đồ án thiết kế cầu thép

ĐỒ ÁN CẦU DẦM THÉP KHÔNG LIÊN HỢP VỚI BẢN MẶT CẦU, SỐ LƯỢNG DẦM CHỦ 5 DẦM, CẦU DÀNH CHO 2 LÀN XE CHẠY, SƠ ĐỒ NHỊP NHỊP 38M, TẦN SUẤT LŨ THIẾT KẾ P= 1%, HOẠT TẢI HL93, ĐOÀN NGƯỜI 4.0KNM2, hệ liên kết ngang, hệ liên kết dọc cầu dầm thép không liên hợp bản mặt cầu

Chương 1LỰA CHỌN TIẾT DIỆN DẦM CHỦ1.1 Sơ bộ chọn dạng mặt cắt ngang (MCN) và tiết diện dầm

1.1.1 Cơ sở tính toán

Thiết kế dầm thép chịu uốn theo:

- Trạng thái giới hạn (TTGH) về cường độ

- TTGH sử dụng để kiểm tra độ võng

- TTGH mỏi và nứt gãy cho các chi tiết

- Yêu cầu mỏi cho vách

- Tính khả thi của cấu tạo

1.1.2 Chọn dạng mặt cắt ngang và chiều dài tính toán

1.1.2.1 Chiều dài nhịp tính toán.

- Chiều dài tính toán cầu dầm giản đơn 1 nhịp: Ltt = 37 m

1.1.2.2 Số lượng dầm chủ.

Các thông số thiết kế gồm:

- Chiều rộng phần xe chạy: B1 = 7 m

- Chiều rộng phần người đi bộ: B2 = 1,5 m

- Chiều rộng cột lan can: B3 = 0,25 m

- Chọn dạng bố trí người đi bộ cùng mức với phần xe chạy, gờ chắn bánh xe đểphân cách làn xe và người đi bộ

1.1.2.3 Chọn kiểu dầm chủ.

- Chọn kiểu dầm thép tổ hợp chữ I Thép sử dụng là thép hợp kim thấp cường độ cao M270M cấp 345, có cường độ chảy min Fy = 345(MPa), cường độ kéo min

Fu = 450MPa, theo mục 6.4.1[1]

Mô đun đàn hồi của thép thường Es = 200000 MPa

- Bêtông sử dụng cho bản mặt cầu là bêtông có fc’ = 30 MPa

- Thép đường hàn là thép cơ bản A572/M270M cấp 345

1.1.2.6 Chiều dày bản mặt cầu.

Các yêu cầu về cấu tạo bản mặt cầu:

- Chiều dày tối thiểu của bản mặt cầu BTCT được quy định ở điều 9.7.1.1[1] là

175mm (không kể lớp hao mòn)

- Khi chọn chiều dày bản phải cộng thêm lớp hao mòn 15mm

- Đối với bảng hẫng của dầm ngoài cùng do phải thiết kế chịu tải trọng va chạmrào chắn nên chiều dày bản phải tăng lên 25mm (chiều dày tối thiểu ở mút hẫng

là 200mm)

→ Chọn chiều dày bản mặt cầu ts = 200mm

Bảng 1.1: Kích thước tiết diện dầm chủ.

Hình 1.2: Cấu tạo mặt cắt ngang dầm chủ.

Chương 2TÍNH TOÁN NỘI LỰC CỦA DẦM CHỦ2.1 Số liệu đầu vào

- Khoảng cách giữa các dầm chủ: S = 2200 mm

- Số lượng dầm chủ: Nb = 5 dầm

- Kiểu dầm chủ: Dầm thép chữ I

2.1.1 Các yếu tố mặt cắt ngang và đặc tính cơ học của vật liệu

+ Đối với cầu dầm thép không liên hợp thì các yều tố của mặt cắt ngang cầu cóliên quan, có quan hệ mật thiết đến nhau: số lượng dầm, khoảng cách dầm lànhững yếu tố có liên quan mật thiết với nhau, theo kinh nghiệm thì cho thấyrằng việc bố trí khoảng cách dầm lớn, số lượng dầm chủ ít thì kinh tế hơn sovới việc ta bố trí nhiều dầm chủ

