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

1 Chương LỰA CHỌN TIẾT DIỆN DẦM CHỦ 1.1 Sơ chọn dạng mặt cắt ngang (MCN) tiết diện dầm 1.1.1 Cơ sở tính toán Thiết kế dầm thép chịu uốn theo: - Trạng thái giới hạn (TTGH) cường độ - TTGH sử dụng để kiểm tra độ võng - TTGH mỏi nứt gãy cho chi tiết - Yêu cầu mỏi cho vách - Tính khả thi cấu tạo 1.1.2 Chọn dạng mặt cắt ngang chiều dài tính toán 1.1.2.1 Chiều dài nhịp tính toán - Chiều dài tính toán cầu dầm giản đơn nhịp: Ltt = 37 m 1.1.2.2 Số lượng dầm chủ Các thông số thiết kế gồm: - Chiều rộng phần xe chạy: B1 = m - Chiều rộng phần người bộ: B2 = 1,5 m - Chiều rộng cột lan can: B3 = 0,25 m - Chọn dạng bố trí người mức với phần xe chạy, gờ chắn bánh xe để phân cách xe người - Chiều rộng gờ chắn: B4 = 0,25 m - Chiều rộng toàn cầu xác định theo công thức: B = B1 + 2B2 + 2B3 + 2B4 = + 2.1,5 + 2.0,25 + 2.0,25 = 11 m - Số lượng dầm chủ: Nb = - Khoảng cách S dầm chủ: S = B/Nb = 11/5 = 2,20 m.→ Chọn S = 2,20 m - Phần cánh hẫng: Sk = (11,0-2,20*4)/2 = 1,10 (m) 1.1.2.3 Chọn kiểu dầm chủ - Chọn kiểu dầm thép tổ hợp chữ I Thép sử dụng thép hợp kim thấp cường độ cao M270M cấp 345, có cường độ chảy Fy = 345(MPa), cường độ kéo Fu = 450MPa, theo mục 6.4.1[1] Mô đun đàn hồi thép thường Es = 200000 MPa - Bêtông sử dụng cho mặt cầu bêtông có fc’ = 30 MPa - Thép đường hàn thép A572/M270M cấp 345 1.1.2.4 Bố trí dầm chủ mặt cắt ngang ½ MẶT CẮT NGANG CẦU TL:1/50 250 1500 250 2200 2200 200 250 250 750 3500 1100 Hình 1.1: Sơ đồ bố trí chung mặt cắt ngang cầu 1.1.2.5 Các lớp phủ mặt cầu Các lớp mặt cầu chọn sau: - Lớp phủ asphan: 0.07 m - Lớp phòng nước: 0.05 m 1.1.2.6 Chiều dày mặt cầu Các yêu cầu cấu tạo mặt cầu: - Chiều dày tối thiểu mặt cầu BTCT quy định điều 9.7.1.1[1] 175mm (không kể lớp hao mòn) - Khi chọn chiều dày phải cộng thêm lớp hao mòn 15mm - Đối với bảng hẫng dầm phải thiết kế chịu tải trọng va chạm rào chắn nên chiều dày phải tăng lên 25mm (chiều dày tối thiểu mút hẫng 200mm) → Chọn chiều dày mặt cầu ts = 200mm 1.1.3 Sơ chọn tiết diện dầm - Theo 22TCN272-05 Chiều cao toàn dầm thép không liên hợp với bêtông cốt thép lấy sau: h ⇒ h ≥ 0,04x37 = 1,48 m chọn d = 1,8 m ≥ L 25 - Ta có chiều cao vách dầm: D=0,95d = 0,95.1,8= 1,710 (m) Chọn D = 1,740 m - Từ điều kiện: b f ≥ D / = 1740 / = 290(mm) Chọn biên có: b f = 400mm Từ điều kiện: b f / 2t f ≤ 12 → t f ≥ b f / 24 = 400 / 24 = 16,67 → t f = 30mm Chiều dày vách: từ điều kiện: t f ≥ 1,1t w → t w ≤ t f / 1,1 = 30 / 1,1 = 27,3mm → t w = 16mm Bảng 1.1: Kích thước tiết diện dầm chủ Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị Chiều cao dầm chủ d 1.800 mm Bề dày biên 30 mm tf - Chiều cao vách Bề dày vách Bề rộng biên D tw bf 1.740 16 400 30 200 400 mm mm mm 30 1800 1740 16 400 Hình 1.2: Cấu tạo mặt cắt ngang dầm chủ Chương TÍNH TOÁN NỘI LỰC CỦA DẦM CHỦ 2.1 Số liệu đầu vào - Khoảng cách dầm chủ: S = 2200 mm - Số lượng dầm chủ: Nb = dầm - Kiểu dầm chủ: Dầm thép chữ I 2.1.1 Các yếu tố mặt cắt ngang đặc tính học vật liệu + Đối với cầu dầm thép không liên hợp yều tố mặt cắt ngang cầu có liên quan, có quan hệ mật thiết đến nhau: số lượng dầm, khoảng cách dầm yếu tố