ĐỒ ÁN MÔN HỌC THIẾT kế cầu GIÀN THÉP NGÀNH CẦU ĐƯỜNG BỘ

ĐỒ ÁN MÔN HỌC, THIẾT kế cầu GIÀN THÉP, NGÀNH CẦU ĐƯỜNG BỘ

MỤC LỤC

Chương 1 3

GIỚI THIỆU CHUNG VÀ CHỌN SƠ BỘ KẾT CẤU NHỊP 3

I ) Tóm tắt nhiệm vụ đồ án 3

1 Số liệu đầu vào: 3

2 Nhiệm vụ thiết kế: 3

3 Tiêu chuẩn thiết kế: 3

II) Thiết kế hệ dầm mặt cầu : 3

1.Các trạng thái giới hạn 3

2 Vật liệu dùng cho kết cấu: 4

3 Chọn sơ đồ kết cấu nhịp 4

4 Chọn sơ bộ kích thước: 5

Chương 2 9

THIẾT KẾ HỆ DẦM MẶT CẦU 9

I Thiết kế dầm dọc: 9

I.1 Tải trọng tác dụng lên dầm dọc: 9

I.2 Chọn tiết diện: 14

I.3 Kiểm tra tiết diện: 15

II Thiết kế dầm ngang: 24

II.1 Tải trọng tác dụng lên dầm ngang: 24

II.2 Xác định nội lực dầm ngang: 26

II.3 Chọn tiết diện: 29

II.4 Kiểm tra tiết diện: 30

III Thiết kế liên kết dầm dọc vào dầm ngang 36

III.1 Xác định số bu lông liên kết bản con cá với cánh trên của dầm dọc 36

III.2 Xác định số bu lông liên kết sườn dầm dọc và thép góc liên kết: 38

IV Thiết kế liên kết dầm ngang vào nút: 40

IV.1 Công thức tính: 40

IV.2 Tính R n : 40

IV.3 Tính số lượng bulông: 41

Chương 3 42

THIẾT KẾ GIÀN CHỦ 42

I Xác định nội lực các thanh qui tụ tại nút số 4: 42

I.1 Xác định tải trọng tác dụng lên giàn: 42

I.2 Tổ hợp nội lực: 44

II Chọn tiết diện thanh: 45

II.1 Tính nội lực: 45

II.2 Chọn tiết diện: 47

II.3 Kiểm tra tiết diện thanh: 49

Chương 4 57

THIẾT KẾ NÚT GIÀN SỐ 4 57

I Nguyên tắc thiết kế bản nút : 57

II Trình tự thiết kế nút giàn: 58

II.1 Tính số bulông liên kết các thanh giàn: 58

II.2 Bố trí bulông: 59

III.Tính toán nút giàn số 4: 60

IV Thiết kế mối nối thanh biên tại nút theo khả năng chịu lực của thanh 63

TÀI LIỆU THAM KHẢO 66

THIẾT KẾ CẦU GIÀN THÉP

Chương 1

-GIỚI THIỆU CHUNG VÀ CHỌN SƠ BỘ KẾT CẤU NHỊP

I ) Tóm tắt nhiệm vụ đồ án

1 Số liệu đầu vào:

- Chiều dài nhịp tính toán: ltt = 60 m

- Khổ cầu : K = 7+20,75 (m)

- Tải trọng thiết kế:

+ Hoạt tải thiết kế: HL93

+ Đoàn người: 3 daN/m2

3 Tiêu chuẩn thiết kế:

Thiết kế theo quy trình 22TCN 272-05.

II) Thiết kế hệ dầm mặt cầu :

Trong đó: LL: hoạt tải xe.