+ Chọn thép làm dầm: Loại thép công trình cấp 345 có:

- Cường độ chịu kéo: fu= 450 MPa

- Cường độ chảy: fy = 345 MPa

- Mô đun đàn hồi: ES = 2.105 MPa

- Trọng lượng riêng: γS = 7850 kg/m3 = 78,5 kN/m3

+ Bản mặt cầu BTCT có cường độ chịu nén ở tuổi 28 ngày : fc' = 30 MPa

Mô đuyn đàn hồi : Ec = 0,043.γc1,5 f c'

= 0,043 24001 , 5 30= 27690(MPa)

2.1.2 Ảnh hưởng của tải trọng.

2.1.2.1 Ảnh hưởng của tĩnh tải.

Bảng 2.1: Các hệ số tải trọng cho tĩnh tải:

Loại tải trọng Hệ số tải trọng (γp)

Lớn nhất Nhỏ nhấtCấu kiện và các thiết bị phụ (DC) 1,25 0,90

Lớp phủ mặt cầu và các tiện ích (DW) 1,50 0,65

2.1.2.2 Ảnh hưởng của hoạt tải

- Hệ số xung kích IM(%) theo mục 3.6.2.1[1].

Đối với TTGH cường độ hệ số sức kháng φ phải lấy theo mục 6.5.4.2[1].

- Đối với uốn: φf = 1,00

- Đối với cắt: φv = 1,00

Các TTGH không thuộc TTGH cường độ: φ = 1,00

2.1.4 Chọn hệ số điều chỉnh tải trọng cho các trạng thái giới hạn

- Hệ số biến đổi tải trọng  là hệ số đưa vào tính toán có liên quan đến tính dẻo, tính dư, và tầm quan trọng của cầu

η = η η η  0,95Trong đó:

D - hệ số liên quan đến tính dẻo

R - hệ số liên quan đến tính dư

L - hệ số liên quan đến tầm quan trọng trong khai thác

- Với tất cả các trạng thái giới hạn không phải là trạng thái giới hạn cường độ

D = R = 1,0

DC: tĩnh tải các bộ phận của kết cấu và liên kết.

DW: trọng lượng của các lớp mặt cầu và thiết bị trên cầu

LL: hoạt tải xe cộ

IM: lực xung kích của xe cộ

PL : tải trọng đoàn người

2.2.2 Tính nội lực do hoạt tải.

2.2.2.1 Chọn số lượng làn xe theo mục 3.6.1.1.1.[1].

Theo AASHTO thì số làn xe là phần nguyên của tỉ số giữa bề rộng cầu và 3500mm (bề rộng của 1 làn xe)

Hệ số chuyển đổi bê tông sang thép n 8

Khoảng cách từ trọng tâm của dầm

2.2.2.3 Xác định hệ số phân bố mô men và lực cắt cho dầm giữa.

- Sử dụng phương pháp AASHTO ,tính toán tương tụ như mục 5.4.1[2] , kết quả

hệ số phân bố ngang mô men và lực cắt cho dầm giữa được ghi trong bảng 2.7

- Mặt cắt ngang cầu ở hình 1.1 có dạng mặt cắt ngang loại a trong bảng 1.20[2]

Do vậy , dựa vào bảng 1.21[2] và bảng 1.23[2] các điều kiện áp dụng để tính

hệ số phân bố cần được kiểm tra:

OK mm

x K

x

N L

mm t

mm S

g

b s

104

45,7300037000

6000

300200110

,49002200

2.2.2.4 Xác định hệ số phân bố mô men và lực cắt cho dầm biên.

- Sử dụng phương pháp đòn bẩy , tính toán tương tự như mục 5.4.2[2] , kết quả

hệ số phân bố ngang mô men và lực cắt cho dầm biên được ghi trong bảng 2.8

2.2.2.4.1 Xác định hệ số phân bố mô men cho dầm biên.

- Hệ số phân bố ngang đối với một làn xe chất tải được tính theo phương pháp đòn bẩy Hình 2.1 thể hiện cách tính hệ số phân bố cho dầm biên thông qua việcxác định áp lực lên dầm biên do hoạt tải được đặt tại vị trí sao cho bất lợi nhất.