có liên quan mật thiết với nhau, theo kinh nghiệm cho thấy việc bố trí khoảng cách dầm lớn, số lượng dầm chủ kinh tế so với 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 tuổi 28 ngày : fc' = 30 MPa Mô đuyn đàn hồi : Ec = 0,043 γ c1,5 f c' = 0,043 24001,5 30 = 27690(MPa) 2.1.2 Ảnh hưởng tải trọng 2.1.2.1 Ảnh hưởng tĩnh tải Bảng 2.1: Các hệ số tải trọng cho tĩnh tải: Loại tải trọng Cấu kiện thiết bị phụ (DC) Lớp phủ mặt cầu tiện ích (DW) Hệ số tải trọng (γp) Lớn Nhỏ 1,25 0,90 1,50 0,65 2.1.2.2 Ảnh hưởng hoạt tải - Hệ số xung kích IM(%) theo mục 3.6.2.1[1] Bảng 2.2: Hệ số xung kích IM TTGH Kết cấu Mối nối mặt cầu TTGH Mỏi đứt gãy Các TTGH khác - IM (%) 75 15 25 Hệ số xe theo mục 3.6.1.1.2[1] Bảng 2.3 Hệ số xe Số xe Hệ số xe (m) 1,2 1,0 0.85 >3 0,65 2.1.3 Hệ số sức kháng 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 trạng thái giới hạn - Hệ số biến đổi tải trọng  hệ số đưa vào tính toán có liên quan đến tính dẻo, tính dư, tầm quan trọng cầu η = ηD ηR ηL  0,95 Trong 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 khai thác - Với tất trạng thái giới hạn trạng thái giới hạn cường độ D = R = 1,0 Bảng 2.4 Bảng xác định : D Theo mục 1.3.3[1] Cường độ 1,0 Sử dụng 1,0 Mỏi 1,0 R 1.3.4[1] 1,0 1,0 1,0 L  1.3.6[1] 1,0 - - 1.3.2.1[1] 1,0 1,0 1,0 2.1.5 Chọn tổ hợp tải trọng tác dụng 2.1.5.1 TTGH cường độ: TTGH cường độ tổ hợp tải trọng xét cầu có xe gió U = {1,25DC + 1,5DW + 1,75(LL+IM+PL)} DC: tĩnh tải phận kết cấu liên kết DW: trọng lượng lớp mặt cầu thiết bị cầu LL: hoạt tải xe cộ IM: lực xung kích xe cộ PL : tải trọng đoàn người 2.1.5.2 Trạng thái giới hạn mặt sử dụng U = {1,0(DC + DW) + 1,3(LL+IM+PL)} 2.1.5.3 Trạng thái giới hạn mỏi đứt gãy: U = 0,75(LL+IM) 2.2 Tính toán 2.2.1 Tính toán đặc trưng hình học Từ kích thước hình học xác định bảng 1.1 , ta tính toán đặc trưng hình học dầm thép, kết ghi bảng 2.5 Bảng 2.5: Xác định đặc trưng hình học Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị Diện tích dầm chủ A 51.840 mm2 Mô men tĩnh Q 46.656.000 mm3 yt 900 mm Mô men quán tính I 25.823.232.000 mm4 Mô men kháng uốn S 28.692.480 mm3 2.2.2 Tính nội lực hoạt tải 2.2.2.1 Chọn số lượng xe theo mục 3.6.1.1.1.[1] Theo AASHTO số xe phần nguyên tỉ số bề rộng cầu 3500mm (bề rộng xe)  W   7000   = phần nguyên   =2,0 NL = phần nguyên   3500   3500   chọn 2.2.2.2 Xác định tham số độ cứng dọc Bảng 2.6: Xác định tham số độ cứng dọc Thông số Bề rộng mặt cầu Chiều dài nhịp tính toán Chiều dày mặt cầu Số dầm chủ Khoảng cách hai dầm chủ Chiều dài hẫng Hệ số chuyển đổi bê tông sang thép Khoảng cách từ trọng tâm dầm mặt cầu Tham số độ cứng dọc Ký hiệu B Ltt ts N S Sk n Giá trị 11.000 37.000 200 2.200 1100 Đơn vị mm mm mm eg mm Kg 20,66*1010 mm4 mm mm 2.2.2.3 Xác định hệ số phân bố mô men lực cắt cho dầm - Sử dụng phương pháp AASHTO ,tính toán tương tụ mục 5.4.1[2] , kết hệ số phân bố ngang mô men lực cắt cho dầm ghi bảng 2.7 - Mặt cắt ngang cầu hình 1.1 có dạng mặt cắt ngang loại a bảng 1.20[2] Do , dựa vào bảng 1.21[2] bảng 1.23[2] điều kiện áp dụng để tính hệ số phân bố cần kiểm tra: 1100 ≤ S = 2200 ≤ 4900mm 6000 ≤ L = 37000 ≤ 73000 ,110 ≤ t s = 200 ≤ 300mm , Nb = ≥ 4 x10 ≤ K g = 20,66 *1010 ≤ x1012 mm → OK Bảng 2.7: Hệ số phân bố ngang mô men lực cắt cho dầm Mô men Lực cắt Một chất tải 0,376 0,649 Hai trở lên 0,540 0,769 2.2.2.4 Xác định hệ số phân bố mô men lực cắt cho dầm biên - Sử dụng phương pháp đòn bẩy , tính toán tương tự mục 5.4.2[2] , kết hệ số phân bố ngang mô men lực cắt cho dầm biên ghi bảng 2.8 2.2.2.4.1 Xác định hệ số phân bố mô men cho dầm biên - Hệ số phân bố ngang xe chất tải tính theo phương pháp đòn bẩy Hình 2.1 thể cách tính hệ số phân bố cho dầm biên thông qua việc xác định áp lực lên dầm biên hoạt tải đặt vị trí cho bất lợi 1100 1800 600 250 1500 250 145kN 0,705 Ð.a.h Rbiên 1100 2200 0,318 2200 1,386 145kN 1,568 m2 Hình 2.1 Phương pháp đòn bẩy - - Khi đó, áp lực tính: RSE = (0,318 + 0) = 0,159 Hệ số phân bố ngang cho dầm biên với chất tải là: mg MSE = mxRSE = 1,2 x0,159 = 0,191 Hệ số phân bố ngang hay nhiều xe tính: mg MME = e.mg MMI Với: e = 0,77 + biên, nghĩa là: de ≥ 1,0 de khoảng cách từ mép lan can đến dầm 2800 − 300 ≤ d e = 850 ≤ 1700mm Thay vào, ta được: 850 = 1,074 → e = 1,074 2800 = 1,074 x0,540 = 0,580 e = 0,77 + Và: mg MME 2.2.2.4.2 Xác định hệ số phân bố lực cắt cho dầm biên - Hệ số phân bố chất tải xác định theo phương pháp đòn bẩy Trường hợp tương tự tính hệ số phân bố mô men cho dầm biên, nghĩa là: mg VSE = mxRSE = 1,2 x0,159 = 0,191 - Hệ số phân bố nhiều xe chất tải tính: mgVME = e.mgVMI Với: de , − 300 ≤ d e = 625 ≤ 1700mm Thay vào, ta được: 3000 850 e = 0,6 + = 0,883 3000 mgVME = 0,883 x0,769 = 0,679 e = 0,6 + Và: Bảng 2.8: Hệ số phân bố ngang mô men lực cắt cho dầm biên Mô men Lực cắt Một chất tải 0,191 0,191 Hai trở lên 0,580 0,679 2.2.2.4.3 Đoàn người : - Hệ số phân bố đoàn người momen  mgngười=1,5x (1,386+0,705)/2= 1.568 2.2.2.5 Mô men hoạt tải hệ số Để tính toán mô men hoạt tải gây ra, xe tải thiết kế xe hai trục xếp lên đường ảnh hưởng cho gây nội lực bất lợi hình 2.2 , tung độ đường ảnh hưởng tính toán kết ghi bảng 2.9 110kN 4,3m 35kN 110kN 4,3m 145kN 4,3m 4,3m 145kN 145kN 35kN 145kN 9,3kN/m 3,0kN/m2 Xk = X2 = X4 = X7 y6 y3 = y5 X1 y2 =y4 = y7 y8 y1 L X8 d.a.h Mk X6 X3 = X5 L-Xk Hình 2.2 Đường ảnh hưởng mô men tiết diện 10 37(m) 7,10 8,65 9,25 7,10 18,5 d.a.h ML/2 7,059 8,222 8,672 5,984 13,875 d.a.h M3L/8 3,713 9,25 6,638 6,938 5,863 d.a.h ML/4 0,284 4,625 d.a.h ML/8 3,509 3,896 4,046 6,714 7,719 8,108 5,203 12,00 d.a.h Mmoi noi Hình 2.3 Đường ảnh hưởng mô men tiết diện Bảng 2.9 Giá trị tung độ đường ảnh hưởng đường mô men - 55 Kết tính toán Sức kháng ép mặt có hệ số bu lông trạng thái giới hạn cường độ ghi bảng 5.5 Bảng 5.5 Kết tính toán Sức kháng ép mặt có hệ số bu lông Thông số Đường kính bu lông Bề dày nhỏ mối nối Cường độ chịu kéo thép liên kết Sức kháng ép mặt danh định bu lông Hệ số sức kháng bu lông Sức kháng có hệ số bu lông chịu ép mặt - Ký hiệu d t Fu Rn φs Rr Giá trị 22 16 450 380,1 0,80 Đơn vị 304,1 kN/bu lông mm2 MPa kN Sức kháng bu lông giá trị nhỏ sức kháng cắt, sức kháng ép sức kháng trượt:  Rr = 176,80 (kN/bu lông) 5.2.2 Kiểm tra theo trạng thái giới hạn thi công - Đối với tiết diện không liên hợp, tiết diện dầm thép đối xứng theo hai