GVHD: PGS.TS.NguyÔn Ngäc Long TKMH CÇu Bª t«ng cèt thÐp
PHẦN I
THUYẾT MINH
I. CÁC KÍCH THƯỚC CƠ BẢN
I.1.Chọn tiết diện mặt cắt dầm chủ.
I.1.1.Bố trí chung mặt cắt ngang cầu
Tổng chiều dài toàn dầm là 30 mét, để hai đầu dầm mỗi bên 0.4 m để kê gối. Như
vậy chiều dài nhịp tính toán của nhịp cầu là 29,2 mét
Cầu gồm 6 dầm có mặt cắt chữ I chế tạo bằng bêtông có f
c
’=40MPa, bản mặt cầu có
chiều dày 20cm, được đổ tại chỗ bằng bêtông f
c
’=30MPa, tạo thành mặt cắt liên hợp. Trong
quá trình thi công, kết hợp với thay đổi chiều cao đá kê gối để tạo dốc ngang thoát nước. Lớp
phủ mặt cầu gồm có 3 lớp: lớp phòng nước có chiều dày 0,5cm,, lớp bêtông Asphalt trên
cùng có chiều dày 7cm. Lớp phủ được tạo độ dốc ngang bằng cách kê cao các gối cầu.
1000
500 1500 250 9000 250 1500 500
5@23001000
Khoảng cách giữa các dầm chủ S=2300 mm
Giữa phần xe chạy và lề người đi phân cách bằng giải phân cách mềm
I.1.2.Chọn mặt cắt ngang dầm chủ.
Dầm chủ có tiết diện hình chữ I với các kích thước sau:
- Chiều cao toàn dầm: 1550mm
- Chiều dày sườn dầm: 200mm
- Chiều rộng bầu dầm: 600mm
- Chiều cao bầu dầm: 250mm
- Chiều cao vút của bụng bầu dầm: 200mm
- Chiều rộng cánh dầm: 800mm
- Phần gờ dỡ bản bêtông đổ trước: 100mm (mỗi bên)

h

: chiều cao tối thiểu của kết cấu nhịp kể cả bản mặt cầu; h=1550+200=1750mm
suy ra: h
min
=0,045.L=0,045.29200=1314mm< h

= 1750mm
=> Thỏa mãn
I.3.Xác định chiều rộng bản cánh hữu hiệu(A.4.6.2.6)
I.3.1 Đối với dầm giữa
- Bề rộng bản cánh hữu hiệu có thể lấy giá trị nhỏ nhất của
+ 1/4 chiều dài nhịp (=
29200
7300
4
=
mm)
+ 12 lần độ dày trung bình của bản cộng với số lớn nhất của bề dày bản bụng dầm hoặc 1/2
bề rộng bản cánh trên của dầm
=12.200+max



2/800
200
= 2800
+ Khoảng cách trung bình giữa các dầm kề nhau (S= 2300)- Khống chế
I.3.2 Đối với dầm biên
Hoµng Quèc §¹t Líp CÇu HÇm K47-2-

