THUYẾT MINH ĐỒ ÁN THIẾT KẾ CẦU THÉP

Tại sườn tăng cường đứng gối đầu tiên, bố trí hệ dầm ngang bằng thép cán chữ I, loại dầm cánh rộng W760 x 196.. Vị trí đặt DC3: Xác định bằng cách cân bằng momen tại điểm AVậy DC3 cách m

CHƯƠNG I : GIỚI THIỆU CHUNG

I.1.SỐ LIỆU THIẾT KẾ:

Thiết kế một kết cấu nhịp giản đơn, dầm thép liên hợp bản BTCT với các số liệu đầu vào sau :

Chiều dài toàn dầm : 30mBề rộng phần xe chạy : 7.5mBề rộng lề bộ hành : 2x1mTải trọng thiết kế : HL93

I.2.VẬT LIỆU

Thép làm dầm chủ : Thép tấm M270 cấp 250 có cường độ chảy Fy=250MPa.Thép làm hệ liên kết ngang (dầm ngang và khung ngang), sườn tăng cường : M270 cấp 250 có cường độ chảy Fy=250MPa

Thép bản mặt cầu, lề bộ hành :

Thép chịu lực, cấu tạo : CII có Fy=280MPa

Thép làm thanh lan can, cột lan can : M270 cấp 250 có cường độ chảy

Fy=250MPa

Bê tông bản mặt cầu, lan can, lề bộ hành : C30 có f C 30MPa

   Trọng lượng riêng của bê tông có cốt thép : C 2.5 10 5N mm/ 3

I.3.THIẾT KẾ MẶT CẮT NGANG CẦU:

I.3.1.Chọn số lượng dầm n, khoảng cách dầm S, chiều dài cánh hẫng L C :

Bề rộng toàn cầu: Btc=7,500 + 2 x 1,000+ 2 x 250 = 10,000 mm

Ta có:

12

tc c

I.3.2.Thiết kế độ dốc ngang cầu, cấu tạo các lớp mặt cầu :

Độ dốc ngang thiết kế : 2%

Tạo dốc bằng thay đổi chiều cao đá kê gối : Là dùng đá kê gối có chiều cao tăng dần để tạo độ dốc ngang của mặt đường sau khi hoàn thiện Chiều cao tối thiểu của gối là 100 mm

Chiều cao gối thiết kế:

Gối 1 : 150 mm

Gối 2 : 150 + S x 2%=190 mmGối 3 : 190 + S x 2%=230 mmCác gối còn lại : Đối xứng

I.3.3.Thiết kế thoát nước m ặt cầu :

Đường kính ống: D≥100 mm Diện tích ống thoát nước được tính trên cơ sở 1 m2

mặt cầu tương ứng với ít nhất 1.5 cm2 ống thoát nước Khoảng cách ống tối đa 15 m, chiều dài ống vượt qua đáy dầm 100 mm

Diện tích mặt cầu S = L x Btc =30 x 10=300 m2

Vậy cần bố trí ít nhất 450 cm2 = 45,000 mm2 ống thoát nước

2

2 1ơ

3.14 100

7,8504

ng

I.4.XÁC ĐỊNH KÍCH THƯỚC DẦM :

I.4.1.Chiều dài dầm tính toán :

Chọn khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối là : a=0.3 m

Chiều dài dầm tính toán : LTT = 30-2a = 30 - 2 x 0.3 = 29.4 m

I.4.2.Chiều cao dầm :

Chiều cao dầm được chọn từ chiều cao tối thiểu trong quy trình và theo kinh nghiệm thiết kế :

Vậy chọn chiều cao dầm thép: d=1,200 mm.

