ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
MỤC LỤC
PHẦN 1 : SỐ LIỆU THIẾT KẾ
CHƯƠNG 1 : Giới thiệu công nghệ cầu bê tông cốt thép DUL thi công đúc hẫng cân bằng
CHƯƠNG 2 : Các thông số cơ bản của cầu
1Vật liệu 6
2Tiến độ thi công-trình tự thi công 7
CHƯƠNG 3 : Tính toán lan can, lề bộ hành
1Kích thước lan can, lề bộ hành : 10
2Kiểm toán thanh lan can : 10
3Kiểm toán cột lan can : 12
4Tính bản lề bộ hành : 15
5Kiểm toán va xe cho gờ chắn bánh (bó vỉa) 18
6Kiểm tra sức kháng cắt tại vò trí tiếp xúc : 21
CHƯƠNG 4 : Tính toán bản mặt cầu
1.1Tónh tải 23
1.2Hoạt tải 25
1.3Tổ hợp nội lực : 34
2Thiết kế cốt thép 35
2.1Thiết kế cốt thép cho bản cánh trên 35
2.2Thiết kế cốt thép cho bản cánh dưới 37
3Kiểm toán ở trạng thái giới hạn sử dụng 38
3.1Kiểm toán cho bản cánh trên 38
3.2Kiểm toán cho bản cánh dưới 40
CHƯƠNG 5 : Thiết kế kết cấu nhòp
1.Chọn các thông số kết cấu nhòp 42
2.Tính các đặc trưng hình học của tiết diện 43
2.1.Công thức xác đònh các đặc trưng hình học của tiết diện nguyên 41
2.2.Đặc trưng hình học tiết diện nguyên có xét đến giảm yếu do ống gen của cáp 43
2.3.Tính các giá trò đặc tính của bê tông : 46
2.4.Tính đặc trưng hình học ứng với các giai đoạn thi công : 49

7.7Tổ hợp tải trọng 120
7.8Kiểm toán trạng thái giới hạn sử dụng 125
7.9Kiểm toán trạng thái giới hạn cường độ 127
7.10Kiểm tra sức kháng cắt 135
CHƯƠNG 6 : Tính toán độ vồng ván khuôn
1.Biến dạng trong giai đoạn đúc hẫng 140
1.1.Phương pháp tính toán biến dạng 140
1.2Biến dạng do tải trọng bản thân các đốt đúc hẫng 141
1.2.1Biến dạng đàn hồi do tải trọng bản thân các đốt đúc hẫng 142
1.2.2Biến dạng từ biến do tải trọng bản thân các đốt đúc hẫng 145
1.3Biến dạng do tải trọng thi công trên các đốt đúc hẫng 148
1.3.1Biến dạng đàn hồi do tải trọng thi công trên các đốt đúc hẫng 148
1.3.2Biến dạng từ biến do tải trọng thi công trên các đốt đúc hẫng 150
1.4Biến dạng do cáp dự ứng lực trên các đốt đúc hẫng 150
1.4.1Biến dạng đàn hồi do cáp dự ứng lực trên các đốt đúc hẫng 150
1.4.2Biến dạng từ biến do cáp dự ứng lực trên các đốt đúc hẫng 152
2.Biến dạng trong giai đoạn hợp long biên 153
3.Biến dạng trong giai đoạn hợp long giữa 156
4.Biến dạng do tónh tải giai đoạn 2 159
5.Biến dạng do xe đúc 159
6.Độ vồng ván khuôn 164
SV : Đỗ Minh Duy Trang 2
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
CHƯƠNG 7 : Phụ lục
1.Các bảng liên quan đến tính toán của cáp âm : 167
2.Các bảng liên quan đến tính toán của cáp dương : 170
3.Phụ lục lập trình Matlab : 173
SV : Đỗ Minh Duy Trang 3
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
CHƯƠNG 1:

