(Q ,Q ) Q ) mg Q
0.46 (1.33 117.2 23.7) 82.6(kN)
+ =   + +
=   + =

+) TTGH cường độ I:
U [1.25DC 1.5DW 1.75(LL IM)]
0.95 [1.25 0 1.5 0 1.75 82.6] 137.3(kN)
=  + + +
=   +  +  =
+) TTGH sử dụng I:
U 1.0(DC DW) 1.0(LL IM) 1 0 1 82.6 82.6(kN)= + + + =  +  =
Tính toán tương tự với các mặt cắt còn lại ta được kết quả như Bảng 6.4





Bảng 6.5. Bảng tổ hợp nội lực cho dầm biên


BẢNG TỔ HỢP NỘI LỰC CHO DẦM BIÊN
Nội
lực
Loại tải trọng 0 L/8 L/4 3L/8 L/2
M
(kNm)
DC1 0.0 264.2 453.0 566.2 604.0
DW 0.0 96.3 165.0 206.3 220.0
LANCAN 0.0 206.3 353.6 442.0 471.5
mg(LL+IM)+PL 0.0 470.2 786.0 947.2 999.8
Q
(kN)
DC1 118.4 88.8 59.2 29.6 0.0
DW 43.1 32.4 21.6 10.8 0.0
LANCAN 92.5 69.3 46.2 23.1 0.0
mg(LL+IM)+PL 214.8 179.6 145.9 113.6 82.6
TTGH
CƯỜNG
ĐỘ
M
(kNm) [1.25DC
1.5DW
1.75(LL IM)]

+
++

0.0 1477.7 2499.8 3065.9 3252.9
Q
(kN) [1.25DC
1.5DW
1.75(LL IM)]

+
++

669.0 532.5 398.6 266.8 137.3
TTGH
SỬ
M
(kNm) [DC DW
(LL IM)]
+
++

0.0 1037.0 1757.7 2161.7 2295.3

19. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 18
DỤNG
Q
(kN) [DC DW
(LL IM)]
+
++

468.8 370.1 273.0 177.1 82.6

6.3. Tổ hợp tải trọng cho TTGH mỏi và đứt gãy
- Đối với TTGH mỏi và đứt gãy, ta sử dụng xe 3 trục có khoảng cách hai bánh sau là 9000
(mm) để tính nội lực.
- Tại vị trí L/8

Hình 6.1 Sơ đồ tính toán tải trọng mỏi tại vị trí L/8
3T
goi
17850 9000 17850 13300
Q 145 0.875 145 0.875 35 0.875 197.6
17850 17850
−−
=  +   +   = (kN)
3T
goi
17850 9000 17850 13300
M 145 2.231 145 2.231 35 2.231 503.8
17850 17850
−−
=  +   +   = (kN.m)
- Ta tính toán tương tự với các mặt cắt còn lại ta được kết quả như Bảng 6.5
Bảng 6.5. Bảng tổng hợp giá trị nội lực xe 3 trục TTGH mỏi và đứt gãy
Tải trọng Nội lực Gối L/8 L/4 3L/8 L/2
Xe 3 trục, khoảng cách
2 bánh sau là 9m
M 0.0 503.8 800.5 897.2 929.8
Q 238.2 197.6 157.0 117.3 81.0

- Các thông số tải trọng của hoạt tải:
+) Hệ số phân phối moment: Bảng 6.1
+) Hệ số phân phối lực cắt: Bảng 6.2
- Tổ hợp tải trọng tại vị trí L/2 đối với dầm trong
Đối với momen:
M 3T
(LL IM) mg (1.15 M ) 0.482 (1.15 929.8) 515.4(kN. m)+ =   =   =
TTGH mỏi và đứt gãy: U 0.75 (LL IM) 0.75 515.4 386.6=  + =  = (kN)
Đối với lực cắt:
Q 3T
(LL IM) mg (1.15 Q ) 0.597 (1.15 81) 55.6(kN.m)+ =   =   =
TTGH mỏi và đứt gãy: U 0.75 (LL IM) 0.75 55.6 41.7=  + =  = (kN)
- Tính toán tương tự đối với các vị trí còn lại và dầm biên, ta được kết quả như Bảng 6.6 và
Bảng 6.7
Bảng 6.6. Bảng tổng hợp giá trị TTGH mỏi và đứt gãy đối với dầm trong
Nội lực Gối L/8 L/4 3L/8 L/2
M (kN.m) mg(LL+IM) 0 279.3 443.7 497.3 515.4
Q (kN) mg(LL+IM) 163.5 135.7 107.8 80.5 55.6
TTGH mỏi
M (kN.m) 0 209.5 332.8 373.0 386.5
Q (kN.m) 122.7 101.7 80.8 60.4 41.7

Bảng 6.7. Bảng tổng hợp giá trị TTGH mỏi và đứt gãy đối với dầm biên
Nội lực Gối L/8 L/4 3L/8 L/2
M (kN.m) mg(LL+IM) 0 266.5 423.5 474.6 491.8
Q (kN) mg(LL+IM) 126.0 104.5 83.0 62.0 42.9
TTGH mỏi
M (kN.m) 0 199.9 317.6 356.0 368.9
Q (kN.m) 94.5 78.4 62.3 46.5 32.1


CHƯƠNG 7: KIỂM TRA DẦM CHỦ

- Xem xét việc chất tải và tình huống đổ bêtông:

20. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 19
+) Giai đoạn I: Trọng lượng dầm và bản do dầm thép chịu ( DC )
+) Giai đoạn II: Tải trọng tĩnh chất thêm ( lan can và lớp phủ mặt cầu – DW ) do tiết diện liên
hợp dài hạn chịu (3n = 24)
+) Giai đoạn III: Hoạt tải và xung kích ( LL+IM) do tiết diện liên hợp ngắn hạn chịu (n=8)
- Sau khi tính toán nội lực cho dầm trong và dầm biên, ta lựa chọn tổ hợp nội lực bất lợi nhất
để thiết kế cho dầm.
- Bảng nội lực sử dụng để tính toán


Bảng 7.1. Bảng tổng hợp giá trị các TTGH
Các TTGH Giá trị Gối L/8 L/4 3L/8 L/2
TTGH
CƯỜNG ĐỘ
M (kN.m) 0 1477.7 2499.8 3065.9 3252.9
Q (kN) 669.0 532.5 398.6 266.8 137.3
TTGH
SỬ DỤNG
M (kN.m) 0 1037.0 1757.7 2161.7 2295.3
Q (kN) 468.8 370.1 273.0 177.1 82.6
TTGH MỎI
M (kN.m) 0 199.9 317.6 356.0 368.9
Q (kN) 94.5 78.4 62.3 46.5 32.1

7.1. Kiểm tra các giới hạn kích thước mặt cắt
7.1.1. Kiểm tra tỉ lệ các phần tử
- Điều kiện: yc
y
I
0.1 0.9
I

Trong đó:
+) Iyc: momen quán tính của bán cánh chịu nén của mặt cắt thép quanh trục thẳng đứng trong
mặt phẳng bản bụng
+) Iy: momen quán tính của mặt cắt thép đối với trục thẳng đứng trong mặt phản bản bụng 3
7
yc
25 300
I 5.625 10
12

= = 
(mm
4
) 3 3 3
7
y
25 300 925 16 25 300
I 11.28 10
12 12 12
  
= + + = 
(mm
4
) 7
yc
7
y
I5.625 10
0.49
I 11.28 10

 = = 

Thỏa mãn điều kiện
7.1.2. Kiểm tra độ mảnh bản bụng có mặt cắt đặc chắc
- Bản bụng được xem là đặc chắc nếu: cp
w yc
2D E
3.76
tF
 (Đ10.6.2.2 TCVN_11823 - 2017)
Trong đó:
+) Dcp : chiều cao bản bụng chịu nén tại lúc moment dẻo
+) Fyc = 300 (MPa): cường độ chảy dẻo của bán cánh chịu nén
- Xác định Dcp:
+) Để xác định Dcp phải xác định trục trung hòa dẻo của mặt cắt liên hợp. TTHD của mặt cắt
được xác định dựa trên sự cân bằng các lực dẻo của các thành phần của mặt cắt.
+) Lực dẻo trong thành phần thép của diện tích ngang là tích số của diện tích bản biên, vách
ngăn và cốt thép với cường độ chảy thích hợp
+) Lực dẻo trong phần bê tông chịu nén của tiết diện xác định trên cơ sở tương đương giữa khối
ứng suất hình chữ nhật và khối ứng suất phân bố đều '
0.85
c
f
+) Bỏ qua vùng bê tông chịu kéo
- Ta có giá trị các lực dẻo là
+) Lực dẻo trong bản mặt cầu: '
11
0.85 0.85 25 1500 220 7012500
s c s
P f A=   =    = (N)
( )
'
22
300 500 100
0.85 0.85 25 850000
2
s c s
P f A
+
=   =   = (N)
+) Lực dẻo bản cánh chịu nén: 300 300 25 2250000
c yc c
P F A=  =   = (N)
+) Lực dẻo bản cánh chịu kéo: 11
300 300 25 2250000
t yt t
P F A=  =   = (N)
22
300 400 25 3000000
t yt t
P F A=  =   = (N)
+) Lực dẻo trong bản bụng: 300 925 16 4440000
w yw w
P F A=  =   = (N)
Ta có: 1 2 1 2
1 2 1 2
w t t s s c
t t w c s s
P P P P P P
P P P P P P
+ +  + +

+ + +  +
 Trục trung hòa dẻo đi qua bản cánh trên
- Đặt khoảng cách trục trung hòa dẻo đến mép dưới bản cánh trên là x

21. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 20

Hình 7.1 Vị trí trục trung hòa dẻo đi qua bản cánh trên dầm thép có bản táp
- Ta có giá trị các lực dẻo là:
+) Lực dẻo trong bản mặt cầu: '
11
0.85 0.85 25 1500 220 7012500
s c s
P f A=   =    = (N)
( )
'
22
300 500 100
0.85 0.85 25 850000
2
s c s
P f A
+
=   =   = (N)
+) Lực dẻo bản cánh chịu nén trên: 11
300 300 (25 ) 2250000 90000
c yc c
P F A x x=  =   − = −
(N)
+) Lực dẻo bản cánh chịu kéo dưới: 22
300 300 90000
c yc c
P F A x x=  =   = (N)
+) Lực dẻo bản cánh chịu kéo: 11
300 300 25 2250000
t yt t
P F A=  =   = (N)
22
300 400 25 3000000
t yt t
P F A=  =   = (N)
+) Lực dẻo trong bản bụng: 300 925 16 4440000
w yw w
P F A=  =   = (N)
Ta có Lực kéo = Lực nén 1 2 2 1 2 1w t t c s s c
P P P P P P P + + + = + +
4440000 2250000 3000000 90000 7012500 850000 2 250000 90000
2.35( )
xx
x mm
 + + + = + + −
=

Hình 7.2. Biểu đồ ứng suất khi dầm đạt Mp
- Kiểm tra điều kiện: cp
w yc
2D E 2 0 200000
3.76 0 3.76 97.1
t F 16 300

  =  =
→ Thỏa mãn điều kiện
- Với bản bụng đặc chắc, ta kiểm tra độ mảnh bản cánh chịu nén theo công thức: f
f yc
bE
0.38
2t F


Với bf = 300 (mm), tf = 25 (mm), ta có: 300 200000
6 0.38 9.8
2 25 300
=  =

→ Kích thước bản cánh đã chọn đạt điều kiện về độ mảnh bản cánh chịu nén
7.2. Kiểm tra dầm theo TTGH cường độ
7.2.1. Kiểm tra sức kháng uốn
Xác định momen dẻo (Mp) cho tiết diện dầm có bản táp
- x = 2.35 (mm): khoảng cách từ TTH dẻo đến mép dưới của bản cánh trên
- Cánh tay đòn của từng phần với TTH dẻo là:
+) Phần bản bê tông (hình chữ nhật): ds1 = 22.65 + 100 + 110 = 232.65 (mm)
+) Phần bản bê tông (hình thang): ds2 = 54.17 + 22.65 = 76.82 (mm)

22. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 21
+) Phần bản cánh trên chịu nén: dc1 = 22.65/2 = 11.325 (mm)
+) Phần bản cánh trên chịu kéo: dc2 = 2.35/2 = 1.175 (mm)
+) Phần bản bụng chịu kéo: dw = 2.35 + 925/2 = 464.85 (mm)
+) Phần bản cánh dưới chịu kéo: dt1 = 2.35 + 925 + 25/2 = 939.85 (mm)
+) Phần bản táp chịu kéo: dt2 = 2.35 + 925 + 25 + 25/2 = 964.85 (mm)
Ta có momen dẻo Mp
p s1 s1 s 2 s 2 c1 c1 c 2 c 2 w w t1 t1 t 2 t 2
M P d P d P d P d P d P d P d=  +  +  +  +  +  + 
p
M 7012500 232.65 850000 76.82 2038500 11.325 21 1500 1.175
4440000 464.85 2250000 939.85 3000000 964.85
8793236150(N.mm) 8793(kN.m)
=  +  +  + 
+  +  + 
==
Xác định momen dẻo (Mp) cho tiết diện dầm không có bản táp
- Xác định vị trí trục trung hòa dẻo:
+) Lực dẻo trong bản mặt cầu: '
11
0.85 0.85 25 1500 220 7012500
s c s
P f A=   =    = (N)
( )
'
22
300 500 100
0.85 0.85 25 850000
2
s c s
P f A
+
=   =   = (N)
+) Lực dẻo bản cánh chịu nén: 300 300 25 2250000
c yc c
P F A=  =   = (N)
+) Lực dẻo bản cánh chịu kéo: 11
300 300 25 2250000
t yt t
P F A=  =   = (N)
+) Lực dẻo trong bản bụng: 300 925 16 4440000
w yw w
P F A=  =   = (N)
Ta có: 12
12
w t s s c
t w c s s
P P P P P
P P P P P
+  + +

+ +  +
 Trục trung hòa dẻo đi qua bản cánh trên
- Đặt khoảng cách trục trung hòa dẻo đến mép dưới bản cánh trên là x
- Ta có giá trị các lực dẻo là:
+) Lực dẻo trong bản mặt cầu: '
11
0.85 0.85 25 1500 220 7012500
s c s
P f A=   =    = (N)
( )
'
22
300 500 100
0.85 0.85 25 850000
2
s c s
P f A
+
=   =   = (N)
+) Lực dẻo bản cánh chịu nén trên: 11
300 300 (25 ) 2250000 90000
c yc c
P F A x x=  =   − = −
(N)
+) Lực dẻo bản cánh chịu kéo dưới: 22
300 300 90000
c yc c
P F A x x=  =   = (N)
+) Lực dẻo bản cánh chịu kéo: 11
300 300 25 2250000
t yt t
P F A=  =   = (N)
+) Lực dẻo trong bản bụng: 300 925 16 4440000
w yw w
P F A=  =   = (N)
Ta có Lực kéo = Lực nén 1 2 2 1 2 1w t t c s s c
P P P P P P P + + + = + +
4440000 2250000 90000 7012500 850000 2250000 9 0000
19( )
xx
x mm
 + + = + + −
=

Hình 7.3. Vị trí trục trung hòa dẻo đi qua bản cánh trên dầm thép không có bản táp


Hình 7.4. Biểu đồ ứng suất khi dầm đạt Mp

23. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 22

- Cánh tay đòn của từng phần với TTH dẻo là:
+) Phần bản bê tông (hình chữ nhật): ds1 = 6 + 100 + 110 = 216 (mm)
+) Phần bản bê tông (hình thang): ds2 = 54.17 + 6 = 60.17 (mm)
+) Phần bản cánh trên chịu nén: dc1 = 6/2 = 3 (mm)
+) Phần bản cánh trên chịu kéo: dc2 = 19/2 = 9.5 (mm)
+) Phần bản bụng chịu kéo: dw = 19 + 925/2 = 481.5 (mm)
+) Phần bản cánh dưới chịu kéo: dt1 = 19 + 925 + 25/2 = 956.5 (mm)
Ta có momen dẻo Mp
p s1 s1 s 2 s 2 c1 c1 c 2 c 2 w w t1 t1
M P d P d P d P d P d P d=  +  +  +  +  + 
p
M 7012500 216 850000 60.17 540000 3 1710000 9.5
2250000 481.5 3000000 956.5
5536584500(N.mm) 5536.6(kN.m)
=  +  +  + 
+  + 
==
KIỂM TRA DẦM THÉP
- Để kiểm tra sức kháng uốn TTGH cường độ, ta sử dụng nội lực dầm trong
- Điều kiện: u r n
M M M=
Trong đó:
+) 1= : Hệ số sức kháng
+) n
M : Sức kháng uốn danh định của mặt cắt liên hợp đặc chắc
- Xác định sức kháng uốn danh định Mn (Đ10.7.1.2 - TCVN 11823 - 6:2017)
+) TH1: Nếu 0.1
p t n p
D D M M → =
+) TH2: Nếu khác thì 1.07 0.7
p
np
t
D
MM
D