f
II.1 Phương pháp tính toán nội lực bản mặt cầu
Áp dụng phương pháp tính toán gần đúng theo Điều 4.6.2(AASHTO98).
Mặt cầu có thể phân tích như một dầm liên tục trên các gối đàn hồi là các dầm chủ.
II.2 Xác định nội lực bản mặt cầu do tĩnh tải
- Sơ đồ tính và vị trí tính nội lực
+ Theo Điều (A.4.6.2.1) : Khi áp dụng theo phương pháp giải phải lấy mô men dương cực trị
để đặt tải cho tất cả các vùng có mô men dương, tương tự đối với mô men âm do đó ta chỉ
cần xác định nội lực lớn nhất của sơ đồ. Trong dầm liên tục nội lực lớn nhất tại gối và giữa
Hoµng Quèc §¹t Líp CÇu HÇm K47-3-
GVHD: PGS.TS.NguyÔn Ngäc Long TKMH CÇu Bª t«ng cèt thÐp
nhịp. Do sơ đồ tính là dầm liên tục 5 nhịp đối xứng, vị trí tính toán nội lực là: a, b, c, d, e, f
như hình vẽ.
+ Theo Điều (A.4.6.2.1.6): “Các dải phải được coi như các dầm liên tục hoặc dầm giản đơn.
chiều dài nhịp phải được lấy bằng khoảng cách tâm đến tâm giữa các cấu kiện đỡ. Nhằm xác
định hiệu ứng lực trong các dải , các cấu kiện đỡ phải được giả thiết là cứng vô hạn .
+ Các tải trọng bánh xe có thể được mô hình hoá như tải trọng tập trung hoặc như tải trọng
vệt mà chiều dài dọc theo nhịp sẽ là chiều dài của diện tích tiếp xúc được chỉ trong điều
(A.3.6.1.2.5) cộng với chiều cao của bản mặt cầu, ở đồ án này coi các tải trọng bánh xe như
tải trọng tập trung.
- Xác định nội lực do tĩnh tải:
+ Tỷ trọng của các cấu kiện lấy theo Bảng (A.3.5.1.1) AASSHTO
+ Tĩnh tải tác dụng lên bản mặt cầu gồm các tĩnh tải rải đều do TTBT của bản mặt cầu,
TTBT của lớp phủ, lực tập trung do lan can tác dụng lên phần hẫng.
+ Đối với tĩnh tải, ta tính cho 1 mét dài bản mặt cầu
+ Thiết kế bản mặt cầu dày 200mm, tĩnh tải rải đều do TTBT bản mặt cầu:
g
DC(bmc)
=200.1000.24.10
-6

DW
)
η : Hệ số liên quan đến tính dẻo, tính dư, và sự quan trọng trong khai thác xác định theo
Điều 1.3.2
η=η
i
η
D
η
R
≥ 0,95
+ Hệ số liên quan đến tính dẻo η
D
= 0,95 (theo Điều 1.3.3)
+ Hệ số liên quan đến tính dư η
R
= 0,95 (theo Điều 1.3.4)
+ Hệ số liên quan đến tầm quan trọng trong khai thác η
i
= 1,05 (theo Điều 1.3.5)
=> η = 1,05.0,95.0,95 = 0,95
γ
p
: Hệ số tĩnh tải (Bảng A.3.4.1-2)
Hoµng Quèc §¹t Líp CÇu HÇm K47-4-
GVHD: PGS.TS.NguyÔn Ngäc Long TKMH CÇu Bª t«ng cèt thÐp
Loại tải trọng TTGH Cường độ1 TTGH Sử dụng
DC: Cấu kiện và các thiết bị phụ 1,25/0,9 1
DW: Lớp phủ mặt cầu và các tiện ích 1,5/0,65 1
II.2.1 Nội lực mặt cắt a

g
γγγη
Trong THGH CĐ1:
M
a
=
3
6 6
4,8.1000.1000.1,25 1,665.500.500.1,5
0,95.[ 7.465.1000.1,25.10 ]
2.10 2.10
−
+ +
= 12,011kNm
Trong THGH SD:
M
a
=
3
6 6
4,8.1000.1000.1 1,665.500.500.1
0,95.[ 7,465.1000.1.10 ]
2.10 2.10
−
+ +
=9,569kNm
II.2.2 Nội lực mặt cắt b
Đường ảnh hưởng Mb
Để tạo ra ứng lực lớn nhất tĩnh tải, trên phần Đah dương ta xếp tĩnh tải với hệ số lớn hơn 1,
trên phần Đah âm ta xếp tĩnh tải với hệ số nhỏ hơn 1.Cụ thể xếp như sau:

M
DW
)
- Trên phần Đah dương:
+ Với bản mặt cầu lấy hệ số γ
p
= 1,25 trong THGH CĐ1, bằng 1 trong THGH SD
+ Với lớp phủ lấy hệ số γ
p
= 1,5 trong THGH CĐ1, bằng 1 trong THGH SD
- Trên phần Đah âm:
+ Với bản mặt cầu lấy hệ số γ
p
= 0,9 trong THGH CĐ1, bằng 1 trong THGH SD
+ Với lớp phủ lấy hệ sô γ
p
= 0,65 trong THGH CĐ1, bằng 1 trong THGH SD
- Sau khi giải sơ đồ bằng MIDAS/civil kết quả mô men M
b
trong bảng dưới đây