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
CHƯƠNG 2:
CÁC THÔNG SỐ CƠ BẢN CỦA CẦU
Thiết kế dầm cầu BTCT DUL liên tục 3 nhòp thi công theo phương pháp đúc hẫng cân
bằng có tổng chiều dài dầm là 168 m có các đặc điểm sau:
Cầu được thiết kế cho 4 làn xe
Bề rộng phần xe chạy B=14 m
Lề bộ hành 2 bên, bề rộng mỗi bên 1000 mm
Chiều dài nhòp giữa tính toán : 72000 mm
Chiều dài nhòp biên tính toán : 48000 – 450 = 47550 m
Mặt cắt ngang thành hộp, hai thành bên xiên, thành giữa thẳng đứng :
1 Vật liệu
 Bê tông dầm hộp :
Sử dụng bê tông có tỉ trọng trung bình, cường độ chòu nén 28 ngày của mẫu hình trụ 150-
300 mm là :
( )
'
c
f 50 MPA
=
, trọng lượng bê tông
( )
3
c
25 KN / m
γ =
, bê tông dầm sau khi
đúc được dưỡng ẩm
Ximăng pooclăng mác PC40, loại 1.
 Cốt thép thường

f 0.9 f 0.9 1860 1674 MPA
= × = × =
Lực kích :
( )
pj pu
f 0.78 f 0.78 1860 1451 MPA
= × = × =
 Ống gen
Ống gen có dạng nửa cứng và được mạ kẽm toàn bộ, diện tích ống gen theo 22TCN-272-
05 ít nhất bằng 2.5 lần diện tích các tao cáp trong bó, chọn , cự ly tim 2 bó cách nhau 130
mm, tim bó cáp cách mép bê tông 125 m
 Xe đúc-ván khuôn
Vì các đốt có trọng lượng là khác nhau. Chiều dài các đốt cũng có sự khác nhau vì thế
trọng lượng tổng cộng của ván khuôn sẽ khác nhau. Tuy nhiên, để đơn giản ta chọn sử
dụng xe đúc (kể cả bộ ván khuôn) có trọng lượng CE = 80 T, độ lệch tâm e = 2m so với
cuối đốt phía trước. Giá trò độ lệch tâm này dùng để tính cho cả momen do trọng lượng bê
tông ướt
 Hoạt tải thi công
Gồm các phương tiện thi công, máy móc nói chung
( )
4
CLL 4.8 10 MPA
−
= ×
trên 1 cánh
hẫng còn cánh kia là
( )
4
CLL 2.4 10 MPA
−

ĐT:20 ngày
10 ngày
bảo dưỡng
8

G
i
a
i

đ
o
a
ï
n
,

m
o
ãi

G
Đ

1
2

n
g
a

i
a
i

đ
o
a
ï
n
,

m
o
ãi

G
Đ

1
2

n
g
a
øy

5

n
g

m
o
ãi

G
Đ

1
2

n
g
a
øy

5

n
g
a
øy

b
a
ûo

d
ư
ơ
õ

g
a
øy

5

n
g
a
ø
y

b
a
û
o

d
ư
ơ
õn
g
HL:20ngày
bảodưỡng
10 ngày
HL:20ngày
bảodưỡng
10 ngày
HL:20ngày
bảodưỡng

Đúc K9
HLBiên
Đúc K2
Đúc K3
Đúc K4
Đúc K5
Đúc K6
Đúc K7
Đúc K8
Đúc K9
HLBiên
Đúc khối
đỉnh trụ
trên đà giáo
Đúc đoạn
trên đà giáo
Đúc khối
đỉnh trụ
trên đà giáo
đúc đoạn
trên đà giáo
TIẾN ĐỘ THI CÔNG DẦM CẦU 48-72-48
Ngày
SV : Đỗ Minh Duy Trang 8
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
2.2Trình tự thi công
Trình tự thi công có ảnh hưởng rất lớn đến sự phân phối lại nội lực trong kết cấu, thậm chí
còn rất nguy hiểm
Khi ta chọn hợp long các nhòp biên trước, hơp long nhòp giữa sau thì khi ta dỡ bỏ thanh neo
tạm, đục gối tạm trên trụ thì lúc bây giờ kết cấu là hệ tónh đònh nên sự chuyển vò nào đó