=−

Trong đó:
Dp: Khoảng cách từ đỉnh của bản bê tông tới trục trọng tâm của mặt cắt liên hợp xuất hiện
momen dẻo (mm), 220 100 (25 2.35) 342.65
p
D= + + − = (mm)
Dt: Tổng chiều cao của mặt cắt liên hợp (mm), Dt = 1320 (mm)
Mp: Momen dẻo của mặt cắt liên hợp xác định theo Điều D1 Phụ lục D (N.mm)
Ta có 342.65 0.1 0.1 1320 132 1.07 0.7
p
p t n p
t
D
D D M M
D

=  =  = → = − 

- Yêu cầu về tính dẻo (Đ10.7.3 – TCVN 11823 – 2017 – 06): Mặt cắt đặc chắc và không đặc
chắc phải thỏa mãn điều kiện:0.42
pt
DD
Trong đó:
+) Dp: Khoảng cách từ đỉnh của bản bê tông tới trục trọng tâm của mặt cắt liên hợp xuất hiện
momen dẻo (mm), 220 100 (25 2.35) 342.65
p
D= + + − = (mm)
+) Dt: Tổng chiều cao của mặt cắt liên hợp (mm), Dt = 1320 (mm)
Ta có 342.65 0.42 0.42 1320 554.4
pt
DD=  =  = → Đạt yêu cầu
- Ta xét tại mặt cắt L/2:
342.65
1.07 0.7 8793 1.07 0.7 7810.75
1320
p
np
t
D
MM
D
 
= − =  −  = 
 (kN.m)
Kiểm tra: 3252.9( . ) 1 7810.75 7810.75( . )
u r n
M kN m M M kN m =  = =  = → Đạt yêu cầu
Tiến hành kiểm tra tương tự với các vị trí còn lại ta được kết quả như Bảng 7.2.
- Tại các vị trí gối, L/8 và L/4 ta sử dụng đặc trưng hình học của dầm liên hợp không có bản
táp, còn vị trí 3L/8 và L/2 sử dụng đặc trưng hình học của tiết diện liên hợp có bản táp.
- Một số đặc trưng tại các vị trí dầm không có bản táp:
+) Mp = 5536.6 (kN.m)
+) Kiểm tra:326( ) 0.42 0.42 1295 543.9( )
pt
D mm D mm=  =  = → Đạt yêu cầu
Bảng 7.2. Bảng tổng hợp kiểm tra sức kháng uốn theo TTGH cường độ
Vị trí Gối L/8 L/4 3L/8 L/2
Mp (kN.m) 5536.6 5536.6 5536.6 8793 8793 rn
M M (kN.m)=
4948.5 4948.5 4948.5 7810.75 7810.75
Mu (kN.m) 0 1477.7 2499.8 3065.9 3252.9
Kiểm tra ĐẠT ĐẠT ĐẠT ĐẠT ĐẠT

24. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 23
7.2.2. Kiểm tra sức kháng cắt (Đ10.9 - TCVN 11823 - 6:2017)
- Để kiểm tra sức kháng cắt TTGH cường độ, ta sử dụng nội lực dầm trong
+ Điều kiện: u r n
V V V= (Đ10.9.1 TCVN 11823 - 6:2017)
Trong đó:
+)1= : Hệ số sức kháng cắt (Đ5.4.2 TCVN 11823 - 6:2017)
+) Vn: Sức kháng cắt danh định được quy định ở các Điều 10.9.2 và 10.9.3 lần lượt đối với bản
bụng không có sườn tăng cứng và có sườn tăng cứng (N)
+)Vu: Lực cắt trong bản bụng do tải trọng tính toán tại mặt cắt đang xét (N)
- Sức kháng cắt danh định của khoang bụng phía trong phải tính theo các quy định của Điều
10.9.1 TCVN 11823 - 6:2017, và với mặt cắt trong phạm vi khoang phải có cấu tạo thõa mãn: 2
2.5
w
fc fc ft ft
Dt
b t b t

+

Thì sức kháng được tính bằng: ()
2
0
0.87 1
1
np
C
V V C
d
D


−
=+


+



+) Trong đó: 0.58
p yw w
V F D t=   
Với:
d0: Khoảng cách giữa các sườn tăng cứng ngang (mm)
Vn: Sức kháng cắt danh định của khoang bản bụng (N)
Vp: Lực cắt dẻo (N)
C: Tỷ số của sức kháng ổn định chịu cắt với cường độ cắt chảy
Tỷ số C, phải được xác định như sau:
Nếu: 1.12
w yw
D Ek
tF
 thì C = 1
Nếu: 1.12 1.4
yw w yw
Ek D Ek
F t F
 thì 1.12
yw
w
Ek
C
DF
t
=
Nếu: 1.4
w yw
D Ek
tF
 thì 2
1.57
yw
w
Ek
C
F
D
t
=



Trong đó: k = Hệ số ổn định chịu cắt = 2
0
5
5
d
D
+




Nếu khác điều kiện trên, sức kháng cắt danh định phải được lấy như sau: ()
2
00
0.87 1
1
np
C
V V C
dd
DD


−
=+


++




- Sức kháng cắt của khoang bụng biên được tính như sau: Vn = Vcr = CVp
Trong đó: 0.58
p yw w
V F D t=   
Với:
C: Tỷ số của sức kháng ổn định oằn chịu cắt với cường độ cắt chảy xác định theo
phương trình như ở khoang bụng phía trong khi thích hợp
Vcr: Sức kháng cắt theo cường độ chảy hoặc sức kháng ổn định cắt (N)
Vp: Lực cắt dẻo (N)
- Kiểm tra tại vị trí L/2:
Ta có:2 975 16
2.08 2.5
25 300 25 300

=
 + 
Sức kháng được tính bằng: ()
2
0
0.87 1
1
np
C
V V C
d
D


−
=+


+



+) 0.58 300 975 16 2714400( ) 2714.4( )
p
V N kN=    = =
+) d0 = 1500 (mm)

25. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 24
+) 2
5
5 7.1125
1500
975
k= + =



+) Xác định tỷ số của sức kháng ổn định chịu cắt với cường độ cắt chảy C:
Ta có: 975 200000 7.1125
60.94 1.12 1.12 77.12
16 300
w yw
D Ek
tF

= =  = = , suy ra C = 1
Vậy: () ()
22
0
0.87 1 0.87 1 1
2714.4 1 2714.4( )
1500
11
975
np
C
V V C kN
d
D
 
 
−  − 
= + =  + =
 
    
++ 
 
 
+) Kiểm tra điều kiện: 137.3( ) 1 2714.4 2714.4( )
u r n
V kN V V kN =  = =  = → Đạt yêu cầu
Tiến hành kiểm tra với các vị trí còn lại ta được kết quả như Bảng 7.3:
Bảng 7.3. Bảng tổng hợp kiểm tra sức kháng cắt theo TTGH cường độ
Vị trí Gối L/8 L/4 3L/8 L/2 rn
V V (kN)=
2714.4 2714.4 2714.4 2714.4 2714.4
Vu (kN) 669.0 532.5 398.6 266.8 137.3
Kiểm tra ĐẠT ĐẠT ĐẠT ĐẠT ĐẠT

7.3. Kiểm tra dầm theo TTGH sử dụng
Đối với TTGH sử dụng, ta sử dụng nội lực dầm trong để tính toán
7.3.1. Xác định ứng suất và thể hiện biểu đồ ứng suất trong dầm do uốn
- Xác định tiết diện tại vị trí L/2, tiết diện chịu momen dương có hệ số tương ứng với các giai
đoạn chưa liên hợp, giai đoạn liên hợp dài hạn 3n và tiết diện liên hợp ngắn hạn n lần lượt là
MDC1 = 647.1 (kN.m), MDC2 = 220 (kN.m), MLL+IM = 1.33 x 1047.7 = 1393.441 (kN.m)
- Giai đoạn chưa liên hợp: Ứng suất tại mép trên, mép dưới dầm thép được tính như sau:
6
1647.1 10
62.85
10296537.7
t DC
t
M
f
S

= = = (MPa)
6
1647.1 10
39.66
16316379.5
d DC
d
M
f
S

= = = (MPa)
- Giai đoạn liên hợp dài hạn (3n): Ứng suất tại mép trên, mép dưới dầm thép và mép trên bản
bê tông được tính như sau: 6
2
3
3
220 10
6.1
36082474
t DC
n t
n
M
f
S

= = =
(MPa) 6
2
3
3
220 10
9.62
22875817
d DC
n d
n
M
f
S

= = =
(MPa)
6
2
3
3
1 1 220 10
0.254
24 24 36082474.23
b DC
n b
n
M
f
S

=  =  = (MPa)
với 10
3
1.4 10
36082474.23
388
b
n
S

== (mm
3
)
- Giai đoạn liên hợp ngắn hạn (n): Ứng suất tại mép trên, mép dưới dầm thép và mép trên bản
bê tông được tính như sau:
6
1393.441 10
11.92
116861435.7
t LL IM
n t
n
M
f
S
+

= = = (MPa)
6
1393.441 10
54.43
25600390
d LL IM
n d
n
M
f
S
+

= = = (MPa)
6
1 1 1393.441 10
1.5
8 8 116861435.7
b LL IM
n b
n
M
f
S
+

=  =  = (MPa)
với 10
2.1 10
116861435.7
179.7
b
n
S

== (mm
3
)

Hình 7.5. Biểu đồ ứng suất do uốn trong các giai đoạn và Biểu đồ ứng suất tổng cộng

26. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 25
7.3.2. Kiểm tra ứng suất tại biên trên và biên dưới dầm thép do tải trọng dài hạn
- Đối với 2 bản biên tiết diện liên hợp, ứng suất bản cánh trong uốn dương và uốn âm không
được vượt quá: 0.95
f b h y
f R R F   
Trong đó:
+) Rh: Hệ số lai được qui định ở Điều 6.10.4.3.1, với bản cánh đồng nhất Rh = 1
+) Rb: Hệ số truyền tải trọng được qui định ở Điều 6.10.4.3.2
+) Fy = 300 (Mpa): Cường độ chảy bản cánh
+) ff: Ứng suất tại biên bản cánh.
- Xác định Rb
+) Đối với bản cánh chịu nén:
Nếu dầm có sườn tăng cường dọc hoặc 2
c
b
wc
D E
tf
 thì Rb = 1
Nếu không thì: 2
1
1200 300
cr
bb
r w c
Da E
R
a t f


= − − 

+
 
Với: 2
cw
r
c
Dt
a
A

=
Trong đó:
b
 = 5.76 đối với các cấu kiện có diện tích bản cánh chịu nén bằng hoặc lớn hơn diện
tích bản cánh chịu kéo
b
 = 4.64 đối với các cấu kiện có diện tích bản cánh chịu nén bằng hoặc nhỏ hơn
diện tích bản cánh chịu kéo
c
f = Ứng suất trong bản cánh chịu nén đang xét do tác dụng của tải trọng tính toán
(MPa)
Ac = Diện tích của bản cánh chịu nén (mm
2
)
+) Đối với bản cánh chịu kéo, Rb = 1
Tính toán tại vị trí L/2: Ta tiến hành tính ứng suất lớn nhất của TTGH sử dụng cho dầm
trong do momen gây ra bởi tải trọng tĩnh tải không hệ số DC1, DW và hoạt tải có hệ số
1.33(LL+IM):
MDC1 = 647.1 (kN.m), MDC2 = 220 (kN.m), MLL+IM = 1.33 x 1047.7 = 1393.441 (kN.m)
- Kiểm tra ứng suất tại biên trên dầm thép (bản cánh chịu nén)
+) Kiểm tra điều kiện: 2
c
b
wc
D E
tf

Trong đó:
Dc = 613.1 – 25 = 588.1 (mm): Chiều cao bản bụng chịu nén khi chưa liên hợp BMC
tw = 16 (mm): Chiều dày bản bụng
c
f : Ứng suất bản cánh do tải trọng thiết kế gây ra
10296537.7
t
S= (mm
3
)
3
36082474
t
n
S= (mm
3
)
116861435.7
t
n
S= (mm
3
)
+) Ứng suất bản cánh tại biên trên dầm thép:
6 6 6
12
3
647.1 10 220 10 1393.441 10
80.87
10296537.7 36082474 116861435.7
DC DC LL IM
c t t t
nn
MM M
f
S S S
+
  
= + + = + + = (MPa)
+) Ta có: 2 2 588.1 200000
73.51 4.64 230.75
16 80.87
c
w
D
t

= =   = → Rb = 1
+) Kiểm tra điều kiện:
80.87( ) 0.95 0.95 1 1 300 285( )
f b h y
f MPa R R F MPa=     =    = → Đạt yêu cầu
- Kiểm tra ứng suất tại biên dưới dầm thép (bản cánh chịu kéo)
+) Đối với bản cánh chịu kéo ta có Rb = 1
16316379.5
t
S= (mm
3
)
3
22875817
d
n
S= (mm
3
)
25600390
d
n
S= (mm
3
)
+) Ứng suất bản cánh tại biên dưới dầm thép:
6 6 6
12
3
647.1 10 220 10 1393.441 10
103.7
16316379.5 22875817 25600390
DC DC LL IM
c t t t
nn
MM M
f
S S S
+
  
= + + = + + = (MPa)
+) Kiểm tra điều kiện:
103.7( ) 0.95 0.95 1 1 300 285( )
f b h y
f MPa R R F MPa=     =    = → Đạt yêu cầu
Tiến hành kiểm tra với các vị trí còn lại ta được kết quả như Bảng 7.4 và Bảng 7.5:
Bảng 7.4. Bảng tổng hợp kiểm tra ứng suất biên trên dầm thép

27. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 26
Vị trí
Giá trị
Gối L/8 L/4 3L/8 L/2
MDC1 (kN.m) 0 283.1 485.3 606.7 647.1
MDC2 (kN.m) 0 96.3 165.0 206.3 220.0
MLL+IM (kN.m) 0 492.7 823.6 992.5 1047.7 t
S
(mm
3
) 9108568.4 9108568.4 9108568.4 10296537.7 10296537.7 3
t
n
S
(mm
3
) 35238841 35238841 35238841 36082474 36082474 t
n
S
(mm
3
) 176870748.3 176870748.3 176870748.3 116861435.7 116861435.7
Rb 1 1 1 1 1
Rh 1 1 1 1 1 f
f
(MPa) 0 37.5 64.15 75.94 80.87 0.95
b h y
R R F
(MPa) 285 285 285 285 285
Kiểm tra Đạt Đạt Đạt Đạt Đạt

Bảng 7.5. Bảng tổng hợp kiểm tra ứng suất biên dưới dầm thép
Vị trí
Giá trị
Gối L/8 L/4 3L/8 L/2
MDC1 (kN.m) 0 283.1 485.3 606.7 647.1
MDC2 (kN.m) 0 96.3 165.0 206.3 220.0
MLL+IM (kN.m) 0 492.7 823.6 992.5 1047.7 d
S
(mm
3
) 9108568.4 9108568.4 9108568.4 16316379.5 16316379.5 3
d
n
S
(mm
3
) 12506948 12506948 12506948 22875817 22875817 d
n
S
(mm
3
) 14420410.4 14420410.4 14420410.4 25600390 25600390
Rb 1 1 1 1 1
Rh 1 1 1 1 1 f
f
(MPa) 0 84.2 139.5 97.8 103.7 0.95
b h y
R R F
(MPa) 285 285 285 285 285
Kiểm tra Đạt Đạt Đạt Đạt Đạt

7.3. Kiểm tra độ võng tiêu chuẩn và độ vồng ngược
- Kiểm tra độ võng tiêu chuẩn
+) Điều kiện độ võng tiêu chuẩn khi có hoạt tải sử dụng, theo AASHTO lấy như sau:

20400
25.5( )
800 800
tt
h
L
mm   = = =
Trong đó: Độ võng hoạt tải lấy trị số lớn hơn của độ võng của xe tải thiết kế và 25% độ võng
xe tải thiết kế cộng với độ võng tải trọng làn.
- Tính toán độ võng do hoạt tải
+) Để kiểm tra độ võng dầm chủ, ta xếp tải lên tất cả các làn
+) - Các làn đều được chất tải và các dầm đở làn đều võng và giả thiết là các dầm đều võng
như nhau.Khi đó hệ số phân bố độ võng có thể lấy bằng số làn chia cho số dầm: g = 2/10 = 0.2. Do
đó khi tính toán độ võng, các giá trị momen gây ra do hoạt tải cần được nhân với hệ số mg = 1.0 x
0.2 = 0.2
-Xét trường hợp xe tải đơn thiết kế:

Hình 7.5. Sơ đồ bố trí sắp xếp xe tải để có độ võng lớn nhất
- Độ võng tại điểm x bất kì do tải trọng có thể tìm trong ASCI 1986 x
P
L
ba

Hình 7.6. Nguyên tắc chung đặt lực tập trung

28. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 27
+) Khi xa : x
 =( )
2 2 2
6
mg P b x
L b x
E I L
  
