12 tính toán thiết kế mố cầu

– Nguyên tác chung khi tính toán mố II.1.1 - Các tải trọng tác dụng lên mố - Mố ở trên mực nớc thông thuyền và hầu nh không ngập nớc nên không tính tải trọng va xô tầu bè và cũng không t

ch¬ng VIII

thiÕt kÕ

mè

4500 1050 1050

ĐơnvịChiều dày tờng truớc tttr 2.2 m

Chiều cao tờng truớc httr 1.5 m

Chiều dày tờng đỉnh ttđ 0.5 m

Chiều rộng tuờng cánh Btc 3.714 m

Chiều cao tờng cánh Htc 4.5 m

Chiều dày tờng cánh ttc 0.5 m

Chiều rông bệ theo p dọc Bdb 6.6 m

Chiều rộng bệ theo p

Chiều dày tờng chắn ttch 0.3 m

Chièu dai tờng chắn l1tch 1.7 m

Chiều dày bản quá độ tbqđ 0.3 m

Khẩu độ làm việc của lbqđ 3.5 m

250 2000 1000

250 250

1500 1788

3500 250

II.1 – Nguyên tác chung khi tính toán mố

II.1.1 - Các tải trọng tác dụng lên mố

- Mố ở trên mực nớc thông thuyền và hầu nh không ngập nớc nên không tính tải trọng va xô tầu bè và cũng không tính tải trọng gió Đất đắp sau

4 Lực hãm dọc cầu

5 Ma sát gối cầu

6 áp lực của đất sau mố

7 Phản lực truyền xuống từ bản quá độ

II.1.2 - Các mặt cắt cần kiểm toán với mố

II.2.1 – Các tải trọng tác dụng lên mặt cắt III-III

- Mặt cắt III-III là mặt cắt tờng đỉnh nên chỉ có các loại tải trọng sautác dụng lên:

+ Trọng lợng bản thân của tờng đỉnh

+ áp lực ngang của đất do TLBT của đât

+ Hoạt tải đặt trên bản quá độ

II.2.3 – Sơ đồ tính toán mặt cắt III-III

III III

II.2.4 – Nội lực tại mặt cắt III-III do tĩnh tải

II.2.4.1 – Do TLBT mố: DC1

- Thể tích của tờng đỉnh: Vtờng đỉnh=23,4 m3

- Trọng lợng của tờng đỉnh: Ptờng đỉnh=23,4.24=561,6 KN

- Gây ra nội lực tại mặt cắt III-III:

N(KN)

M(KNm) Q(KN)

=

O

K

Trong đó :

+) δ: Góc ma sát giữa đất đắp và tờng : δ=24o

+) β: Góc giữa phơng đất đắp với phơng ngang : β=2o

+) θ: Gócgiữa phơng đất đắp với phơng thẳng đứng : θ=90o

+) ϕ: Góc nội ma sát của đất đắp : ϕ=35o

+) ϕ: Góc nội ma sát của đất đắp nhỏ nhất : ϕ=30o

+) ϕ: Góc nội ma sát của đất đắp lớn nhất : ϕ=40o

- Ta có bảng kết quả

Tên gọi các đại luợng Kí

hiệu Giá trị

Đơnvị

Góc ma sát giữa đất và tuờng δ 24 độ

Góc giữa mặt đất với phuơng

.sin

)(sin

2

2

δ θ θ

)

sin(

)sin(

+

=

βθδθ

βϕδ

ϕ

r

ϕ H(m) γ (KN/m3) Ka e(m)

B(m)3

5 2.76 18 0.2444 1.104 19.33

0.2959

9 1.104 19.34

350.038

235.703

II.2.5 – Nội lực tại mặt cắt III-III do hoạt tải

- Một cách gần đúng và thiên về an toàn coi bản quá độ làm việc ng dầmgiản đơn với khẩu độ làm việc Lquá độ=3,35 m

- Hoạt tải trên bản quá độ đợc tính cho cả 2 làn với hệ số làn =1.0

+) Tải trọng Ngời : qNG = 6,0 KN/m

+) Tải trọng làn : qLan = 9,3 KN/m

+) Xe tải thiết kế: Truck

+) Xe 2 trục thiết kế: Tan dom

- Nội lực do hoạt tải đợc lấy với hiệu ứng lớn nhất trong số các hiệu ứngsau :