BƯỚC 3:THI CÔNG HP LONG NHỊP BIÊN
- THÁO XE ĐÚC MỘT BÊN RA KHỎI CÁNH HẪNG NHỊP GIỮA
KHI KÉO CÁP XONG ĐỐT K9
- DI CHUYỂN XE ĐÚC KÊ TRÊN NHỊP BIÊN VÀ NHỊP ĐÀ GIÁO CỐ ĐỊNH
- BẢO DƯỢNG VÀ KÉO CÁP CHỊU MOMEN DƯƠNG NHỊP BIÊN
, CẮT LIÊN KẾT TẠM TẠI TRỤ, DỢ BỎ XE ĐÚC HP LONG BIÊN
e+005,1.26e+005;BƯỚC 4:THI CÔNG HP LONG NHỊP GIỮA
- DI CHUYỂN XE ĐÚC ĐẶT TRÊN PHẦN HẪNG CỦA HAI NHỊP
- ĐỔ BÊ TÔNG ĐỐT HƠP LONG NHỊP GIỮA
- BẢO DƯỢNG VÀ KÉO CÁP CHỊU MOMEN DƯƠNG NHỊP GIỮA
K13K12K11K10
K9 K8 K7
K6 K5
K4 K3 K2 K1 K1 K2 K3 K4
K5 K6
K7 K8 K9
K9 K8 K7 K6 K5 K4 K3 K2 K1 K1 K2 K3 K4 K5 K6 K7 K8 K9
K0 K0
K0
K0K0
K1 K1K0 K1 K1K0
SV : Đỗ Minh Duy Trang 9
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
CHƯƠNG 3:
TÍNH TOÁN LAN CAN-LỀ BỘ HÀNH
1 Kích thước lan can, lề bộ hành :
300
100
250
Tấm thép T2

Thanh lan can được xem như dầm liên tục nhưng để đơn giản trong tính toán ta đưa
về sơ đồ dầm giản đơn để tính rồi sau đó điều chỉnh bằng các hệ số
Tónh tải gồm trọng lượng bản thân thanh lan can
Hoạt tải thiết kế gồm lực tập trung P = 890 N và w = 0.37 N/mm phân bố trên chiều dài
của thanh lan can (
th
L
) theo hai phương
Kích thước mặt cắt ngang thanh lan can

th
γ
= 7850 kg/m
3
= 77008.5 N/m
3
=
5
7.7 10
−
×
N/mm
3
Diện tích mặt cắt ngang thanh lan can :
( )
2 2 2 2
th
2
A D / 4 d / 4 90 / 4 80 / 4
1334.5 mm

×
(
PL
p
γ

×
(P
×
th
L
/4 + w
×
2
th
L
/8)+
DL
p
γ
×
th
q
×
2
th
L
/8)
= 1.05
×

/4 + w
×
2
th
L
/8)
= 1.05
×
1.75
×
( 890
×
2000/4 + 0.37
×
2
2000
/8)
= 1157625 N.mm
Momen tổng hợp tại mặt cắt giữa nhòp ở trạng thái giới hạn cường độ :
M =
2 2
1 2
M M+
=
2 2
1225066 1157625+
= 1685492 N.mm
Ta đưa sơ đồ dầm giản đơn về sơ đồ dầm liên tục bằng các hệ số điều chỉnh :
Momen tại giữa nhòp ở trạng thái giới hạn cường độ :
gn

s
f Sφ× ×
= 0.9
×
240
×
27389 = 5916000 N.mm
g
M
= 1179844 N.mm < M
p
= 5916000 N.mm
Vậy thanh lan can đảm bảo khả năng chòu lực
3 Kiểm toán cột lan can :

qh
Chọn các hệ số tải trọng

D
η
= 1 cho các thiết kế thông thường
SV : Đỗ Minh Duy Trang 12
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu

R
η
= 1 cho các mức dư thông thường

I
η

×
h = 10
×
120
×
1660 = 1992000 mm
3
Diện tích tấm thép T2 :
A
2
=
π
×
70
2
/2 + ((350 + 350)
×
(170+2
×
70)/2 - 2
×
2
90 / 4
π×
= 103476 m
2
Thể tích tấm thép T2 :
V
2
= A