IM: lực xung kích

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

DW: tỉnh tải của các lớp phủ mặt cầu

PL: hoạt tải người

η = ηD.ηR.ηI: hệ số điều chỉnh tải trọng, lấy theo 22TCN 272-05

Bảng 1:

2 Vật liệu dùng cho kết cấu:

-Thép kết cấu M270 cấp 250 có FY = 250Mpa

- Bê tông bản mặt cầu có f’c = 30Mpa

- Liên kết sử dụng bu lông cường độ cao

10

1 7

Tuy nhiên ta hoàn toàn không có sự tự do để lựa chọn chiều cao giàn, nó còn phụ thuộcvào kích thước xe chạy trên cầu; đối với cầu ôtô có đường xe chạy duới thì chiều cao của giànchủ phải thõa mãn: h≥Hk+hdn+hbmc+hcc

Trong đó:

Hk: Chiều cao tĩnh không yêu cầu theo 22TCN272-05 Hk=5,3m

hdn: Chiều cao dầm ngang hdn= 1m

hbmc: Bề dày bản mặt cầu hbmc= 0,19m

hcc: Chiều cao cổng cầu hcc= (0,15-0,3)B Chọn hcc=1.4m

→ h≥5,3+1+0,19+1,4 = 7,89m

Chọn sơ bộ chiều cao của giàn chủ h =8,0m

Trong các giàn hình tam giác có thanh đứng thì chiều dài khoang có thể lấy bằng (0,6

0,8)h ,do vậy ta chọn chiều dài mỗi khoang d=6,0m

Khi đó góc xiên α hợp bởi thanh xiên và phương nằm ngang là α = 5307’48’’

60 53d07'48''

8.0

Hình 1: Sơ đồ giàn chủ

* Khoảng cách giữa các tim giàn chủ :

Đối với cầu xe chạy dưới: Bố trí hai giàn chủ với khoảng cách lớn hơn khổ đường xe chạy

60

8

8

Hình 2: Liên kết dọc trên và dọc dưới của giàn chủ.

4.5 Chọn sơ bộ tiết diện các thanh giàn chủ:

- Chọn tiết diện các thanh kiểu chữ H ở biên giàn

- Chọn các thanh xiên và thanh đứng có cùng bề rộng với thanh biên để dễ liên kết giữa cácthanh với nhau, chọn các thanh biên có chiều cao h không đổi để dễ liên kết

- Chiều cao và chiều rộng được xác định theo công thức kinh nghiệm 332/Tr.345 sách N.I.POLIVANOV.

400

60 60 400

2 2

k y

) 1 (

25 , 1

5 , 1

25 , 1 75 ,

5 , 3 81 , 9 5 , 2 60 19 , 0 5 ,

DW

.

60 2

81 , 9 25 , 2 60 0 , 7 075 , 0

5,79 kN/m

- l: nhịp tính toán của dầm, l = 60m

- Fy: cường độ chảy nhỏ nhất của thép làm dầm, kN/m2

Dùng thép công trình M270 cấp 250 có Fy = 250Mpa = 2,5.105 kN/m 2

-  : Hệ số sức kháng  =1

- : trọng lượng thể tích của thép,  = 7,85 T/m3 = 78,5 kN/m 3

- : hệ số xét đến trọng lượng của hệ liên kết giữa các dầm chủ (lấy tùy thuộc vào chiều dàinhịp),  = 0,1-0,12

- a: đặc trưng trọng lượng ứng với dầm giản đơn, a = 5

- k0: Tải trọng tương đương của tất cả các loại hoạt tải tác dụng lên dầm kể cả hệ số phân

7.5

7.0 8.0

9,3kN/m 35

145 145

10 , 9 35 17 , 10 145 25 , 11 145

95 , 10 110 25 , 11 110

= 7,24 kN/mVậy ta chọn k0.25L = 10,14kN/m

10 5 , 2

79 , 5 5 , 1 5 , 17 25 , 1 468 , 30 75 ,

Chương 2 THIẾT KẾ HỆ DẦM MẶT CẦU

I Thiết kế dầm dọc:

Dầm dọc đặt dọc theo hướng xe chạy, làm việc như một dầm liên tục nhiều nhịp, có nhịptính toán là khoảng cách giữa các dầm ngang, dầm dọc có tác dụng làm giảm độ lớn của mặtcầu