 − −
  
+) Khi a x L : x
 =( )
()
3
2 2 2
66
mg P x amg P b x
L b x
E I L E I
  −  
 − − +
    
+) Độ võng lớn nhất khi P đặt giữa nhịp CL

=3
2
48
PL
EI CLTr

=1P +2
P +3
P
+) Độ võng do tải trọng P2 gây ra là:
3 39
2
2 5 10
0.2 145 20.4 10
0.002
48 48 2 10 1.4 10
P
mg P L
EI
   
 = = =
      (mm)
+) Độ võng của dầm do tải trọng P1 và P3 gây ra là: ( )
( )
3
1215
2 2 2
1 5 10 3 5 10
0.2 145 10.2 5.9 100.2 145 14.5 10.2 10
20.4 14.5 10.2 1.41( )
6 2 10 1.4 10 20.4 10 6 2 10 1.4 10
P
mm
  −    
  − − + =
         
1
3
351.41 35
0.34( )
145 145
P
P
f
mm
 
 = = =

Vậy tổng độ võng do hoạt tải và xe tải đơn thiết kế là: 0.002 + 1.410+0.34 =1.752 (mm)
+Độ võng của dầm do 25% xe tải thiết kế và tải trọng làn thiết kế là:
.25% xe tải thiết kế: = 1.752 x 0.25=0,438 (mm)
+) Độ võng do tải trọng làn thiết kế:

Hình 7.7. Sơ đồ tải trọng làn của dầm 4 4 12
5 10
5 5 0.2 9.3 20.4 10
1.5
384 384 2 10 1.4 10
lane
lane
mg q L
EI
   
 =  =  =
   
(mm)
Kiểm tra điều kiện: ( )
33
max ;0.25 1.938( ) 25.5( )
h T T lane
mm mm =   +  =  → Đạt điều kiện
- Thiết kế độ vồng ngược cho dầm:
+)Độ võng dầm thép khi chịu tĩnh tải giai đoạn I
Dầm trong: DC1 = 12.44 (kN/m)
44
5
5 5 12.44 20400
22.22
384 384 2 10 6312807245
lane
qL
EI
   
 = = =
     (mm)
Dầm biên: DC1 = 12.3 (kN/m)
44
5
5 5 12.3 20400
21.97
384 384 2 10 6312807245
lane
qL
EI
   
 = = =
     (mm)
+) Độ võng dầm thép khi chịu tĩnh tải giai đoạn II
Dầm trong: DC2 = DW = 4.23 (kN/m)
44
5 10
5 5 4.23 20400
3.41
384 384 2 10 1.4 10
lane
qL
EI
   
 = = =
      (mm)
Dầm biên: DC2 = DW + DClancan = 4.23 + 12.1 = 16.33 (kN/m)
44
5 10
5 5 16.33 20400
13.15
384 384 2 10 1.4 10
lane
qL
EI
   
 = = =
      (mm)
+) Tổng độ võng tĩnh tải của dầm trong: 22.22 3.41 25.63
T
 = + = (mm)
+) Tổng độ võng tĩnh tải của dầm biên: 21.97 13.15 35.12
T
 = + = (mm)
+) Vậy độ vồng ngược cần chế tạo cho tất cả các dầm là
( )max ; 0.5 35.12 0.5 1.938 36.089
v T B h
 =   +  = +  = (mm), Chọn 37( )
V
mm=
7.4. Kiểm tra dầm theo TTGH mỏi
Để kiểm tra TTGH mỏi ta sử dụng nội lực dầm trong
7.4.1. Kiểm tra mỏi do tải trọng gây ra

- Sức kháng mỏi danh định được lấy như sau:
() ()
1
31
2
n TH
A
FF
N

 =  


Với:
()
11
11
33
6
82 10
32.1
248.2 10
n
A
F
N

 = = = 
  (MPa)
Trong đó:
A = 82 x 10
11
(MPa
3
): Hệ số vật liệu (Đ6.1.2.5 – Bảng 5 TCVN11823-03:2017)
N = 248.2 (Chu kì): Số chu kỳ lặp lại của ứng suất

29. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 28
()
11
165 82.5
22
TH
F =  = (MPa)
Với: ()
TH
F = 165 (MPa): Ngưỡng ứng suất mỏi vật liệu sẽ có tuổi thọ mỏi tiến tới 
Vì ()() ()82.5( )
n TH n
F F F MPa   →  =
- Ứng suất lớn nhất do tải trọng mỏi: được giả thiết bằng 2 lần biên độ ứng suất lớn nhất gây
ra do hoạt tải mỏi đi qua. Biên độ ứng suất không cần nhân 2 vì sức kháng mỏi đã chia cho 2
+) Tại L/2 của Dầm trong:
Mmỏi = 386.5 (kN.m)
d
n
S = 25600390 (mm
3
)
Ứng suất mỏi lớn nhất:6
386.5 10
15.1
25600390
moi
d
n
M
f
S

= = = (MPa)
Kiểm tra điều kiện ta có: ()15.1( ) 82.5( )
n
f MPa F MPa=   = → Đạt điều kiện
7.4.2. Sức kháng mỏi do cong vênh gây ra

- Mỏi do bản bụng chịu uốn:
Nếu: 2
5.70
c
w yw
D E
tF

 thì cf yw
fF=
Nếu không thì: 2
3.25
2
w
cf
c
t
fE
D

   


Trong đó:
+)cf
f : Ứng suất nén đàn hồi lớn nhất trong cánh khi chịu uốn do tác dụng của tải trọng dài
hạn chưa nhân hệ số và của tải trọng mỏi theo quy định ở Đ6.10.6.2 được lấy bằng ứng suất lớn
nhất ở bản bụng (MPa)
+) Fyw: Cường độ chảy nhỏ nhất quy định của bản bụng
+) Dc: Chiều cao của bản bụng chịu nén trong phạm vi đài hồi, tính như sau:
DC DW LL IM
cf
DC DW LL IM
nct ltt stt
f f F
Dt
ff f
y y y
+
+
++
=−
++
Trong đó:
+) tf = 25 (mm): Chiều dày bản cánh chịu nén
+) tw = 16 (mm): Chiều dày bản bụng
+)i
i top
i
M
f
S
= : Ứng suất tại biên trên dầm thép
+) MLL+IM = 2 x Mmoi = 2 x 386.5 = 773 (kN.m)
Ta có bảng tổng hợp các giá trị như Bảng 7.6
Bảng 7.6. Bảng tổng hợp các giá trị tính sức kháng mỏi do cong vênh
MDC
(kN.m)
647.1 St
(mm
3
)
10296537.7
yt
(mm)
613.1
fDC
(MPa)
62.8
MDW
(kN.m)
220 St
3n
(mm
3
)

36082474
yt
3n
(mm)

388
fDW
(MPa)
6.1
MLL+IM
(kN.m)
1047.7 St
n
(mm
3
)

116861435.7
yt
n

(mm)

179.7
fLL+IM
(MPa)
9

62.8 6.1 9
25 438
62.8 6.1 9
613.1 388 179.7
c
D
++
 = − =
++ (mm)
2 438 200000
54.75 5.70 147.2 300
16 300
cf y
fF

 =   = → = = (MPa)
+) Tổng ứng suất lớn nhất gây ra bởi TTGH mỏi trong bản bụng dầm thép
62.8 6.1 9 77.9
DC DW LL IM
f f f f
+
= + + = + + = (MPa)
+) Kiểm tra điều kiện: 77.9( ) 300( )
cf
f MPa f MPa=  = → Đạt điều kiện
- Mỏi do bản bụng chịu cắt:
+) Ứng suất cắt lớn nhất trong bản bụng phải thỏa mãn điều kiện sau: 0.58
cf yw
V C F  


Trong đó:
Vcf : Ứng suất cắt đàn hồi lớn nhất trong bản bụng do tác dụng của tải trọng dài hạn tiêu chuẩn
và của tải trọng mỏi.
+) C: Tỷ số ứng lực oằn do cắt với cường độ chảy do cắt

30. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 29
+) Fyw: Cường độ chảy nhỏ nhất được quy định của bản bụng
Tỷ số C, phải được xác định như sau:
Nếu: 1.12
w yw
D Ek
tF
 thì C = 1
Nếu: 1.12 1.4
yw w yw
Ek D Ek
F t F
 thì 1.12
yw
w
Ek
C
DF
t
=
Nếu: 1.4
w yw
D Ek
tF
 thì 2
1.57
yw
w
Ek
C
F
D
t
=



Trong đó: k = Hệ số ổn định chịu cắt = 22
0
55
5 5 5.74
2400
925
d
D
+ = + =
   


Với d0 = 2400 (mm): Khoảng cách giữa các dầm ngang; D = 925 (mm): Chiều cao bản bụng
+) Tính ứng suất cắt lớn nhất: ( )
3
1
95.2 32.4 233.1 10
40.12
925 16
DC DW LL IM
cf
w
V V V
V
Dt
+
+ + ++
= = =
 (MPa)
Trong đó:
VDC1 = 95.2 (kN); VDW = 32.4 (kN); VLL+IM = 2Vmoi = 2 x 233.1 = 466.2 (kN)
D = 925 (mm): Chiều cao bản bụng; tw = 16 (mm): Chiều dày bản bụng
Vì 925 200000 5.74
57.8 1.12 1.12 69.3 1
16 300
w yw
D E k
C
tF

= =   =  = → =
+) Kiểm tra điều kiện ta có: 40.12( ) 0.58 1 300 174( )MPa MPa   = → Đạt





CHƯƠNG 8: TÍNH TOÁN BỐ TRÍ NEO CHỐNG CẮT

- Trong các mặt cắt liên hợp, phải làm neo chữ U hoặc neo đinh chống cắt ở mặt tiếp xúc giữa
bản mặt cầu bê tông và mặt cắt thép để chịu lực cắt ở mặt tiếp xúc.
- Ở cấu kiện nhịp giản đơn phải làm neo chống cắt suốt chiều dài nhịp.
- Cần xét hai TTGH khi xác định sức kháng của neo hình nấm: Mỏi và cường độ.
8.1. Thiết kế neo theo trạng thái giới hạn mỏi
- Chọn kích thước neo
+) Chiều cao neo h = 180 (mm)
+) Đường kính neo d = 22 (mm)
+) Điều kiện: 4
h
d
 , ta có 180
8.2 4
22
h
d
= =  → Đạt
- Neo phải chôn sâu tối thiểu 50 (mm) vào bản mặt cầu. Chiều cao bản vút là 100 (mm), ta có
chiều sâu neo nằm trong bản mặt cầu hlk = 180 – 100 = 80 (mm) > 50 (mm) → Đạt

Hình 8.1. Chi tiết neo chống cắt
- Xác định khoảng cách ngang: Khoảng cách ngang nhỏ nhất từ tim neo đến tim neo không
được nhỏ hơn 4 lần đường kính thân neo và khoảng cách tĩnh giữa mép bản cánh trên và mép neo
gần nhất là 25 (mm)
+) Chọn bố trí 3 neo chống cắt trên một mặt cắt ngang:
+) Khoảng cách giữa 2 tim neo là 100 (mm) > 4d = 88 (mm).
+) Khoảng cách giữa mép neo gần mép bản cánh nhất đến mép bản cánh là 50 (mm) > 25(mm)

- Xác định biên độ lực cắt Vsr:

31. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 30
+) Biên độ lực cắt được tính để tìm sự khác biệt của lực cắt dương và lực cắt âm tại điểm do xe
tải 3 trục (khoảng cách 2 trục sau là 9 m) gây ra, nhân với hệ số xung kích mỏi 1.15 và hệ số phân
bố ngang lớn nhất không có hệ số làn xe và nhân với hệ số tải trọng do TTGH mỏi.
+) Vì tổ hợp nội lực TTGH mỏi là tổ hợp tải trọng không hệ số nên khi tính toán tổ hợp tải
trọng, ta phải chia cho hệ số làn tương ứng với hệ số phân bố ngang của số làn xe sử dụng (ở đây
sử dụng hệ số PBN 2 làn xe nên ta chia cho 1).
+) Để xác định lực cắt âm, ta chất tải về phía sơ đồ đường ảnh hưởng lực cắt âm sao cho lớn
nhất.
- Tính toán tại mặt cắt gối

Hình 8.2. Sơ đồ đường ảnh hưởng do xe 3 trục tác dụng tại mặt cắt gối
4300 7100 7100
V 145 1 145 35 238.21
20400 20400
+ +
=  +  +  = (kN)
V0
−
= (kN)
- Tính toán tại mặt cắt L/8

Hình 8.3. Sơ đồ đường ảnh hưởng do xe 3 trục tác dụng tại mặt cắt L/8

4300 4550 4550
V 145 0.875 145 0.875 35 0.875 197.6
17850 17850
+ +
=  +   +   = (kN)
( )V 145 0.125 18.125
−
=  − = − (kN)
- Tính toán tại mặt cắt L/4

Hình 8.4. Sơ đồ đường ảnh hưởng do xe 3 trục tác dụng tại mặt cắt L/4
4300 2000 2000
V 145 0.75 145 0.75 35 0.75 157
15300 17850
+ +
=  +   +   = (kN)
( )V 145 0.25 36.25
−
=  − = − (kN)
- Tính toán tại mặt cắt 3L/8

Hình 8.5. Sơ đồ đường ảnh hưởng do xe 3 trục tác dụng tại mặt cắt 3L/8
3750
V 145 0.625 145 0.625 117.28
12750
+
=  +   = (kN)
( )V 145 0.375 54.375
−
=  − = − (kN)
- Tính toán tại mặt cắt L/2

32. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 31

Hình 8.6. Sơ đồ đường ảnh hưởng do xe 3 trục tác dụng tại mặt cắt L/2
1200
V 145 0.5 145 0.5 81
10200
+
=  +   = (kN)
()V 145 0.5 72.5
−
=  − = − (kN)
( )
sr max min
mg
V 0.75 1.15 V V
1
 =    −
Bảng 8.1. Bảng tổng hợp giá trị lực cắt Vsr
Mặt cắt
Giá trị
Gối L/8 L/4 3L/8 L/2
mg 0.597 0.597 0.597 0.597 0.597
V
+
(kN) 238.21 197.6 157 117.28 81
V
-
(kN) 0 -18.125 -36.25 -54.375 -72.5
Vsr (kN) 122.7 111.1 99.5 88.4 79

- Xác định bước neo
+) Bước neo của neo đinh chống cắt phải được xác định để thỏa mãn TTGH mỏi.
+) Bước từ tim neo đến tim neo không được lớn hơn 600 (mm) và không được nhỏ hơn 6 lần
đường kính thân neo (6d = 132 mm)
+) Bước neo của neo đinh chống cắt không được nhỏ hơn: r
sr
n Z I
P
VQ



Trong đó:
+) n = 3: Số lượng neo trong một mặt cắt ngang (mm), h
r
V
n
Q
=
+) I: Momen quán tính mặt cắt liên hợp ngắn hạn (mm
4
)
Không có bản táp: I = 1.3 x 10
10
(mm
4
);
Có bản táp: I = 2.1 x 10
10
(mm
4
)
+) Zr: Sức kháng mỏi chịu cắt của một neo chống cắt riêng lẻ theo quy định trong Điều
10.7.4.2 (N), theo Điều 10.10.2 – TCVN 11823-6: 2017, đối với loại neo đinh ta có:
Khi lưu lượng xe tải bình quân một ngày trên một làn (ADTT)SL trong thời gian tuổi
thọ thiết kế nhiều hơn hoặc bằng 960 xe tải ngày đêm thì dùng tổ hợp tải trọng mỏi I để tính và sức
kháng cắt mỏi vô hạn được xác định như sau: 2
r
Z 38d=
Nếu không như trên thì dùng tổ hợp tải trọng mỏi II để tính và sức kháng cắt mỏi
hữu hạn được xác định như sau: 2
r
Zd= (N),
với 238 29.5LogN = − và 19
( )
6
SL
N 365 75 n ADTT 365 75 1 6800 186.15 10=    =    =  (chu kì)
( )
6
238 29.5 Log 186.15 10 5.96  = −   = − , suy ra ta lấy19=
2
r
Z 19 22 9196 =  = (N) = 9.196 (kN)
+) Vsr: Biên độ lực cắt ngang mỏi cho mối đơn vị độ dài (N/mm)
+) Q: Momen tĩnh của diện tích quy đổi ngắn hạn của bản bê tông đối với trục trung hòa
của mặt cắt liên hợp ngắn hạn (n) (mm
3
)
Không có bản táp: 370000
Q 266.7 12334875
8
=  = (mm
3
)
Có bản táp: 370000
Q 372.9 17246625
8
=  = (mm
3
)
Bảng 8.2. Bảng tổng hợp bước neo tại các mặt cắt
Vị trí Gối L/8 L/4 3L/8 L/2
n 3 3 3 3 3
I (mm
4
) 1.3 x 10
10
1.3 x 10
10
1.3 x 10
10
2.1 x 10
10
2.1 x 10
10