Mặt cắt Đah DC1 DW
b + 3.02 1.05
- -1.85 -0.31
II.2.3 Nội lực mặt cắt Mc
Hoµng Quèc §¹t Líp CÇu HÇm K47-6-
GVHD: PGS.TS.NguyÔn Ngäc Long TKMH CÇu Bª t«ng cèt thÐp
Đường ảnh hưởng Mc
Làm tương tự như trên , ta có bảng kết quả sau:
Mặt cắt Đah DC1 DW

-0.0 41
-0.0 64
-0.0 73
-0.068
-0 . 056
-0.068
-0.038
-0 .01 8
-0.038
0.000
-0.053
-0 .079
-0.068
-0. 085
-0. 086
-0.074
-0.046
-0.074
0.000
0.26 6
0.156
0.39 8 0.39 8
0.15 4
0.26 5
0.15 4
0.065
0.000
0.019
0.017
0.018

d + 2.73 0.85 3.41 1.28
- -1.38 -0.48 -1.24 -0.31
e + 1.0 0.33 1.25 0.50
- -3.52 -1.16 -3.17 -0.75
f + 2.62 0.91 3.28 1.37
- -1.33 -0.41 -1.20 -0.27
II.3.Xác định nội do hoạt tải và người đi bộ
- Tải trọng thiết kế dùng cho bản mặt cầu và quy tắc xếp tải áp dụng quy định của Điều
3.6.1.3.3 (AASHTO98) :
+ Do nhịp của bản S=2300<4600mm phải được thiết kế theo các bánh xe của trục 145KN.
+ Tải trọng bánh xe phải được giả thiết là bằng nhau trong phạm một đơn vị trục xe và sự
tăng tải trọng bánh xe do các lực ly tâm và lực hãm không cần đưa vào tính toán bản mặt
cầu.
+ Xe tải thiết kế hoặc xe hai bánh thiết kế phải bố trí trên chiều ngang sao cho tim của bất kỳ
tải trọng bánh xe nào cũng không gần hơn (3.6.1.3.1) :
+ 300mm tính từ mép đá vỉa hay lan can: Khi thiết kế bản mút thừa
+ 600mm tính từ mép làn xe thiết kế: Khi thiết kế các bộ phận khác
+ Do cầu không có dải phân cách xe thiết kế có thể đi vào phần bộ hành
+ Khi xếp xe lên đường ảnh hưởng sao cho gây ra hiệu ứng lực cực hạn cả âm và dương
Hoµng Quèc §¹t Líp CÇu HÇm K47-8-
GVHD: PGS.TS.NguyÔn Ngäc Long TKMH CÇu Bª t«ng cèt thÐp
- Bề rộng dải tương đương :áp dụng Điều 4.6.2.1.3
+ Phần hẫng : SW = 1140 + 0,833X =1140+0,083.200=1306,6 mm
+ Mô men dương M
+
: SW = 660 + 0,55S = 660+0,55.2300=1925 mm
+ Mô men âm M
-
: SW = 1220 + 0,25S =1220+0,25.2300=1795 mm
Trong đó

- Sơ đồ tính mômen phần hẫng của bản mặt cầu
Hoµng Quèc §¹t Líp CÇu HÇm K47-10-
72.5 KN 72.5 KN
GVHD: PGS.TS.NguyÔn Ngäc Long TKMH CÇu Bª t«ng cèt thÐp
- Công thức xác định mômen trong THGH CĐ1 cho 1 mét dài bản mặt cầu:
+ M
TruckLoad
+
=

925,1
.25,1.5,72.75,1
95,0
) (
iii
y
SW
yIMP ∑
=
∑+
+
γ
η
+ M
TruckLoad
-
=

795,1
.25,1.5,72.75,1

+ γ=1,75 (Xem phần 7), η=0,95
+ y
i
: Tung độ đường ảnh hưởng
Bảng kết quả mômen tại các mặt cắt do TruckLoad
Mặt cắt Trạng thái giới hạn cường độ I
a b c d e f
Giá trị(kNm) -11,533 41.68 -41.60 31.07 -39.0 30.7
- Công thức xác định mômen trong THGH SD cho 1 mét dài bản mặt cầu:
+ M
TruckLoad
+
=

925,1
.25,1.5,72.1
95,0
) (
iii
y
SW
yIMP ∑
=
∑+
+
γ
η
+ M
TruckLoad
-

+
+
γ
η
Trong đó:
+ γ=1(Bảng A3.4.1-2), η=0,95
+ y
i
: tung độ đường ảnh hưởng
Hoµng Quèc §¹t Líp CÇu HÇm K47-11-
GVHD: PGS.TS.NguyÔn Ngäc Long TKMH CÇu Bª t«ng cèt thÐp
Bảng kết quả mômen tại các mặt cắt do TruckLoad