1

=+

,02,

,12800

85077,

2.2.2.4.2 Xác định hệ số phân bố lực cắt cho dầm biên.

- Hệ số phân bố đối với một làn chất tải xác định theo phương pháp đòn bẩy Trường hợp này tương tự như tính hệ số phân bố mô men cho dầm biên, nghĩa là:

0,191159

,02,

,

e= + , và −300≤d e =625≤1700mm Thay vào, ta được:

883,03000

8506,

2.2.2.5 Mô men do hoạt tải không có hệ số.

Để tính toán mô men do hoạt tải gây ra, xe tải thiết kế và xe hai trục được xếp lên đường ảnh hưởng sao cho gây ra nội lực bất lợi nhất như hình 2.2 , tung độ đường ảnh hưởng được tính toán và kết quả ghi trong bảng 2.9

145kN 145kN

Hình 2.3 Đường ảnh hưởng mô men tại các tiết diện.

Bảng 2.9 Giá trị tung độ đường ảnh hưởng đường mô men.

11Mặt cắt Giá trị tung độ đường ảnh hưởng

1,7351,714525,9145

Tương tự như vậy, ta tính toán mô men do hoạt tải gây ra tại các tiết diện còn lại

Kết quả tính toán được ghi trong bảng 2.10

Bảng 2.10 Giá trị mô men không có hệ số do hoạt tải gây ra (kN.m).

L/8 4,625 32,375 74,867 1105,42 873,62 696,26 224,60L/4 9,250 27,750 128,344 1986,10 1493,36 1193,60 385,033L/8 13,875 23,125 160,430 2490,44 1858,34 1492,0 481,29L/2 18,500 18,500 171,125 2619,25 1969 1591,46 513,38Mối nối 12,000 25,000 150,000 2331,30 1740,97 1395,00 450,00

2.2.2.6 Lực cắt do hoạt tải gây ra.

Để tính toán lực cắt do hoạt tải gây ra, xe tải thiết kế và xe hai trục được xếp lên đường ảnh hưởng sao cho gây ra nội lực bất lợi nhất như hình 2.4 , tung độ đường ảnh hưởng được tính toán và kết quả ghi trong bảng 2.11.

Lực cắt không có hệ số do xe tải thiết kế tại vị trí giữa nhịp được tính như sau:

)(56,137)0,268350,3841455,0145

d.a.h VL/2

1

1 0,324

Bảng 2.12 Giá trị lực cắt không có hệ số do hoạt tải gây ra (kN.m).

145kN 145kN

Hình 2.7 Đường ảnh hưởng mô men tại các tiết diện.

Bảng 2.13 Tung độ đường ảnh hưởng mô men.

1 0,5

Lực cắt do xe tải mỏi tại vị trí gối được tính:

[1,15.(145 1,0 145 0,757 35 0,641)] 112,77( )

679,075,0

Tương tự như vậy, ta tính toán được lực cắt có hệ số do xe tải mỏi gây ra tại các tiết diện còn lại kết quả tính toán được ghi trong bảng 2.15

Bảng 2.15 Tính toán lực cắt do xe tải mỏi gây ra.

Mặt cắt Xe tải mỏi ω+ VLL (KN) Vtruck (KN)

580,075,012

2.2.3.1 Khối lượng bản mặt cầu (DC BMC )

- Khối lượng bản mặt cầu của dầm biên và dầm chủ chịu bằng nhau

- Khối lượng BMC trên 1m dài dầm chủ:

DCBMC = (24*0,2*11)/5= 10,56 KN/m dài dầm chủ

2.2.3.2 Khối lượng lan can tay vịn (do dầm biên chịu) (DC lc-tv )

Hình 2.10 Kích thước lan can tay vịn

- Lan can tay vịn làm bằng BTCT B25, khoảng cách giữa các cột là 2(m) :