Zr (kN) 9.196 9.196 9.196 9.196 9.196
Q (mm
3
) 12334875 12334875 12334875 17246625 17246625
Vsr (kN) 122.7 111.1 99.5 88.4 79

33. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 32
P(mm) 236.97 261.71 292.22 380 425.21

- Vậy ta chọn:
+) Khoảng cách neo: 132 < p = 200 (mm) < 600
+) Số neo cần thiết tính theo TTGH mỏi là 20400
n 3 306
200
=  = (neo)
8.2. Thiết kế neo theo trạng thái giới hạn cường độ
- Số lượng neo chống cắt tính theo TTGH cường độ, bố trí giữa mặt cắt có momen dương lớn
nhất và điểm có momen bằng không không được nhỏ hơn:
- Sức kháng cắt tính toán Qr
+) Sức kháng cắt tính toán của một neo chống cắt phải được tính như sau: r sc n
QQ=  

Trong đó:
+) n
Q : Sức kháng cắt danh định của một neo chống cắt đơn theo quy định trong
Điều 10.10.4.3 (N)
+) sc
0.85= : Hệ số sức kháng đối với neo chống cắt theo quy định trong Điều 5.4.2
+) Sức kháng cắt danh định của một neo đinh chịu cắt được ngàm trong bản bê tông
phải được lấy như sau: '
0.5
n sc c c sc u
Q A f E A F=     
Trong đó:
2
22
380.13
4
sc
A

== (mm
2
) : Diện tích mặt cắt ngang một neo chống cắt
'
c
f = 25 (MPa): Cường độ chịu nén bê tông ở 28 ngày tuổi
2'
3
0.0017 31068
c c c
Ef =   = (MPa): Mô đun đàn hồi của bê tông
Fu = 450 (MPa): Cường độ chịu kéo nhỏ nhất của neo 0.5 380.13 25 31068 167505.4( ) 380.13 450 17105 8.5( )
n sc u
Q N A F N =    =   =  =
r
Q 0.85 171058.5 145399.73 =  =
(N) = 145.4 (kN)
- Xác định lực cắt ngang danh định: Sức kháng cắt ngang danh định phải được lấy nhỏ hơn
giá trị của '
0.85 0.85 25 1500 220 7012500
h c s
V f b t=    =    = (N) = 7012.5 (kN) và 39800 300 11940000
h s y
V A F=  =  =
(N) = 11940 (kN)
Trong đó:
+) '
25( )
c
f MPa= : Cường độ chịu nén của bê tông ở 28 ngày tuổi
+) b = 1500 (mm): Bề rộng hữu hiệu bản cánh bê tông
+) ts = 200 (mm): Chiều dày bản cánh
+) As = 39800 (mm
2
): Diện tích mặt cắt ngang dầm thép
 Lấy 7012.5
h
V= (kN)
- Số lượng neo chống cắt: Số lượng neo chống cắt cần thiết theo TTGH cường độ là:
7012.5
48.2
145.4
h
r
V
n
Q
= = = (neo)
+) Ta chọn n = 49 (neo)
+) Vậy sau khi ta thiết kế theo 2 trạng thái giới hạn, ta chọn số lượng neo là n = 306 (neo),
đường kính neo d = 22 (mm) khoảng cách neo theo phương dọc cầu pd = 200 (mm), khoảng cách
theo phương ngang cầu là 100 (mm)

34. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 33

Hình 8.7. Sơ đồ bố trí neo chống cắt theo phương ngang cầu


Hình 8.8. Sơ đồ bố trí neo chống cắt theo phương dọc cầu

CHƯƠNG 9: THIẾT KẾ SƯỜN TĂNG CỨNG

9.1. Thiết kế sườn tăng cứng tại gối
- Theo Điều 10.11 – TCVN 11823 – 06: 2017
+) Các sườn tăng cứng phải được bố trí ở bản bụng của các dầm tổ hợp ở tất cả các vị trí gối.
+) Các sườn tăng cứng phải bao gồm một hoặc nhiều thép bản hoặc thép góc được liết kết bằng
hàn hoặc bắt bulông vào hai bên của bản bụng. Các mối nối vào bản bụng được thiết kế để truyền
toàn bộ lực gối do các tải trọng tính toán.
+) Các sườn tăng cứng phải được kéo dài trên toàn bộ chiều cao bản bụng và càng khít càng
tốt, tới các mép ngoài của các bản cánh.
+) Mỗi sườn tăng cứng phải được mài để lắp tựa khít đỡ bản cánh thông qua đó nó nhận được
tải trọng, hoặc được gắn vào bản cánh thông qua đường hàn rãnh ngấu hoàn toàn.
+) Diện tích tựa có hiệu nhỏ hơn tiết diện nguyên của sườn tăng cứng vì đầu của sườn tăng
cứng phải vát chéo để không cho mủ hàn lọt vào góc giữa bản biên và vách.
+) Khi chịu sức kháng nén, bản bụng dầm cũng tham gia chịu nén cùng với sườn tăng cứng với
chiều rộng không lớn hơn 9tw về mỗi phía.
- Thiết kế theo kích thước sơ bộ:

35. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 34

Hình 9.1. Kích thước sơ bộ sườn tăng cứng
- Chiều rộng nhô ra của sườn tăng cứng phải thỏa mãn: 200000
0.48 0.48 14 161.8
345
tp
ys
E
bt
F
   =   =
(mm), chọn bt = 142 (mm)
Trong đó:
+) ts: Chiều dày của sườn tăng cứng (mm), chọn ts = 14 (mm)
+) Fys = 250 (MPa): Cường độ chảy nhỏ nhất quy định của sườn tăng cứng
- Sức kháng tựa của sườn tăng cường gối (Đ10.11.2.3–TCVN11823–06:2017): Sức kháng tựa
tính toán cho sườn tăng cường gối được lắp khít, phải được tính như sau: () ()
sb b sbtn
RR=

Trong đó:
+) (Rsb)n: Sức kháng tựa danh định sườn tăng cứng gối được lắp khít (N),
(Rsb)n = 1.4 Apn Fys
+) 1
b
= được quy định ở Điều 5.4.2 11823-06:2017
+) Apn: diện tích của phần nhô ra của sườn tăng cứng phía ngoài của gờ đường hàn giữa bản
bụng và bản cánh nhưng không nằm ngoài mép của bán cánh (mm
2
)
+) Fys: cường độ chảy nhỏ nhất quy định của sườn tăng cứng (MPa)
+) Lấy (Rsb)n = Vu = 669000 (N), ta có (Rsb)n = 1.4 Apn 345 = 669000 (N)
669000
1385.1
1.4 345
pn
A = =
 (mm
2
)
+) Tính số cặp sườn tăng cứng: 1385.1
0.35
2 2 142 14
pn
tp
A
n
bt
= = =
    (cặp), chọn n = 1 (cặp)
- Kiểm tra tỷ số độ mảnh giới hạn:
Đối với các bộ phận liên kết: 140
KL
r


Trong đó:
+) K = 0.75 (mm): hệ số chiều dài hiệu dụng
+) L = 925 (mm): chiều dài không giằng
+) r: bán kính hồi chuyển (mm), với I
r
A
=
Trong đó:
I: Momen quán tính đối với trục trọng tâm của vách (mm
4
)
33
22 14 142 400 16
2 14 142 150 96277538.67
12 12
I
     
= +    + =   
    (mm
4
)
A: Diện tích chịu nén (mm
2
), 142 14 2 2 200 16 10376A=   +   = (mm
2
)
96277538.67
96.3
10376
r = = (mm)
0.75 925
7.2 140
96.3
KL
r

 = =  → Đạt điều kiện
- Kiểm tra sức kháng nén dọc trục sườn tăng cứng gối (Đ10.11.2.4–TCVN 11823-06:2017)
+) Sức kháng tính toán của cấu kiện chịu nén (Pr) (Đ9.2.1-TCVN11823-06:2017) được tính
như sau: r c n
PP=

36. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 35
Trong đó:
Pn: Sức kháng nén danh định (quy định ở Đ9.5.1-TCVN11823-06:2017 cho cấu kiện
liên hợp)
c
 = 0.9: Hệ số sức kháng nén được quy định ở Đ5.4.2-TCVN11823-06:2017
+) Theo Đ9.5.1-TCVN11823-06:2017 cột có mặt cắt liên hợp phải được tính như sau:
Nếu 2.25 thì 0.66
n e s
P F A

=  
Nếu 2.25 thì 0.88
es
n
FA
P
l

=
Với:
2
e
e
FKL
rE



=


'
12
rr
e y y c
ss
AA
F F C F C f
AA
   
= +   +     
   
3
1
c
e
s
CA
EE
nA
 
=  +  

As = 29800 (mm
2
): Diện tích mặt cắt ngang dầm thép
Ac = 370000 (mm
2
): Diện tích mặt cắt ngang bản bê tông
Fy = 300 (MPa): Cường độ chảy của thép
n = 8: Tỉ số modul đàn hồi của thép và bê tông
C1 = 0.7, C2 = 0.6, C3 = 0.2: hằng số liên hợp cột
Các giá trị Fyr = 0; Ar = 0: cường độ chịu kéo và diện tích mặt cắt ngang cốt thép dọc (ở đây
ta không có cốt thép dọc).
ey
F F 300(MPa)→ = =
3 0.2 370000
1 200000 1 262080.5
8 29800
c
e
s
CA
EE
nA
      
 =  +  =  +  =      
     (MPa)
Ta có: 22
7.2 300
0.006 2.25
262080.5
e
e
FKL
rE


   
=  =  =  →
   
    Tính Pn theo TH1
0.006
0.66 0.66 300 29800 8917739.5
n e s
P F A

 =   =   = (N) = 8917.74 (kN)
0.9 8917.74 8025.97
r c n
PP =  =  = (kN)
+) Kiểm tra điều kiện, ta có: Vu = 669 (kN) < Pr = 8025.97 (kN) → Đạt điều kiện
9.2. Thiết kế sườn tăng cứng trung gian
- Chọn sườn tăng cứng trung gian như sườn tăng cứng ở gối và kiểm toán lại.
- Theo Đ10.11.1.2-TCVN11823-06:2017, chiều rộng (bt) của phần nhô ra của mỗi sườn tăng
cứng phải thỏa mãn các điều kiện: 50
30
t
D
b+ (1) và 16 0.25
p t f
t b b    (2)
+) Xét điều kiện (1):
975
50 50 82.5
30 30
t
D
b + = + = (mm), ta có bt = 142 (mm) → Đạt điều kiện
+) Xét điều kiện (2):
16 16 14 224 142 0.25 0.25 300 75
p t f
t b b =  =  =   =  = → Đạt điều kiện
- Tính momen quán tính (Đ10.11.1.3-TCVN11823-06:2017)
+) Momen quán tính sườn tăng cứng ngang phải lấy bằng giá trị nhỏ hơn trong các giới hạn
sau: It ≥ It1 và It ≥ It2
Trong đó:
3
t1 w
I b t J=  
1.5
4 1.3
ywt
t2
FD
I
40 E

= 

Với:
It1: Momen quán tính tối thiểu của sườn tăng cứng ngang cần thiết để phát huy toàn
bộ sức kháng ổn định chịu cắt của bản bụng (mm
4
)
It2: Momen quán tính tối thiểu của sườn tăng cứng ngang cần thiết để phát huy toàn
bộ sức kháng cắt sau mất ổn định oằn do tác động của trường – kéo - chéo (mm
4
)

37. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 36
It: Momen quán tính của sườn tăng cứng ngang quanh mép tiếp xúc với bản bụng đối
với các sườn đơn (một bên bản bụng) và quanh trục giữa chiều dày của bản bụng đối với các sườn
kép (hàn cả hai bên bản bụng) (mm
4
)
b: Giá trị nhỏ hơn giữa d0 và D (mm)
d0: Giá trị nhỏ hơn của bề rộng khoang bụng liền kề (mm)
J: Thông số độ cứng chống uốn của sườn tăng cứng
t
 : Giá trị lớn hơn giữa Fyw/Fcrs và 1.0
Fcrs: Ứng suất ổn định cục bộ cho sườn tăng cứng (MPa)
Ta có: b = min (do, D) = min (2400,925) = 925 (mm) 22
0
2.5 2.5
2 2 1.63 0.5
2400
925
J
d
D
= − = − = − 
   


, lấy J = 0.5 22
0.31 0.31 200000
602.7( ) 345( )
142
14
crs ys crs ys
t
p
E
F F F MPa F MPa
b
t

=   = =  =
   

 

max ,1 1
yw
t
crs
F
F


==

, do Fcrs > Fy 33
t1 w
I b t J 925 16 0.5 1894400=   =   =
(mm
4
) 1.5 1.5
4 1.3 4 1.3
ywt
t2
FD 925 1 345
I 1311265.4
40 E 40 200000
  
=  =  = 

(mm
4
)
Max (It1, It2) = 1894400 (mm
4
) 3
24
t t1
14 142
I 2 2 14 142 150 96141005.33(mm ) I
12

=  +    =  →
Đạt điều kiện
+) Diện tích sườn tăng cứng phải thỏa mãn ()
2
0.15 1 18
ywu
s w w
r crs
FV
A B D t C t
VF

     −  −  

 
()
2 2 2 669 345
3976( ) 0.15 1 925 16 1 1 18 16 4608( )
2714.4 345
s
A mm mm
   
 =      −  −   = − →
   
   
Đạt
Với: 2 142 14 3976
s
A=   = (mm
2
): Tổng diện tích ngang của sườn tăng cứng









CHƯƠNG 10: THIẾT KẾ MỐI NỐI

10.1. Thiết kế liên kết bản cánh và bụng dầm
- Việc liên kết bản cánh dầm và bụng dầm là nhờ có đường hàn nằm ngang đi dọc theo
chiều dài dầm. Các đường hàn này giúp cánh và bụng dầm làm việc như 1 thể thống nhất.
- Các đường hàn này phải được thiết kế để chịu được lực cắt lớn nhất do tải trọng tính toán
có hệ số và lực tập trung nếu có theo phương dọc cầu.
10.1.1. Xác định sức kháng cắt của đường hàn
- Đối với đường hàn góc, sức kháng cắt phải lấy giá trị nhỏ hơn của sức kháng cắt tính toán
của vật liệu liên kết và sức kháng cắt tính toán của kim loại hàn.
- Sức kháng cắt tính toán của vật liệu liên kết:
'
0.58 0.58 1 300 174
r v s y s s
R A F A A=    =    =  (N)
Trong đó:

38. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 37
+) v
1= : hệ số sức kháng cắt đối với vật liệu qui định tại Đ5.4.2-TCVN11823-
06:2017
+) As: diện tích nguyên của cấu kiện liên kết.
+) Fy = 300 (MPa): Cường độ chảy nhỏ nhất của vật liệu.
- Sức kháng cắt tính toán của vật liệu trên một đơn vị diện tích:
'
174
174
sr
r
ss
AR
R
AA

= = = (MPa)
- Sức kháng cắt tính toán của kim loại hàn:
2
0.6 0.6 0.8 300 144
r exx
RF =   =   = (MPa)
Trong đó:
+)2
0.8= : Hệ số sức kháng cắt đối với kim loại hàn qui định tại Đ5.4.2-
TCVN11823-06:2017
+) Fy = 300 (MPa): Cường độ chảy nhỏ nhất của kim loại hàn.
Vậy sức kháng cắt tính toán của đường hàn là: R0 = 144 (MPa).
10.1.2. Xác định chiều cao đường hàn
- Xác định lực gây trượt có xét đến hệ số, công thức tính lực gây trượt do tải trọng gây ra:
3
12
03
nn
DC c DC c LL IM c
nn
V S V S V S
T
I I I
+
  
= + + (kN/m)
Trong đó:
+) DC1
V : Lực cắt do tĩnh tải giai đoạn I, với 1
0.95 1.25 95.2 113.05
DC
V=   = (kN)
+) DC2
V : Lực cắt do tĩnh tải giai đoạn II, với 1
0.95 1.5 32.4 46.17
DC
V=   = (kN)
+) LL IM
V
+ : Lực cắt do hoạt tải xe, với 0.95 1.75 233.1 387.53
LL IM
V
+
=   = (kN)
+) c
S : Momen tĩnh của bản cánh chịu nén đối với TTH của mặt cắt dầm thép
+) n
c
S : Momen tĩnh của bản cánh nén đối với TTH của mặt cắt liên hợp ngắn hạn
+) 3n
c
S : Momen tĩnh của bản cánh chịu nén đối với TTH của mặt cắt liên hợp dài hạn
+) I0: Momen quán tính của mặt cắt dầm thép
+) In: Momen quán tính của mặt cắt liên hợp ngắn hạn
+) I3n: Momen quán tính của mặt cắt liên hợp dài hạn
6 6 6
10 10
113.05 10 3656250 46.17 10 1233750 387.53 10 106 500
102.59
4440427083 0.9 10 1.3 10
T
     
