Đồ án Thiết kế cầu, Thiết kế cầu bản, Chiều dài nhịp 24m, Cầu bản rỗng căng trước, Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN27205

I. Sè liÖu thiÕt kÕ 1.1 Sè liÖu chung ChiÒu dµi nhÞp 24 m Khæ cÇu 8+2x0 m T¶i träng thiÕt kÕ HL93+ Ng­êi ®i 3.103 Mpa D¹ng kÕ cÊu nhÞp CÇu b¶n D¹ng mÆt c¾t B¶n rçng VËt liÖu kÕt cÊu BTCTDUL C«ng nghÖ chÕ t¹o C¨ng tr­íc CÊp bª t«ng Grade 60 Lo¹i cèt thÐp tao 15.2mm 1.2 VËt liÖu 1.2.1 Bª t«ng 1.2.1.1 DÇm bª t«ng ®óc s½n C­êng ®é ë tuæi 28 ngµy f’ci=60 Mpa C­êng ®é khi c¾t tao thÐp f’ci= 51 Mpa Tû träng bª t«ng c=2400 kgm3 ( Khi tÝnh tÜnh t¶i ) =2500kgm3 =24.525 kNm3 M« ®un ®µn håi Ec=0.043c1.5 = 39162 Mpa M« ®un chèng c¾t fr=0.63 =4.88 Mpa HÖ sè poisson 0.2 1.2.1.2 B¶n bª t«ng ®æ sau C­êng ®é ë 28 ngµy f’c=60 Mpa M« ®un ®µn håi Ec=0.043c1.5 =39162 Mpa Tû sè m« ®un ®µn håi nr=1.00 1.2.2 Cèt thÐp th­êng Giíi h¹n ch¶y cña tÊt c¶ c¸c lo¹i cèt thÐp kh¸c =240 Mpa Giíi h¹n ch¶y cña thÐp däc chñ =420 Mpa M« ®un ®µn håi Es=200000 Mpa 1.2.3 Cèt thÐp DUL Sö dông tao thÐp 7 sîi xo¾n , ®­êng kÝnh danh ®Þnh 15.2mm Lo¹i cã ®é tù trïng thÊp theo tiªu chuÈn AASHTOM230(AST6MA41685)LAMF COOTS THEPS D¦L kÐo tr­íc , C­êng ®é ph¸ ho¹i fpu=1860 Mpa Giíi h¹n ch¶y fpy=0.9fpu=1674 Mpa M« ®un ®µn håi Ep=197000 Mpa

Mô đun đàn hồi Ec=0.043*γc1.5* f ' c=39162 Mpa

Bê tông atphan has =5 cm Lớp tạo phẳng hpv=10cm

2.2 Đặc tr ng mặt cắt ngang dầm bản rỗng

Kết cấu các khối bản lắp ghép của cầu sẽ đợc phân tích theo 3 giai đoạn :

Giai đoạn I : có xét trọng lợng bản thân dầm (dầm giản đơn)

Giai đoạn II : có xét trọng lợng bản thân liên hợp đợc đặt thêm bên trên các

khối bản đã lắp ghép Giai đoạn III : có xét trọng lợng lớp phủ mặt cầu , lan can ,gờ chắn …, ,

Bm Bb

Ta qui về mặt cắt tính đổi

Với mặt cắt tổ hợp ta quy đổi bê tông bản mặt cầu về bê tông dầm bằng cách lấy

chiều rộng bản mặt cầu cho tỷ số mô đun đàn hồi

Bảng tính đặc trng hình học mặt cắt qui đổi

Mặt

Bảng tổng hợp đặc trng hình học mặt cắt.

Đặc trng hình học Mặt cắt không liênhợp Mặt cắt Đơn vị

liên hợp

Bê tông lấp dầy Wcip=(Sg*hg-Ac)/2*γc= 3,09 (Dầm biên)kN/m

Wcip=(Sg*hg-Ac)*γc= 6,1803 ( Dầm trong)kN/m

4.1.Tính hệ số phân bố ngang hoạt tải

4.1.1 -Phân bố hoạt tải trên làn đối với mô men

Tại dầm trong tính cho trờng hợp 2 làn trở lên

Dex=e*Din

de=Khoảng cách từ sờn ngoài của dầm biên đến mép trong của đá vỉa hay lan can chắn xe Theo hình vẽ

de=-2000 mm > e=1.04+de/7600 =1.04+(-2000)/7600=0.7763

> Dex=0,7763*0.228=0,177

4.1.3 -Phân bố hoạt tải trên làn đối với lực cắt tại dầm trong:

Tải trọng thiết kế 2 lan hoặc hơn 2 làn

Din-s =(b/4000)0 4.(b/l)0 1.(I/J)0 05

=(1000/4000)0.4 *(1000/23400)0 , 1*(0,0442/0,053)0.05

=0,419-Phân bố hoạt tải đối với lực cắt tại dầm biên

Tải trọng thiết kế 2 lan hoặc hơn 2 làn

Dex-s = e*Din-s

e=1.02+de/15000=1.02+(-2000)/15000=0,8867

Dex-s =0,8867*0.419=0,371

Bảng tổng hợp hệ số phân bố hoạt tải của dầm giữa và biên

4.1.4 Hệ số xung kích

IM=25% cho các bộ phân cầu

IM=75% cho mối nối bản mặt cầu

IM=15% Cho TTGH mỏi và giòn

-Xe tải thiết kế là xe có ba trục trong đó

Hai trục trớc cách nhau 4.3 m

Hai trục sau cách nhau từ 4.3 đến 9.3 m

Ta dùng loại xe có hai trục sau cách nhau 4.3 m

9.3 kN/m

WL=9.3KN/m

4300mm tới 9000mm145KN

• Đờng ảnh hởng mô men , lực cắt và sơ đồ xếp tải xe HL93

Mặt cắt tại gối

Khi tính nội lực do tĩnh tảI gây ra ta giải tĩnh tải trên toàn bộ đờng ảnh hởng

94.54 71.00 25.77 0.000 9.27 15.87 18.54

Gờ chân lan can

367.67 276.11 100.21 0.000 36.05 61.70 72.09Tay vịn

Lớp tạo dốc

93.59 73.28 25.51 0.000 9.18 15.71 18.35Asphalt

41.25 30.98 11.24 0.000 4.04 6.92 8.09

gờ chắn

0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000Giai đoạn 1 799.24 585.20 212.38 0.000 76.40 130.78 152.79

94.54 71.00 25.77 0.000 9.27 15.87 18.54

Gờ chân lan can

367.67 276.11 100.21 0.000 36.05 61.70 72.09Tay vịn

Lớp tạo dốc

93.59 73.28 25.51 0.000 9.18 15.71 18.35Asphalt

41.25 30.98 11.24 0.000 4.04 6.92 8.09

gờ chắn

0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000Giai đoạn 1

799.24 585.20 212.38 0.000 76.40 130.78 152.79

4.4 Tính Nôi lực do hoạt tải

Theo sơ đồ xếp tải ta tính đợc nội lực theo công thức sau

- Xe tải thiết kế ( hoặc xe 2 trục)

4.4.2 Xe 2 trục

Xe hai trục thiết kế

M(kN.m) 938.20 127.27 794.31 0Q(kN) 103,95 125.62 156,42 213,95

4.4.4 Tải trọng bộ hành(PL)

Khi đờng bộ hành rộng hơn 600 mm phải lấy tải trọng ngời đi bộ bằng 3.10− 3Mpa=3 KN/m2

Và phải tính đồng thời cùng hoạt tải xe tải thiết kế

Với chiều rộng 2.0 m thì tải trọng dải đều là 3x 2 =6.0 KN/m

PL M(kN.m) 317.15 38.20 240.17 0

Q(kN) 16.05 38.20 26.80 64.204.5 Nội lực do hoạt tải

4.5.1- Bảng tổng hợp mô men và lực cắt trên dầm biên (do hoạt tảI gây ra)

• Nội lực do hoạt tải =( Xe tải thiết kế hay xe 2 trục )*(1+IM)* Dex +Tải trọng làn + PL*

Dex

IM=25% (do mô men gây ra)

Nội lực do hoạt tải =( Xe tải thiết kế hay xe 2 trục )*(1+IM)* Dex-s +Tải trọng làn + PL* Dex-s

IM=25% (do lực cắt gây ra)

Xe tải thiết kế hay xe 2 trục ta xẽ lấy giá trị lớn nhất trong hai giá trị

LL,IM,Làn,PL

M(kN.m) 417.75 57.54 330.05 0

Q(kN) 71.10 135.23 120.54 192.154.5.2- Bảng tổng hợp mô men và lực cắt trên dầm trong (do hoạt tảI gây ra)