+) Hiệu ứng 1 : Xe tải thiết kế (với cự ly trục sau thay đổi từ 4,3

đến 9 m ) tổ hợp với tải trọng làn và tải trọng đoàn Ngời

+) Hiệu ứng của 1 xe 2 trục tổ hợp với tải trọng làn và tải trọng Ngời

- Xếp xe tải thiết kế và xe 2 trục thiết kế lên ĐAH phản lực gối ta có

+) Tung độ ĐAH khi xếp xe tải Truck

P(KN) 145 145 35

yi(m) 1 0 0+) Tung độ ĐAH khi xếp xe 2 trục

M(KNm) Q(KN)Truck 362.5 -145 0Tando

185.68 0

-+ Do Tải trọng làn và tải trọng Ngời (Đã tính hệ số làn số làn)

Huớng về đuờngw(KN/

m)

DT

đah(m2) N(KN)

M(KNm) Q(KN)9.3 1.675 24.924

9.9696 04.5 1.675 15.075 -6.03 0

-II.2.6 – Tổ hợp nội lực tại mặt cắt I-I

- Các hệ số tải trọng theo các TTGH

Bảng hệ số tải trọng theo các trọng thái giới hạn : (Bảng 3.4.1.1)

Tổ hợp

tải trọng

Trạng thái GH

DCDDDWEHEVES

LLIMCEBRPLLSEL

WA WS WL FR

TUCRSR

TG

SE

Cờng độ I γn 1.75 1.00 0.00 0.00 1.00 0.5/1.2 γTG γSECờng độ II γn 0.00 1.00 1.40 0.00 1.00 0.5/1.2 γTG γSECờng độ III γn 1.35 1.00 0.40 1.00 1.00 0.5/1.2 γTG γSE

Đặc biệt

γn0.50 1.00 0.00 0.00 1.00 0.00



0.00 0.00

Sử dụng 1.00 1.00 1.00 0.30 1.00 1.00 1/1.20 γTG γSEMỏi chỉ có

áp lực đất thẳng đứng EV +) ổn định

+) Khung cứng 1.35 0.90 +) KC vùi mềm 1.95 0.90 +) Cống hộp thép

Hớng ra sông

γ N(KN)

M(KNm) Q(KN)

a - Trọng lợng các bộ phận mố

Tờng đỉnh

DC1

1.7

5 882.35

352.94 0.00

m

1584.3

5 277.13

525.06

Nội lực tính toán

1584.

35

348.3 2

525.0 6

+ TTGH CĐ1, bất lợi về phía đờng

Tên tải trọng

Kíhiệu

Hớng ra sông

γ N(KN)

M(KNm) Q(KN)

a - Trọng luợng các bộ phận mố

Tuờng đỉnh

DC1

1.2

5 702.00 0.00 0.00

b - áp lực đất

áp lực đất chủ động (với EH 0.6 0.00 183.85 153.2

5 882.35

352.94 0.00

m

1584.3

5

169.09

-153.21

Néi lùc tÝnh to¸n

1584.

35

169.0 9

-153.2 1

+ Theo THGH SD

Tªn t¶i träng

KÝhiÖ

-m LL 1.00 504.20

201.68 0.00

-Tæng

289.02Tando

m

1065.8

0 145.15

289.02

Néi lùc tÝnh to¸n

1065.

80

185.8 3 289.0 2

+ Nội lực để thiết kế

My Lực cắt Lực dọc trục Đơn vịCĐ1 -169.09 525.06 1584.35 KNm

SD 185.83 289.02 964.10 KN

II.2.7 – Bố trí cốt thép và kiểm duyệt.

II.2.7.1 – Bố trí cốt thép

- Ta bố trí cốt thép theo cấu tạo, sau đó kiểm tra theo các TTGH

- Kích thớc mặt cắt chịu uốn của tờng đỉnh:

rx

1111

ϕ

−+

M

Trong đó :

+) ϕ: Hệ số sức kháng với cấu kiện chịu nén dọc trục , ϕ= 0,75

+) Pu : Lực nén tính toán trong mặt cắt dầm chủ

+) Ag : Diện tích nguyên của mặt cắt

+) Mux : Mômen uốn tính toán tác dụng theo phơng x

+) Muy : Mômen uốn tính toán tác dụng theo phơng y

+) Mrx : Mômen uốn tính toán đơn trục theo phơng x

+) Mry : Mômen uốn tính toán đơn trục theo phơng y

+) Prx : Sức kháng nén tính toán theo phơng x (khi chỉ xét độ lệchtâm ey)