= + + =
 (N/mm)
- Xác định lực cắt trong đường hàn do tải trọng tập trung của bánh xe:

Nếu trên cánh dầm có lực tập trung đường hàn còn chịu lực nén theo phương thẳng đứng.
Trên một đơn vị chiều dài, lực nén đó là: P
V=


Trong đó:
+) P: Trọng lượng bánh xe nặng nhất trong đoàn xe tiêu chuẩn có xét đến xung kích và hoạt
tải. ( )1.75 1 0.5 1.75 1.33 0.5 145 168.74P IM Z=  +   =    = (kN)
+) Z = 145 (kN): Trọng lượng bánh xe nặng nhất
+)  : Chiều dài tiếp xúc của lực phân bố
3
3
390625
3.25 94.3
16
t
w
J
k
t
=  =  = (mm)
Với: k =3.25: Dầm hàn

39. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 38
3 3
3cc
t
bt 300 25
J 390625 (mm )
12 12
 
= = = : Momen quán tính của bản cánh trên
+)  : Hệ số xét đến tình trạng tiếp xúc giữa cánh và bụng dầm, dầm hàn có 1=
3
P 168.74 10
V 1 1789.4
94.3

=  =  =
 (N/mm)
- Chọn chiều cao đường hàn:
+) Trên một đơn vị chiều dài, đường hàn chịu 1 lực:
2 2 2 2
102.59 1789.4 1792.34S T V= + = + = (N/mm)
→ Chiều cao đường hàn là:
1792.34
12.7
2 2 0.7 100.8
dh
g
S
h
R
 = =
    (mm)
Trong đó:
+) 0.7= : Hệ số mối hàn
+) Rg = 0.7R0 = 0.7 144 = 100.8 (MPa)
+) Ngoài ra, chiều cao đường hàn còn phải thỏa mãn quy định tại Đ13.3.4-TCVN11823-
06:2017

→ Chọn chiều cao đường hàn là: 12 (mm)
- Chiều dài đường hàn: Theo Đ13.3.5-TCVN11823-06:2017, chiều dài có hiệu nhỏ nhất của
đường hàn góc phải là bốn lần kích thước của nó và không được nhỏ hơn 40 (mm)
→ Thỏa mãn vì chiều dài đường hàn bố trí suốt chiều dài dầm.
10.2.1. Tính toán đặc trưng hình học dầm thép bị giảm yếu (Trường hợp 1)
- Thiết kế mối nối dầm: Giả thiết rằng trên thực tế, do các điều kiện về sản xuất, vận chuyển
và thi công, chiều dài tối đa là 10 m, do đó ta cần tính toán mối nối dầm. Để giảm giá thành thi
công, ta sẽ sử dụng một mối nối bằng bulông cường độ cao.
- Tính toán đặc trưng hình học dầm thép bị giảm yếu (TH1)
+) Vị trí bố trí mối nối: Ta có chiều dài tính toán dầm là 20.4 (m) nên ta sẽ bố trí 1 mối nối
dầm tại vị trí L/4, phân thành 2 đoạn dầm thép là 5.1 (m) và 15.3 (m).
+) Chọn loại bulông: sử dụng bulông M164 (A325M) với d = 20 mm, kích thước lỗ tiêu
chuẩn là 22 mm.
+) Khi sử dụng mối nối liên kết bằng bulông, tiết diện sẽ bị giảm yếu. Giả sử ta sẽ đặt hai
hàng bulông trên mỗi mặt cắt ngang trên biên của dầm thép. Tiết diện sườn sẽ bị giảm yếu 15%.
- Đặc trưng hình học của phần bản BTCT
+) Diện tích phần bê tông: Fb = 370000 (mm
2
)
+) Mô men tĩnh đối với trục đi qua phần tiếp xúc giữa bản bê tông và dầm thép:
( )300 500 100 275
1500 220 210 100 71466666.67
26
b
S
+ 
=   +  − =

 (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của phần bê tông (ycb):
71466666.67
193.2
370000
b
cb
b
S
y
F
= = = (mm)
 Vậy vị trí trục trung hòa của phần bê tông cách mép dưới 1 đoạn là 193.2 (mm)
- Momen quán tính của phần bê tông đối với trục trung hòa của phần bê tông: ( )
( )
2
33
2
3
2
4
1500 220 100 100 2
1500 220 210 193.2 2 100 100 193.2 100
12 36 3
300 100
300 100 193.2 50 2389968327.8( )
12
b
I
mm
 
= +   − +  +   −   
 

+ +   − =



40. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 39

Hình 10.1. Vị trí TTH của phần bản BTCT của dầm thép
(*) Đặc trưng hình học của phần dầm thép chưa liên hợp có bản táp:
+) Diện tích phần dầm thép (Ft):
( )
( )
12
2
( ) ( ) 0.85
7500 4 22 25 (7500 4 22 25) (10000 4 22 25) 0.85 1480 0 30980( )
t b lo lo lo suon
F F F F F F F F
mm
= − + − + − + 
= −   + −   + −   +  =
+) Momen tĩnh đối với trục đi qua mép dưới của bản táp (St):
7800 12.5 5300 37.5 12580 512.5 5300 987.5 11977250
t
S=  +  +  +  = (mm
2
)
+) Vị trí trọng tâm dầm thép (yct):
11977250
386.6
30980
t
ct
t
S
y
F
= = = (mm)
Vậy vị trí trục trung hòa của dầm thép cách mép dưới cùng 1 đoạn là 386.61 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đến mép trên của dầm thép (yt): yt = 613.4 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đến mép dưới của dầm thép (ytd): ytd = 386.6 (mm)
- Momen quán tính của phần dầm thép đối với trục trung hòa của dầm thép: ( ) ( )
( ) ( )
33
22
33
22
10 4
400 25 300 25
7800 386.6 12.5 5300 386.6 37.5
12 12
16 925 300 25
12580 386.6 512.5 5300 386.6 987.5 0.49 10 ( )
12 12
t
I
mm
   
= +  − + +  −
   
   
   
+ +  − + +  − = 
   
   

- ( )
3
2
8300 25
300 25 386.6 987.5 27.1 10
12
ft
I

= +   − = 

 (mm
4
)
- ( ) ( )
33
22
8400 25 300 25
10000 386.6 12.5 7500 386.6 37.5 23.14 10
12 12
fb
I
   
= +  − + +  − = 
   
    (mm
4
)
- ( )
3
2
816 925
12580 386.6 512.5 12.55 10
12
w
I

= +  − = 

 (mm
4
)
- 10
0.49 10
7988262
613.4
t
t
t
I
S
y

= = = (mm
3
)
- 10
0.49 10
12674600
386.6
t
b
b
I
S
y

= = = (mm
3
)
(*) Đặc trưng hình học của phần dầm thép liên hợp ngắn hạn (n) có bản táp:
- Ta có '
25 25 32
c
f =  (MPa), nên tỷ số modunl đàn hồi của thép trên bê tông trọng lượng
trung bình (n) là 8
- Diện tích tương đương: 370000
30980 77230
8
b
td t
F
FF
n
= + = + = (mm
2
)
- Momen tĩnh đối với trục đi qua mép tiếp xúc giữa bê tông và dầm thép:
( )
370000
193.2 30980 613.4 10067632
8
b
td cb t tt
F
S y F y
n
=  +  =  +  − = − (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của tiết diện liên hợp (yctd1):
1
10067632
130.4
77230
td
ctd
td
S
y
F
−
= = = − (mm)
Vậy vị trí trục trung hòa của dầm thép cách mép trên cùng dầm thép 1 đoạn là 130.4 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép liên hợp đến mép dưới của dầm thép (ytd1):
ytd1 = H – yctd1 = 1000 – 130.4 = 869.6 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của dầm thép (ytd2) và mép dưới của
bê tông (ytd3):
ytd2 = ytd3 = 130.4 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của bê tông (ytd4):
ytd4 = 1320 – 869.6 = 450.4 (mm)
- Momen quán tính của tiết diện liên hợp:

41. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 40 ( )
( ) ( )
2
1 1 2
22
10 10 42389968327.8 370000
193.2 130.4 0.49 10 30980 613.4 130.4 1.73 10 ( )
88
bb
td ttb t t tt td
IF
I y I F y y
nn
mm
= +  + +  −
= +  + +  +  − = 

- ( )
3
2
8300 25
300 25 869.6 987.5 1.05 10
12
n
ft
I

= +   − = 

 (mm
4
)
- ( ) ( )
33
22
10400 25 300 25
10000 869.6 12.5 7500 869.6 37.5 1.25 10
12 12
n
fb
I
   
= +  − + +  − = 
   
    (mm
4
)
- ( )
3
2
816 925
12580 869.6 512.5 26.6 10
12
w
I

= +  − = 

 (mm
4
)
- 10
81
2
1.73 10
1.33 10
130.4
n td
t
td
I
S
y

= = =  (mm
3
)
- 10
81
1
1.73 10
0.2 10
869.6
n td
b
ctd
I
S
y

= = =  (mm
3
)
(*) Đặc trưng hình học của phần dầm thép liên hợp dài hạn (3n) có bản táp:
- Ta có '
25 25 32
c
f =  (MPa), nên tỷ số modunl đàn hồi của thép trên bê tông trọng lượng
trung bình (n) là 8
- Diện tích tương đương: 370000
30980 46396.7
3 24
b
td t
F
FF
n
= + = + = (mm
2
)
- Mô men tĩnh đối với trục đi qua mép tiếp xúc giữa bê tông và dầm thép:
( )
8370000
193.2 30980 613.4 0.16 10
3 24
b
td cb t tt
F
S y F y
n
=  +  =  +  − = −  (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của tiết diện liên hợp (yctd1):
8
1
0.16 10
345.4
46396.7
td
ctd
td
S
y
F
−
= = = − (mm)
Vậy vị trí trục trung hòa của dầm thép cách mép trên cùng dầm thép 1 đoạn là 345.4 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép liên hợp đến mép dưới của dầm thép (ytd1):
ytd1 = H – yctd1 = 1000 – 345.4 = 654.6 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của dầm thép (ytd2) và mép dưới của bê
tông (ytd3):
ytd2 = ytd3 = 345.4 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của bê tông (ytd4):
ytd4 = 1320 – 654.6 = 665.4 (mm)
- Momen quán tính của tiết diện liên hợp: ( )
( ) ( )
2
1 1 2
22
10 10 42389968327.8 370000
193.2 345.4 0.49 10 30980 613.4 345.4 1.17 10 ( )
24 24
bb
td ttb t t tt td
IF
I y I F y y
nn
mm
= +  + +  −
= +  + +  +  − = 

- ( )
3
2
38300 25
300 25 665.4 987.5 7.8 10
12
n
ft
I

= +   − = 

 (mm
4
)
- ( ) ( )
33
22
3 10400 25 300 25
10000 665.4 12.5 7500 665.4 37.5 0.72 10
12 12
n
fb
I
   
= +  − + +  − = 
   
    (mm
4
)
- ( )
3
2
3816 925
12580 665.4 512.5 13.5 10
12
n
w
I

= +  − = 

 (mm
4
)
- 10
38 1
2
1.17 10
0.34 10
345.4
n td
t
td
I
S
y

= = =  (mm
3
)
- 10
38 1
1
1.17 10
0.18 10
665.4
n td
b
ctd
I
S
y

= = =  (mm
3
)

Bảng 10.1. Bảng tổng hợp đặc trưng hình học tại vị trí mối nối do giảm yếu
Tiết diện Chưa liên hợp Liên hợp ngắn hạn n Liên hợp dài hạn 3n t
I
(mm
4
) 10
0.49 10 10
1.73 10 10
1.17 10 ft
I
(mm
4
) 8
27.1 10 8
1.05 10 8
7.8 10 fb
I
(mm
4
) 8
23.14 10 10
1.25 10 10
0.72 10 w
I
(mm
4
) 8
12.55 10 8
26.6 10 8
13.5 10
10.2.2. Tính toán đặc trưng hình học các bản táp ốp mối nối (Trường hợp 2)
- Chọn loại bu lông như trên, với d = 20 (mm), kích thước lỗ tiêu chuẩn là 22 (mm)

42. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 41
- Giả sử ta sẽ đặt hai hàng bulông trên mỗi mặt cắt ngang như trên cho các bản táp
(*) Đặc trưng hình học của phần bản BTCT
+) Diện tích phần bê tông: 1500 220 100 100 300 100 25 300 362500
b
F=  +  +  −  = (mm
2
)
+) Momen tĩnh đối với trục đi qua phần tiếp xúc giữa bản bê tông và dầm thép:
( )300 500 100 275
1500 220 210 100 25 300 12.5 71372916.7
26
b
S
+ 
=   +  − −   =

 (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của phần bê tông (ycb):
71372916.7
196.9
362500
b
cb
b
S
y
F
= = = (mm)
 Vậy vị trí trục trung hòa của phần bê tông cách mép dưới 1 đoạn là 196.9 (mm)
- Momen quán tính của phần bê tông đối với trục trung hòa của phần bê tông: ( )
( ) ( )
2
33
2
33
22
84
1500 220 100 100 2
1500 220 210 196.9 2 100 100 196.9 100
12 36 3
300 100 300 25
300 100 196.9 50 300 25 196.9 12.5 21.5 10 ( )
12 12
b
I
mm
 
= +   − +  +   −   
 
   
+ +   − − +   − = 
   
   


Hình 10.1. Vị trí TTH của phần bản BTCT của dầm thép
(*) Đặc trưng hình học của phần dầm thép chưa liên hợp có bản táp:
+) Diện tích các bản táp tại vị trí mối nối:
( ) ( )( )
( )( ) ( )
2
( ) ( ) 7500 6500 2 4 22 25
7500 6500 2 4 22 25 25600 2 8 22 16 39168( )
t t lo w lo b lo
F F F F F F F
mm
= − + − + − = + −    

+ + −    + −    =   
   
+) Momen tĩnh đối với trục đi qua mép dưới của bản táp (St):
( ) ( ) ( ) ( ) ( )
  ( )
1 2 3
3
5300 1037.5 2 2150 987.5
19968 537.5 2 2150 87.5 5300 12.5 20920300( )
t t t w w b b
S b h y t h y b h y
mm
=   +   +   =  +   

+  +   +  =

+) Vị trí trọng tâm dầm thép (yct):
20920300
534.12
39168
t
ct
t
S
y
F
= = = (mm)
Vậy vị trí trục trung hòa của dầm thép cách mép dưới cùng 1 đoạn là 534.12 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đến mép trên của dầm thép (yt): yt = 515.88 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép đến mép dưới của dầm thép (ytd): ytd = 534.12 (mm)
- Momen quán tính của phần dầm thép đối với trục trung hòa của dầm thép:
( ) ( )
( ) ( )
( )
33
22
33
22
3
2
10 4
300 25 130 25
5300 534.12 1037.5 2 2150 534.12 987.5
12 12
16 800 130 25
9984 534.12 537.5 2 2150 534.12 87.5
12 12
300 25
5300 534.12 12.5 0.59 10 ( )
12
t
I
mm
   
= +  − +  +  −
   
   
   
+ +  − +  +  −
   
   

+ +  − = 

 ( ) ( )
33
22
8300 25 130 25
5300 534.12 1037.5 2 2150 534.12 987.5 22.3 10
12 12
ft
I
   
= +  − +  +  − = 
   
   
(mm
4
)
- ( ) ( )
33
22
8130 25 300 25
2 2150 534.12 87.5 5300 534.12 12.5 23 10
12 12
fb
I
   
=  +  − + +  − = 
   
    (mm
4
)
- ( )
3
2
816 800
2 9984 534.12 537.5 13.66 10
12
w
I

=  +  − = 

 (mm
4
)
- 10
0.59 10
11417383.9
515.88
t
t
t
I
S
y

= = = (mm
3
)
- 10
0.59 10
11027484.5
534.12
t
b
b
I
S
y

= = = (mm
3
)
(*) Đặc trưng hình học của phần dầm thép liên hợp ngắn hạn (n) có bản táp:
- Ta có '
25 25 32
c
f =  (MPa), nên tỷ số modunl đàn hồi của thép trên bê tông trọng lượng
trung bình (n) là 8

43. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 42
- Diện tích tương đương: 370000 25 300
39168 84481
8
b
td t
F
FF
n
−
= + = + = (mm
2
)
- Momen tĩnh đối với trục đi qua mép trên của bản táp ốp trên cùng:
( )
370000 25 300
171.9 39168 515.88 12416769
8
b
td cb t tt
F
S y F y
n
−
=  +  =  +  − = − (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của tiết diện liên hợp (yctd1):
1
12416769
74.9
84481
td
ctd
td
S
y
F
−
= = = − (mm)
Vậy vị trí trục trung hòa của dầm thép cách mép trên cùng dầm thép 1 đoạn là 74.9 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép liên hợp đến mép dưới của dầm thép (ytd1):
ytd1 = H – yctd1 = 1050 – 74.9 = 975.1 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của dầm thép (ytd2) và mép dưới của
bê tông (ytd3): ytd2 = yctd1 = 74.9 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của bê tông (ytd3):
ytd3 = (320 – 25) + 74.9 = 369.9 (mm)
- Momen quán tính của tiết diện liên hợp:
( ) ( )
( )
8
2
2
12
2
10 10 4
21.5 10 362500
196.9 74.9
88
0.59 10 39168 515.88 74.9 1.61 10 ( )
bb
n ttb t t tt td
IF
I y I F y y
nn
mm