phương nên bố trí nối số lượng bu lông biên biên 5.2.2.1 Kiểm tra trạng thái giới hạn thi công bu lông mối nối biên biên - Bố trí mối nối gồm 16 bu lông phía liên kết hình 5.3 56 80 80 80 100 80 80 80 50 50 80 140 400 80 50 50 680 Hình 5.3 Bố trí bu lông mối nối biên - Ứng suất đỉnh dầm thép tải trọng thi công tính toán ghi bảng 3.7 t f NC = −110,87( MPa) - Lực có hệ số tác dụng biên trên: Ftop = (−110,87) * (400 * 30) *10 −3 = −1330,44(kN ) - Lực dọc có hệ số tác dụng lên bu lông: Flb = - − 1330,44 16 = 83,15(kN / bu long ) Kiểm tra: Flb = 83,15(kN / bu long ) < R r = 176,80 (kN / bu long ) → đạt yêu cầu - Bu lông biên tính toán kiểm tra tương tự 5.2.2.2 Kiểm tra trạng thái giới hạn thi công bu lông mối nối vách - Đối với tiết diện dầm thép không liên hợp, vị trí trục trung hòa nằm vị trí vách trùng với trọng tâm nhóm bu lông liên kết mối nối Do đó, sử dụng phương pháp đàn hồi cổ diển để tính toán mối nối vách dầm - 57 Sử dụng hàng bu lông, hàng có 18 bu lông bố trí song song hình 5.4 80 100 80 80 50 50 55 50 80 pb pv o 45 1630 1800 765 8@90 R 55 V Hình 5.4 Bố trí bu lông mối nối vách - Mô men quán tính vách dầm: Iw = - t w D 16 * 17403 = = 7,024 * 109 mm 12 12 Mô men vị trí mối nối tải trọng thi công tính là: M ( w) = η * γ * D1 * ∑ ω = 1,0 * 1,25 *14,861 *150 = 2786,44(kN m) - Mô men tính toán sườn dầm vị trí mối nối: M w = M ( w) Iw 7,024 * 10 = 2786,44 * = 757,93(kN m) I NC 25,823 * 10 - 58 Lực cắt có hệ số tải trọng thi công gây vị trí mối nối: V = ηγD1 ∑ ω = 1*1,25 *14,861* 8,45 = 156,97(kN) - Mô men lệch tâm lực cắt:  80 + 80 100  V * e = 156,97 *  +  = 20,41(kN.m)   - Mô men tác dụng lên nửa mối nối: M = M w + V * e = 757,93 + 20,41 = 778,34(kN.m) - Lực mô men gây bu lông xa nhóm trọng tâm O nhóm bu lông phía mối nối tính theo công thức 2.24[2] pb = M * rmax J Trong đó: rmax - khoảng cách từ trọng tâm O nhóm bu lông phía mối nối đến bu lông xa nhất, rmax = 769,20mm J = J x + J y - tổng bình phương khoảng cách đinh nhóm đến điểm O - Tổng bình phương khoảng cách từ bu lông nhóm đến điểm O theo phương x tính: n ∑x i =1 - i ( = *18 * 80 = 230400 mm ) Tổng bình phương khoảng cách từ bu lông nhóm đến điểm O theo phương y tính:  45 + 135 + 225 + 315 + 405   = 11773350 mm y = * *  ∑ 2 2  i =1  + 495 + 585 + 675 + 765  n ( i ) - tổng bình phương khoảng cách đinh nhóm đến điểm O ( J = J x + J y = 230400 + 11773350 = 12003750 mm Do đó: ) 59 pb = - V 156,97 = = 2,91( kN ) n 54 Hợp lực tác dụng lên bu lông xa tính theo công thức 2.26[2]  Ru =  pb     yi  + p + p v b 2  xi + y i    765 =  49,88 80 + 765  - = 49,88( kN ) Lực cắt tác dụng lên bu lông tính theo công thức 2.25[2] pv = - 778,34 * 769,20 *10 12003750 * 10 −6 −3  xi  2  xi + y i  2    80  +  2,91 + 49,88  = 50,26 (kN / bu long )    80 + 765    Kiểm tra: Ru = 50,26 (kN / bu long ) < R r = 176,80 (kN / bu long ) → đạt yêu cầu 5.2.3 Kiểm tra theo trạng thái giới hạn sử dụng - Mô men theo trạng thái giới hạn sử dụng vị trí mối nối tính mục 2.2.4.2, M = 6303,53 (kN.m) - Ứng suất biên biên tính sau: f tf = f bf - M 6303,53 *10 = = = 219,69( MPa) S NC 28692480 Do đó, ứng suất thiết kế tính theo công thức 