• Nội lực do hoạt tải =( Xe tải thiết kế hay xe 2 trục )*(1+IM)* Din +Tải trọng làn + PL*

Din

IM=25% (do mô men gây ra)

Nội lực do hoạt tải =( Xe tải thiết kế hay xe 2 trục )*(1+IM)* Din-s +Tải trọng làn + PL* Din-s

IM=25% (do lực cắt gây ra

Xe tải thiết kế hay xe 2 trục ta xẽ lấy giá trị lớn nhất trong hai giá trị

LL,IM,Làn,PL

M(kN.m) 537.26 74.07 424.86 0 Q(kN) 80.19 152.52 135.84 216.72

Bảng tổng hợp mô men và lực cắt trên dầm biên

Momen (knm) Lực cắt (KN)MặT CắT L / 2 L / 4 dv từ gối L / 2 L / 4 dv từ gối Gối

Diện tích DAH

Trọng lợng dầm

779.24 585.20 212.38 0.000 76.40 130.78 152.79Bản liên hợp

94.54 71.00 25.77 0.000 9.27 15.87 18.54

Gờ chân lan can

367.67 276.11 100.21 0.000 36.05 61.70 72.09Tay vịn

Lớp tạo dốc

93.59 70.28 25.51 0.00 9.18 15.71 18.35Asphalt

gờ chắn

0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000

Ho¹t t¶i 417.75 330.05 57.54 71.10 120.54 135.23 192.15 Giai ®o¹n 1

779.24 585.20 121.38 0.000 76.40 130.78 152.79Giai ®o¹n 2 1815.45 1379.69 438.48 71.10 257.57 369.80 466.21

B¶ng tæng hîp m« men vµ lùc c¾t trªn dÇm trong

Momen (knm) Lùc c¾t (KN)MÆT C¾T L / 2 L / 4 dv tõ gèi L / 2 L / 4 dv tõ gèi Gèi

DiÖn tÝch DAH

Träng lîng dÇm

779.24 585.20 212.38 0.000 76.40 130.78 152.79B¶n liªn hîp

94.54 71.00 25.77 0.000 9.27 15.87 18.54

Gê ch©n lan can

367.67 276.11 100.21 0.000 36.05 61.70 72.09Tay vÞn

Líp t¹o dèc

93.59 70.28 25.51 0.00 9.18 15.71 18.35Asphalt

gê ch¾n

0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000Ho¹t t¶i 417.75 330.05 57.54 71.10 120.54 135.23 192.15 Giai ®o¹n 1

779.24 585.20 121.38 0.000 76.40 130.78 152.79Giai ®o¹n 2 1815.45 1379.69 438.48 71.10 257.57 369.80 466.21

giai đoạn 1 779.24 585.20 212.38 80.19 240.49 130.78 152.79giai đoạn 2 1604.17 1225.71 364.72 80.19 240.49 331.49 425.71

Trong đó : ηi = hệ số điều chỉnh tải trọng

- η : Hệ số liên quan đến tính dẻo, tính d, và sự quan trọng trong khai thác xác định theo Điều 1.3.2

- Mu: Mô men tính toán theo trạng thái giới hạn cờng độ I

- Vu : Lực cắt tính toán theo trạng thái giới hạn cờng độ I

Ta tính tại vị trí bất lợi nhất để kiểm toán theo trạng tháI giới hạn cờng độ nội lực do hoạt tảI và tĩnh tảI tác dụng vào dầm giữa và dầm biên là khác

nhau do đó ta phảI lấy giá trị nội lực lớn nhất của một trong hai dầm biên vàdầm giữa để kiểm toán trạng tháI trong mỗi trạng tháI giới hạn cờng độ

Trong bảng tổng hợp mô men ở trên ta thấy dầm biên bất lợi hơn và tại vị trímặt cắt L/2

t¶i trängtøc thêi MQ 1958.145 1509.9 250.14124.2959 228.63 343.84 410.26 kN0 kNm

tøc thêi MQ 1118.94 862.82 142.9371.03 130.64 196.48 234.43 kN0.00 kNm

5.1.2 Tæ hîp theo tr¹ng th¸i giíi h¹n sö dông

Sử dụng-I : Tổ hợp tải trọng liên quan đến khai thác thông th ờng của cầuư

Sử dụng-III : Tổ hợp tải trọng liên quan đến ứng suất kéo của kết cấu ứng

suất tr c với mục đích kiểm tra nứtướ

Hệ số tải trọng :

(Bảng 3.4.1-1)