= +  + +  − = +  +
+  +  − = 
-( ) ( )
33
22
8300 25 130 25
5300 74.9 12.5 2 2150 975.1 987.5 2.48 10
12 12
n
ft
I
   
= +  − +  +  − = 
   
    (mm
4
)
-( ) ( )
33
22
10130 25 300 25
2 2150 975.1 87.5 5300 975.1 12.5 0.69 10
12 12
n
fb
I
   
=  +  − + +  − = 
   
    (mm
4
)
- ( )
3
2
816 800
2 9984 975.1 537.5 40 10
12
w
I

=  +  − = 

 (mm
4
)
- 10
81
2
1.73 10
1.33 10
74.9
n td
t
td
I
S
y

= = =  (mm
3
)
- 10
81
1
1.73 10
0.2 10
975.1
n td
b
ctd
I
S
y

= = =  (mm
3
)
(*) Đặc trưng hình học của phần dầm thép liên hợp dài hạn (3n) có bản táp:
- Ta có '
25 25 32
c
f =  (MPa), nên tỷ số modunl đàn hồi của thép trên bê tông trọng lượng
trung bình (n) là 8
- Diện tích tương đương: 370000 25 300
39168 54272.2
3 24
b
td t
F
FF
n
−
= + = + = (mm
2
)
- Momen tĩnh đối với trục đi qua mép trên của bản táp ốp trên cùng:
( )
370000 25 300
171.9 39168 515.88 17609581.6
3 24
b
td cb t tt
F
S y F y
n
−
=  +  =  +  − = − (mm
3
)
- Vị trí trọng tâm của tiết diện liên hợp (yctd1):
1
17609581.6
260.9
54272.2
td
ctd
td
S
y
F
−
= = = − (mm)
Vậy vị trí trục trung hòa của dầm thép cách mép trên cùng dầm thép 1 đoạn là 260.9 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm thép liên hợp đến mép dưới của dầm thép (ytd1):
ytd1 = H – yctd1 = 1050 – 260.9 = 789.1 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của bản táp ốp cánh trên:
ytd2 = yctd1 = 260.9 (mm)
- Khoảng cách từ trọng tâm dầm liên hợp đến mép trên của bê tông (ytd3):
ytd3 = (320 – 25) + 260.9 = 369.9 (mm)
- Momen quán tính của tiết diện liên hợp:
( ) ( )
( )
8
2
2
3 1 2
2
10 10 4
21.5 10 362500
196.9 260.9
3 3 24 24
0.59 10 39168 515.88 260.9 1.02 10 ( )
bb
n ttb t t tt td
IF
I y I F y y
nn
mm

= +  + +  − = +  +
+  +  − = 
-( ) ( )
33
22
38300 25 130 25
5300 260.9 12.5 2 2150 789.1 987.5 4.37 10
12 12
n
ft
I
   
= +  − +  +  − = 
   
    (mm
4
)
-( ) ( )
33
22
3 10 130 25 300 25
2 2150 789.1 87.5 5300 789.1 12.5 0.1 10
12 12
n
fb
I
   
=  +  − + +  − = 
   
    (mm
4
)

44. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 43
- ( )
3
2
816 800
2 9984 975.1 537.5 27.88 10
12
w
I

=  +  − = 

 (mm
4
)
- 10
38 3
2
1.02 10
0.4 10
260.9
n n
t
td
I
S
y

= = =  (mm
3
)
- 10
38 3
1
1.02 10
0.13 10
789.1
n n
b
ctd
I
S
y

= = =  (mm
3
)
Bảng 10.2. Bảng tổng hợp đặc trưng hình học tại vị trí mối nối do mối nối
Tiết diện Chưa liên hợp Liên hợp ngắn hạn n Liên hợp dài hạn 3n t
I
(mm
4
) 10
0.59 10 10
1.61 10 10
1.02 10 ft
I
(mm
4
) 8
22.3 10 8
2.48 10 8
4.37 10 fb
I
(mm
4
) 8
23 10 10
0.69 10 10
0.1 10 w
I
(mm
4
) 8
13.66 10 8
40 10 8
27.88 10
10.2.3. Xác định nội lực tác dụng lên vị trí mối nối (Vị trí L/4)
- Sử dụng nội lực dầm trong để tính toán
+) Tĩnh tải do trọng lượng bản thân dầm tại vị trí L/4: DC1 = 12.44 (N/mm)
+) Tĩnh tải do trọng lượng lớp phủ tại vị trí L/4: DW = 4.23 (N/mm)
+) Hệ số phân phối ngang đối với momen: mg = 0.482
+) Hệ số phân phối ngang đối với lực cắt: mg = 0.597
+) Hệ số xung kích: IM = 33%

- Nội lực do trọng lượng bản thân dầm gây ra tại vị trí mối nối:
DC1
11
Q 12.44 5100 0.25 15300 0.75 63444(N) 63.44(kN)
22
   
=  −   +   = =
   
    (N)
DC1
1
M 12.44 3.825 20400 485346.6(N) 485.35(kN.m)
2
=    = =
- Nội lực do trọng lượng lớp phủ gây ra tại vị trí mối nối:
DW
11
Q 4.23 5100 0.25 15300 0.75 21573(N) 21.6(kN)
22
   
=  −   +   = =
   
   
DW
1
M 4.23 3.825 20400 165033.5(N) 165(kN.m)
2
=    = =
- Nội lực tổng hợp lớn nhất do hoạt tải HL93 gây ra tại vị trí mối nối:
+) Đối với momen: ( ) ( )  
3T 2T lan
LL IM mg 1.33 max M ,M M 0.482 1.33 1012 362.8 823.6 2(kN.m)+ =   + =   + =


+) Đối với lực cắt: ( ) ( )  
3T 2T lan
LL IM mg 1.33 max Q ,Q Q 0.597 1.33 198.4 53.4 189.4 (kN.m)+ =   + =   + =


45. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 44
* Tính nội lực do tiết diện bị giảm yếu:
+ Moment do sườn dầm chịu:
&#3627408448;
??????=&#3627408448;
&#3627408439;&#3627408438;1×
????????????
????????????
+&#3627408448;
&#3627408439;??????×
??????
??????
3??????
??????
??????
3??????+&#3627408448;
&#3627408447;&#3627408447;+??????&#3627408448;×
??????
??????
??????
??????
??????
??????
&#3627408448;
??????=1037×10
6
×
25.88×10
8
0.83×10
10
+245.56×10
6
×
28.32×10
8
2.15×10
10

+1550.18×10
6
×
56.98×10
8
2.73×10
10

 &#3627408448;
??????= 679.24 10
6
(N.mm) = 679.24 (kN.m)
+ Lực cắt do sườn dầm chịu:
??????
??????=??????
&#3627408439;&#3627408438;1+??????
&#3627408439;&#3627408438;2+??????
&#3627408447;&#3627408447;+??????&#3627408448; = 108.96 + 25.78 + 280.52 = 415.26 (kN)
+ Moment do bản cánh trên chịu:
&#3627408448;
&#3627408467;&#3627408481;=&#3627408448;
&#3627408439;&#3627408438;1×
??????
????????????
????????????
+&#3627408448;
&#3627408439;??????×
??????
????????????
3??????
??????
??????
3??????+&#3627408448;
&#3627408447;&#3627408447;+??????&#3627408448;×
??????
????????????
??????
??????
??????
??????
&#3627408448;
&#3627408467;&#3627408481;=1037×10
6
×
40.75×10
8
0.83×10
10
+245.56×10
6
×
10.48×10
8
2.15×10
10

+1550.18×10
6
×
10.84×10
8
2.73×10
10

→ &#3627408448;
&#3627408467;&#3627408481; = 582.65×10
6
(N.mm) = 582.65 (kN.m)
+ Moment do bản cánh dưới chịu:
&#3627408448;
&#3627408467;&#3627408463;=&#3627408448;
&#3627408439;&#3627408438;1×
??????
????????????
????????????
+&#3627408448;
&#3627408439;??????×
??????
????????????
3??????
??????
??????
3??????+&#3627408448;
&#3627408447;&#3627408447;+??????&#3627408448;×
??????
????????????
??????
??????
??????
??????
&#3627408448;
&#3627408467;&#3627408463;=1037×10
6
×
36.75×10
8
0.83×10
10
+245.56×10
6
×
1.25×10
10
2.15×10
10

+1550.18×10
6
×
2.1×10
10
2.73×10
10

→fb
M = 1794.37×10
6
(N.mm) = 1794.37 (kN.m)



BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC
Nội lực Trường hợp Do giảm yếu
Mft (kN.m) 582.65
Mfb (kN.m) 1794.37
Mw (kN.m) 679.24
Vw (kN) 415.26

→ Chọn Mw = 679.24 kN.m và Vw = 415.26 kN thiết kế mối nối cho bản bụng
10.2.4. Kiểm tra dầm chủ tại tiết diện mối nối theo TH1 giảm yếu do thay đổi ĐTHH
Kiểm tra dầm chủ tại tiết diện mối nối theo TH1 giảm yếu do thay đổi ĐTHH
* Xác định moment dẻo Mp:
- Xác định vị trí trục trung hòa dẻo:
+ Lực dẻo trong bản mặt cầu:
??????
&#3627408480;=0.85??????
&#3627408464;
′
??????
&#3627408480;=0.85×35×2400×220=15 708 000(&#3627408449;)
+ Lực dẻo bản cánh trên chịu nén:
??????
&#3627408464;=&#3627408441;
??????&#3627408464;??????
&#3627408464;=250×(300×25−4×22×25)=1 325 000(&#3627408449;)
+ Lực dẻo bản cánh dưới chịu kéo:
??????
&#3627408481;1=&#3627408441;
??????&#3627408481;??????
&#3627408481;1=250×(300×25−4×22×25)=1 325 000(&#3627408449;)
??????
&#3627408481;2=&#3627408441;
??????&#3627408481;??????
&#3627408481;2=250×(500×25−4×22×25)=2 575 000(&#3627408449;)
+ Lực dẻo trong bản bụng:
??????
??????=&#3627408441;
??????????????????
??????=250×(0.85×1125×18)=4 303 125(&#3627408449;)
→??????
&#3627408480;>??????
&#3627408464;+??????
&#3627408481;1+??????
&#3627408481;2+??????
?????? →
Trục trung hòa dẻo đi qua bản mặt cầu.
- Đặt khoảng cách trục trung hòa dẻo đến mép trên bản mặt cầu là x

46. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 45

- Bỏ qua sự chịu kéo của bê tông ta có:
(2400×&#3627408485;)×0.85×??????
&#3627408464;
′
=??????
&#3627408464;+??????
&#3627408481;1+??????
&#3627408481;2+??????
??????
→&#3627408485;=133.45
+ x = 133.45 (mm): khoảng cách từ TTHD đến đỉnh bản mặt cầu
+ Cánh tay đòn của mỗi lực dẻo đối với TTHD là:
Phần bản bê tông: d’s = 133.45 / 2 = 66.725 (mm)
Phần bản cánh chịu kéo trên: dt1 = 12.5 + 100 + 86.55 = 187.8 (mm)
Phần bản bụng chịu kéo: dw = 1125/2 + 25 + 100 + 86.55 = 774.05 (mm)
Phần bản cánh chịu kéo dưới: dt2 = 12.5 + 1125 + 25 + 100 + 86.55 = 1349.05(mm)
??????
&#3627408481;3=12.5+25+1125+25+100+86.55=1374.05 (&#3627408474;&#3627408474;)
+ Tổng moment dẻo của các lực dẻo đối với TTHD là moment dẻo:
&#3627408448;
&#3627408477;=??????′
&#3627408480;??????′
&#3627408480;+??????
&#3627408481;1??????
&#3627408481;1+??????
????????????
??????+??????
&#3627408481;2??????
&#3627408481;2
=15708000×
133.45
220
×66.725+1325000×187.8+4303125×774.05
+1325000×1349.05+2575000×1374.05
=9.54×10
9
(&#3627408449;.&#3627408474;&#3627408474;)=9540(??????&#3627408449;.&#3627408474;)

Kiểm tra sức kháng uốn TTGH cường độ tại vị trí mối nối (TH1)
• Để kiểm tra sức kháng uốn TTGH cường độ, ta sử dụng nội lực dầm trong.
• Điều kiện: &#3627408448;
&#3627408482;≤&#3627408448;
&#3627408479;=??????&#3627408448;
&#3627408475;
Trong đó: ??????=1 : hệ số sức kháng uốn
Mn: sức kháng uốn danh định của mặt cắt liên hợp đặc chắc
• Xác định sức kháng uốn danh định Mn
➢ TCN 272 – 05 yêu cầu: Điều 6.10.4.2.2(272-05 -6.10.4.1.1)
+ TH1: Nếu &#3627408439;
&#3627408477;≤&#3627408439;′→&#3627408448;
&#3627408475;=&#3627408448;
&#3627408477;
+ TH2: Nếu &#3627408439;′≤&#3627408439;
&#3627408477;≤5&#3627408439;′ khác thì:
&#3627408448;
&#3627408475;=
5&#3627408448;
&#3627408477;−0.85&#3627408448;
??????
4
+
0.85&#3627408448;
??????−&#3627408448;
&#3627408477;
4
(
&#3627408439;
&#3627408477;
&#3627408439;
′
)
➢ TCVN 11823-06-2017 yêu cầu : Mục 10.7.1.2
Sức kháng uốn danh định phải được lấy bằng :

47. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 46
+ TH1 : Nếu &#3627408439;
&#3627408477;≤0.1&#3627408439;
&#3627408481;⇒&#3627408448;
&#3627408475;=&#3627408448;
&#3627408477;
+ TH2 : Nếu khác thì : &#3627408448;
&#3627408475;=&#3627408448;
&#3627408477;(1.07−0.7×
&#3627408439;??????
&#3627408439;??????
)
&#3627408439;
&#3627408477;: Khoảng cách từ đỉnh bản bê tông tới trục trọng tâm của mặt cắt liên hợp xuất hiện moment dẻo
&#3627408439;
&#3627408481;: Tổng chiều cao mặt cắt liên hợp
- Do yêu cầu đồ án thiết kế theo TCVN 11823-2017 nên :
Kiểm tra:{
&#3627408439;
&#3627408477;=133.45&#3627408474;&#3627408474;
0.1&#3627408439;
&#3627408481;=0.1×1520=152&#3627408474;&#3627408474;

&#3627408439;
&#3627408477;=133.45 &#3627408474;&#3627408474;≤0.1&#3627408439;
&#3627408481;=152 &#3627408474;&#3627408474;→&#3627408448;
&#3627408475;=&#3627408448;
&#3627408477;
-Lưu ý xét đến yêu cầu tính dẻo của tiết diện: 10.7.3 TCVN 11823-06-2017
&#3627408439;
&#3627408477;≤0.42&#3627408439;
&#3627408481;
⇔133.45<0.42×1520=638.4&#3627408474;&#3627408474; 
Thõa yêu cầu về tính dẻo (Trường hợp không thõa yêu cầu ta phải thay đổi kích thước tiết
diện)
Xét tại L/4:
→&#3627408448;
&#3627408475;=&#3627408448;
&#3627408477;=9540 ??????&#3627408449;.&#3627408474;
Kiểm tra, ta thấy: &#3627408448;
&#3627408482;=4160(??????&#3627408449;&#3627408474;)<&#3627408448;
&#3627408479;=??????&#3627408448;
&#3627408475;=1×9540=9540(??????&#3627408449;&#3627408474;)
→ Đạt.
* Kiểm tra ứng suất tại biên trên & biên dưới do giảm yếu tại vị trí mối nối L/4
Ứng suất bản cánh trong uốn dương và uốn âm không được vượt quá:
??????
&#3627408467;≤0.95&#3627408453;
&#3627408463;&#3627408453;
ℎ&#3627408441;
??????
Ta tiến hành tính ứng suất lớn nhất của TTGH sử dụng cho dầm trong do moment gây ra bởi tải
trọng tĩnh tải không hệ số DC1, DW và hoạt tải có hệ số 1.33(LL+IM):
MDC1 = 1037.9 (kNm)
MDC2 = 245.56 (kNm)
MLL+IM = 1.33 x 1550.18 = 2061.74 (kNm)
+ Kiểm tra ứng suất tại biên trên dầm thép (bản cánh chịu nén):
Điều kiện: c
bb
wc
2D E
R1
tf
  → =
Trong đó: Dc = 749.65–25= 724.65 (mm): chiều cao bản bụng chịu nén chưa liên hợp.
tw = 18 (mm): bề dày bản bụng
E = 200000 (MPa): modul đàn hồi bản cánh dầm thép
fc: ứng suất bản cánh do tải trọng thiết kế gây ra.
St = 11071833.52 (mm
3
)
&#3627408454;
&#3627408481;
&#3627408475;
=20.6×10
7
(mm
3
)
&#3627408454;
&#3627408481;
3&#3627408475;
=5.56×10
7
(mm
3
)
Ta có:
2&#3627408439;
&#3627408464;
??????
??????
=
2×724.65
18
=80.52≤&#3627409158;
&#3627408463;√
&#3627408440;
??????
&#3627408464;
=4.64×√
200000
108.17
=301.1→&#3627408453;
&#3627408463;=1
+ Ứng suất bản cánh tại biên trên dầm thép:
??????
&#3627408481;=
&#3627408448;
&#3627408439;&#3627408438;1
&#3627408454;
&#3627408481;
+
&#3627408448;
&#3627408439;&#3627408438;2
&#3627408454;
3&#3627408475;
&#3627408481;
+
&#3627408448;
&#3627408447;&#3627408447;+??????&#3627408448;
&#3627408454;
&#3627408475;
&#3627408481;
=
1037.9×10
6
11071833.52
+
245.56×10
6
5.56×10
7
+
2061.74×10
6
20.6×10
7