I.1 Tải trọng tác dụng lên dầm dọc:

Sự phân bố tải trọng theo phương ngang cầu lên các dầm dọc được xác định theo phương

pháp đòn bẩy Hình 6 dưới đây thể hiện sự phân bố tải trọng lên các dầm dọc

0.6 DAH R3

DAH R2

1.8

DAH R1 1.80.6

5 4 3 2 1

8.0 7.0

7.5

Hình 6 : Sự phân bố tải trọng lên dầm dọc

Bảng 2: Hệ số phân phối ngang của các dầm dọc

I.1.1 Nội lực do tĩnh tải

Tĩnh tải tâc dụng lín dầm dọc bao gồm : lớp phủ mặt cầu DW, đâ vỉa , bản thđn dầm dọc Tính tĩnh tải tâc dụng lín dầm dọc:

-Tải trọng bản thđn dầm dọc, có thể lấy gần đúng trong khoảng từ (0,10,12 T/m) (Cơ sở thiết kế vă ví dụ tính toân cầu thĩp trang 88).

Do vậy ta có thể lấy DC1 = 0,12T/m = 1,2 kN/m

Trọng lượng bản mặt cầu: DC2=0,19.2,5.9,81= 4,66 kN/m2

Trọng lượng lớp phủ: DW=0,075.2,25.9,81=1,655 kN/m2

Trọng lượng đâ vỉa: DC2(dv)=1,75kN/m ( hai bín thì có DC2(dv) = 3,5 kN/m)

Tổng quât ta đặt tải trọng lín đường ảnh hưởng âp lực dầm, tĩnh tải được xâc định theocông thức sau

ydv: tung độ đường ảnh hưởng ứng với trọng tđm đâ vỉa

Bảng 3: Kết quả tính toân tải trọng tĩnh tâc dụng lín câc dầm dọc

1.000

DAH Q gố i

DAH M1/4

Từ công thức (2.6) ta có câc bảng tính sau :

Bảng 4 : Mô men do tĩnh tải tính toân

I.1.2 Nội lực do hoạt tải

Hiệu ứng lớn nhất do hoạt tải gđy ra được lấy theo giâ trị lớn hơn của câc trường hợp sau :

- Xe hai trục thiết kế +tải trọng lăn + tải trọng người đi bộ (hệ số xung kích IM=25%)

- Xe tải thiết kế +tải trọng lăn + tải trọng người đi bộ (hệ số xung kích IM=25%)

Ở đđy ta không xĩt đến tải trọng của người đi bộ

* Tại tiết diện gối :

110 110

1.2

DAH Q gố i

4.3 4.3

35 145

Vgối = 145(1+0,283)=186,04 kN+Xe tanđem Mgối =0

Vgối=110(1+0,800)=198,00 kN+ Tải trọng làn Vln gối= 9,3.3,00=27,90 kN, M ln gối=0

*Tại tiết diện 1/4 nhịp:

0.25 0.75

V1/4 = 110 ( 0,75+0,550) =143 kN + Tải trọng làn Vln 1/4 = 9,3.1,688 = 15,69kN

Mln 1/4 = 9,3.3,375 =31,39kN

* Tại tiết diện giữa nhịp:

110 110 145

4.3

145

4.3

35 6.0

1.2

0.5 0.5

Mln 1/2=9,3.3,78 = 35,15kNmNội lực do hoạt tải gây ra là Mu =  mgM 1,75((1+IM)P i y i+ qLh) (2.7)

Vu =  mgV 1,75((1+IM)P i y i+ qLh) (2.8)Đối với trạng thái giới hạn cường độ I :  = 0,95

Từ công thức (2.7) và (2.8) ta có bảng tính sau :

Bảng 6 Nội lực do hoạt tải tính toán

93

HL

Mu(kN.m) Vu(kN) Mu(kN.m) Vu(kN) Mu(kN.m) Vu(kN)