Chiều cao dầm liên hợp: H= 1,500

mm

I.4.3.Kích th ướ c ti ế t di ệ n ngang :

Chiều cao phần vút : hV=100mm

Chiều dày bản bê tông : tS=200 mm

Chiều dày sườn dầm : tW=15 mm

Chiều rộng cánh trên : bC=350 mm

Chiều dày cánh trên : tC=20 mm

Chiều rộng cánh dưới : bf=450 mm

Chiều dày cánh dưới : tf=20 mm

Chiều rộng bản phủ : b’f=550 mm

Chiều dày bản phủ : t’f=20 mm

I.5.THIẾT KẾ CẤU TẠO CÁC BỘ PHẬN

CỦA DẦM CHÍNH:

I.5.1.Sườn Tăng Cường, hệ liên kết ngang:

Chỉ bố trí sườn tăng cường đứng, không bố trí sườn tăng cường dọc

Bố trí 2 sườn tăng cường đứng gối tại đầu mỗi dầm, khoảng cách 200 mm

Bố trí sườn tăng cường đứng trung gian khoảng cách 1,500 mm, riêng tại đoạn đầudầm (từ đầu đến hệ khung ngang đầu tiên) thì bố trí cách khoảng 600-1000 mm

Tại sườn tăng cường đứng gối đầu tiên, bố trí hệ dầm ngang bằng thép cán chữ I, loại dầm cánh rộng W760 x 196

Tại các sườn tăng cường đứng cách khoảng 3m thì bố trí hệ khung ngang bằng

I.5.1.Neo chống cắt:

Thiết kế loại neo hình nấm với các số liệu

sau :

Đường kính đinh: dS = 20 mm

Chiều cao: h = 230 mm

Thiết kế 2 hàng neo với khoảng cách giữa

tim của neo đến

mép bản cánh trên là 75 mm, khoảng cách 2

hàng neo là 200 mm

I.5.2.Mối nối dầm chính:

Mối nối sử dụng bulong cường độ cao

Số lượng mối nối là 2, đặt đối xứng nhau

qua tim cầu,

vị trí đặt mối nối là 2/3 chiều dài dầm, cách đầu dầm 10 m

CHƯƠNG II : THIẾT KẾ LAN CAN, LỀ BỘ HÀNH, BẢN

Thể tích tấm thép T1: VT1 = 100 x 1,740 x 5 =870,000 mm3

Thể tích tấm thép T2: VT2 = 140 x 740 x 5 =518,000 mm3

Thể tích tấm thép T3: VT3 = 100 x 150 x 5 = 75,000 mm3

II.2.LỀ BỘ HÀNH:

Lề bộ hành: (tính trên 1mm theo phương dọc cầu)

Vị trí đặt DC3: Xác định bằng cách cân bằng momen tại điểm A

Vậy DC3 cách mép trái 1 đoạn bằng 448 mm

Chọn và bố trí cốt thép trong bản mặt cầu như hình sau:

Thép dùng cho lề bộ hành là thép CII có Fy=280 MPa

Bê tông sử dụng có F’c=30 MPa

II.3.BẢN MẶT CẦU:

Bản mặt cầu sẽ được tính toán theo 2 sơ đồ: Bản congxon và bản loại dầm Trong đó phần bản loại dầm đơn giản được xây dựng từ sơ đồ dầm liên tục do đó sau khi tính toán dầm đơn giản xong phải nhân với hệ số kể đến tính liên tục của bản mặt cầu

Cốt thép dùng trong bản mặt cầu là thép CII có cường độ Fy=280 MPa, bê tông dùng cho bản mặt cầu là loại bê tông có cường độ chịu nén f’c=30 MPa

Do trong phạm vi hẹp của đồ án môn học nên ta bố trí cốt thép trong bản mặt cầu theo yêu cầu cấu tạo như hình dưới

CHƯƠNG III : THIẾT KẾ DẦM CHÍNH

III.1.ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC :

III.1.1.GIAI ĐOẠN CHƯA LIÊN HỢP:

Diện tích mặt cắt ngang phần dầm thép:

3

''

9,829,751,541.950

12,833,181765.964

III.1.1.ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC GIAI ĐOẠN 2(GIAI ĐOẠN LIÊN HỢP):

III.1.1.1.Bề rộng có hiệu dầm trong B i và dầm ngoài B e :

III.1.1.2.Đặc trung hình học dầm trong:

III.1.1.2.1.Giai đoạn liên hợp ngắn hạn (ST):

Bố trí cốt thép trong bản mặt cầu là 12a200 và bê tông bản mặt cầu có

cường độ f’c=30MPa

4

ct

Trong đó: n là số thanh thép trong đoạn Be

Diện tích phần bản bê tông quy đổi về thép:

2

2,000 200 100 (350 100)

55,6258

Trong đó: n là hệ số quy đổi bê tông bản mặt cầu về thép, phụ thuộc vào

cường độ của bê tông làm bản mặt cầu ( f’c = 30Mpa => n = 8 )

Khoảng cách từ trọng tâm bản bê tông (tính phần vút) đến mép trên dầm

200 2,488.14 224.817 100 32,824,122,752

2

x mm

Diện tích cốt thép dọc bản:

Trong đó: n là số thanh thép trong đoạn Be

Diện tích phầnbản bê tông quy đổi về thép:

K

A

Khoảng cách từ trục trung hoà đến các mép dầm :

Mép trên dầm thép:

2 2 2

2 3

200 2,488 458 100 22,853,649,407

2

x mm

Tiết diệndầm thép

Tiết diện dầm liên hợp

Chưa liên hợp

Diện tích tiết diện

Momen kháng uốn thớ

Momen kháng uốn thớ

Momen kháng uốn tại

Momen kháng uốn tại

Tiết diện dầm liên hợp

Chưa liên hợp

Diện tích tiết diện

Momen kháng uốn thơ

Momen kháng uốn thớ

Momen kháng uốn tại

Momen kháng uốn tại

Momen quán tính của

tiết diện (mm4) 9,829,751,542 32,824,122,752 22,853,649,408

III.2.TẢI TRỌNG – HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG:

III.2.1.TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN CẦU:

III.2.1.1.Tĩnh Tải:

Hình3.1STC gối Hình 3.2 STC đứng trung gian

Hình 3.3 STC tại liên kết ngang

Sườn tăng cường:

Sườn tăng cường giữa: hình 3.2

Một dầm có: 12 x 2 = 24 sườn tăng cường giữaKhoảng cách các sườn: do = 1,500 mm

Khối lượng một sườn tăng cường: g s1113.620 N

Sườn tăng cường gối:hình 3.1

Một dầm có: 4 x 2 = 8 sườn tăng cường gốiKhoảng cách các sườn: 200 mm

Khối lượng một sườn: g s2 184.820 N

Sườn tăng cường tại liên kết ngang: hình 3.3

Một dầm có: 9 x 2 = 18 sườn tăng cường

Khoảng cách các hệ liên kết ngang: Lb = 3,000 mmKhối lượng một sườn tăng cường: g s3 263.230 N

Liên kết khung ngang:có 18 liên kết khung ngang trên mỗi dầm

Khoảng cách giữa các liên kết ngang 3,000 mm

Dùng thép L 100 x 100 x 10 (cho cả thanh xiên và thanh ngang) Trọng lượng mỗi mét dài: g LK 0.168 N mm/

Mỗi liên kết ngang có: 2 x 1 = 2 thanh LK ngang, 2 x 1 = 2 thanh LK xiên

Liên kết ngang ở đầu dầm:

Dầm ngang W760x196 dài 1,885m có khối lượng:

g=A x 1,885 x γ=25,100 x 1,885 x 7,85.10-5=3,714.110 NSườn tăng cường tại giữa dầm ngang để đặt kích trong quá trình thay gối sau này: Có 4 sườn tăng cường g=4.184,820=739.280 N

Mỗi dầm có 18 liên kết khung ngang và 4 dầm ngang

Trọng lượng bản thân bản mặt cầu:

Diện tích bản mặt cầu: Abmc=Btc.ts=10,000 x 200=2,000,000 mm2

Diện tích bản vút:

Trọng lượng lan can – lề bộ hành (đã tính ở trên):

DC3 = 7.717 N/mm (toàn cầu)Tĩnh tải lớp phủ DW:

Hoạt tải tác dụng lên dầm gồm có: HL93 + Tải trọng người đi

Tải trọng xe HL93 gồm có:

Tải trọng xe 3 trục và tải trọng lànTải trọng xe 2 trục và tải trọng làn

Xe 3 trục:

Trục trước: P3 = 35,000 NTrục sau: P1 = P2 = 145,000 N

Xe 2 trục: P1 = P2 = 110,000 N

Tải trọng làn: Wlàn = 9.3 N/mm

Tải trọng người đi: WPL = 3.10-3xB bộ hành= 3.10-3 x1,000=3N/mm

III.2.2.XÁC ĐỊNH HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG:

Khi bê tông bản mặt cầu chưa đủ cường độâ thì tĩnh tải DC2 chia đều cho cácdầm chính do đó hệ số phân bố tải trọng theo phương ngang của tĩnh tải DC2 được xác định như sau:

Hình 3.3.Đường ảnh hưởng dầm biên theo phương pháp đòn bẫy

Hoạt tải xe 3 trục và xe 2 trục : 1, 2 0.575 0.345

Hình 3.4.Đường ảnh hưởng dầm 3 theo phương pháp đòn bẫy

Hoạt tải xe 3 trục và xe 2 trục :

DW: 1 1 4,000

0.267

 Xét cho dầm 2:

Hình 3.5.Đường ảnh hưởng dầm 2 thep pp đòn bẫyHoạt tải xe 3 trục và xe 2 trục :

Từ kết quả tính cho dầm 2 và dầm 3, chọn dầm số 3 là dầm đại diện cho

các dầm trong vì có hệ số phân bố ngang lớn hơn, kết quả nội lực sẽ lớn hơn

III.2.2.2.Phương pháp dầm đơn: Chỉ tính cho HL93

III.2.2.2.1.Dầm Trong:

 Điều kiện áp dụng phương pháp dầm đơn:

1,100  S=2,000 4,900

110  ts=200  300 => Thỏa mãn6,000  L=29,400  73,000

Nb=5  4

 Hệ số phân bố cho moment:

Một làn chất tải:

E n E

 Hệ số phân bố cho lực cắt:

Một làn chất tải:

2,000

SI luccat

 Một làn chất tải: (PP đòn bẩy)

Hoạt tải xe 3 trục và xe 2 trục : 1, 2 0.575 0.345

(Hệ số phân bố ngang cho Momen và lực cắt cùng giá trị)

 Hai hay nhiều làn chất tải:

Vì de = - 250 thỏa điều kiện áp dụng PP dầm đơn, vậy không cần thiết tính

hệ số phân bố ngang cho tải trọng HL93 với các phương pháp khác như nén lệch tâm, gối tựa đàn hồi, nên ta có :

Hệ số phân bố cho momen: gME gMI

Tính hệ số phân bố cho lực cắt:

Hệ số điều chỉnh : 0.6 0.6 250 0.517

-III.2.2.3.Phương pháp nén lệch tâm:

III.2.2.3.1.Hệ Số mềm α :

3

S I

I I L

Khoảng cách liên kết ngang là: Lb=3,000 mm

Tính In:

Mặt cắt bố trí thép hệ liên kết ngang

Hình 3.7 Mặt cắt thép liên kết ngang L100x100x10

Thép L100x100x10 có: F=1920 mm2 ; I=1,770,000 mm4

Momen tĩnh đối với trục X-X:

3 -

1,000 200 2 19208

Từ hai điều kiện cho thấy, dùng phương pháp nén lệch tâm để tính hệ số

phân bố ngang cho tải trọng sẽ cho kết quả chính xác hơn phương pháp gối tựa đànhồi

Ta có đường ảnh hưởng cho dầm biên:

1 1

2

1 1

2

1 12

1 1'

a a y

Trong đó: n – số dầm chủ

ai – khoảng cách giữa 2 dầm đối xứng

Hình 3.8.Đường ảnh hưởng dầm biên theo pp nén lệch tâm

Ta có hệ số phân bố ngang:

5

g n

  

DW: 1 1 0.200

5

g n

  

Tính cho hoạt tải:

Khi xếp 1 làn xe trên cầu:

Hoạt tải xe 3 trục và xe 2 trục : 1.2 0.515 0.335 0.510

Khi xếp 2 làn xe trên cầu:

Hoạt tải xe 3 trục và xe 2 trục :

mg

B

III.2.2.3.3 Dầm Trong:

Ta có đường ảnh hưởng cho dầm trong: a1 = 8,000 mm; a2 = 4,000 mm;