2.47[2] Bản biên trên: Fs ,top = f s 219,69 = = 219,69( Mpa) Rh 1,0 Bản biên dưới: Fs ,bot = f s 219,69 = = 219,69( Mpa) Rh 1,0 Trong đó: f s - ứng suất lớn tâm mối nối tổ hợp tải trọng trạng thái giới hạn sử dụng II gây vị trí trung điểm biên tiết diện xét 5.2.3.1 Kiểm tra bu lông mối nối biên theo trạng thái giới hạn sử dụng - 60 Lực thiết kế biên tính sau: f tf = Fs ,top * Ag ,top = −219,69 * 400 * 30 *10 −3 = −2636,28( kN ) - Lực dọc có hệ số bu lông tính sau: F1b = Kiểm tra: − 2636,28 18   = 146,46 kN / bu long      F1b = 146,46 kN / bu long  < R r = 176,80 (kN / bu long )   → đạt yêu cầu 5.2.3.2 Kiểm tra bu lông mối nối biên theo trạng thái giới hạn sử dụng - Lực thiết kế biên tính sau: f bf = Fs ,bot * Ag ,bot = 219,69 * 400 * 30 *10 −3 = 2636,28( kN ) - Lực dọc có hệ số bu lông tính sau: F1b = Kiểm tra: 2636,28   = 146,46 kN / bu long  18     F1b = 146,46 kN / bu long  < R r = 176,80 (kN / bu long )   → đạt yêu cầu 5.2.4 Kiểm tra theo trạng thái giới hạn cường độ - Ứng suất mép biên trạng thái giới hạn cường độ vị trí mối nối tính: f top = f bot M 8281,98 * 10 = = = 288,65( MPa) S NC 28692480 5.2.4.1 Lực thiết kế theo trạng thái giới hạn cường độ - Diện tích thực biên vị trí mối nối tính sau: ( An ,bf = [ 400 − * ( 22 + 3,2) ]30 = 8976 mm - ) Diện tích có hiệu biên tính theo công thức 2.44[2] 61 φ F   0,80 * 450  Ae ,bf =  u u  An =   * 8976 = 9859,22 mm ≤ Ag = 400 * 30 = 12000 mm φ F   0,95 * 345   y yb  ( ) ( Chọn: Ae ,bf = 9859,22( mm ) - Đối với kết cấu chịu uốn dương, biên khống chế biên có tỷ lệ ứng suất uốn lớn ứng suất uốn biên tới hạn tương ứng đó, ứng suất thiết kế Fcf tính theo công thức 2.43[2] f cf Fcf = Rh + αφ f Fyf 288,65 + 1,0 * 1,0 * 345 1,0 = = 316,83( MPa) Fcf = 0,75αφ f Fyf = 0,75 * 1,0 *1,0 * 345 = 258,75( MPa) Fcf = 316,83( MPa) Do đó: - Lực thiết kế nhỏ tính: p cf = Fcf Ae,bf = 316,83 * 9859,22 *10 −3 = 3123,65( kN ) 5.2.4.2 Kiểm tra bu lông mối nối biên theo trạng thái giới hạn cường độ - Lực dọc có hệ số bu lông: Ru = pncf 18 = 3123,65 = 173,54( kN ) 18 Kiểm tra:     Ru = 173,54 kN / bu long  < Rr = 239,39 kN / bu long  →đạt yêu cầu     5.2.4.3 Kiểm tra bu lông mối nối vách theo trạng thái giới hạn cường độ - Lực cắt tải trọng có hệ số mối nối, Vu = 487,91(KN) - Sức kháng cắt danh định xác định mục 3.2.5.2, Vn = 2857,45(KN) - Kiểm tra sức kháng cắt vách theo công thức 3.126[2] Vui = 487,91(kN) < φv Vn = 1,0 * 2857,45 = 2857,45(KN) → đạt yêu cầu - Vì Vui = 487,91(kN) < 0,5φv Vn = 1428,73(KN) nên lực cắt thiết kế Vuw tính theo công thức 2.37[2] ) 62 Vuw = 1,5Vu = 1,5 * 487,91 = 731,87(KN) - Mô men M uw lệch tâm lực cắt thiết kế tính từ mối nối đến trọng tâm nhóm bu lông vách tính sau: M uv = Vuw * e  100 80 + 80  −3 M uv = 731,87 *  +  * 10 = 95,14( kN m)   - Mô men vị trí mối nối tính bảng 2.24, là: Mu = 8281,98 (kN.m) - Mô men tính toán sườn dầm vị trí mối nối: Mw = Mu * - IW 7,024 * 109 = 8281,98 * = 2252,75(kN m) I NC 25,823 * 109 Mô men tác dụng lên nửa mối nối: M = M w + M uv = 2252,75 + 95,14 = 2347,89(kN m) - Lực mô men gây bu lông xa nhóm trọng tâm O nhóm bu lông phía mối nối tính theo công thức 2.24[2] pb = M * rmax J Trong đó: rmax - khoảng cách từ trọng tâm O nhóm bu lông phía mối nối đến bu lông xa nhất, rmax = 769,20mm J - tổng bình phương khoảng cách đinh nhóm đến điểm O ( J = J x + J y = 230400 + 11773350 = 12003750 mm ) Do đó: pb = - 2347,89 * 769,20 * 10 −3 = 150,45( kN ) 12003750 * 10 −6 Lực cắt tác dụng lên bu lông tính theo công thức 2.25[2] 63 pv = - Vuw 731,87 = = 13,55( kN ) n 54 Hợp lực tác dụng lên bu lông xa tính theo công thức 2.26[2]  Ru =  pb      + p + p v b 2  xi + y i   yi  765 = 150,45 80 + 765  -   2  xi + y i  xi   80  + 13,55 + 150,45   80 + 765     = 152,45 (kN / bu long )   Kiểm tra: Ru = 152,45 (kN / bu long ) < R r = 176,80 (kN / bu long ) → đạt yêu cầu 5.2.4.4 Kiểm tra nối biên theo trạng thái giới hạn cường độ - Bản nối có kích thước: 400x16(mm) - Bản nối có kích thước: 180x16(mm) - Lực thiết kế nối chịu lực nén phải không vượt sức kháng có hệ số Rr , Rr tính theo công thức 2.46[2] Rr = φ c Fy As - Sức kháng có hệ số nối ngoài: Rr = φ c Fy As = 0,9 * 345 * 400 * 16 *10 −3 = 1987,20(kN ) > Pncf = 3123,65 = 1561,83( kN ) → đạt yêu cầu - Sức kháng có hệ số nối trong: Rr = φ c Fy As = 0,9 * 345 * * 180 * 16 * 10 −3 = 1788,48(kN ) > Pncf = 1561,83( kN ) → đạt yêu cầu 5.2.4.5 Kiểm tra nối biên theo trạng thái giới hạn cường độ - Bản nối có kích thước: 400x16(mm) - Bản nối có kích thước: 180x16(mm) - Chọn nối hình 5.5 64 180 50 180 80 140 80 50 400 Hình 5.5 Bố trí bu lông cho biên - - Bản nối cánh dầm chịu kéo kiểm tra chảy tiết diện nguyên nứt tiết diện thực Đầu tiên, kiểm tra chảy tiết diện nguyên lực kéo thiết kế ứng suất nối tính: f bf , yield = p cf ASPL , g = 3123,65 * 10 = 256,88( MPa ) * 180 *16 + 400 * 16 Kiểm tra: f bf , yield = 256,88( MPa ) < φ y Fy = 0,95 * 345 = 327,75( MPa ) → đạt yêu cầu - Đối với vết nứt tiết diện thực, ứng suất nối tính sau: f bf , frac = Trong đó: p cf ASPL,n ( MPa ) ASPL , g - diện tích tiết diện nguyên nối (mm2) ASPL ,n - diện tích tiết diện thực nối (mm2) - Diện tích thực nối nối tính sau: Bản nối ngoài: ASPL ,n = [ 400 − * (22 + 3,2)] * 16 = 4787,20(mm ) Bản nối trong: ASPL,n = * [180 − * (22 + 3,2)] * 16 = 4147,20(mm ) Tổng cộng: ASPL,n = 4787,2 + 4147,2 = 8934,4(mm ) - 65 Theo AASHTO LRFD 2010 điều 6.13.5.2[1] , nối chịu kéo diện tích thực An phải không vượt 0,85.Ag: Đối với ngoài: ASPL ,n = 4787,20(mm ) < 0,85 * 400 * 16 = 5440(mm ) → đạt yêu cầu Đối với trong: ASPL ,n = 4147,20(mm ) < 0,85 * *180 * 16 = 4896(mm ) → đạt yêu cầu Tổng cộng: ASPL ,n = 8934,4(mm ) < 5440 + 4896 = 10336(mm ) → đạt yêu cầu - ứng suất nối: f bf , frac = - p cf ASPL,n = 3123,65 *10 = 349,62( Mpa ) 8934,4 kiểm tra ứng suất nối phải nhỏ sức kháng kéo đứt có hệ số AASHTO LRFD 2010 quy định điều 6.8.2.12[1]: f bf , frac = 349,62( Mpa ) < φu Fu R pU = 0,8 * 450 *1,0 * 1,0 = 360( Mpa ) → đạt yêu cầu 5.2.4.6.Kiểm tra nối vách theo trạng thái giới hạn cường độ - - Bản nối vách sử dụng gồm có kích thước : 16x1630(mm) ứng suất lớn nối vách tính bởi: f web = Trong đó: đứng M uv + M uw H + uw S SPL , g ASPL , g S SPL , g - mô men kháng uốn nối vách theo phương ASPL , g - diện tích mặt cắt ngang nối vách S SPL , g  16 * 