- Khối lượng cốt thép trung bình lấy trong 1m3 bê tông là 60 kg

- Trọng lượng lan can tay vịn :

Bảng 2.17: Khối lượng lan can – tay vịn

STT Hạng mục Thể tích BT

(m3)

Hàm lượngthép(kg/m3)

Khối lượngthép (kN)

Tổng khốilượng (kN)

2.2.3.3 Khối lượng các lớp mặt cầu (DW).

- Đối với dầm trong:

- Vậy khối lượng của hệ thống dầm thép:

2.2.3.6 Tổng hợp tĩnh tải của dầm trong và dầm biên.

Bảng 2.18: Tĩnh tải của dầm biên.

Bảng 2.19: Tĩnh tải của dầm trong.

2.2.3.7 Đường ảnh hưởng nội lực.

- Đường ảnh hưởng mô men và lực cắt tại các tiết diện tính toán được thể hiện trong hình 2.12

DC

DW DC

DW 37(m)

9,25 18,5

8,672 13,875

6,934 9,25

1

1

0,75 0,25

1

1

0,324

0,676

Hình 2.12 Đường ảnh hưởng mô men và lực cắt tại tiết diện tính toán.

2.2.3.8 Tính toán nội lực tại các tiết diện.

2.2.3.8.1 Mô men.

Mô men không có hệ số tại vị trí giữa nhịp do tĩnh tải DC1 gây ra trong dầm biên:

=Ω

Bảng 2.21 Mô men không có hệ số của dầm trong do tĩnh tải gây ra (KN.m)

1/8L 4,625 32,375 74,867 322,00 790,60 0 0 277,981/4L 9,25 27,75 128,344 552,01 1355,31 0 0 476,543/8L 13,875 23,125 160,430 690,01 1694,14 0 0 595,68

 KẾT LUẬN: Từ kết quả tính toán nội lực nhận thấy dầm biên chịu nội lực

lớn hơn nên để đảm bảo an toàn ta chọn dầm biên để tính toán tiếp

Chương 3KIỂM TRA TIẾT DIỆN DẦM CHỦ THEO CÁC TTGH3.1 Xác định ứng suất trong các giai đoạn.

- Ứng suất f trong dầm thép của kết cấu dầm không liên hợp được các định theo

công thức 3.31[2].

- Trong dầm không liên hợp, toàn bộ tải trọng bao gồm tĩnh tải và hoạt tải sẻ do dầm thép chịu Vì vậy, sứng suất f trong dầm thép được xác định bởi:

NC S

M

f =

Trong đó : M – mô men do các tải trọng gây ra trong dầm thép

SNC – mô men kháng uốn của tiết diện dầm thép

)(41,32828.692.480

3.2 Sức kháng của tiết diện.

3.2.1 Mô men chảy.

- Đối với tiết diện không liên hợp, các mô men kháng uốn bằng nhau và bằng SNC

vì tiết diện dầm thép đối xứng theo hai phương Khi đó mô men chảy được xác

định theo công thức 3.36[2].

NC y

Trong đó:

Cường độ chảy của thép: Fy = 345 (MPa)

Mô men kháng uốn: SNC = 0,02869 m3

→ M y = F y*S NC =345*0,02869*103 =9898,91 (kN.m)

3.2.2 Xác định trục trung hòa dẻo của tiết diện không liên hợp.

- Đối với tiết diện không liên hợp, không có sự tham gia của bản mặt cầu và tiết diện dầm thép có biên trên và biên dưới đối xứng thì vị trí trục trung hòa sẽ cách mép trên dầm thép một đoạn:

)(9002

1800

d

3.2.3 Mô men dẻo của tiết diện không liên hợp.

- Mô men dẻo của tiết diện không liên hợp được tính toán như công thức 3.37 [2].

Nếu không có neo chống trượt giữa bản bê tông và dầm thép thì bản bê tông và cốt thép không tham gia vào sức kháng tiết diện xét tiết diện ở hình 3.1 như một tiết diện không liên hợp khi đó , prt = prb = 0 , ptf = pbf và y = D/2 ,và mô men dẻo là:







++







+

=

224

22

bf bf

w

tf tf

p

t D p

D p t D p M

Hình 3.1 Các lực dẻo tiết diện liên hợp chịu uốn dương.