+) Pry : Sức kháng nén tính toán theo phơng y (khi chỉ xét độ lệchtâm ex)

+) Prxy : Sức kháng nén tính toán theo 2 phơng

=

=

p v v

' c n2

p s c n1 n

Vdb0.25fV

VVVVminV

dfA

V v y v

s

αα

Lấy θ = 45o

+) α : Góc nghiêng của cốt thép đai đối với trục dọc (độ) Nếu cốt

đai thẳng đứng, α = 900

+) Av : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly S (mm2)

+) VP : Thành phần lực ứng suất trớc có hiệu trên hớng lực cắt tác dụng, làdơng nếu ngợc chiều lực cắt (N) Với kết cấu BTCT thờng VP = 0

25.104

− =0,0363 m2

A fc

á

a d f

A S Y S − =7251.5 KNm

=> Mr=φMn=0,9 7251.5 =6526.4 KNm

- Kết luân: Mr>Mu: Mặt cắt đủ khả năng chịu uốn theo phơng dọc cầu

+ ĐK cờng độ chịu cắt

e e

Trong đó: de: Khoảng cách hữu hiệu từ thứo chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lực kéo của cốt thép chịu kéo: de=ds=0,45 m

=> dv=

0,9.0,45max 0,72.0,5

+ Kiểm tra hàm lợng cốt thép tối đa :

c=0,04903 m

de=0,45 m

- Kết luận: Mặt cắt thoả mãn ĐK lợng cốt thép tối đa.

II.2.7.3 – Duyệt theo TTGH SD

+) Hoạt tải không xét hệ số tải trọng

- Điều kiện kiểm toán : Các cấu kiện đợc thiết kế sao cho ứng suất kéotrong cốt thép chịu kéo ở TTGH sử dụng fsa phải thoả mãn :

1 - Với điều kiện môi trờng thông thờng Z ≤30000 N/mm

2 - Với điều kiện môi trờng khắc nghiệt Z ≤23000 N/mm

3 - Với kết cấu vùi dới đất Z ≤17500 N/mm

Giả sử ta thiết kế cho kết cấu dầm chủ trong điều kiện môi trờng bìnhthờng khi đó ta lấy thông số bề rộng vết nứt : Z = 23000 N/mm

- ứng suất trong cốt thép chịu kéo đợc tính theo công thức :

n y I

M f

tc

MPa f

A d

Z f

c sa

).( 1 / 3 ≤ = =

=

≤

Trong đó :

+) MTC : là mômen tại mặt cắt theo TTGH sử dụng

+) I : Mômen quán tính của mặt cắt kể cả cốt thép

+) y: Khoảng cách từ TTT đến trọng râm cốt thép chịu kéo

+) n: Hệ số quy đổi từ thép sang BT, n=

Ec Es

II.3.1 – Các tải trọng tác dụng lên mặt cắt II-II

- Mặt cắt I-I là mặt cắt tờng trớc nên có các loại tải trọng sau tác dụnglên:

+ Trọng lợng bản thân của tờng đỉnh

+ Trọng lợng bản thân của tờng trớc

+ áp lực ngang của đất do TLBT của đât

+ áp lực ngang của đất do hoạt tải

+ Hoạt tải đặt trên bản quá độ

+ Phản lực do KCN truyền xuống (tĩnh tải gđ1+gđ2+hoạt tải)+ Lực ma sát gối cầu

II.3.2 – Sơ đồ tính toán mặt cắt II-II

II II

1 3,35m

II-II

145 KN

4,3m 4,3m

e=1.25 e=0.85 e=0.24

M(KNm) Q(KN) 561.6

477.36 0

TLBT của tờng trớc

+ Thể tích của tờng trớc: Vtờng trớc=51,48 m3

+ Trọng lợng của tờng đỉnh: Ptờng trớc=51,48.24=3244,75 KN

+ Gây ra nội lực tại mặt cắt

N(KN) M(KNm) Q(KN) 1235,5

II.3.3.2 – Do trọng lợng bản thân của kết cấu nhịp

- TLBT của kết cấu nhịp truyền xuống thông qua phản lực gối, độ lệchtâm của phản lực gối so với trọng tâm mặt cắt II-II: e3=0,24 m