Bảng 7 Tổng hợp nội lực của dầm dọc

Tại gối Mô men (kN.m) Lực cắt (kN)

I.2 Chọn tiết diện:

Dùng tiết diện tổ hợp hàn: tiết diện chữ I bao gồm tấm sườn dầm, các bản biên ghép vớinhau bằng mối hàn góc

Chọn tiết diện dầm dọc thỏa mãn các điều kiện cấu tạo sau :

1 15

1 8

1

+ Theo điều kiện kinh tế: D = 3

3 3

10 250

26 , 410 5 , 6

1

 đối với thép cacbon

- Trong mọi trường hợp, bề dày sườn: tW ≥ 12mm

- Chiều dày bản biên: tf ≥ 301 bf và không lớn hơn 50mm

- Bề rộng bản biên: bf ≤ 30tf và 800mm

- Khi

f

W t d

t

2

50

1

thì phải bố trí sườn tăng cường đứng theo tính toán

Tổng hợp các điều kiện trên ta chọn sơ bộ dầm dọc có các kích thước như sau:

D =600 mm, bf = 240mm, tf = 16mm, tW = 12mm

Ta có

f

W t d

t

2

 =600122.16

 = 0.021 >501 nên ta không bố trí sườn tăng cường đứng.Ngoài ra để tránh mất ổn định cục bộ, độ mảnh yêu cầu phải thoả mãn

y

F

E k t

, 0 5 , 7 16

I.3 Kiểm tra tiết diện:

I.3.1 Trạng thái giới hạn cường độ I (A6.10.4)

- Yêu cầu mô men kháng uốn dẻo: Z

Giả thiết tiết diện chắc và biên chịu nén được liên kết dọc toàn bộ:

Trong đó:

Φr: hệ số sức kháng, lấy theo bảng 6.8 Tr.196 sách Cầu thép, với cấu kiện chịu uốn Φf =1.0

Mn: là sức kháng danh định đặc trưng cho tiết diện chắc

Mp: là mômen chảy dẻo

Ta có: Mn = Mp = Z.FY

Từ đó: Z ≥

y

u F

M

=

250

10 26 ,

=1641040 mm3=1641,04 cm3

- Dùng thép công trình M270 cấp 250 có mặt cắt ngang như sau:

Y

X X

- Ta có bảng tính các đặc trưng hình học của tiết diện như sau:

Momen quán tính của dầm dọc:

( 12

2 12

) 2 (

= 838241792 mm4Momen tĩnh của ½ tiết diện:

Ta thấy: Z = 2794139 mm3 > 1641040mm3 => đạt yêu cầu về mômen kháng uốn dẻo

I.3.2 Kiểm tra mỏi đối với vách đứng (A6.10.6)

Để kiểm tra mỏi đối với vách đứng ta có tham số chính để xác định khả năng mất ổn địnhcủa vách chính là tỉ số độ mảnh của vách w

76 , 5 33 , 47 12

284 2 2

+ Fyc: cường độ chảy nhỏ nhất quy định của bản cánh chịu nén, Fyc = 250 MPa

+ fcf: là ứng suất nén đàn hồi lớn nhất trong biên chịu nén khi uốn do tác dụng của tĩnh tảikhông hệ số và hai lần tải trọng mỏi

- Tính nội lực do tĩnh tải không hệ số:

Mtt 1/2 = (DW DW+DC2 DC2+DC1 + DC2(dv)ydv) M (2.15)

Bảng 9 Nội lực do tĩnh tải không hệ số

1/2(kN.m)

- Tính nội lực do tải trọng mỏi:

* Hoạt tải tính cho TTGH mỏi và đứt gãy do mỏi:

35 145 145

4.3 9

DAH M1/2

6

Hình 9: Xếp hoạt tải lên đường ảnh hưởng áp lực của dầm dọc

(tính cho trạng thái giới hạn mỏi)

Với m là hệ số làn xe, IM=15%

( Tải trọng mỏi do 1 xe tải mỏi gây ra , không xét hệ số làn xe)