Hình 3.10.Đường ảnh hưởng dầm trong theo phương pháp nén lệch tâm

Ta có hệ số phân bố ngang:

DC3: g 0.428 - 0.028 0.400DW:  1 7,500 (0.388 0.013) 0.200  

g

Tính cho hoạt tải:

Khi xếp 1 làn xe trên cầu:

Hoạt tải xe 3 trục và xe 2 trục : 

Khi xếp 2 làn xe trên cầu:

Hoạt tải xe 3 trục và xe 2 trục :

Hoạt tải người:

III.2.2.4.Phương pháp gối tựa đàn hồi: (Tham khảo)

(Trong trường hợp này chỉ tính để tham khảo, vì không thỏa điều kiện áp dụng)

Ta giả sử α=0.02 để tính theo phương pháp gối tựa đàn hồi

III.2.2.4.1.Dầm biên:

Sơ đồ bố trí dầm:

Và hệ số mềm α=0.02 ta tra bảng 3.21a trang 83 sách Thiết kế cầu

thép(TS.Nguyễn Xuân Toản-ThS Nguyễn Văn Mỹ) ta được đường ảnh hưởng của dầm biên

Hình 3.11.Đường ảnh hưởng dầm biên theo phương pháp gối tựa đàn hồi

Hoạt tải xe 3 trục và xe 2 trục :

Xét cho tải trọng làn:

Trường hợp xếp 1 làn:

(0.604 0.382) 1750 (0.382 0.247) 2000

0.1930.166 2000 0.148 1750

Với hệ số mềm α=0.02 ta tra bảng 3.21.a trang 83 sách Thiết kế cầu

thép(TS.Nguyễn Xuân Toản-ThS Nguyễn Văn Mỹ) ta được đường ảnh

hưởng của dầm biên

Hình 3.12.Đường ảnh hưởng dầm trong theo phương pháp gối tựa đàn hồi

Hoạt tải xe 3 trục và xe 2 trục :

(Kết quả PP gối tựa đàn hồi chỉ mang tính tham khảo)

(Những hệ số in đậm trong bảng là có sử dụng khi tính nội lực, còn các hệ số còn lại chỉ mang tính tham khảo)

III.2.2.5.Tĩnh Tải Tác Dụng Toàn Cầu:

DC1= 5.357(N/mm)

DC2= 55.625 (N/mm)

DC3= 7.717 (N/mm)DW= 10.350 (N/mm)

III.2.3.NỘI LỰC – TỔ HỢP NỘI LỰC THEO CÁC TTGH

III.2.3.1.KIỂM TRA DẦM CHỦ TẠI CÁC MẶT CẮT SAU:

Tại mặt cắt gối (I-I): cách gối một khoảng L = 0(Vu)

Tại mặt cắt mối nối (II-II): cách gối một khoảng L2 = 9,700 mm(Ms,Vs)Tại mặt cắt liên kết ngang gần mặt cắt giữa dầm (III-III): cách gối một khoảng

Hình 3.13 Đ.a.h lực cắt V

Diện tích đường ảnh hưởng:

0147000

III.2.3.2.CÁC MẶT CẮT TÍNH NEO CHỐNG CẮT Ở TTGH MỎI :

Thiết kế neo chống cắt, dự định bố trí neo không đổi trong khoảng 3m Vậy cần tính biên độ lực cắt mỏi VSR ở các mặt cắt sau :

Tại mặt cắt gối cách gối một khoảng: L0 = 0

Hệ số phân bố ngang của dầm giữa (0.623) lớn hơn của dầm biên (0.345) nên biên độ lực cắt được tính và thiết kế cho dầm giữa, rồi sử dụng kết quả để thiết kế cho dầm biên vì dầm biên chịu tải ít hơn.