=108.17(&#3627408448;????????????)
Kiểm tra có: ??????
&#3627408516;=108.17(MPa)<0.95R
bR
hF
y=0.95×1×1×250=237.5(MPa)
→ Đạt.
+ Kiểm tra ứng suất tại biên dưới dầm thép (bản cánh chịu kéo):
+ Đối với bản cánh chịu kéo ta có Rb = 1.
Sd = 18430109.91 (mm
3
)
&#3627408454;
&#3627408465;
&#3627408475;
=2.56×10
7
(mm
3
)
&#3627408454;
&#3627408465;
3&#3627408475;
=2.6×10
7
(mm
3
)
+ Ứng suất bản cánh tại biên dưới dầm thép:

48. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 47
??????
&#3627408465;=
&#3627408448;
&#3627408439;&#3627408438;1
&#3627408454;
&#3627408465;
+
&#3627408448;
&#3627408439;&#3627408438;2
&#3627408454;
3&#3627408475;
&#3627408465;
+
&#3627408448;
&#3627408447;&#3627408447;+??????&#3627408448;
&#3627408454;
&#3627408475;
&#3627408465;
=
1037.9×10
6
18430109.91
+
245.56×10
6
2.6×10
7

+
2061.74×10
6
2.56×10
7

=149.57(&#3627408448;????????????)
Kiểm tra có:??????
&#3627408516;=149.57(Mpa)<0.95R
bR
hF
y=0.95×1×1×250=237.5(Mpa)
→ Đạt.
10.2.5. Kiểm tra dầm chủ tại tiết diện mối nối theo TH2 các bản táp mối nối
* Xác định moment dẻo Mp:
- Xác định vị trí trục trung hòa dẻo:
+ Lực dẻo trong bản mặt cầu:
??????
&#3627408480;=0.85??????
&#3627408464;
′
??????
&#3627408480;=0.85×35×2400×220=15708000(&#3627408449;)
+ Lực dẻo bản táp cánh trên chịu nén:
??????
&#3627408464;1=&#3627408441;
??????&#3627408464;??????
&#3627408464;1=250×(300×25−4×22×25)=1325000(&#3627408449;)
??????
&#3627408464;2=&#3627408441;
??????&#3627408464;??????
&#3627408464;2=250×(130×25×2−4×22×25)=1075000(&#3627408449;)
+ Lực dẻo bản táp cánh dưới chịu kéo:
??????
&#3627408481;1=&#3627408441;
??????&#3627408464;??????
&#3627408464;2=250×(130×25×2−4×22×25)=1075000(&#3627408449;)
??????
&#3627408481;2=&#3627408441;
??????&#3627408481;??????
&#3627408481;1=250×(300×25−4×22×25)=1325000(&#3627408449;)
+ Lực dẻo trong bản táp bụng:
??????
??????=&#3627408441;
??????????????????
??????=250×(2×1000×18−2×10×22×18)=7020000(&#3627408449;)
??????
&#3627408480;≥??????
&#3627408464;1+??????
&#3627408464;2+??????
??????+??????
&#3627408481;1+??????
&#3627408481;2 →
Trục trung hòa dẻo đi qua bản mặt cầu.
Đặt khoảng cách trục trung hòa dẻo đến mép trên bản mặt cầu là x

Bỏ qua sự chịu kéo của bê tông ta có:
(2400×&#3627408485;)×0.85×??????
&#3627408464;
′
=??????
&#3627408464;1+??????
&#3627408464;1+??????
&#3627408481;1+??????
&#3627408481;2+??????
??????
→&#3627408485;=165.54 mm
+ x = 165.54 (mm): khoảng cách từ TTHD đến đỉnh bản mặt cầu

49. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 48
+ Cánh tay đòn của mỗi lực dẻo đối với TTHD là:
Phần bản bê tông: d’s = 165.55/ 2 = 82.775 (mm)
Phần bản cánh chịu kéo trên: dt1 = 12.5 + 100 + 54.46 = 166.95 (mm)
dt2 = 12.5 +25+ 100 + 54.46 = 191.95 (mm)
Phần bản bụng chịu kéo: dw = 1125/2 + 25 + 100 + 54.46 = 741.95 (mm)
Phần bản cánh chịu kéo dưới: dt3 = 12.5 + 1125 + 100 + 54.46 = 1291.95(mm)
??????
&#3627408481;4=1212.5+100+54.46=1366.95 (&#3627408474;&#3627408474;)
+ Tổng moment dẻo của các lực dẻo đối với TTHD là moment dẻo:
&#3627408448;
&#3627408477;=??????′
&#3627408480;??????′
&#3627408480;+??????
&#3627408481;1??????
&#3627408481;1+??????
&#3627408481;2??????
&#3627408481;2+??????
????????????
??????+??????
&#3627408481;3??????
&#3627408481;3+??????
&#3627408481;4??????
&#3627408481;4
=15708000×
165.54
220
×82.775+1325000×166.95+1075000×191.95
+7020000×741.95+1075000×1291.95+1325000×1366.95
=0.98×10
10
(&#3627408449;.&#3627408474;&#3627408474;)=9800(??????&#3627408449;.&#3627408474;)
Kiểm tra sức kháng uốn TTGH cường độ tại vị trí mối nối (TH2)
• Để kiểm tra sức kháng uốn TTGH cường độ, ta sử dụng nội lực dầm trong.
• Điều kiện: &#3627408448;
&#3627408482;≤&#3627408448;
&#3627408479;=??????&#3627408448;
&#3627408475;
Trong đó: ??????=1 : hệ số sức kháng uốn
Mn: sức kháng uốn danh định của mặt cắt liên hợp đặc chắc
Sức kháng uốn danh định phải được lấy bằng :
+ TH1 : Nếu &#3627408439;
&#3627408477;≤0.1&#3627408439;
&#3627408481;⇒&#3627408448;
&#3627408475;=&#3627408448;
&#3627408477;
+ TH2 : Nếu khác thì : &#3627408448;
&#3627408475;=&#3627408448;
&#3627408477;(1.07−0.7×
&#3627408439;??????
&#3627408439;??????
)
&#3627408439;
&#3627408477;: Khoảng cách từ đỉnh bản bê tông tới trục trọng tâm của mặt cắt liên hợp xuất hiện moment dẻo
&#3627408439;
&#3627408481;: Tổng chiều cao mặt cắt liên hợp
- Do yêu cầu đồ án thiết kế theo TCVN 11823-2017 nên :
Kiểm tra:{
&#3627408439;
&#3627408477;=165.54&#3627408474;&#3627408474;
0.1&#3627408439;
&#3627408481;=0.1×1520=152&#3627408474;&#3627408474;

&#3627408439;
&#3627408477;=165.54 &#3627408474;&#3627408474;>0.1&#3627408439;
&#3627408481;=152 &#3627408474;&#3627408474;→ &#3627408448;
&#3627408475;=&#3627408448;
&#3627408477;(1.07−0.7×
&#3627408439;??????
&#3627408439;??????
)
- Lưu ý xét đến yêu cầu tính dẻo của tiết diện: 10.7.3 TCVN 11823-06-2017
&#3627408439;
&#3627408477;≤0.42&#3627408439;
&#3627408481;
⇔165.54<0.42×1520=638.4&#3627408474;&#3627408474; 
Thõa yêu cầu về tính dẻo (Trường hợp không thõa yêu cầu ta phải thay đổi kích thước tiết
diện)
Xét tại L/4:
→&#3627408448;
&#3627408475;=&#3627408448;
&#3627408477;(1.07−0.7×
&#3627408439;
&#3627408477;
&#3627408439;
&#3627408481;
)=9800(1.07−0.7×
165.54
1520
)=9738.9 ??????&#3627408449;.&#3627408474;
Kiểm tra, ta thấy: &#3627408448;
&#3627408482;=4160(??????&#3627408449;&#3627408474;)<&#3627408448;
&#3627408479;=??????&#3627408448;
&#3627408475;=1×9738.9=9738.9(??????&#3627408449;&#3627408474;)→ Đạt.
* Kiểm tra ứng suất tại biên trên & biên dưới do giảm yếu tại vị trí mối nối L/4
Ứng suất bản cánh trong uốn dương và uốn âm không được vượt quá:
??????
&#3627408467;≤0.95&#3627408453;
&#3627408463;&#3627408453;
ℎ&#3627408441;
??????
Ta tiến hành tính ứng suất lớn nhất của TTGH sử dụng cho dầm trong do moment gây ra bởi tải
trọng tĩnh tải không hệ số DC1, DW và hoạt tải có hệ số 1.33(LL+IM):
MDC1 = 1037.9 (kNm)
MDC2 = 245.56 (kNm)
MLL+IM = 1.33 x 1550.18 = 2061.74 (kNm)
+ Kiểm tra ứng suất tại biên trên dầm thép (bản cánh chịu nén):
Điều kiện: c
bb
wc
2D E
R1
tf
  → =
Trong đó: Dc = 749.65–25= 724.65 (mm): chiều cao bản bụng chịu nén chưa liên hợp.
tw = 18 (mm): bề dày bản bụng

50. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 49
E = 200000 (MPa): modul đàn hồi bản cánh dầm thép
fc: ứng suất bản cánh do tải trọng thiết kế gây ra.
St = 1.35×10
7
(mm
3
)
&#3627408454;
&#3627408481;
&#3627408475;
=1.3×10
8
(mm
3
)
&#3627408454;
&#3627408481;
3&#3627408475;
=0.6×10
8
(mm
3
)
Ta có:
2&#3627408439;
&#3627408464;
??????
??????
=
2×724.65
18
=80.52≤&#3627409158;
&#3627408463;√
&#3627408440;
??????
&#3627408464;
=4.64×√
200000
108.17
=301.1→&#3627408453;
&#3627408463;=1
+ Ứng suất bản cánh tại biên trên dầm thép:
??????
&#3627408481;=
&#3627408448;
&#3627408439;&#3627408438;1
&#3627408454;
&#3627408481;
+
&#3627408448;
&#3627408439;&#3627408438;2
&#3627408454;
3&#3627408475;
&#3627408481;
+
&#3627408448;
&#3627408447;&#3627408447;+??????&#3627408448;
&#3627408454;
&#3627408475;
&#3627408481;
=
1037.9×10
6
1.35×10
7
+
245.56×10
6
0.6×10
8
+
2061.74×10
6
1.3×10
8

=96.83(&#3627408448;????????????)
Kiểm tra có: ??????
&#3627408516;=96.83(MPa)<0.95R
bR
hF
y=0.95×1×1×250=237.5(MPa)→Đạt.
+ Kiểm tra ứng suất tại biên dưới dầm thép (bản cánh chịu kéo):
+ Đối với bản cánh chịu kéo ta có Rb = 1.
Sd = 1.3×10
7
(mm
3
)
&#3627408454;
&#3627408465;
&#3627408475;
=0.3×10
8
(mm
3
)
&#3627408454;
&#3627408465;
3&#3627408475;
=0.21×10
8
(mm
3
)
+ Ứng suất bản cánh tại biên dưới dầm thép:
??????
&#3627408465;=
&#3627408448;
&#3627408439;&#3627408438;1
&#3627408454;
&#3627408465;
+
&#3627408448;
&#3627408439;&#3627408438;2
&#3627408454;
3&#3627408475;
&#3627408465;
+
&#3627408448;
&#3627408447;&#3627408447;+??????&#3627408448;
&#3627408454;
&#3627408475;
&#3627408465;
=
1037.9×10
6
1.3×10
7

+
245.56×10
6
0.21×10
8
+
2061.74×10
6
0.3×10
8


=160.25(&#3627408448;????????????)
Kiểm tra có:??????
&#3627408516;=160.25(Mpa)<0.95R
bR
hF
y=0.95×1×1×250=237.5(Mpa)
→ Đạt.

BẢNG TỔNG HỢP KIỂM TRA DO THAY ĐỔI ĐTHH
Kiểm tra Kí hiệu Giảm yếu (TH1) Bản táp ốp (TH2)
Sức kháng uốn Mn (kN.m) 9540 9800
Ứng suất biên trên ft (MPa) 108.17 96.83
Ứng suất biên dưới fd (MPa) 149.57 160.25
10.2.6. Thiết kế mối nối dầm
* Xác định khả năng chịu cắt của bulông
Sử dụng mối nối bằng bulong cường độ cao → Khả năng chịu lực của bu lông tính theo công
thức sau: [&#3627408449;
&#3627408463;
]=??????
ℎ&#3627408463;.??????
&#3627408463;&#3627408475;.??????
1.
&#3627409159;
??????2
.&#3627408475;
&#3627408467; (Điều 2.6.2 – Kết Cấu Thép – Phạm Văn Hội)
Trong đó: + Chọn đường kính bu lông: d = 20 mm → Abn = 2.45 (cm
2
) (Bảng 2.9)
+ fhb = 0.7fub với fub = 1350 (MPa) (Bảng 1.12 phụ lục I)
+ 1
1= : hệ số tin cậy, giả sử số bu lông n > 10.
+ &#3627409159;=0.5,??????
2=1.35 : hệ số ma sát và hệ số tin cậy (Bảng 2.10).
+ nf: số mặt ma sát của bu lông.
+ Đối với mối nối bản cánh trên và sườn dầm: nf = 2
[&#3627408449;
&#3627408463;
]=??????
ℎ&#3627408463;×??????
&#3627408463;&#3627408475;×??????
1×
&#3627409159;
??????
2
×&#3627408475;
&#3627408467;
=0.7×1350×10
6
×2.45×10
−4
×1×
0.5
1.35
×2
=171500(&#3627408449;)=171.5(??????&#3627408449;)
+ Đối với mối nối bản cánh dưới: nf = 3
[&#3627408449;
&#3627408463;
]=??????
ℎ&#3627408463;×??????
&#3627408463;&#3627408475;×??????
1×
&#3627409159;
??????
2
×&#3627408475;
&#3627408467;
=0.7×1350×10
6
×2.45×10
−4
×1×
0.5
1.35
×3
=257250(&#3627408449;)=257.25(??????&#3627408449;)

51. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 50
+ Cường độ chịu kéo nhỏ nhất của thép làm cầu: Fy = 400 MPa
+ Lực kéo đứt trong bản cánh dưới:
Nbf = Abf Fy = [(300 25 + 500 25) – 4 22 50]  400 10
-3
= 6240 kN
+ Lực kéo đứt trong bản cánh trên:
Ntf = Atf Fy = [(300 25) – 4 22 25]  400 10
-3
= 2120 kN
* Tính mối nối bản cánh trên:
&#3627408475;=
&#3627408449;
&#3627408481;&#3627408467;
[&#3627408449;
&#3627408463;
]
×
&#3627408486;
&#3627408481;
&#3627408486;
&#3627408463;
=
2120
171.5
×
749.65
450.35
=20.57
→ Chọn n = 24 bulông. →
Bố trí bulông 4 hàng 6 cột ta có:
+ Chiều dày bản táp cánh trên: 25 (mm)
+ Chiều rộng bản táp cánh trên: 300 (mm)
+ Chiều rộng bản táp ốp cánh trên: 130 (mm)
+ Chiều dài bản táp cánh trên: 600 (mm)
+ Chiều dài bản táp ốp cánh trên: 600 (mm)
+ Khoảng cách từ bulông ngoài cùng đến mép bản táp: 50 (mm)
+ Khoảng cách các bulông: 100 (mm)