1630    12 I x   = 7,085 * 10 mm = = c  1630      ( ( ASPL , g = * 16 *1630 = 52160 mm - ) ) Ứng suất lớn nối vách tính: f web = - M uv + M uw H uw + 52160 7,085 * 10 66 Kiểm tra ứng suất lớn nối vách không vượt cường độ chảy nhỏ nối nhân với hệ số sức kháng f web = 95,14 + 2252,75 + = 331,40 < φ f F y = 1,0 * 345 = 345( MPa ) 52160 7,085 * 10 → đạt yêu cầu - Kiểm tra lực cắt chảy tiết diện ngang nối vách lực cắt thiết kế có hệ số gây Sức kháng cắt chảy có hệ số phần tử liên kết tính theo công thức 2.31[2] Rr = φv 0,58 Fy Avg - Do đó: sức kháng cắt chảy có hệ số tính sau: Rr = 1,0 * 0,58 * 345 * 52160 * 10 −3 = 10437,22( kN ) - Lực cắt thiết kế kiểm tra dựa vào sức kháng cắt chảy có hệ số Vuw = 731,87( kN ) < Rr = 10437,22( kN ) → đạt yêu cầu - Kiểm tra đứt gãy tiết diện thực nối vách lực cắt thiết kế sức kháng đứt gãy có hệ số phần tử liên kết tính theo công thức 2.39[2] Rr = φvu 0,58 R p Fu Avn ( kN ) - Do đó, sức kháng kéo đứt có hệ số nối tính sau: Rr = 0,8 * 0,58 * 1,0 * 450 * ( 52160 − * 16 * 18 * 25,2) *10 −3 = 7672,31( kN ) - Kiểm tra lực cắt thiết kế phải nhỏ sức kháng kéo đứt có hệ số: Vuw = 731,87( kN ) < Rr = 7672,31( kN ) → đạt yêu cầu Chương LIÊN KẾT NGANG CHỊU TẢI TRỌNG GIÓ NGANG CẦU - Lực gió cường độ 0,0024MPa tác dụng lên kết cấu nhịp thể hình 6.1 khoảng cách hệ liên kết ngang/khung ngang Lb =3,0m chiều dài nhịp 37,6m, chiều cao dầm thép 1,8m mặt cắt ngang dầm gồm dầm 67 250 w = 0.0024 MPa 1500 250 200 250 250 750 3500 1850 pwt pwb 2200 2200 1100 Hình 6.1 lực gió tác dụng lên dầm  Tính toán - Vị trí bất lợi dầm chịu lực ngang biên Do ta kiểm tra vị trí thỏa mãn dầm đủ khả chịu lực ngang  Tính toán cho biên dưới: - Lực gió tác dụng vào nửa dầm biên chịu hết Lực gió tác dụng vào biên dưới: γ * pw * D Wbot = ( N / mm ) Trong đó: pw - tải trọng gió ngang đơn vị diện tích (N/mm2) γ - hệ số tải trọng gió, lấy theo TTGH SD II, γ = 1,4 D - Chiều cao vách dầm, D = 1740(mm) pD - tải trọng gió tính sau: pD = 0,0006.V2.At.Cd ≥ 1,8.At Trong đó: V - vận tốc gió xác định theo phương trình: V = VB.S = 45*1,09 = 49,05 (m/s) Giả thiết cầu xây dựng Đà Nẵng, tra TCVN 2737-1995 (vùng gió IIB), V B = 45m/s, S tra từ bảng 3.8.1.1-2[1] ta S = 1,09 At - diện tích cấu kiện hay kết cấu phải tính tải trọng gió ngang, At = 3,0*0,9 = 2,70 (m2) Cd - hệ số cản, Cd = 1,2 pD= 0,0006*49,052*2,70*1,2=4,68(N/mm2) FUDt = 5,332 (kN)  Vậy kết cấu hoàn toàn chịu lực ngang [...]... 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: VTruck = (145 x 0,5 + 145 x 0,384 + 35 x0,268) = 137,56(kN ) Tương tự như vậy , ta tính toán lực cắt... số Trọng lượng dầm thép và hệ liên kết Trọng lượng bản mặt cầu Trọng lượng lan can, tay vịn Trọng lượng gờ chắn bánh xe Trọng lượn lớp phủ Ký hiệu DC1 DC2 DC3 DC4 DW Giá trị 4,301 10,56 2,47 1,372 2,869 Đơn vị KN/m KN/m KN/m KN/m 20 Bảng 2.19: Tĩnh tải của dầm trong Thông số Trọng lượng dầm thép và hệ liên kết Trọng lượng bản mặt cầu Trọng lượng lan can, tay vịn Trọng lượng gờ chắn bánh xe Trọng lượn... hoạt tải sẻ do dầm thép chịu Vì vậy, sứng suất f trong dầm thép được xác định bởi: f = Trong đó : M S NC M – mô men do các tải trọng gây ra