Mặt cắt Trạng thái giới hạn sử dụng
a b c d e f
Giá trị(KNm) -6.59 23.82 -23.77 17.75 -22.29 17.54
II.3.2.Nội lực do PeopleLoad
Xếp tải trọng người lên Đah các mặt cắt a, b, c, d, e,f ta có bảng kết quả sau
THGH Mặt cắt
a b c d e f
Cường độ1 -0.89 0.77 -0.58 -0,197 -0.082 -0.063
Sử dụng -0,51 0.44 -0.33 -0.113 -0.047 -0.036
Vậy nội lực để thiết kết bản mặt cầu là:
Mômen Âm Dương Hẫng
TTGH Cường độ1
44.46 45.93 24.43
TTGH Sử dụng
27.55 26.17 16.67
II.4 Vật liệu thiết kế cho bản mặt cầu
- Bê tông bản mặt cầu:

Hoµng Quèc §¹t Líp CÇu HÇm K47-12-
GVHD: PGS.TS.NguyÔn Ngäc Long TKMH CÇu Bª t«ng cèt thÐp
+ φ : Hệ số sức kháng quy định theo Điều (A.5.5.4.2.1)
Ta có φ = 0,9: Đối với trạng thái giới hạn cường độ 1 (Cho BTCT thường)
+ M
r
: Sức kháng uốn tính toán
+ M
n
: sức kháng uốn dang định
- Đối với cấu kiện chịu uốn khi sự phân bố ứng suất gần đúng theo hình chữ nhật như quy
định của Điều 5.7.2.2 thì M
n
xác định Điều 5.7.3.2.3






−−+






−−



dfaM
p
β
- Vì không có cốt thép ứng suất trước ,b=b
W
và coi A
s
’
= 0
2
n s y s
a
M A f d
 
⇒ = −
 ÷
 
Trong đó:
A
S
= Diện tích cốt thép chịu kéo không ứng suất trước (mm
2
)
f
y
= Giới hạn chảy qui định của cốt thép (MPa).
d
S
= Khoảng cách tải trọng từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt
thép chịu kéo không ứng suất trước (mm)

bf
fAfAfA
ca
c
ys
wc
ycyspsps
'
1
1
'
''
1
85.085.0
=
−+
==
β
β
β
Theo trạng thái giới hạn cường độ I Cốt thép phải bố trí sao cho mặt cắt đủ khả năng chịu lực
II.5.1 Bố trí cốt thép chịu mômen âm của bản mặt cầu(cho 1 mét dài bmc) và kiểm toán
theo THGH Cường độ 1.
II.5.1.1. Bố trí cốt thép chịu mômen âm của bản mặt cầu
- Không xét đến cốt thép chịu nén (sẽ bố trí cho mômen dương của bản mặt cầu)
- Mômen tính toán cho mômen âm của bản mặt cầu :M
u
= 44.46kNm (Bảng trên)
- Ta chọn trước số thanh rồi kiểm toán cường độ
- Bố trí 6 thanh cốt thép φ16

85.0
1
'
==
fc
ys
bf
fA
c
β
= 23.776mm
a=β
1
.c=0,836. 23,776 = 19.870mm
⇒
M
n
=A
s
.f
s
.(d
p
-
2
a
)=1206.37.420.(132-
2
870.19
).10

- Kiểm tra lượng cốt thép tối thiểu
Điều kiện:
y
c
Min
f
f
'
03.0≥
ρ
Trong đó:
min
ρ
:tỉ lệ giữa thép chịu kéo và mặt cắt nguyên
'
c
f
:cường độ quy định của bê tông
y
f
:cường độ chảy dẻo của thép chịu kéo
Ta có:
min
ρ
=
1206.37
200 1000×
=0.006032
y
c

- Không xét đến cốt thép chịu nén (bố trí cho mômen âm của bản mặt cầu)
- Mômen tính toán cho mômen dương của bản mặt cầu M
u
=45.93 kNm (Xem bảng trên)
- Ta chọn trước số thanh rồi kiểm toán cường độ
- Bố trí 6 thanh cốt thép φ14
=> Diện tích cốt thép A
s
=6.
2
3,1416.14
4
=923.630mm
2
II.5.2.2.Kiểm toán theo THGH Cường độ 1.
- Kiểm tra khả năng chịu mômen
Ta có: d
p
=t
s
- 25-
2
0
d
= 200 - 25-
14
2
=168mm
β
1

-6
=62,22kNm
M
r
=φ.M
n
=0,9.62,22 =56kNm > M
u
= 45.93 kNm => Thoả mãn.
- Kiểm tra lượng cốt thép tối đa (A.5.7.3.3.1)
Điều kiện:
42.0≤
e
d
c
Trong đó:
+ d
e
=d
P
=168 mm (Do coi A
ps
= 0 (A.5.7.3.3.1-2))
+ c: khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trục TH, c=15,85
e
d
c
=
18,2
168

923,63
200.1000
=0.0046
y
c
f
f
'
03.0
=
420
30
03.0
=0.002143

'
0.03
c
Min
y
f
f
ρ
⇒ ≥
=> Thỏa mãn
- Cự ly tối đa giữa các thanh cốt thép
Theo Điều 5.10.3.2 Trong bản cự ly giữa các cốt thép không được vượt quá 1.5 chiều dày
cấu kiện hoặc 450mm
S
max

2
mmmm
f
A
A
y
g
S
/431.0
400
230
75,075,0
2
==≥
Cốt thép do co ngót và nhiệt độ không được đặt rộng hơn hoặc 3.0 lần chiều dày cấu kiện
(3.200=600mm) hoặc 450 mm. Cốt thép co ngót và nhiệt độ theo phương dọc cầu
0.5A
S
=0.2065
Hoµng Quèc §¹t Líp CÇu HÇm K47-16-
GVHD: PGS.TS.NguyÔn Ngäc Long TKMH CÇu Bª t«ng cèt thÐp
II.5.5 Kiểm tra bản mặt cầu theo trạng thái giới hạn sử dụng (kiểm toán nứt)
- Theo Điều A.5.5.2 các vấn đề phải kiểm tra theo trạng thái giới hạn sử dụng là nứt , biến
dạng và ứng suất trong bê tông
- Do nhịp của bản nhỏ và không có thép dự ứng lực nên trong đồ án này chỉ kiểm toán nứt
đỗi với bản mặt cầu theo Điều 5.7.3.4
- Các cấu kiện phải được cấu tạo sao cho ứng suất kéo trong cốt thép ở trạng thái giới hạn sử
dụng f
sa
không được vượt quá:

II.5.5.1 Kiểm tra nứt đối với mô men dương
- Mô men dương lớn nhất là M = 26,17 kNm/m
- Tính f
s
:
+ Xác định vị trí trục trung hoà:
+ Lấy mômen tĩnh với trục qua cạnh dưới của mặt cắt:
''
2
dAndAn
h
hbS
ss
++=
Hoµng Quèc §¹t Líp CÇu HÇm K47-17-
GVHD: PGS.TS.NguyÔn Ngäc Long TKMH CÇu Bª t«ng cèt thÐp
=1000.200.100+
47.27691
200000
.1206,37.(200-68)+
200000
27691.47
. 923,63.32
=21363575.14 mm
3
+ Diện tích mặt cắt
'
ss
AnAnhbA
++=

3
2 2
1000.200 200000
1000.200.(100 99,19) 1206,37.(132 99,19)
12 27691, 47
cr
I = + − + −

2
200000
923,63.(99,19 32)
27691.47
+ −
=706292912.6 mm
4
+ Ứng suất trong cốt thép ở mép dưới bản :
6
2000000 26,17.(99,19 32).10
179,807
27691,47 706292912.6
s
cr
My
f n MPa
I
 
 
−
= = =
 ÷

y
=252 Mpa > f
S
= 179,807 MPa => Thoả mãn
II.5.5.2 Kiểm tra nứt đối với mô men âm
- Mô men âm lớn nhất là M= -27,55 kNm/m
- Khoảng cách từ TTH đến mép trên của mặt cắt: y=200-99,19=100,81 mm
- Ứng suất trong cốt thép ở mép trên bản :
6
2000000 27,55.(100,81 68).10
92,43
27691,47 706292912,6
s
cr
My
f n MPa
I
 