(1 0.15) 0.75 (264,778 0) 118,5931.2

Hình 3.23: Chaát xe 3 truïc leân ñ.a.h.V3

Hình 3.24: Chaát xe 3 truïc leân ñ.a.h.V4

III.2.3.3.Mỏi bản biên (m ặt cắt cách giữa nhịp 1776 mm)

Hình 3.25: Chất xe 3 trục lên đ.a.h.Mmoi

Dầm biên:

1.20.345

0.75 (1 0.15) 1,696,005,0001.2

0.75 (1 0.15) 1,696,005,0001.2

III.3.NỘI LỰC – TỔ HỢP NỘI LỰC THEO CÁC TTGH

III.3.1.Nội lực không hệ số :

Bảng3.2: Bảng tổng hợp nội lực do hoạt tải tác dụng lên dầm chủ

(chưa nhân hệ số)

-Bảng3.3: Bảng tổng hợp nội lực do tĩnh tải tác dụng lên toàn cầu

(chưa nhân hệ số)

h ợ p 2 : Tĩnh tải + Xe tải 2 trục + tải trọng làn + tải trọng người đi bộ.

Ta thấy tải trọng xe 3 trục gây bất lợi hơn xe 2 trục nên ta dùng tổ hợp 1 để tính toán nội lực cho dầm

Trong đó:

η : Hệ số điều chỉnh tải trọng.=1.05x1.05 x0.95 =1.047

IM: Hệ số xung kích

: Hệ số tải trọng hoạt tải xe tải 3 trục

Bảng 3.4: Hệ số , IM, của các trạng thái gới hạn

III.3.3.Tổng hợp nội lực theo các trạng thái giới hạn:

Để kiểm toán cầu dầm thép và các bộ phận, cần phải xét các tổ hợp tải

trọng sau:

TTGH Cường Độ 1 : {1.25DC+1.5DW+1.75PL +1.75(LL+IM)}

Các kiểm toán : Khả năng chịu uốn, cắt của dầm, khả năng chịu lực của bảnnối dầm, khả năng chịu lực của các mối hàn liên kết cánh dầm vào bụng dầm

Bảng 3.10:Bảng tổng hợp momen do hoạt tải và do tĩnh tải ở TTGSD(N.mm)

 ( ) ( )1,15 0,75

1, 2

S sr

-III.4.KIỂM TOÁN CÁC ĐIỀU KIỆN CẤU TẠO DẦM THÉP

III.4.1.Kiểm tra tỉ lệ cấu tạo chung

Từ công thức: 0.1 yc 0.9

y

I I

t b

Jy: Mômen quán tính của mặt cắt phần dầm thép đối với trục thẳng đứng

trong mặt phẳng bản bụng

E = 200,000 MPa : môdun đàn hồi của thép

DC: chiều cao của bản bụng chịu nén trong phạm vi đàn hồi

fc: ứng suất ở trọng tâm bản cánh chịu nén do lực tính toán

Ứng suất ở trọng tâm thớ trên dầm thép(dầm biên)

,

1 2 (Y )

2757,778,248 1,573,681, 755

(765 10) 179.30MPa9,829,751,541

(765 10) 179.30MPa9,829,751,541

Thoả mãn điều kiện

III.4.3.Kiểm tra yêu cầu bốc xếp

Để đảm bảo chống mất ổn định của bụng dưới tác dụng của trọng lượng bảnthân dầm khi gia công và lắp ráp thì khoảng cách của các sườn tăng cường phải thỏa mãn điều kiện:

2

0

260/ tw

Thỏa mãn điều kiện.

III.5.KIỂM TOÁN KHẢ NĂNG CHỊU LỰC Ở GIAI ĐOẠN 1

III.5.1.Tính toán các tham số kiểm toán

III.5.1.1.Momen dẻo Mp

III.5.1.1.1 Xác định lực hoá dẻo trên tiết diện dầm không liên hợp:

Hình 3.27: Lực dẻo tác dụng trên tiết diện dầm không liên hợp

Lực dẻo trong cánh dưới dầm:

III.5.1.1.2.Xác định vị trí trục trung hoà dẻo (PDA)

Vị trí trục trung hoà dẻo được xác định trên cơ sở cân bằng lực dẻo chịu kéo

với lực dẻo chịu nén:

 Trục trung hoà PDA sẽ đi qua bản bụng dầm thép

Đặt khoảng cách từ mép trên bản bụng dầm thép đến trục trung hoà dẻo là

Y ta có:

Phần lực dẻo chịu nén trong bản bụng dầm được xác định theo công thức:

w nen

P Y P