Ta thấy fcf < Rh.Fyc = 1,0.250 = 250 MPa => đạt

* Sự mất ổn định cũng có thể xảy ra do cắt, do đó ta phải kiểm tra điều kiện :

- Tính nội lực do tải trọng mỏi:

* Hoạt tải tính cho TTGH mỏi và đứt gãy do mỏi:

Hình 10: Xếp hoạt tải lên đường ảnh hưởng áp lực của dầm dọc

(tính cho trạng thái giới hạn mỏi)

Với m là hệ số làn xe, IM=15%

( Tải trọng mỏi do 1 xe tải mỏi gây ra , không xét hệ số làn xe)

Bảng 12 Nội lực do hoạt tải mỏi

776768 1

81 , 200

w x

x x

cf

g

t I

S V

I.3.3 Kiểm tra độ mảnh

Tiếc diện chắc phải thoả mãn :

I.3.3.1) Độ mảnh vách (A6.10.4.1.1)

Với tiết diện chắc:

YC w

CP

F

E t

D

76 3

.

2

Trong đó:

- Fyc : cường độ chảy dẻo nhỏ nhất Fyc = 250MPa

- DCP là chiều cao của bản bụng chịu nén tại lúc mômen chảy dẻo

3 76

3 33 , 47

Dcp

 Đạt

I.3.3.2) Độ mảnh của biên chịu nén (A.6.10.4.1.3)

Công thức kiểm tra:

YC f

f

F

E t

0 382

0 5 , 7 16 2

240

E t

b

f

f

 Đạt

I.3.4 Kiểm tra điều kiện chống cắt (A6.10.7)

Với dầm vách không tăng cường

- Sức kháng cắt của dầm Vr được lấy như sau:

D

46 , 2

YW

E t

D

07 , 3

D

07 , 3

Ta thấy: Vr = 1988,32 > Vu = Vg = 330,34kN ( sức kháng cắt tính toán tại gối ) => Đạt

- Thiết kế sườn tăng cường tại gối:(A6.10.8.2)

Khi: Vu > 0,75.φb.Vn thì mới cần bố trí sườn tăng cường.

Trong đó:

+ Vu = 330,34kN: sức kháng cắt tính toán tại gối

+ φb: hệ số sức kháng đối với gối quy định ở điều (A.6.5.4.2) , φb = 1,0

+ Vn = 988,32 kN: sức kháng cắt danh định

=> 0,75.φb.Vn = 0,75.1,0.988,32 = 741,24kN > Vu = 330,34kN

Vậy không cần bố trí sườn tăng cường tại gối

I.3.5 Yêu cầu cấu tạo

I.3.5.1 ) Tỷ số chung: Theo (A.6.10.2.1)

Đối với cấu kiện chịu uốn phải được cấu tạo theo tỷ lệ sao cho:

+ Rb, Rh: các hệ số chiết giảm ứng suất bản cánh, hệ số truyền tải và hệ số đồng nhất

- Với tiết diện đồng nhất: Rh = 1,0 ( Sách cầu thép Lê Đình Tâm trang 306)

- Tính Rb:

Dựa theo điều kiện, công thức (7.1.1) Sách Lê Đình Tâm trang 297

Đối với biên chịu nén , nếu thỏa mãn phương trình sau thì hệ số truyền tải trọng Rb =1,0

c w

c

f

E t

M = η.(1,25.MDC) = 0,95.1,25 (DC2 DC2+DC1+ DC2(dv)ydv) M

Bảng 13

1/2(kN.m)

fc =

493133312

2

600 10 67 , 45

, 15

200000

76 , 5

33 , 47 12

) 16 2 600 ( 5 , 0

E t

D

Đối với biên chịu kéo thì Rb = 1,0

=> Mn = 1,0.1,0.MY = MY = 401,304 kN.m > M = 44,26 kN.m => Đạt

I.3.6 Kiểm tra trạng thái giới hạn sử dụng

Trạng thái giới hạn sử dụng được kiểm tra để dảm bảo độ võng do tĩnh tải không ảnhhưởng đến giao thông trên cầu