 
−
= = =
 ÷
 ÷
 
 
- Tính f
sa
:
d
c

+ Tĩnh tải : Tĩnh tải giai đoạn 1 DC1và tĩnh tải giai đoạn 2 (DC2+ DW)
+ Hoạt tải gồm cả lực xung kích(IL+IM): Xe HL 93
+ Nội lực do căng cáp ứng suất trước
+ Ngoài ra còn các tải trọng: Co ngót, từ biến, nhiệt độ, lún, gió, động đất.
Trong khuôn khổ đồ án sinh viên không xét đến các tải trọng này
III.1 Tĩnh tải rải đều lên 1 dầm chủ
- Tỷ trọng của các cấu kiện lấy theo bảng (A.3.5.1.1) AASHTO,giả thuyết tĩnh tải phân bố
đều cho mỗi dầm, riêng lan can thì một mình dầm biên chịu.
III.1.1. Tải trọng bản thân dầm DC
dc
- Thành phần tĩnh tải DC bên trên bao gồm toàn bộ tĩnh tải kết cấu trừ tĩnh tải lớp mặt hao
mòn dự phòng và tải trọng dự chuyên dụng . Do mục đích thiết kế 2 phần của tĩnh tải được
định nghĩa như sau:
- Tĩnh tải rải đều lên dầm chủ xuất hiện ở giai đoạn căng ứng suất trước.
g
DC1(dc)
= γ.Ag
Trong đó:
+ γ - Trọng lượng riêng của dầm, γ=24 KN/m
3

+ A
g
– Diện tích mặt cắt ngang của dầm khi chưa mở rộng. Với kích thước đã chọn như trên,
ta tính được A
g
=584000 mm
2
. Do dầm có mở rộng về 2 phía gối(xem bản vẽ) nên tính thêm
phần mở rông ta có được trọng lượng bản thân của dâm chủ g

DC1(đỡ)=
6
(1700.80.5).30000.10 .24
6.30000
−
= 2,72kN/m
III.1.4.Tải trọng do bản mặt cầu
Bản mặt cầu dày 200mm, rộng 13500mm
g
DC(bmc)=
6
10.24.13500.200
6−
=10,8 kN/m
III.1.5. Tải trọng do lan can
DC2 : Trọng lượng lan can xuất hiện ở giai đoạn
khai thác sau các mất mát
Ta sử dụng loại lan can theo tiêu chuẩn AASHTO
=> Tĩnh tải DC2 tác dụng cho dầm biên g
DC2
= 7,548 kN/m
III.1.6. Tải trọng của lớp phủ
Lớp phủ dày 75mm tỷ trọng 22,5 kN/m3
g
DW
= (13500-2.500).0,075x22,5.10
-3
= 21.0938 kN/m
Hoµng Quèc §¹t Líp CÇu HÇm K47-20-
58

III.2 Các hệ số cho tĩnh tải γ
p
(Bảng A3.4.1-2)
Bảng 5.2
Loại tải trọng TTGH Cường độ1 TTGH Sử dụng
DC: Cấu kiện và các thiết bị phụ 1,25/0,9 1
DW: Lớp phủ mặt cầu và các tiện ích 1,5/0,65 1
III.3. Xác định nội lực
- Ta tính toán nội lực dầm chủ tại 4 mặt cắt: MC giữa nhịp, MC 1/4 nhịp, MC cách gối 0,8m
và MC gối
- Để xác định nội lực, ta vẽ đường ảnh hưởng cho các MC cần tính rồi xếp tĩnh tải rải đều lên
đường ảnh hưởng. Nội lực được xác định theo công thức:
+ Mômen: M
u
= η.γ
p
.ω.g
+ Lực cắt: V
u
= η.g(γ
p
.ω
+
+γ
p
.ω
-
)
-Tương tự như tính toán bản mặt cầu với mục đích tạo ra hiệu ứng tải lớn nhất.
Trong đó:

ω=106.58
m
2
+ Trạng thái giới hạn cường độ 1
Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)
M
u
=0,95.(1,25.g
DC1(bmc)
+1,25.g
DC1(dc)
+1,25.
DC1(dn)
+1,25.g
DC1(đỡ)
+1,5.g
DW
).ω
=0,95.(1,25.10,8+1,25.15,041+1,25.1,768+1,25.2,72+1,5.3,469).106,58
= 4365,41 kNm.
Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can)
M
u
=0,95.(1,25.g
DC1(bmc)
+1,25.g
DC1(dc)
+1,25.
DC1(dn)
+1,25.g