trong dầm thép SNC – mô men kháng uốn của tiết diện dầm thép f = 9422,76 *10 6 = 328,41 28.692.480 ( MPa ) 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... - Tính toán mất ổn định xoắn ngang theo 3.5.2.3[2] Kết quả tính toán được ghi ở bảng 3.5 - Yêu cầu công thức mất ổn định đàn hồi là tính cân xứng của tiết diện: 0,1 ≤ I yc I yt = 1 ≤ 10 , ( I yc = I yt dầm thép không lên hợp BMC có bản biên dưới bằng bản biên trên) I yc - men quán tính của bản biên chịu nén tiết diện thép đối với Trong đó: trục thẳng đứng của mặt phẳng vách I yt - mô men quán tính của... MPa) Bảng 3.5 Tính toán và kiểm tra mất ổn định tổng thể của bản biên chịu nén Tham số Ký hiệu Chiều cao vách chịu nén Dc Bán kính quán tính của bản biên chịu nén cộng với 1/3 rt vách chịu nén Chiều dài không được liên kết dọc để tiết diện chắc Lp Chiều dài không liên kết dọc yêu cầu Lr Khoảng cách hệ liên kết dọc Lb Lp ≤ Lb ≤ Lr → Mn = MP → Tiết diện không chắc trong thi công Sức kháng nén mất ổn định... tác dụng lên dầm thép Loại tải trọng Trọng lượng bản mặt cầu Trọng lượng bản thân dầm thép + hệ liên kết Trọng lượng lan can – tay vịn Ký hiệu D1 Giá trị 14,861 Đơn vị KN/m D2 3,842 KN/m 35 Trọng lượng gờ chắn bánh xe Trọng lượng lớp phủ Tải trọng làn Tải trọng người - DW LL + IM PL 2,869 9,30 0,00 KN/m KN/m KN/m Tải trọng thi công bao gồm : tĩnh tải dầm thép và hệ liên kết, bản mặt cầu và hoạt tải... 558,13 973,41 1208,05 1262,20 168,79 136,36 106,67 79,71 55,49 25  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 26 27 Chương 3 KIỂM TRA TIẾT DIỆN DẦM CHỦ THEO CÁC TTGH 3.1 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... trị 5570,78 ∞ 5 108,75 0,385 2,32 Đơn vị kN Vn Vr Vmax 5125,40 5125,40 1091,71 KN KN KN Sức kháng danh định Sức kháng cắt có hệ số Lực cắt lớn nhất trong vách 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 Trong đó: α = - d 0 3000 = = 1,724 - Hệ số hình dạng D 1740 Hệ số mất... tw 16 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] 2 Dc E 2 * 870 200000 ≤ 5,7 → = 108,75 ≤ 5,7 = 137,24 tw Fyc 16 345 → 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... chủ - Diện tích tiết diện dầm thép: Atd = 51840 mm2 - Thể tích một dầm thép: 19 Vd = Atd *37,6 = 0,05184*37,6 = 1,9492 m3 - Khối lượng một dầm : Gd = γ s *Vd = 78,5* 1,9492 = 153,011 (kN) - Khối lượng các hệ thống liên kết dầm: Glk = α *Gd = 0,04*153,011= 6,120 (kN) Trong đó α là hệ số xét đến trọng lượng của hệ thống liên kết Chọn α =0,04 - Vậy khối lượng của hệ thống dầm thép: Gdc = Gd + Glk = 153,011+6,120 ... ngang cầu 1.1.2.5 Các lớp phủ mặt cầu Các lớp mặt cầu chọn sau: - Lớp phủ asphan: 0.07 m - Lớp phòng nước: 0.05 m 1.1.2.6 Chiều dày mặt cầu Các yêu cầu cấu tạo mặt cầu: - Chiều dày tối thiểu mặt cầu. .. lượng thân dầm thép mặt cầu - Tải trọng trình thi công khai thác thể bảng 3.6 Bảng 3.6 Tải trọng tác dụng lên dầm thép Loại tải trọng Trọng lượng mặt cầu Trọng lượng thân dầm thép + hệ liên kết... 4.2 Kiểm tra yêu cầu độ mảnh Thông số 0,25bf 16tp 50 + d 30 E Fys 0,48t p Giá trị 100 256 110 Đơn vị mm mm mm Kiểm tra Đạt yêu cầu Đạt yêu cầu Đạt yêu cầu 184,91 mm Đạt yêu cầu 4.1.1.2 Kiểm tra