Đối với cả hai biên của tiết diện không liên hợp

Trong đó:

+ ff: là ứng suất bản cánh dầm đàn hồi do tải trọng có hệ số gây ra (MPa)

+ Fyf: là cường chảy của bản biên , Fyf = 250 MPa

+ Theo mục trên ta chọn: Rb = 1.0, Rh = 1.0

Mômen lớn nhất của trạng thái giới hạn sử dụng được xác định :

M1/2= (DW.D¦ W+DC2.DC2+DC1+DC2(dv)ydv)M + mgM [1.3(1+IM)P i y i+qLh] = (Mtt 1/2+ M ht 1/2) với  =1,00.

I.3.7 Kiểm tra mỏi và đứt gãy

Biên độ ứng suất cho phép phụ thuộc chu kỳ tải trọng và cấu tạo liên kết Đứt gãy phụthuộc vào cấp liệu vật liệu và nhiệt độ

I.3.7.1 Chu kỳ tải trọng

Giả sử lưu lượng xe trung bình hàng ngày là ADT = 10000 xe/làn/ngày và có hai làn xe tải,

tỉ lệ xe tải trong đoàn xe là 0,2 ( lấy theo Bảng 6.2 Tr.189 sách Cầu thép)

ADTT = 0,2.ADT = 0,2.(10000).(2 làn) = 4000 xe tải/ngày

Số xe tải trong một ngày cho một làn xe trung bình trong tuổi thọ thiết kế tính toán theobiểu thức:

ADTTSL = pxADTT

Trong đó:

+ p: là phần xe tải trong một làn đơn, lấy theo ( Bảng 6.1 Tr.189 sách Cầu thép ), với 2 làn

n = 1,0 lấy theo Bảng 6.3 Tr.190 sách Cầu thép.

I.3.7.2 Biên độ ứng suất cho phép mỏi -Loại B

Sức kháng mỏi danh định được tính theo biên độ ứng suất lớn nhất cho phép như sau:(ΔF)F)n =

3 / 1

+ N: là số chu kỳ cho một xe tải qua, N = 124,1.106

+ (ΔF)F)TH: là hằng số ngưỡng biên độ ứng suất mỏi, lấy ở Bảng 6.5 Tr.193 sách Cầu thép,với chi tiết loại B => (ΔF)F)TH = 110 Mpa

Ta tính được: (ΔF)F)n = 31 , 64

10 1 , 124

10 3 ,

I.3.7.3 Biên độ ứng suất lớn nhất: được giả thiết bằng hai lần biên độ ứng suất gây ra do

hoạt tải mỏi đi qua Tuy nhiên biên độ ứng suất không cần nhân với 2 vì sức kháng mỏi đãchia cho 2

Đối với mỏi:U = 0,75.(1+IM)LL

Lực xung kích trong tính mỏi IM = 0,15

Mômen lớn nhất của dầm tính theo tải trọng mỏi:

M = 117,25 kN.m

Từ đó: f = M Z =

2794139

10 25 ,

= 41,96 MPa < 55Mpa => Đạt

II Thiết kế dầm ngang:

Dầm ngang đặt vuông góc với hướng xe chạy Dầm ngang và hệ liên kết tạo độ cứng ngangcho các giàn, làm gối đỡ cho các dầm dọc và truyền tải trọng từ hệ mặt cầu xuống giàn chủ.Đối với cầu đường xe chạy dưới, dầm ngang làm việc như một dầm đơn giản kê trên hai gốitựa có nhịp là khoảng cách giữa hai giàn chủ, do đó chiều cao dầm ngang có thể chọn theochiều dài nhịp

II.1 Tải trọng tác dụng lên dầm ngang:

Dầm ngang được liên kết bằng bulông vào bản nút của giàn chủ thông qua các thép gócliên kết Liên kết này dễ bị xoay nên dầm ngang được tính theo sơ đồ dầm giản đơn có nhịptính toán bằng khoảng cách giữa tim 2 giàn chủ

9 8

7 6

5 4

3 2

1

3' 8.0

60.0

6 1' 2'

Hình 12: Sơ đồ tính tĩnh tải tác dụng lên dầm ngang.