D =1.0 Lớp phủ mặt cầu ( Asphalt)

D =1.0 Các cấu kiện và bộ phận liên quan

L =1.0 Hoạt tải (TTGH Sử dụng-I )

=0.8 Hoạt tải (TTGH Sử dụng-III )

6.1 ứng suất cho phép trong bê tông ở trạng thái sử dụng

6.1.2 Giới hạn ứng suất kéo

ft=0.5* f ' c(Mpa) Với các cấu kiện có các bó thép DUL dính bám

ft=0.25* f ' c(Mpa) Với các cấu kiện trong điều kiện ăn mòn nghiêm trọng

6.1.3 Giới hạn ứng suất nén sau khi mất mát

fc=0.45fc’ (Mpa) dới tác dụng của tải trọng thờng xuyên

fc=0.6 fc’(Mpa) dới tác dụng của tải trọng thờng xuyên và nhất thời trong vạn chuyểncẩu lắp

6.1.4 ứng suất giới hạn tao thép dự ứng suất

Chọn loại tao thép có độ tự chùng thấp với các đặc trng sau

ứng suất tại đầu kích fpj=0.78*fpu= 1451 Mpa

Sau khi truyền ứng suất fpt=0.74*fpu= 1376 Mpa

Trạng thái giới hạn sử dụng fpe=0.8*fpy= 1339 Mpa

6.2 Ước l ợng gần đúng các mất mát ứng suất

6.2.1 Mất mát theo thời gian

Với bê tông thông thờng đợc tạo dự ứng suất bằng các tao thép có độ tự trùng thấp thìmất mát do từ biến và co ngót của bê tông và độ tự chùng của cốt thép theo thời gian

đợc lấy gần đúng theo công thức sau

Với dầm bản rỗng có tao thép độ tự chùng thấp lấy cờng độ phá hoại bằng 1860 Mpa Mất mát = 270*(1-0.15*(f’c-41)/41)+41 PPR

Trong đó PPR( tỷ số DUL từng phần) =Aps*fps /( Aps* fpy+As*fy)

Khi không áp dụng DUL từng phần thì As=0 >PPR=1

Thayvào công thức trên ta đợc

Tổng mất mát =292.23 Mpa

Giá trị mất mát ứng suất của tao thép độ tự chùng thấp đợc giảm 55 Mpa

 Toàn bộ mất mát theo thời gian là =292.23-55=237.23 Mpa

Mất mát do nén ngắn đàn hồi đợc cộng thêm vào mất mát theo thời gian trong tổngmất mát ứng suất

Với cờng độ bê tông khi truyền ứng suất f’ci=60 Mpa

Mô đun đàn hồi của bê tông Eci = 39162 Mpa

Mô đun đàn hồi của thép Ep= 197000 Mpa

fcpg = Tổng ứng suất bê tông do DUL và trọng lợng bản thân tại trọng tâm tao cáptại mặt cắt mô men lớn nhất

fpi=0.7*fpu=0.7*1860=1302 Mpa

Pi=n*Aps*fpi=n*138.7*1302=180587.4*n (N)

Với : n số tao thép

Aps=138.7(mm2) diện tích 1 tao thép 15.2 mm

Tại thời điểm này, giá trị lực tạo ứng suất trớc yêu cầu cha xác định, vì vậy sẽ hợp

lý hơn

khi giả thiết tổng các mất mát ứng suất là 237.23 Mpa cho lần lặp đầu tiên

Tổng các mất mát ứng suất =237.23 Mpa

6.2.4 Lực dự ứng yêu cầu cần phải có là

ứng suất trong quá trình tạo DUL là =P/Ago +P*eo/Sb (*)

Dự ứng lực P=n*Aps*(0.78*fpu-Mất mát)=n*183.7*(1451-237.23) =222969.55n (N)

Tổng cộng ứng suất thớ dới đầm biênfb=fo+fdl+fcb+frl+fpv+fl = -18.94 Mpa

Giới hạn ứng suất nén của bê tông 0.6*f'c=0.6*60 =36 MPa

Vì fb > Giới hạn ứng suất chịu nén của bê tông nên

Dự ứng suất nén yêu cầu là =36 MpaTính P/Ag0 +P*e0/Sb=36Chọn thử lần 1 Trọng tâm của tất các bó thép tính tới Thớ dới dầm 106.25 mm Tới trọng tâm mặt cắt 226.86mm