Các lực dẻo trong các phần thép trong các tiết diện bằng tích của diện tích các bản biên,vách và cốt thép nhân với cường độ chảy tương ứng

Kết quả tính toán và được ghi trong bảng 3.1

Bảng 3.1 Mô men dẻo của tiết diệng không liên hợp.

3.2.4 Chiều cao chịu nén của vách.

3.2.4.1 Chiều cao chịu nén của vách khi làm việc đàn hồi.

- Trong tiết diện không liên hợp với tiết diện dầm thép đối xứng hai phương, một nửa chiều cao của vách chịu nén: 870( )

3.2.4.2 Chiều cao chịu nén của vách khi chảy hoàn toàn.

- Chiều cao chịu nén của vách tại mô men dẻo MD thường được xác định dựa vào

vị trí của trục trung hòa dẻo vị trí trục trung hòa dẻo nằm ở vị trí giữa vách nên Dcp = 870 (mm)

3.2.5 Sức kháng lực cắt theo mục 6.10.3.2.3[1].

- Tính toán sức kháng cắt của vách theo mục 3.6[2] đối với trường hợp vách sử

dụng sườn tăng cường và vách không sử dụng sườn tăng cường

3.2.5.1 Trường hợp vách không sử dụng sườn tăng cường ngang.

- Tính toán tương tự mục 5.7.5.1.[2] kết quả tính toán được ghi ở bảng 3.2.

Giả sử vách không cần dùng sườn tăng cường ngang , khi đó d0 = ∞ → α = ∞

- Hệ số mất ổn định cắt:

0,5)/(

0,50,

0

=+

=

D d k

Trong đó: do – khoảng cách giửa các sườn tăng cường ngang trung gian

α – hệ số hình dạng

- Lực cắt chảy:

)(78,557010

*16

*1740

*345

*58,0

*

*

*58,

Trong đó: F yw=345 Mpa( ) - Cường độ chảy của vách.

- Kiểm tra điều kiện:

385,0345

*)16/1740(

5

*200000

*57,1

*

*)/(

57,1

37,75345

5

*200000

*4,1

*

*4,175,10816

yw w

F

k E t

D C

F

k E t

*40030

*400

16

*1740

*2

b

t D

- Sức kháng cắt danh định được tính:

)(40,51250

01

)385,01(

*87,0385,0

*78,5570)

/()/(1

)1(

*87,0

0

2 0

KN D

d D d

C C

−+

−+

=

- Sức kháng cắt có hệ số trong vách là:

)(40,512540

,5125

*0,

V

V r =φv n = =

Trong đó:φv =1 - Hệ số sức kháng có giá trị không lớn hơn 1.

Bảng 3.2 Sức kháng cắt của vách khi không sử dụng sườn tăng cường.

*

*

*

*2

≤

fc fc

w t b t b

3.2.5.2 Trường hợp vách sử dụng sườn tăng cường ngang.

- Tính toán tương tự như trường hợp vách không sử dụng sườn tang cường ngang,kết quả tính toán được ghi trong bảng 3.3

0,50

,5)/(

0,50,5

2 2

0

=+

=+

=

D d k

- Kiểm tra điều kiện:

514,0345

*)16/1740(

682,6

*200000

*57,1

*

*)/(

57,1

13,87345

682,6

*200000

*4,1

*

*4,175,10816

yw w

F

k E t D C

F

k E t

D

- Mặt khác kiểm tra điều kiện:

5,232,230

*40030

*400

16

*1740

*2

b

t D

- Sức kháng cắt danh định được tính:

)(02,3497)

1740/3000()1740/3000(1

)514,01(

*87,0514

,0

*78,5570

)/()/(1

)1(

*87,0

2

0

2 0

KN

D d D

d

C C

−+

−+

=

- Sức kháng cắt có hệ số trong vách là:

)(02,349702

,3497

*0,

V

Trong đó:φv =1 - Hệ số sức kháng có giá trị không lớn hơn 1.