- Do sơ đồ làm việc của KCN là sơ đồ liên tục nên để xác định phản lựcgối ta sử dụng chơng trình Midas/Civil 6.3.0:

+ Sơ đồ làm việc:

Sơ đồ hoàn chỉnh: Dầm liên tục 8 nhịp

- Mô hình hoá trên Midas/Civil 6.3.0

- Kêt quả phản lực:

- Gây ra nội lực tại mặt cắt:

Hớng ra sông N(KN)

M(KNm)

Q(KN) 3764.9

941.22

II.3.3.3 – Do tĩnh tải giai đoạn 2

- Giá trị của tĩnh tải giai đoạn 2: DWTC=46.73 KN/m

- Xếp trên sơ đồ cầu hoàn thiện gây ra nội lực tại mặt cắt

Hớng ra sôngN(KN) M(KNm) Q(KN)1296.5

- Độ lệch tâm của điểm đỡ bản quá độ so với trọng tâm của mặt cắt I-I:

e1=1,25 m

- Phản lực từ bản quá độ gây ra nội lực tại mặt cắt I-I:

+ Do xe tải(Đã tính hệ số xung kích, hệ số làn và số làn)

Hớng về đờng N(KN)

M(KNm) Q(KN)Truck 290 -362.5 0Tando

m)

Dt

đah(m2) N(KN)

M(KNm)

Q(KN)9.3 1.925

28.644

35.805 04.5 1.925 13.86

17.325 0

-II.3.3.2 – Do hoạt tải đặt trên KCN

- Nội lực do hoạt tải đợc lấy với hiệu ứng lớn nhất trong số các hiệu ứngsau :

+) Hiệu ứng 1 : Xe tải thiết kế (với cự ly trục sau thay đổi từ 4,3

đến 9 m ) tổ hợp với tải trọng làn và tải trọng đoàn Ngời

+) Hiệu ứng của 1 xe 2 trục tổ hợp với tải trọng làn và tải trọng Ngời

- Sử dụng Midas/Civil 6.3.0 để xác định phản lực do hoạt tải:

+ Phản lực lớn nhất

- Nội lực do LL + Lane + IM ( Đã tính hệ số làn, số làn)

TH

Hớng về đờng Hớng ra sôngN(KN

)

M(KNm)

Q(KN) N(KN) M(KNm)

Q(KN)Truck -155 -38.75 0 2994.6 748.65 0

Tando

m -131 -32.75 0

2643.8

- Nội lực do Ngời

Hớng về đờng Hớng ra sôngN(KN

)

M(KNm)

Q(KN) N(KN)

M(KNm)

Q(KN)Ngời -22.4 -23.52 0 530.5

132.62

II.3.3.3 – Do áp lực ngang của đất do hoạt tải: LS

- Công thức tính áp lực đất do hoạt tải sau mố

Trong đó :

+) H : Chiều cao tờng chắn chịu áp lực đất

+) B : Bề rộng tờng chắn chịu áp lực đất

+) K : Hệ số áp lực đất chủ động

+) γ : Trọng lợng riêng của đất.

+) heq : Chiều cao lớp đất tơng đơng của hoạt tải

- Chiều cao lớp đất tơng đơng của hoạt tải xác định theo chiều cao tờngchắn :

Chiều cao tờngchắn

heq(m) B(m)

0.2444

2.2

5 0.835 14.6

30 4.5 18 0.296 2.2 0.835 14.6

B H h K

0.1993

241.33

657.6347

292.28

442.8273

196.81

II.3.3.4 – Do ma sát tại gối cầu : FR

- Lực ma sát gối cầu phải đợc xác định trên cơ sở của giá trị cực đại của

hệ số ma sát giữa các mặt trợt Lực ma sát FR đợc xác định theo côngthức sau :

FR = fmax N Trong đó :

+) fmax : là hệ số ma sát giữa bê tông với gối di động : fmax = 0,3.+) Tổng áp lực lớn nhất do tĩnh tải và hoạt tải trên KCN truyềnxuống mố

- Ta có bảng kết quả:

KN

em

Hớng về đờng Hớng ra sông

NKN

MKNm

Q

KN

NKN

MKNm

Q

KN Truck

2416.8Tando

2311.6

II.3.4 – Tổ hợp nội lực tại mặt cắt II-II

- Chỉ tổ hợp theo TTGH CĐ1 và TTGH SD

+ Các loại tải trọng tiêu chuẩn gây ra nội lực tại mặt cắt

Tên tải trọng

Kíhiệu

Hớng về đờng Hớng ra sông

γ

NKN

MKNm

Q

NKN

MNm

QKN

1235.5

2 0.00 0.00

1.00

c - áp lực do tĩnh tải kết cấu nhịp

Do tĩnh tải giai

1.00

155.00 -38.75 0.00

-1.00

2994.6

0

748.6

5 0.00Tando

1.00

131.00 -32.75 0.00

-1.00

-1.0

0 0.00

543.00

241.33

-1.0 0.0 4333

32416.8

2311

4144

6

2311.6

Do tĩnh tải giai đoạn I DC 1.25 4706.13 1176.53 0.00

Do tĩnh tải giai đoạn II DW 1.50 5647.35 1411.84 0.00

d - áp lực do hoạt tải

Do hoạt tải trên KCN

Truck

LL(kcn) 1.75 5240.55 1310.14 0.00Tandom

LL(kcn) 1.75 4626.69 1156.67 0.00

Do hoạt tải trên bản

quá độ

Truck

LL(bqd) 1.75 581.88 -727.35 0.00Tandom

LL(bqd) 1.75 724.26 -905.33 0.00

áp lực đất ngang do hoạt tải (với

7 ¸p lùc nøoc

+ Tæ hîp theo TTGH SD

Tªn t¶i träng

KÝhiÖu

Do tÜnh t¶i giai ®o¹n I DC 1.00 3764.90 941.23 0.00

Do tÜnh t¶i giai ®o¹n II DW 1.00 3764.90 941.23 0.00

d - ¸p lùc do ho¹t t¶i

Do ho¹t t¶i trªn KCN

Truck

LL(kcn) 1.00 2994.60 748.65 0.00Tandom

LL(kcn) 1.00 2643.82 660.96 0.00

- Tổng hợp nội lực tại mặt cắt II-II để tính toán thiết kế

TTGH Mômen

Lựccắt

Lực dọctrụcCĐ1

- Do tờng trớc chịu mômen uốn khá lớn nên ta phải bố trí cốt thép chịu lực

- Chọn cốt thép chịu lực là cốt thép AIII, đờng kính 25mm

- Kích thớc mặt cắt chịu uốn của tờng trớc:

+ Diện tích nguyên của mặt cắt=> Ag=31,9 m2

− =0,0363 m2

b f

f A f A

c

C

Y S Y S

.'

.85,0

'

1β

á

a d f

A S Y S − =0,0363.420000.(2,15-0,0413

2 )=32486,82 KNm => Mr=φMn=0,9 32486,82 =29237,78 KNm

- Kết luân: Mr>Mu=10352,21: Mặt cắt đủ khả năng chịu uốn theo

0,9dmax

e e

Trong đó: de: Khoảng cách hữu hiệu từ thứo chịu nén ngoài cùng

đến trọng tâm lực kéo của cốt thép chịu kéo: de=ds=2,15 m

bv=14,5 m=14500 mm

Khả năng chịu cắt của BT:

Lấy β=2

Vc=0,083. β f b c' v.dv=0,083.2 30 14500.2129=28072830 N => Vc=28072,83KN

=> Vr=φ.Vn=0,7 28072,83=19651,05 KN

- Kết luận: Vr>Vu=4109,68 : Mặt cắt BT đủ khả năng chịu cắt theo

ph-ơng dọc cầu , tuy nhiên ta vẫn bố trí cốt thép đai theo cấu tạo

+ Kiểm tra hàm lợng cốt thép tối thiểu :

+ Kiểm tra hàm lợng cốt thép tối đa :

- Kết luận: Mặt cắt thoả mãn ĐK lợng cốt thép tối đa

II.2.5.2 – Duyệt theo TTGH SD

II.4.1 – Các tải trọng tác dụng lên mặt cắt I-I

- Mặt cắt I-I là mặt cắt đáy móng nên có các loại tải trọng sau tác dụnglên:

+ Trọng lợng bản thân của tờng đỉnh

+ Trọng lợng bản thân của tờng trớc

+ Trọng lợng bản thân của tờng cánh

+ Trọng lợng bản thân của bệ mố

+ áp lực ngang của đất do TLBT của đât

+ áp lực ngang của đất do hoạt tải

+ Hoạt tải đặt trên bản quá độ

+ Phản lực do KCN truyền xuống (tĩnh tải gđ1+gđ2+hoạt tải)+ Lực ma sát gối cầu

II.4.2 – Sơ đồ tính toán mặt cắt I-I

II II

1 3,35m

145 KN 4,3m 4,3m

e=850 e=450 e=640 e=400

I-I e=1926,6

II.4.3 – Nội lực tại mặt cắt I-I do tĩnh tải

II.4.3.1 – Do TLBT mố: DC1

- TLBT của tờng đỉnh: Độ lệch tâm của nội lực do TLBT tờng trớc so vớitrọng tâm mặt cắt I-I e1=0, 45 m gây ra nội lực:

Huớng ra sôngN(KN) M(KNm) Q(KN) 561.6 252.72 0

- TLBT của tờng trớc: Độ lệch tâm của nội lực do TLBT tờng trớc so với trọngtâm mặt cắt I-I e2=0, 4 m gây ra nội lực:

Huớng ra sôngN(KN) M(KNm) Q(KN) 1235.52 494.208 0

- TLBT của tờng cánh:

+ Thể tích của 2 tờng cánh: Vtờng cánh =16,713 m3

+ Trọng lợng của 2 tòng cánh: P =16,713.24=401,11 KN

+ Độ lệch tâm của nội lực do TLBT tờng trớc so với trọng tâm mặtcắt I-I: e5=1, 93 m gây ra nội lực:

Huớng về đờngN(KN) M(KNm) Q(KN) 401.112 -774.15 0

- TLBT của tờng bệ mố:

+ Gây ra nội lực tại mặt cắt

N(KN) M(KNm) Q(KN)

II.4.3.2 – Do trọng lợng bản thân của kết cấu nhịp

- TLBT của kết cấu nhịp truyền xuống thông qua phản lực gối, độ lệchtâm của phản lực gối so với trọng tâm mặt cắt I-I: e4=0,64 m

- Gây ra nội lực tại mặt cắt:

Huớng ra sôngN(KN) M(KNm) Q(KN) 3764.9

2409.53

II.4.3.3 – Do tĩnh tải giai đoạn 2

- Giá trị của tĩnh tải giai đoạn 2: DWTC=46,73 KN/m

- Xếp trên sơ đồ cầu hoàn thiện gây ra nội lực tại mặt cắt

Hớng ra sôngN(KN) M(KNm) Q(KN)

35 8.96 18

0.2444

319.21

260.32

M(KNm) Q(KN) N(KN)

M(KNm)

Q(KN)

2700.98

II.4.4 – Nội lực tại mặt cắt I-I do hoạt tải

II.4.4.1 – Do hoạt tải đặt trên bản quá độ

- Độ lệch tâm của điểm đỡ bản quá độ so với trọng tâm của mặt cắt I-I:e=0,85 m

- Phản lực từ bản quá độ gây ra nội lực tại mặt cắt I-I:

+ Do xe tải(Đã tính hệ số xung kích, hệ số làn và số làn)

Hớng ra sông N(KN)

M(KNm) Q(KN)Truck 290 246.5 0Tando

m

371.36

315.65

+ Do Tải trọng làn và tải trọng Ngời (Đã tính hệ số làn số làn)

Hớng ra sôngw(KN/

m)

Dt

đah(m2) N(KN)

M(KNm)

Q(KN)9.3 1.925

)

M(KNm) Q(KN) N(KN) M(KNm)

Q(KN)Truck -155 -99.2 0 2994.6

- Nội lực do Ngời

Hớng về đờng Hớng ra sôngN(KN)

M(KNm)

Q(KN) N(KN)

M(KNm)

Q(KN)Ngời -22.4 -19.04 0 530.5 339.52 0

II.4.4.3 – Do áp lực ngang của đất do hoạt tải: LS

- Công thức tính áp lực đất do hoạt tải sau mố

Trong đó :

+) H : Chiều cao tờng chắn chịu áp lực đất

+) B : Bề rộng tờng chắn chịu áp lực đất

+) K : Hệ số áp lực đất chủ động

+) γ: Trọng lợng riêng của đất

+) heq : Chiều cao lớp đất tơng đơng của hoạt tải

- Chiều cao lớp đất tơng đơng của hoạt tải xác định theo chiều cao tờngchắn:

Chiều cao tờngchắn

heq(

m)

B(m)3

) M(KNm) Q(KN)1117.23 319.2

B H h K