Q
c
= V
c

×
th
γ
= 3169760
×
5
7.7 10
−
×
= 244.098 N
3.2Tính nội lực tại chân cột :
Hoạt tải thiết kế gồm lực tập trung P = 890 N và W = 0.37 N/mm phân bố trên chiều dài
của thanh lan can (
th
L
), ta qui về thành lực Ppw tác dụng lên cột lan can
Tónh tải gồm trọng lượng bản thân phân bố dọc theo chiều dài cột lan can qh thay đổi dần
từ trên xuống
Ppw = P + W
×
th
L
= 890 + 0.37
×
2000 = 1630 N

p
γ
×
N
LL
+
DC
p
γ
×
N
DC1
) = 1
×
(1.75
×
3260 + 1.25
×
244.098) = 6010.123 N
Momen :
M
u
=
η
×
PL
p
γ
×
M

I ( a F) 2 x10x120
12 12 12 2
19484083 mm


× − −
 
= + × = + +


 ÷
 




=
∑
Momen kháng uốn của tiết diện :
S= I/(y/2) = 19484083/(190/2) = 205095.6
3
mm
Sức kháng momen của tiết diện đường hàn :
M
p
=
y
f Sφ× ×

= 0.9

= 170 MN/m
2
= 170 N/mm
2
* Sức kháng cắt danh đònh của bulông ở trạng thái giới hạn cường độ
Vì các đường ren bao gồm trong mặt phẳng cắt nên theo (6.13.2.7-1 của 22TCN-272-05) ta
có :
n b ub s
R 0.38 A F N= × × ×

b
A
là diện tích của bulông tương ứng với đường kính danh đònh ,
b
A
= 245
2
mm
ub
F
là cường độ kéo nhỏ nhất của bulông
s
N
là số lượng các mặt phẳng chòu cắt tính cho mỗi bulông,
s
N
= 1
n
R 0.38 245 170 1= × × ×
= 15827 N

m li
×
=
×
∑
1
l
là khoảng cách giữa 2 dãy bulông ngoài cùng, ở đây
1
l
= 110 mm
m là số bulông trên 1 dãy , m = 2
u 1
k
2 2
M l 2995125 110
N
m li 2 110
× ×
= = =
× ×
∑
13614.2 <
n
T =
31654 N
Vậy bulông đảm bảo khả năng chòu lực
4 Tính bản lề bộ hành :
4.1Tính nội lực trong bản lề bộ hành :
Sơ đồ tính :

A
Trong đó A là diện tích mặt cắt ngang theo phương dọc cầu
A = t
bh
×
1000 = 100
×
1000 = 100000 mm
2c
γ
= 2500 kg/m
3
=
5
2.5 10
−
×
N/mm
3

DL =
5
2.5 10
−
×
×
1000 = 2.5 N/mm

(
DL
p
γ

×
DL +
PL
p
γ
×
PL )
×

2
tt
L
/ 8
=1.05
×
( 1.25
×
2.5 + 1.75
×
3 )
×
2
750
/ 8= 618310.5 N.mm
Momen tại giữa nhòp ở trạng thái giới hạn sử dụng :

×
2
750
/ 8= 406054.7 N.mm
Để thiên về an toàn ta lấy momen tại giữa nhòp của dầm giản đơn để thiết kế cốt thép
4.2Thiết kế cốt thép cho bản lề bộ hành :
Chiều cao tiết diện : h = 100 mm
Chiều rộng tiết diện : b = 1000 mm
Bê tông cấp 28
Cường độ chảy của cốt thép
y
f
= 280 MPA
Chọn chiều dày lớp phủ : d
c
= 25 mm
Chiều cao có hiệu của mặt cắt : d
s
=h - d
c
= 100 – 25 = 75 mm
Chọn hệ số sức kháng :
φ
= 0.9
Chiều dày của khối ứng suất tương đương :
a = d
s
-
2
u

Tính giá trò c/d
s
= 0.453/75 = 0.0006 < 0.45
'
c 1
s
y
0.85 f a b
A
f
× × × ×β
=
=
0.85 28 0.385 1000 0.85
280
× × × ×
= 27.816 mm
2
Diện tích cốt thép tối thiểu :
s min
A
=
'
c
y
0.03 f
f
×
×
b


Chọn
10φ
a200 để bố trí cốt thép chòu momen dương củabản lề bộ hành
Bố trí cốt thép chòu momen âm cũng như momen dương
*Kiểm tra lại điều kiện c/d
s
< 0.45
Với cốt thép đã bố trí trong phạm vi 1m bố trí được 5 thanh
10φ
có
s
A
= 392.69 mm
2
SV : Đỗ Minh Duy Trang 16
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
Ta tính lại
s y
'
c 1
A f
a
0.85 f b
×
=
× × ×β
( )
392.69 280
5.435 mm