Bảng 3.3 Sức kháng cắt của vách khi sử dụng sườn tăng cường.

Khoảng cách sườn tăng cường

*

*

*

*2

≤

fc fc

w t b t b

c

t

D

Vách đảm bảo ổn định khi chịu uốn

3.3.1.3 Yêu cầu về tiết diện chắc đối với vách.

- Yêu cầu về tiết diện chắc đối với vách được kiểm tra theo công thức 3.42[2].

24,137345

2000007

,575,10816

870

*27

,5

c

F

E t

D

→ Tiết diện chắc đối với vách

3.3.1.4 Kiểm tra mất ổn định cục bộ của bản biên chịu nén.

- Mất ổn định của bản biên chịu nén được tính toán và kiểm tra theo mục 3.5.2.2 [2].

Kết quả tính toán và kiểm tra được ghi trong bảng 3.4

- Tiêu chuẩn AASHTO LRFD 2010 quy định độ mảnh bản biên chịu nén của tiết diện chắc là:

150,9345

20000038

,038

,067

,630

*2

f f

E

E t

b

λλ

Trong đó: λf - tham số độ mảnh với bản biên chịu nén.

λpf- tham số độ mảnh của các điểm chuyển tiếp.

Bảng 3.4 Tính toán kiểm tra mất ổn định cục bộ của bản biên chịu nén.

Kiểm tra λf ≤ λpf Biên chịu nén chắc → hình thành Mp

Do đó, sức kháng mô men dẻo Mp dựa vào Fyc và các đặc trưng tiết diện chắc

33Sức kháng bản biên chịu nén: Fnc = Rb*Rh*Fyc ==1,0*1,0*345 = 345 (MPa)Trong đó: Rb = 1,0 – hệ số truyền tải trọng.

,

yt

yc I

I

,(I yc =I ytdầm thép không lên hợp BMC có bản biên dưới bằng bản biên trên)

Trong đó: I yc- men quán tính của bản biên chịu nén tiết diện thép đối với trục thẳng đứng của mặt phẳng vách

*400

16

*870

*3

1112

400

*

*

*3

1112

mm t

b

t D

b r

fc fc

w c

=

- Chiều dài không được liên kết dọc để tiết diện chắc L p:

)(01,2361345

200000

*06,98

*0,1

*0,

F

E r L

yc t

- Chiều dài không liên kết dọc yêu cầu L r:

)(56,7413345

200000

*06,98

*14,3

F

E r L

yc t

- ứng suất tại biên chịu nén của dầm thép

yc h b yc h b p r

p b yc h

yr b

L L

L L F R

F C

*1

*7,

→

Cb – hệ số điều chỉnh mô men.

3,213

,005

,175,1

2

2

1 2

f

C b



)(345345

*0,1

*0,1)(91,331

345

*0,1

*0,1

*01,236156

,7413

01,23615000

345

*1

5,24111

*1

MPa MPa

Bảng 3.5 Tính toán và kiểm tra mất ổn định tổng thể của bản biên chịu nén.

Bán kính quán tính của bản biên chịu nén cộng với 1/3

Chiều dài không được liên kết dọc để tiết diện chắc Lp 2361,01 mmChiều dài không liên kết dọc yêu cầu Lr 7413,56 mm

Lp ≤ Lb ≤ Lr → Mn = MP → Tiết diện không chắc trong thi công

Sức kháng nén mất ổn định xoắn ngang Fnc 331,91 MPa

Mô men có hệ số tại tiết diện giữa nhịp MD 9422,76 kN.mỨng suất tại biên chịu nén của dầm thép t

3.4.1 Kiểm tra về thi công.

- Trạng thái thi công được kiểm tra theo sơ đồ hình 3.15[2].

- Tải trọng tác dụng bao gồm:trọng lượng bản thân dầm thép và bản mặt cầu

- Tải trọng trong quá trình thi công và khai thác được thể hiện trong bảng 3.6

Bảng 3.6 Tải trọng tác dụng lên dầm thép.

Trọng lượng bản thân dầm thép + hệ liên kết