+1.g
DC1(dc)
+1.
DC1(dn)
+1.g
DC1(đỡ)
+1.g
DW
+1.g
DC2
).ω
=0,95.(1.10,8+1.15,041+1.1,768+1.2,72+1.3,469+1.7,548).106,58
= 4186.32 kNm
- Đường ảnh hưởng mômen mặt cắt 1/4 nhịp
5,475
ω=79,935
m
2
+ Trạng thái giới hạn cường độ 1
Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)
M
u
=0,95.(1,25.g
DC1(bmc)
+1,25.g
DC1(dc)
+1,25.
DC1(dn)
+1,25.g
DC1(đỡ)

DC1(bmc)
+1.g
DC1(dc)
+1.
DC1(dn)
+1.g
DC1(đỡ)
+1.g
DW
).ω
= 0,95.(1.10,8+1.15,041+1.1,768+1.2,72+1.3,469).79,935
= 2566,56 kNm
Dầm ngoài(chịu toàn bộ tải trọng do lan can)
M
u
=0,95.(1.g
DC1(bmc)
+1.g
DC1(dc)
+1.
DC1(dn)
+1.g
DC1(đỡ)
+1.g
DW
+1.g
DC2
).ω
= 0,95.(1.10,8+1.15,041+1.1,768+1.2,72+1.3,469+1.7,548).79,935
= 3139,74 kNm

DC1(dn)
+1,25.g
DC1(đỡ)
+1,5.g
DW
+1,25.g
DC2
).ω
=0,95.(1,25.10,8+1,25.15,041+1,25.1,768+1,25.2,72+1,5.3,469+1,25.7,548).11,359
=567,067 kNm
- Trạng thái giới hạn sử dụng
Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)
M
u
= 0,95.(1.g
DC1(bmc)
+1.g
DC1(dc)
+1.
DC1(dn)
+1.g
DC1(đỡ)
+1.g
DW
).ω
= 0,95.(1.10,8+1.15.041+1.1,768+1.2,72+1.3,469).11,359
= 364,716 kNm
Dầm ngoài(chịu toàn bộ tải trọng do lan can)
M
u

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)
V
u
=0,95[1,25(g
DC1(bmc)
+g
DC1(dc)
+g
DC1(dn)
+g
DC1(đỡ)
)ω
+
-0,9(g
DC1(bmc)
+g
DC1(dc)
+g
DC1(dn)
+g
DC1(đỡ)
)ω
-
+ (1,5.g
DW.
ω+- 0,65.g
DW
.ω
-
)]

)ω
-
+ (1,5.g
DW.
ω
+
- 0,65.g
DW
.ω
-
)]
V
u
=0,95[1,25(10,8+15,041+1,768+2,72+7,548)3,65
- 0,9(10,8+15,041+1,768+2,72+7,548)3,65 + (1,5.3,469.3,65-0,65.3,469.3,65)]
= 56,193 kN
+ Trạng thái giới hạn sử dụng
Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)
V
u
=0,95[1.(g
DC1(bmc)
+g
DC1(dc)
+g
DC1(dn)
+g
DC1(đỡ)
)ω
+

+g
DC1(dc)
+g
DC1(dn)
+g
DC1(đỡ)
+g
DC2
)ω
+
- 1.(g
DC1(bmc)
+g
DC1(dc)
+g
DC1(dn)
+g
DC1(đỡ)
+g
DC2
)ω
-
+ (1.g
DW.
ω
+
- 1.g
DW
.ω
-

- Đường ảnh hưởng lực cắt mặt cắt gối
1
+
ω+=14,6
m
2
Làm tương tự như trên, ta có bảng tổng kết sau:
Mômen do tĩnh tải

L/2 L/4 0.8
TTGH
CD1 TTGH SD
TTGH
CD1
TTGH
SD
TTGH
CD1
TTGH
SD
Dầm
trong 4365,41 3422,08 3274,06 2566,56 465,253 364,716
Dầm
ngoài 5320,71 4186,32 3990,54 3139,74 567,067 446,167
Lực cắt do tĩnh tải Bảng 5.3.2
L/2 L/4 0.8 Gối
TTGH
CĐ1
TTGH
SD