Trọng tâm hàng thứ nhất, 19 tao tới thớ dới dầm 60mm

Trọng tâm hàng thứ hai, 19 tao tới thớ dới dầm 120 mm

Trọng tâm hàng thứ ba , 2 tao tới thớ dới dầm 800

Trọng tâm tất cả các tao tới thớ dới dầm y=19*50 19*100 3*700

Mất mát co ngắn đàn hồi (Ep/Eci)*fcgp= 108.775 MPa

Lực dự ứng P=n*Aps(0.78fpu-Tổng mất mát)= 164892.1*n MN

Chọn n = 40 tao 15.2 mm

6.3 ứng suất trong gian đoạn khai thác

Hiệu quả lực UST sau tất cả các mất mát

Pe= n*Aps(0.78fpu-mất mát)=40*138.7*(1451-226.16)=6.79 MN

ứng suất thớ trên dầm bê tông tại giữa nhịp do DUL

fpe'=Pe/Ago-Mpe/St= 6.97 6.97*0.22757

0.582− 0.0801 ==-7.83 MPa

ứng suất cuối cùng trong thớ trên dầm

ứng suất do tảI trọng thờng xuyên và DUL

fg(top)=fpe'+f( thờng xuyên )=-7.83+13.23=5.4 Mpa cho dầm Biên

ứng suất do tất cả tải trọng và DUL

fg(top)=fpe'+f( tt+ht )=-7.83+13.23+6.93= 12.33 Mpa cho dầm Biên

ứng suất nén giới hạn trong tổ hợp tải trọng sử dụng I

Do tải trọng thờng xuyên fc=0.45fc'= 0.45*60=27 Mpa>5.4 Mpa > Đạt

Do tải trọng thờng xuyên và tải trọng xe

fc=0.6fc'=0.6*60=36 Mpa >12.33 > Đạt

6.4 ứ n g suất tại thời điểm cắt tao thép để truyền dự ứng lực nén vào bê tông

Dự ứng lực đợc giả thiết là biến đổi tuyến tính từ trị số 0 tại đầu tao cáp đến giá trị

lớn nhất tại cuối chiều dài truyền ứng suất

Chiều dài chuyền ứng suất có thể lấy bằng 60 x ( đờng kính tao )

D = 762 mm ( đờng kính tao cáp thép = 15.2 mm )

6.4.1 Xác định mất mát ứng suất tại điểm truyền

Mất mát ứng suất tại điểm truyền chỉ bao gồm nén ngắn đàn hồi của bê tông và tựchùng của tao cáp

6.4.2 Mất mát do nén ngắn đàn hồi

Mất mát do co ngắn đàn hồi của bê tông trong các cấu kiện dự ứng suất phải lấybằng :

∆fpES = (EP/Eci) fcgp

Cờng độ bê tông khi truyền ứng suất : fci’ = 60 MPa

Mô đun đàn hồi bê tông : Eci = 39162 MPa Mô đun đàn hồi thép : Ep = 197000 MPa

fcgp = Tổng ứng suất bê tông do dự ứng lực và trọng lựơng bản thân tại trọng tâmtao cáp, tại mặt cắt có mô men lớn nhất

Đối với các cấu kiện kéo trớc của những đồ án thông thờng thì fcgp có thể đợc tínhtrên cơ sở ứng suất của thép dự ứng suất, đợc lấy bằng 0.70 fpu cho các tao thép có độ

6.4.3 Mất mát do cốt thép tự chùng

∆fprl = Log (24t)/40.0 (fpj/fpy – 0.55) fpj =

fpj = 0.78 fpu = 1451 MPa

fpy = 0.90 fpu = 1674 MPaThời gian để bê tông đạt đợc fci’ = 26 MPa là khoảng 12 giờ (có dùng phụ gia tăngcờng độ cao sớm )

Các tao cáp đợc căng trong thời gian ngắn trớc khi đổ bê tông và dự ứng lực sẽtruyền cho bê tông trong thời gian ngắn sau khi cắt

Thời gian xấp xỉ 1 ngày là hợp lý khi tính mất mát ứng suất do tự chùng cốt théptại thời điểm truyền