1/3
sa c
f = Z/ (d × A)
=
1/3
30000 / (25 10000 )×
= 476.22 MPA > 0.6
×
y
f
= 0.6
×
280 = 168 MPA
Với A là diện tích bê tông có cùng trọng tâm với cốt thép chòu kéo chính chia cho số thanh
A = (25
×
2 )
×
1000 / 5 = 10000 mm
2

A
D10a200
Lấy
sa
f
= 0.6
×
y
f

s s
s
n A 2 d b
x 1 1)
b n A
 
× × ×
= × + −
 ÷
 ÷
×
 

( )
7.476 392.69 2 75 1000
1 1) 18.25 mm
1000 7.476 392.69
 
× × ×
= × + − =
 ÷
×
 

Momen quán tính của tiết diện :
( )
3 2
cr s s
3 2
4

Theo bảng 13.7.3.3-1 của 22TCN-272-05 ta có:
Chiều dài phân bố của lực theo phương dọc
t
L
= 1070 mm
Lực va ngang của ôtô
t
F
= 240 KN
Tính sức kháng của bó vỉa
Sức kháng của bêtông được xác đònh theo phương pháp đường chảy
* Đối với các va xô trong một phần đoạn tường
2
c c
w b w
c t
M L2
R 8M 8M H
2L L H
 
= + +
 ÷
−
 
( theo 13.7.3.4-1 của 22TCN272-05)
Ta tính chiều dài đường chảy theo công thức

2
t t b w
c

L L H.(M M .H)
L
2 2 M
+
 
= + +
 ÷
 
( theo 13.7.3.4-4 của 22TCN272-05)
Trong đó :
w
R
là sức kháng của bó vỉa

c
L
là chiều dài xuất hiện cơ cấu chảy

t
L
là chiều dài phân bố của lực theo phương dọc

b
M
là sức kháng của dầm tại đỉnh tường
SV : Đỗ Minh Duy Trang 18
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu

w
M

n
n
= 3
Diện tích cốt thép dọc trên mặt cắt ngang :

( )
2 2 2
s n n
A n d / 4 3 1.2 / 4 3.3929 cm= × π× = × π× =
Kiểm tra điều kiện
s s min
A A>
'
c
s min
y
0.03 f
A b h
f
×
= × ×
=
0.03 28
280
×
×
30
×
25 = 2.25 cm
2

× ×
=
3.3929 280
0.85 28 30
×
× ×
= 1.3306 cm
Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất
1
β
:
Vì
'
c
f
= 28 MPA nên
1
β
= 0.85
Chiều cao trục trung hoà : c = a/
1
β
= 1.3306 /0.85 = 1.565 cm
Tính giá trò c/d
s
= 1.565 /16.5 = 0.09 < 0.45
Ta tính được khả năng chòu lực của tiết diện :
SV : Đỗ Minh Duy Trang 19
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
( )

Kiểm tra điều kiện
s s min
A A>
( )
'
2
c
s min
y
0.03 f 0.03 28
A b h 1000 250 750 mm
f 280
× ×
= × × = × × =
Ta có
( )
2
s
A 796.69 mm=

>
( )
2
s min
A 750 mm=
=> Thỏa điều kiện
s s min
A A>
Ta tính sức kháng uốn của thép đứng
Giả sử :

Chiều cao trục trung hoà : c = a/
1
β
= 6.65 /0.85 = 7.8 mm
Tính giá trò c/d
s
= 7.8/225 = 0.035 < 0.45
Ta tính được khả năng chòu lực của tiết diện :
( )
( ) ( )
n s y s
M A f (d a / 2) 1 565.49 280 225 6.65
35081445 N.mm 35081.445 KN.mm
= φ× × × − = × × × −
= =
( )
c
M 35.081 KN.mm / mm→ =
*Đối với các va xô trong một phần đoạn tường :
Chiều dài đường chảy
SV : Đỗ Minh Duy Trang 20
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
( )
2
t t b w
c
c
2
L L 8.H.(M M .H
L

482.909 KN
 
= + +
 ÷
−
 
 
×
= × +
 ÷
× −
 
=
w t
R F>
=> đảm bảo khả năng chòu lực đối với va xô trong một phần đoạn tường
*Đối với các va xô tại đầu tường hoặc mối nối
Ta tính chiều dài đường chảy theo công thức
( )
2
t t b w
c
c
2
L L H.(M M .H)
L
2 2 M
1070 1070 300 19638.460)
2 2 35.0811
1187 mm

−
 
 
×
= +
 ÷
× −
 
= > =

w t
R F>
=> đảm bảo khả năng chòu lực đối với va xô tại đầu tường hoặc mối nối
6 Kiểm tra sức kháng cắt tại vò trí tiếp xúc :
Tính toán trên 1 đơn vò theo phương dọc cầu (1mm)
Sứckháng cắt danh đònh của mặt cắt tiếp xúc
n cv vf y c
V cA A f P
 
= + µ +
 
(theo 5.8 .4.1-1 của 22 TCN 272-05)
Diện tích bêtông tham gia truyền lực :
cv
A
= B
1

×
1 = 250

v
b
là bề rộng mặt tiếp xúc
v
b
= B
1
= 250 mm
( )
2
v y
0.35 b / f 0.35 250 / 280 0.3125 mm× = × =
Kiểm tra
( ) ( )
2 2
vf v y
A 0.565 mm 0.35 b / f 0.3125 mm= > × =

⇒
thoả điều kiện về diện tích
cốt thép chòu cắt
c là hệ số dính bám ở đây lấy c = 0.52 MPA ứng với bê tông đổ phủ lên bê tông sạch,đã
cứng và không được tạo nhám
µ
là hệ số ma sát
0.6µ = ×λ
,với bê tông tỷ trọng thường lấy
λ
= 1
Lực nén tónh thường xuyên xuống mặt phẳng cắt trên một đơn vò chiều dài (mm)

= 0.52
×
250+0.6
×
(0.565
×
280+1. 8)
= 226 N/mm = 226 KN/m

'
c cv
0.2 f ×
= 0.2
×
28
×
250 = 1400 N/mm >
n
V
= 226 N/mm

cv
5.5
= 5.5
×
250 = 1375 N/mm >
n
V
= 226 N/mm
_ Lực cắt tại chân tường do va chạm xe cộ trở thành lực kéo T trên một đơn vò chiều dài

SV : Đỗ Minh Duy Trang 22
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
lớn nhất nên ảnh hưởng đến độ cứng của kết cấu ít nhất. Theo dọc cầu, cắt một dải bản dài
1m để tính toán
Ta tiến hành qui đổi phần cánh dựa trên sự tương đương về mặt tiết diện
Tiết diện qui đổi :
1 Tải trọng tác dụng
1.1Tónh tải
+ Trọng lượng bản thân kết cấu DC
Thực hiện mô hình hóa trên MiDas, gán tải trọng bản thân vào ta có biểu đồ momen và
bảng tổng hợp momen tại các nút
Biểu đồ momen do TLBT.
SV : Đỗ Minh Duy Trang 23
ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD : Th.S Mai Lựu
Mặt cắt M(DC1)(N.mm)
1-1(-) -65994119
1-1(+) -31219835
2-2 4513090
3-3 -9506807
4-4 6283292
5-5 24376365
6-6 -45964922
+ Trọng lượng lớp phủ tác dụng lên bản mặt cầu :
Do lớp phòng nước :
( )
5
pn pn pn
q h 1000 1.5 10 10 1000 0.15 N / mm
−
= γ × × = × × × =

= × × × × =
Trọng lượng của bó vỉa bên trong :
( )
( )
−
= × × × × =
5
bv2
P 250 300 2.5 10 1000 1875 N
Lực truyền xuống bó vỉa bên trong :
( )
= + = + =
2 bv2 bh
P P P / 2 1875 2000 / 2 2875 N
Trọng lượng của bó vỉa phía ngoài :
( )
( )
5
bv1
P 600 250 2.5 10 1000 3750 N
−
= × × × × =
Trọng lượng của cột lan can truyền xuống bó vỉa phía ngoài :
( )
( )
( )
clc th T1 T2
5
P A 1000 A 1000 / 2000 A 1000 / 2000
1334.5 1000 16600 1000 / 2000 103476 1000 / 2000 7.8 10