* Tính mối nối bản cánh dưới:
&#3627408475;=
&#3627408449;
&#3627408463;&#3627408467;
[&#3627408449;
&#3627408463;
]
=
6240
257.25
=24.26 →
Chọn n = 32 bulông. →
Bố trí bulông 4 hàng 8 cột ta có:
+ Chiều dày bản táp cánh trên: 25 (mm)
+ Chiều rộng bản táp cánh trên: 300 (mm)
+ Chiều rộng bản táp ốp cánh trên: 130 (mm)
+ Chiều dài bản táp cánh trên: 800 (mm)
+ Chiều dài bản táp ốp cánh trên: 800 (mm)
+ Khoảng cách từ bulông ngoài cùng đến mép bản táp: 50 (mm)
+ Khoảng cách các bulông: 100 (mm)

52. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 51
CHƯƠNG 11: THIẾT KẾ HỆ LIÊN KẾT NGANG
11.1. Lý thuyết thiết kế liên kết ngang
+ Giằng bản cánh chịu nén của tiết diện dầm thép trong giai đoạn thi công.
+ Phân bố tĩnh tải và hoạt tải tác dụng lên kết cấu.
+ Đảm bảo độ ổn định của bản cánh chịu nén ở TTGH Cường độ I.
+ Truyền tải trọng gió ngang vào các dầm trong:
+ Tải trọng gió tác dụng lên lan can, bản mặt cầu, vút dầm, ½ chiều cao dầm chính phía trên sẽ do
bản biên trên chịu.
+ Tải trọng gió tác dụng lên ½ chiều cao dầm chính phía dưới sẽ do bản biên dưới chịu.
+ Những thanh của hệ LKN liên kết gần với bản biên trên dầm sẽ chịu toàn bộ tải trọng gió tác
dụng lên bản biên trên.
+ Những thanh của hệ LKN liên kết gần với bản biên dưới dầm sẽ chịu toàn bộ tải trọng gió tác
dụng lên bản biên dưới.
+ Nếu sử dụng dầm ngang thì có thể dung dầm chữ I hay chữ C nhưng cần chú ý là chiều cao dầm
ngang không được nhỏ hơn ½ chiều cao dầm chủ.
+ Đối với dầm chủ có chiều cao >1.4 (m), nên chọn LKN hệ giằng.
Do chiều cao dầm h = 1.2m, nên ta sẽ sử dụng dầm chữ C định hình.
11.2 Chọn kích thước liên kết ngang
- Chiều cao dầm ngang: hd = 600 (mm).
- Chiều dài 1 dầm ngang: L = 2240 (mm).
- Bề rộng bản cánh dầm ngang: bf = 200 (mm).
- Chiều dày bản cánh dầm ngang: tf = 20 (mm).
- Chiều cao sườn dầm ngang: hw = 560 (mm).
- Chiều dày sườn dầm ngang: tw = 16 (mm).
- Khoảng cách giữa các dầm ngang: Lng = 4800 (mm)
- Số lượng dầm ngang theo phương dọc cầu: n = 4 (dầm).
- Tổng số lượng dầm ngang: nd = 4 × 4 = 16 (dầm).
- Diện tích dầm ngang: Ad = 16960 (mm
2
)
- Moment quán tính đối với trục y: Iy = 62632853.33 (mm
4
)
- Momemnt quán tính quanh trục x: Ix = 907221333.3 (mm
4
)

11.3. Xác định lực gió tác dụng lên các dầm
Tải trọng tác dụng lên dầm ngang là tải trọng gió ngang, áp lực gió do tải trọng gió tạo ra được xác
định theo điều 3.8.1.2.1 như sau: ??????
&#3627408491;=&#3627409358;.&#3627409358;&#3627409358;????????????
&#3627409360;
&#3627408490;
&#3627408517;≥&#3627409359;.??????(????????????/??????
&#3627409360;
)
Trong đó: + V (m/s) – tốc độ gió thiết kế xác định theo điều 3.8.1.1
+ Cd – Hệ số sức cản xác định dựa vào hình 3.8.1.2.1.1
* Xác định tốc độ gió thiết kế:
Tải trọng gió ngang PD phải được lấy theo chiều tác dụng nằm ngang và đặt tại trọng tâm của các
phần diện tích thích hợp được tính toán như sau:
P
D=0.0006V
2
×A
t×C
d≥1.8×A
t(kN/m
2
)

53. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 52
Trong đó:
+ V là tốc độ gió thiết kế: V= VB  S
+ VB là tốc độ gió giật cơ bản trong 3 giây với chu kỳ xuất hiện 100 năm thích hợp với vùng tính
gió tại vị trí cầu đang nghiên cứu.
Ta giả thiết công trình được xây dựng tại khu vực IV (tra bảng) ta có: VB = 59 m/s

S =1 hệ số điều chỉnh đối với khu đất và độ cao mặt cầu theo quy định.
At = 0.01696 (m
2
): diện tích kết cấu hay cấu kiện phải tính tải trọng gió ngang
Cd hệ số cản phụ thuộc vào tỷ số b/d
b = 11.5 (m) là chiều rộng toàn bộ của cầu giữa các bề mặt lan can
d = 0.65+0.32+1.2 = 2.17 (m): Chiều cao kết cấu phần trên bao gồm cả lan can đặc nếu có
b
d
=
11.5
2.17
=5.3
=> Cd = 1.38 (Tra Cd như hình bên dưới) →
Áp lực gió ngang tác dụng theo phương ngang cầu là:
??????
&#3627408439;=0.0006×59
2
×1.38=2.88≥1.8(??????&#3627408449;/&#3627408474;
2
)→ Đạt

* Xác định lực gió tác dụng lên dầm ngang:
- Lực gió tác dụng vào nửa dưới đáy dầm chủ tác dụng lên biên dưới dầm ngang:
&#3627408484;
&#3627408463;&#3627408476;&#3627408481;=??????×??????
&#3627408439;×
ℎ
2
=1.4×2.88×
1
2
=2.02(??????&#3627408449;/&#3627408474;)
??????
&#3627408463;&#3627408476;&#3627408481;=&#3627408484;
&#3627408463;&#3627408476;&#3627408481;×&#3627408447;
&#3627408463;=2.02×2.240=4.53(??????&#3627408449;)
- Lực gió tác dụng vào nửa trên dầm chủ tác dụng lên thanh liên kết ngang phía trên:
&#3627408484;
&#3627408481;&#3627408476;&#3627408477;=????????????
&#3627408439;(??????
&#3627408467;+ℎ
??????&#3627408464;+
ℎ
2
)=1.4×2.88×(0.65+0.32+
1.2
2
)=5.93(??????&#3627408449;/&#3627408474;)
??????
&#3627408481;&#3627408476;&#3627408477;=&#3627408484;
&#3627408481;&#3627408476;&#3627408477;×&#3627408447;
&#3627408463;=5.93×2.240=13.31(??????&#3627408449;)
Trong đó: + h = 1.2 (m): chiều cao dầm chủ
+ Lb = 2.240 (m): khoảng cách giữa các dầm ngang
+ tf = 0.32 (m): chiều dày BMC và bản vút
+ hlc = 0.65 (m): chiều cao phần lan can đặc chắn gió →
Tổng lực gió tác dụng lên dầm theo phương ngang:
??????
????????????&#3627408475;&#3627408465;=??????
&#3627408463;&#3627408476;&#3627408481;+??????
&#3627408481;&#3627408476;&#3627408477;=4.53+13.31=17.84(??????&#3627408449;)
11.4. Kiểm tra khả năng chịu lực dọc của thanh ngang
Vì lực gió tác dụng lên thanh ngang phía trên lớn hơn nên ta sẽ kiểm tra khả năng chịu lực của
thanh ngang phía trên.
* Kiểm tra tỉ số độ mảnh giới hạn:
Đối với các bộ phận liên kết: KL
140
r


Trong đó:
+ K =0.75 (mm): hệ số chiều dài hiệu dụng
+ L = 5000 (mm): chiều dài không giằng
+ r (mm): bán kính hồi chuyển quanh trục y.

54. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 53
y
s
62632853.3
)
I
r 60.8(mm
A 16960
3
= = = →
Thay số ta có:
&#3627408446;&#3627408447;
??????
=
0.75×5080
60.8
=62.66<140
→ Đạt
* Kiểm tra sức kháng nén dầm ngang:
Theo Điều 9.5.1 11823-06:2017 cột có mặt cắt liên hợp phải được tính như sau:
Nếu: &#3627409158;≤2.25 thì Pn = 0.66

FeAs
Nếu: &#3627409158;>2.25 thì Pn = es
l
0.88F A
Với: 2
y
FKL
rE

=


Ta có:
&#3627409158;=(
&#3627408446;&#3627408447;
????????????
)
2
×
&#3627408441;
??????
&#3627408440;
=(
61.68
??????
)
2
×
250
200000
=0.48<2.25
→ Tính sức kháng nén theo TH1: →
??????
&#3627408475;=0.66
&#3627409158;
&#3627408441;
&#3627408466;??????
&#3627408480;=0.66
0.48
×250×16960=3473337.183(&#3627408449;)=3473.34(??????&#3627408449;) →
Kiểm tra điều kiện ta thấy: Pn = 3473.34 (kN) > Pwind = 17.84 (kN) → Đạt

55. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 54
MỤC LỤC

CHƯƠNG 1: XÁC ĐỊNH SƠ BỘ CÁC THÔNG SỐ KỸ THUẬT ............................................. 1
1.1. Số liệu thiết kế (Đề 2A6A) ......................................................................................................1
1.1.Số liệu chung .........................................................................................................................1
1.1.2. Vật liệu 1.1.2.1. Bê tông bản mặt cầu .............................................................................1
1.2. Cấu tạo kết cấu nhịp 1.2.1. Chiều dài tính toán kết cấu nhịp ............................................1
1.2.2. Thiết kế mặt cắt ngang cầu .............................................................................................1
1.2.3. Kích thước dầm chủ .........................................................................................................2
CHƯƠNG 2: ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA DẦM THÉP ...................................................... 3
2.1. Xác định chiều rộng hữu hiệu của bản cánh ........................................................................3
2.2. Xác định đặc trưng hình học của phần bản BTCT .............................................................3
2.3. Xác định đặc trưng hình học của phần dầm thép chưa liên hợp bản BTCT....................4
2.3.1. Dầm thép chưa có bản táp ...............................................................................................4
2.3.2. Dầm thép có bản táp ........................................................................................................5
2.4. Xác định đặc trưng hình học của phần dầm thép liên hợp bản BTCT .............................5
2.4.1. Dầm thép chưa có bản táp (liên hợp ngắn hạn n) .........................................................5
2.4.2. Dầm thép chưa có bản táp (liên hợp dài hạn 3n) ..........................................................6
2.4.3. Dầm thép có bản táp (liên hợp ngắn hạn n) ..................................................................7
2.4.4. Dầm thép có bản táp (liên hợp dài hạn 3n) ....................................................................8
CHƯƠNG 3: HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG ...................................................................................... 9
3.1. Hệ số phân bố hoạt tải theo làn cho monen..........................................................................9
3.2. Hệ số phân bố hoạt tải theo làn cho lực cắt ........................................................................10
3.3. Hệ số phân bố ngang cho lan can ........................................................................................10
CHƯƠNG 4: TÍNH TOÁN NỘI LỰC DO HOẠT TẢI .............................................................. 10
4.1. Lực cắt và momen tại vị trí gối ............................................................................................11
4.2. Lực cắt và momen tại vị trí L/8 ...........................................................................................11
4.3. Lực cắt và momen tại vị trí L/4 ...........................................................................................12
4.4. Lực cắt và momen tại vị trí 3L/8 .........................................................................................12
4.5. Lực cắt và momen tại vị trí L/2 ...........................................................................................13
CHƯƠNG 5: TÍNH TOÁN NỘI LỰC DO TĨNH TẢI ............................................................... 13
5.1. Tĩnh tải giai đoạn I ...............................................................................................................14
5.2. Tĩnh tải giai đoạn II ..............................................................................................................14
5.3. Tổ hợp nội lực do tĩnh tải (DC1 và DW) ........................................................................... 14
5.3.1. Nội lực tĩnh tải cho dầm trong ..................................................................................... 14
5.3.2. Nội lực tĩnh tải cho dầm biên ....................................................................................... 14
CHƯƠNG 6: TỔ HỢP TẢI TRỌNG ............................................................................................ 15
6.1. Các hệ số tải trọng ............................................................................................................... 15
6.2. Tổ hợp tải trọng ................................................................................................................... 15
6.2.1. Tổ hợp tải trọng cho dầm trong ................................................................................... 15
6.2.1. Tổ hợp tải trọng cho dầm biên ..................................................................................... 17
6.3. Tổ hợp tải trọng cho TTGH mỏi và đứt gãy ..................................................................... 18
CHƯƠNG 7: KIỂM TRA DẦM CHỦ .......................................................................................... 18
7.1. Kiểm tra các giới hạn kích thước mặt cắt ......................................................................... 19
7.1.1. Kiểm tra tỉ lệ các phần tử ............................................................................................. 19
7.1.2. Kiểm tra độ mảnh bản bụng có mặt cắt đặc chắc ...................................................... 19
7.2. Kiểm tra dầm theo TTGH cường độ ................................................................................. 20
7.2.1. Kiểm tra sức kháng uốn ................................................................................................ 20
7.2.2. Kiểm tra sức kháng cắt (Đ10.9 - TCVN 11823 - 6:2017) ........................................... 23
7.3. Kiểm tra dầm theo TTGH sử dụng .................................................................................... 24
7.3.1. Xác định ứng suất và thể hiện biểu đồ ứng suất trong dầm do uốn ......................... 24
7.3.2. Kiểm tra ứng suất tại biên trên và biên dưới dầm thép do tải trọng dài hạn ......... 25
7.3. Kiểm tra độ võng tiêu chuẩn và độ vồng ngược ............................................................... 26
7.4. Kiểm tra dầm theo TTGH mỏi ........................................................................................... 27
7.4.1. Kiểm tra mỏi do tải trọng gây ra ................................................................................. 27
7.4.2. Sức kháng mỏi do cong vênh gây ra ............................................................................ 28
CHƯƠNG 8: TÍNH TOÁN BỐ TRÍ NEO CHỐNG CẮT .......................................................... 29
8.1. Thiết kế neo theo trạng thái giới hạn mỏi ......................................................................... 29
8.2. Thiết kế neo theo trạng thái giới hạn cường độ ................................................................ 32
CHƯƠNG 9: THIẾT KẾ SƯỜN TĂNG CỨNG ......................................................................... 33
9.1. Thiết kế sườn tăng cứng tại gối .......................................................................................... 33
9.2. Thiết kế sườn tăng cứng trung gian ................................................................................... 35
CHƯƠNG 10: THIẾT KẾ MỐI NỐI ........................................................................................... 36
10.1. Thiết kế liên kết bản cánh và bụng dầm .......................................................................... 36
10.1.1. Xác định sức kháng cắt của đường hàn ........................................................................ 36
10.1.2. Xác định chiều cao đường hàn ...................................................................................... 37

56. ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP GVHD: TS. NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI


SVTH: HOÀNG KHÁNH PHƯỚC / MSSV: 20127027 55
10.2.1. Tính toán đặc trưng hình học dầm thép bị giảm yếu (Trường hợp 1) .......................38
10.2.2. Tính toán đặc trưng hình học các bản táp ốp mối nối (Trường hợp 2) .....................40
10.2.3. Xác định nội lực tác dụng lên vị trí mối nối (Vị trí L/4) ..............................................43
10.2.4. Kiểm tra dầm chủ tại tiết diện mối nối theo TH1 giảm yếu do thay đổi ĐTHH ....44
10.2.5. Kiểm tra dầm chủ tại tiết diện mối nối theo TH2 các bản táp mối nối ...................47
10.2.6. Thiết kế mối nối dầm ...................................................................................................49
CHƯƠNG 11: THIẾT KẾ HỆ LIÊN KẾT NGANG .................................................................. 51
11.1. Lý thuyết thiết kế liên kết ngang .......................................................................................51
11.2 Chọn kích thước liên kết ngang..........................................................................................51
11.3. Xác định lực gió tác dụng lên các dầm .............................................................................51
11.4. Kiểm tra khả năng chịu lực dọc của thanh ngang ...........................................................52

57. HO CHI MINH CITY UNIVERSITY OF TECHNOLOGY AND EDUCATION
FACULTY OF CIVIL ENGINEERING
DEPARTMENT OF TRANSPORTATION ENGINEERING


PROJECT OF STEEL BRIDGE DESIGN
(Drawing)













January, 2024
Student: HOANG KHANH PHUOC
Student ID: 20127027
Advisor: NGUYEN HUYNH TAN TAI . PhD

58. %Ô75Ë&+81*&ª8
GENERAL LAYOUT

59. 0º7&²71*$1*&ª8
TYPICAL CROSS SECTION

60. %7&+Ê7+Ô1*0¤1*'ª0
BEAM NETWORK SYSTEM

61. %Ô75Ë&¨87¤2'ª0&+ê
BEAM MAIN SIDE

62. &+,7,Â70Ô,1Ô,
CONNECTION USE HIGHT STRENGTH BOTL

63. &+,7,Â7'ª01*$1*9¬6là171*&ì1*
DETAIL OF COLLARBEAM AND RIBBON RISE STRENGTH