14 tao cáp sẽ không dính bám tại điểm truyền ứng suất

Trọng tâm các tao cáp dính bám tới thớ dới dầm 60 mm x 8 tao

Trọng tâm các tao cáp dính bám tới thớ dới dầm 120 mm x 10tao

Trọng tâm các tao cáp dính bám tới thớ dới dầm 800 mm x 3 tao

Trọng tâm tất cả các tao cáp tới thớ dới dầm y1=194.29 mm

Träng t©m tÊt c¶ c¸c tao c¸p tíi träng t©m dÇm eo=184.13 mm

Lùc dù øng lùc t¹i ®iÓm truyÒn = (n - 20) Aps (0.78 fpu - MÊt m¸t )

øng suÊt cuèi cïng thí trªn dÇm : fg(top) = 6.51-1.76=4.74MPa

Giíi h¹n øng suÊt kÐo trong diÖn tÝch cèt thÐp dÝnh b¸m:

'

0.5 ci ti

fci = 0.60 fci’ = 0.6*26=15.3 MPa > 4.704 MPa → §¹t

B¶ng øng suÊt c¸ch gèi 1 kho¶ng D

6.4.6 ứng suất trong bê tông cách gối 1.0 + D

Tại điểm cách gối “1.0 + D” sẽ có 15 tao không dính bám

6 tao sẽ đợc bọc đầu thanh tới 3.5m

8 tao sẽ đợc bọc đầu thanh tới 1.0m

b

M

S =-11.953MPaứng suất do dự ứng lực tại thớ trên dầm:

ứng suất cuối cùng thớ trên dầm :fg(top) =14.893-2.441= 12.452 MPa

Giới hạn ứng suất kéo trong diện tích cốt thép dính bám:

fti = 0.5 '

ci

f = -2.525 MPa với f’ci =26Mpa

ứng suất do dự ứng lực tại thớ dới dầm:

Giới hạn ứng suất nén trong cấu kiện ứng suất

fci = 0.60 fci ’ =0.6*26= 15.3 MPa > 1.572 MPa → Đạt !

Bảng ứng suất cách gối 1 khoảng 1.0 + D

Thớ trên (MPa) Thớ dới (MPa)

ứng suất cho phép -2.525  Đạt ! 15.3  Đạt !

7.Trạng thái giới hạn c ờng

Trạng thái giới hạn cờng độ xem xét đảm bảo yêu cầu độ bền và độ ổn địnhMỗi bộ phận kết cấu hoặc liên kết sẽ phải thoả mãn công thức sau ứng với mỗiTTGH

η∑(γiQi) ≤φRn = Rr (TCN 1.3.2.1-1)

7.1 Hệ số sức kháng

φ = 0.9 Khi tính khả năng chịu uốn kết cấu BTCT thờng

φ = 1.0 Khi tính khả năng chịu uốn kết cấu BTCT DƯL

Cờng độ I : Tổ hợp tải trọng cơ bản có xe trên cầu, không có gió

Hiệu ứng lực do nhiệt độ, co ngót và từ biến trong dầm giản đơn coi nh bằng 0

Hệ số tải trọng

γas = 1.50 lớp phủ mặt cầu ( Asphalt )

γDc =1.25 các cấu kiện và bộ phận liên quan

γL = 1.75 hoạt tảiHiệu ứng tải, Q = η∑(γiQi)

Mô men uốn, Mu = η(γDc*Dc +γas*Das + γL*LL)

Giai đoạn thi công: Mu=1360.46(KN.m)

giai đoạn khai thác: Mu= 2641.76 (KN.m)

7.4 Khả năng chịu uốn (22TCN 272- 01 5.7.3.2 )

Trong thực tiễn thiết kế, coi ứng suất phân bố trên một khối chữ nhật tơng đơng

có cạnh là 0.85 fc’, trên một chiều cao chịu nén bằng a = β1c

Hệ số β1 sẽ đợc lấy bằng 0.85 với cờng độ bê tông không quá fc’ = 28 MPa Với cờng độ bê tông vợt quá 28 MPa, β1 sẽ giảm ở mức 0.05 cho mỗi 7 MPa vợt quá

28 MPa Nhng không nhỏ hơn 0.65

β1 = 0.85 Với fc’≤ 28 MPa

β1 = 0.85 - 0.05(fc’ - 28)/7 ≥ 0.65 MPaDùng : β1 = 0.84 > 0.65

ứng suất trung bình trong tao cáp ứng suất trớc fps , có thể lấy nh sau :

' 1

0.85

s

ps pu c

7.4.1 Giai đoạn I :( Mặt cắt không liên hợp )

Quy đổi về diện tích hình chữ nhật với chiều cao h = 850 mm không đổi

 bề rộng b sau quy đổi b=Ago/h =446603/750=595.471mm