II.1.2 Hoạt tải:

Gồm xe tải thiết kế kết hợp với tải trọng làn hoặc xe hai trục thiết kế kết hợp với tải trọng làn

* Hoạt tải tính cho TTGH cường độ I và sử dụng:

Áp lực do một dãy bánh xe đứng trong hai khoang kề bên dầm ngang tính được bằng cách xếp xe lên đường ảnh hưởng:

110 110

1.2

9,3/3kN/m

4.3 4.3

35 145

Hình 13 : Xếp hoạt tải lên đường ảnh hưởng áp lực của dầm ngang.

(tính cho trạng thái giới hạn cường độ I và sử dụng)

- Với xe tải thiết kế:

ATr = 0,5 [145.(1+0,283)+35.0,283] = 97,97 kN

- Với xe hai trục thiết kế:

ATa = 0,5.110(1 +0,800)= 99 kN

Vậy ta tính được hoạt tác dụng lên dầm ngang:

ALL+IM = (ATr hoặc ATa).(1+IM) =99(1+IM)

3

3 , 9

145

Hình 14: Xếp hoạt tải lên đường ảnh hưởng áp lực của dầm ngang.

(tính cho trạng thái giới hạn mỏi)

Ta có:

ATr = 0,5(145.1+35.0,283) = 77,45 kN

=> ALL+IM = ATr.(1+IM) = 77,45 (1+IM) với IM =15%

II.2 Xác định nội lực dầm ngang:

II.2.1 Nội lực do tỉnh tải

Ut = {γDC.(DC2+DC3) Σyyi + γDC.DC1 Σy + γDW.DW Σyyi+ γDC DC4.ydv} (2.27)

với  = 0,95 đối với TTGH cường độ I

DW DC2+DC3 DC1 DC4

Hình 15: Sơ đồ tính nội lực của dầm ngang do tĩnh tải.

Kết quả tính toán thể hiện trong các bảng tính sau:

II.2.2 Nội lực do hoạt tải

1.8 1.2 1.8

3.0 ALL ALL ALLALL

1.8 1.2

1.8 0.6 0.5

Hình 16: Sơ đồ tính nội lực của dầm ngang do hoạt tải.

Kết quả tính toán thể hiện trong các bảng tính sau:

II.3 Chọn tiết diện:

Chọn tiết diện dầm ngang thỏa mãn các điều kiện cấu tạo sau:

1 12

1 7

1

+ Theo điều kiện kinh tế: d = 3

3 3

10 250

24 , 1549

5 , 6

Nếu ta chọn chiều cao dầm dọc cộng thêm 30 cm  d ≥90cm

Chiều cao sườn dầm và bề dày sườn có quan hệ với nhau theo công thức

D

t w

5 , 12

1

 đối với thép cacbon

- Chiều dày vách: tW ≥ 12mm

- Bề rộng bản cánh thò ra: b = bf/2 ≤ 15.∑tf

- Chiều dày bản biên: tf ≥ .

t

2

80

1

thì phải bố trí sườn tăng cường đứng theo tính toán

Tổng hợp các điều kiện trên ta chọn sơ bộ dầm ngang có các kích thước như sau:

d = 1000 mm, bf = 340mm, tf = 30mm, tW = 14mm

Ta có

f

W t d

t

2

, 0 67 , 5 30

170





Xác định đặc trưng hình học của dầm ngang

+ Diện tích mặt cắt ngang của dầm ngang : 335,60cm2

+ Trọng lượng bản thân dầm ngang là : 335,60.10-4.7,85.9,81 = 2,58kN/m

II.4 Kiểm tra tiết diện:

II.4.1 Trạng thái giới hạn cường độ I (A.6.10.4)

- Yêu cầu mô men kháng uốn dẻo: Z

Trong đó:

Φr: hệ số sức kháng, lấy theo bảng 6.8 Tr.196 sách Cầu thép, với cấu kiện chịu uốn

Φr = 1,0

Mn: là sức kháng danh định đặc trưng cho tiết diện chắc

Mp: là mômen chảy dẻo

Ta có: Mn = Mp = Z.Fy

Từ đó: Z ≥M F y u = 250

10 24 ,

= 6196960 mm3

- Dùng thép công trình M270 cấp 250 có mặt cắt ngang như sau:

Y

X X

Ta thấy: Z = 11538269mm3 > 6721360 mm3=> đạt yêu cầu về mômen kháng uốn dẻo

II.4.2 Kiểm tra mỏi đối với vách đứng (A6.10.6)

Để kiểm tra mỏi đối với vách đứng ta có tham số chính để xác định khả năng mất ổn địnhcủa vách chính là tỉ số độ mảnh của vách w

w w t

(1000 – 2.30) = 470mm

=> 162 , 9

250

200000

76 , 5 14 , 67 14

470 2 2

+ Fyc: cường độ chảy nhỏ nhất quy định của bản cánh chịu nén, Fyc = 250 Mpa

+ fcf: là ứng suất nén đàn hồi lớn nhất trong biên chịu nén khi uốn do tác dụng của tĩnh tảikhông hệ số và hai lần tải trọng mỏi

- Tính nội lực do tĩnh tải không hệ số:

M1/2lt = (DC2+DC3).Σyyi + DC1.Σy + DW Σyyj+DC4 Σyyj

Mpa < Rh.Fyc = 1,0.250 = 250 Mpa => Đạt

II.4.3 Kiểm tra độ mảnh (Theo sách Cầu thép Tr.256).

II.4.3.1) Độ mảnh vách (A6.10.4.1.1)

Với tiết diện chắc:

YC w

C

F

E t

D

76 3

.

2

Trong đó:

- Fyc: cường độ chảy dẻo nhỏ nhất Fyc =250MPa

- DC là chiều cao của bản bụng chịu nén tại lúc mômen chảy dẻo

3 76

3 14 , 67 14

470 2

Dc

 Đạt

II.4.3.2) Độ mảnh của biên chịu nén: (A6.10.4.1.3)

Công thức kiểm tra:

YC f

f

F

E t

Vậy 10 , 8

250

200000 382

0 382

0 67 , 5 30 2

340

E t

b

f

f

 Đạt

II.4.4 Kiểm tra điều kiện chống cắt (A6.10.7)

- Sức kháng cắt của dầm Vr được lấy như sau:

D

46 , 2

D

07 , 3

D

07 , 3

 = 3,07 200000250 = 86,83 thì Vn =

d

E

t W 55 ,

D

= 67,14<69,58 => Vr = Vp= 0,58.Fyw.D.tw = 0,58.250.103.0,97.0,014 = 1969,1kN

Ta thấy: Vr = 1969,1kN > Vu = 631,6kN => Đạt

- Thiết kế sườn tăng cường tại gối: (A6.10.8.2)

Khi: Vu > 0,75.φb.Vn

Trong đó:

+ Vu = 631,6 kN: sức kháng cắt tính toán tại gối

+ φb: hệ số sức kháng đối với gối quy định ở điều (A.6.5.4.2), φb = 1,0

+ Vn = 1969,1 kN: sức kháng cắt danh định

=> 0,75.φb.Vn = 0,75.1,0.1969,1 = 1476,83 kN > Vg = 631,6kN

Vậy không cần bố trí sườn tăng cường tại gối

II.4.5 Yêu cầu cấu tạo

II.4.5.1) Tỷ số chung: Theo ( A.6.10.2.1)

Đối với cấu kiện chịu uốn phải được cấu tạo theo tỷ lệ sao cho: