Đồ án Thiết kế cầu giàn thép - Nguyễn Cương

5 0.00 2,483 9 0,00 Bảng 16: Các TTGH γDC DC2+DC3 Σyi DC1 Σ γDW DW Σyj Vg, kN TTGH cường độ I 1.25 13,15 3 2.00 4,5 1.50 2,483 3 68,15 TTGH sử dụng 1.00 13,15 3 2.00 4,5 1.00 2,483 3 55,90 TTGH mỏi 0.00 13,15 3 2.00 4,5 0.00 2,483 3 0.00 6.2.2 Nội lực do hoạt tải Uh = m (γLL.ALL+IM.Σyi + γL.AL.Σ) (2.28) ALL+IM = 76,32(1+IM) khi tính cho TTGH mỏi hoặc ALL+IM = 98,01(1+IM) khi tính cho các trạng thái giới hạn còn lại. AL = 17,5kN với = 0,95 đối với TTGH cường độ I = 1,00 đối với TTGH sử dụng = 1,00 đối với TTGH mỏi m: hệ số làn xe m =1,0 khi chất tải 2 làn xe. Đối với trạng thái mỏi ta không xét hệ số làn xe m. Hình 16: Sơ đồ tính nội lực của dầm ngang do hoạt tải. Kết quả tính toán thể hiện trong các bảng tính sau: Bảng 17: Các TTGH γLL 1+IM ALL Σyi γL AL Σ M1/2, kN.m TTGH cường độ I 1.75 1.25 98,01 6 1.75 17,5 9 1483,91 TTGH sử dụng 1.00 1.25 98,01 6 1.00 17,5 9 892,57 TTGH mỏi 0.75 1.15 76,32 6 394,95 Bảng 18: Các TTGH γLL 1+IM ALL Σyi γL AL Σ Vg, kN TTGH cường độ I 1.75 1.25 98,01 2,44 1.75 17,5 3,666 603,63 TTGH sử dụng 1.00 1.25 98,01 2,44 1.00 17,5 3,666 363,08 TTGH mỏi 0.75 1.15 76,32 2,44 160,61 6.2.3 Tổng hợp nội lực : Kết quả tính toán nội lực được tổng hợp trong bảng sau: Bảng 19: Các TTGH Vgtt, kN Vght, kN Vg, kN TTGH cường độ I 68,15 603,63 671,78 TTGH sử dụng 55,90 363,08 418,98 TTGH mỏi 0.00 160,61 160,61 Bảng 20: Các TTGH M1/2tt, kN.m M1/2ht, kN.m M1/2, kN.m TTGH cường độ I 196,43 1483,91 1680,34 TTGH sử dụng 160,95 892,57 1053,52 TTGH mỏi 0.00 394,95 394,95 6.3 Chọn tiết diện: Chọn tiết diện dầm ngang thỏa mãn các điều kiện cấu tạo sau : - Chiều cao: + Theo điều kiện cấu tạo:d = (1,285 ÷ 0,75) m. + Theo điều kiện kinh tế: d = = 1,227m + Dầm ngang còn phải chọn sao cho đủ độ cao để bố trí vai kê dầm dọc, vì vậy chiều cao của dầm ngang d ≥ hdd + (30 ÷ 40)cm, với hdd = 60cm. 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 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 ≥ bf và không lớn hơn 50mm. - Bề rộng bản cánh: bf ≤ 30.tf và 800mm. - Khi ≤ 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 = 1100 mm, bf = 340mm, tf = 30mm, tW = 14mm. Ta có ==0,0135>1/80=0,0125→ Không bố trí sườn tăng cường đứng Ngoài ra để tránh mất ổn định cục bộ , độ mảnh yêu cầu phải thoả mãn (A6.9.4.2) (2.29) Với : - b : bề rộng tấm (mm) , lấy theo bảng 4.3 sách cầu thép trang 155. - t : là bề dày tấm . t = tf = 30 (mm) - k : hệ số mất ổn định tấm .Tra bảng 4.3 sách cầu thép ; k = 0,56 . Ta có Đạt Xác định đặc trưng hình học của dầm ngang + Diện tích mặt cắt ngang của dầm ngang : 349,60cm2 + Trọng lượng bản thân dầm ngang là : 349,60.10-4.7,85.9,81 = 2,69kN/m 6.4 Kiểm tra tiết diện: 6.4.1 Trạng thái giới hạn cường độ I (A.6.10.4) - Yêu cầu mô men kháng uốn dẻo: Z Φr.Mn ≥ Mu (2.30) 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 đặt trưng cho tiết diện chắc. Mp: là mômen chảy dẻo. Ta có: Mn = Mp = Z.Fy Từ đó: Z ≥ = = 6721360 mm3 - Dùng thép công trình M270 cấp 250 có mặt cắt ngang như sau: Hình 17: Mặt cắt ngang thép hình “W”. - Trong đó: d = 110mm, bf = 340mm, tf = 30mm, tW = 14mm. - Ta có bảng tính các đặt trưng hình học của tiết diện như sau: Bảng 21: d, mm bf, mm tf, mm tw, mm Z, mm3 Iy, mm4 Ix, mm4 Sx, mm3 1100 340 30 14 13005202 196757813 7152861333 7349800 Ta thấy: Z = 13005202mm3 > 6721360 mm3=> đạt yêu cầu về mômen kháng uốn dẻo. 6.4.2 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 định của vách chính là tỉ số độ mảnh của vách . (2.31) Với : - thì fcf Rh Fyc (2.32) - Thì fcf (2.33) - thì fcf 28,9 Rh (2.34) Ta có : Dc = (d-2.tf) = (1100 – 2.30) = 520mm. => Do đó áp dụng công thức (2.32) : ffc Rh.Fyc ( theo Tr.224 sách Cầu thép Lê Đình Tâm ) Trong đó: + Rh: hệ số lai, kể đến sự chiết giảm ứng suất trong bản cánh khi mặt cắt không đồng nhất, ở đây ta lấy Rh = 1,0. + 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 tỉnh tải không hệ số và hai lần tải trọng mỏi. - Tính nội lực do tĩnh tải không hệ số: M1/2lt = (DC2+DC3).Σyi + DC1.Σ + DW. Σyj M1/2lt = 13,15 . 9 + 2,69 . 10,125 + 2,483 . 9 = 167,93 kN.m - Tính nội lực do tải trọng mỏi: từ kết quả ở phần trên ( bảng 19 và 20 )ta có: VgLL+IM = 160,61 kN M1/2lLL+IM = 394,95 kN.m - Tính fcf: Mcf = 167,93 + 2 . 394,95 = 957,83 kNm fcf = Mpa Đạt 6.4.3 Kiểm tra độ mảnh Theo Tr.256 sách Cầu thép. 6.4.3.1) Độ mảnh vách (A6.10.4.1.1) Với tiết diện chắc: (2.35) 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 DC = 0,5.(d-2tf) = 0,5.(1100-2x30) = 520mm - tw: là chiều dày bảng bụng:tw = 14mm. => Đạt 6.4.3.2) Độ mảnh của biên chịu nén (A6.10.4.1.3) Công thức kiểm tra: (2.36) Trong đó: - Fyc : cường độ chảy dẻo nhỏ nhất . Fyc =250MPa. - bf: bề rộng bản cánh chịu nén: bf = 340mm - tf: chiều dày bản cách chịu nén: tf = 30 mm Vậy Đạt 6.4.4 Kiểm tra điều kiện chống cắt (A6.10.7) - Sức kháng cắt của dầm Vr được lấy như sau: Vr = φv.Vn (2.37) Trong đó: + φv: hệ số sức kháng, lấy theo mục (A.6.5.4.2) được φv = 1.0 => Vr = 1,0.Vn + Vn: sức kháng cắt danh định, đối với bản bụng không có sườn tăng cường lấy theo điều (A6.10.7.2) như sau: Nếu: = 2,46. = 69,58 thì Vn = Vp= 0,58.Fyw.D.tw Nếu: = 3,07. = 86,83 thì Vn = 1,48.tW2. Nếu: = 3,07. = 86,83 thì Vn = Trong đó: + FYW: Sức kháng cắt danh định nhỏ nhất quy định của bản bụng, FYW = 250 Mpa. + D = (d-2.tf) = (1100-2.30) = 1040mm, tW = 14mm => 69,58 < = 74,29 < 86,83 => Vr = Vp = 1,48.tW2.= 1,48.142.10-3 = 2051,18KN Ta thấy: Vr = 2051,18kN > Vu = 671,78kN => Đạt. - Thiết kế sườn tăng cường tại gối: (A6.10.8.2) Khi: Vu > 0,75.φb.Vn Trong đó: + Vu = 671,78 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 = 2051,18 kN: sức kháng cắt danh định. => 0,75.φb.Vn = 0,75.1,0.2051,18 = 1538,39 kN > Vg = 671,78kN Vậy không cần bố trí sườn tăng cường tại gối. 6.4.5 Yêu cầu cấu tạo 6.4.5.1) Tỷ số chung: Theo ( A.6.10.2.1) Đối với cấu kiện chịu uốn phải được cấu tạo theo tỷ lệ sao cho: 0,10,9 (2.38) Trong đó: + Iy: là mômen quán tính của mặt cắt thép đối với trục thẳng đứng trong mặt phẳng của bản bụng, Iy = 196757813mm4. + Iyc: là mômen quán tính của bản cánh chịu nén của mặt cắt thép quanh trục đứng trong mặt phẳng của bản bụng: Iyc = tf.bf3 = 30.3403 = 98260000 mm4 => 0.10.9 Đạt 6.4.5.2) Sức kháng uốn: Theo (A.6.10.10.1.2c) Mn = Rb.Rh.My (2.39) Trong đó: + MY: mômen chảy. MY = Sx.FY =7349800 .10-3.250.103 = 1837,45kN.m + 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 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. (7.1.1) Gọi fc là ứng suất trong biên chịu nén do tải trọng thi công không hệ số gây ra: MC = η.(1,25.MDC) = 0,95.1,25.[DC1.Σ +(DC2 + DC3).Σyi] = 0,95.1,25(2,69.10,125 + 13,15 .9 ) = 172,88 kNm fc = = 13,29 Mpa. => Rb = 1,0 . Đối với biên chịu kéo thì Rb =1,0 . => Mn = 1,0.1,0.MY = MY = 1837,45kN.m > M = 177,88kNm => Đạt. 6.4.6 Kiểm tra trạng thái giới hạn sử dụng Trạng thái giới hạn sử dụng được kiểm tra để dảm bảo độ võng do tỉnh tải không ảnh hưởng đến giao thông trên cầu. Đối với cả hai biên của tiết diện không liên hợp Công thức: ff ≤ 0,8.Rb.Rh.Fyf (A.6.10.5.2-2) (2.40) Trong đó: + ff: là ứng suất bản cánh dầm đàn hồi do tải trọng tính toán gây ra (MPa) + Fyf: là cường chảy nhỏ nhất quy định của bản cánh, Fyf = 250 MPa. + Theo mục trên ta chọn: Rb = 1.0, Rh = 1.0 Mômen lớn nhất của trạng thái giới hạn sử dụng duợc xác định ở bảng 20: + M = 1053,52kNm Vậy ff = = 143,34 MPa ≤ 0,8.1.1.250 = 200 Mpa => Đạt. 6.4.7 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 phụ thuộc vào cấp liệu vật liệu và nhiệt độ 6.4.7.1) Chu kỳ tải trọng Giả sử lưu lượng xe trung bình hàng ngày là ADT = 15000 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.(15000).(2 làn) = 6000 xe tải/ngày. Số xe tải trong một ngày cho một làn xe trung bình trong tuổi thọ thiết kế tính toán theo biểu 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 xe P = 0,85. => ADTTSL = 0,85.6000 = 5100 xe tải/ngày. N = 365.100.(n).(ADTTSL) (phương trình 6.7 Tr.189) = 365.100.1.5100 = 186,15.106 chu kỳ n = 1,0 lấy theo Bảng 6.3 Tr.190 sách Cầu thép. 6.4.7.2) 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)n = ≥ (ΔF)TH (A6.6.1.2.5) (2.41) Trong đó: + A: là hằng số mỏi thay đổi theo loại chi tiết mỏi, lấy ở Bảng 6.5 Tr.193 sách Cầu thép, với chi tiết loại B => A = 39,3.1011 Mpa. + N: là số chu kỳ cho một xe tải qua, N = 186,15.106 + (ΔF)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)TH = 110 Mpa. Ta tính được: (ΔF)n = MPa <(ΔF)TH = .110 = 55Mpa Do đó (F)n = 55 MPa. 6.4.7.3) Biên độ ứng suất lớn nhất: được giả thiết bằng lai 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 đã chia cho 2. Đối với mỏi:U = 0,75.(1+IM)LL Lực xung kích trong tính mỏi IM = 0,15 Mômen lớn nhất lớn nhất của dầm tính theo tải trọng mỏi ( bảng 20 ) : M = 394,95kNm Từ đó: f = = = 45,07 MPa Đạt. 7. Thiết kế liên kết dầm dọc vào dầm ngang Liên kết gồm có : bản con cá ở biên trên , các thép góc liên kết đứng và vai kê . Ta tiến hành chọn trước cấu tạo liên kết , sau đó tiến hành tính toán và kiểm tra. Ta dùng trường hợp vai kê bu lông. - Giả thiết trong tính toán : + Mômen gối do bản con cá và số bu lông nối vai kê với cánh dầm dọc chịu. + Lực cắt phân bố đều cho các bu lông nối sườn dầm dọc và cánh đứng của vai kê với sườn dầm ngang. Nội lực tác dụng tại vị trí liên kết dầm dọc và dầm ngang M=0,6.M1/2=0,6.382,73 = 229,64kNm V=Vg= 308,31kN 7.1 Xác định số bu lông liên kết bản con cá với cánh trên của dầm dọc Giả thiết chiều dày của bản con cá là 14mm Nội lực trong bản con cá S == = 206,14 kN - Số lượng bulông được xác định theo công thức sau: n ≥ (2.42) Trong đó: + S: Nội lực trong bản con cá + n: số lượng bulông cần thiết. + Rntt: là sức kháng tính toán của một bu lông . 7.1.1 Tính Rntt Sức kháng trượt danh định của bu lông trong liên kết ma sát được tính như sau : Rn = Kh KS NS Pt (2.43) Trong đó: NS - số lượng mặt ma sát cho mỗi bulông, Ns = 1 Pt - lực căng tối thiểu yêu cầu của bulông, với bulông 20 mm A325M, Pt = 142 kN KS - hệ số điều kiện bề mặt qui định, chọn bề mặt loại B, KS = 0,5 Kh - là hệ số kích thước lỗ, với lỗ tiêu chuẩn Kh = 1 Vậy: Rn = 1.0,5.1.142 = 71 kN. → Sức kháng tính toán của bu lông là = Rn =71 .0,8 = 56,8 kN 7.1.2 Tính số lượng bulông - Số lượng bulông liên kết bản con cá với cánh của dầm dọc n1 ≥ = = 3,63 bu lông => chọn số bulông là 6 và bố trí thỏa điều kiện cấu tạo. 7.1.3 Tính toán bản con cá chịu kéo Kích thước bản con cá xác định theo điều kiện S min ( sức kháng chảy tiết diện nguyên, sức kháng đứt tiết diện thực) Sức kháng chảy có hệ số của tiết diện nguyên : (2.44) Sức kháng đứt có hệ số của tiết diện thực : (2.45) Trong đó: + Pny: Sức khánh kéo danh định khi chảy của tiết diện nguyên + Fy: cường độ chảy, Fy = 250MPa. + Pnu: sức kháng kéo danh định khi đứt gãy trong tiết diện + Fu: cường độ kéo, Fu = 400Mpa. + : là hệ số sức kháng đối với chảy dẻo của các bộ phận chịu kéo, lấy ở mục A.6.5.4.2, = 0,95. + :là hệ số sức kháng đối với kéo ,đứt trong mặt cắt thực, lấy ở mục A.6.5.4.2, = 0,80 + Ag: là diện tích mặt cắt ngang nguyên của bộ phận (mm2) +An: diện tích tiết diện thực của thanh(mm2) An= tdWn với Wn : chiều rộng thực của thanh Wn = Wg - + d: đường kính danh định của bulông cộng thêm 3,2 mm, d = 20+3,2=23,2mm. td: chiều dày bản nút Đối với bản con cá , ta bố trí bu lông theo dạng bàn cờ , do đó = 0 → Wn = Wg - → An= Ag – n.(d+3.2)td + U : hệ số triết giảm khi xét đến cắt trễ Đối với bản con cá , giả thiết nội lực truyền đến tất cả tiết diện thanh → U=1,0 Giả thiết trên bản con cá sẽ bố trí mỗi hàng có 2 bu lông cường độ cao có đường kính danh định 20 mm . → =0,95.250.14.b = 3325×b (N) =0,8.400.1,0.(14b-649,6) = 4480b-207872 (N) ( b:bề rộng bản con cá tại vị trí dầm ngang ) Với n(d+3,2)td = 2.23,2.14 = 649,6. Ta xét S ≤ 3325×b → b≥ = 61,99 mm S ≤ 4480×b - 207872→ b ≥ = 92,41 mm Vậy bề rộng bản con cá tại vị trí dầm ngang là b ≥ 9,24 cm .Ta chọn b= 31 cm Dựa vào kết quả tính toán ta bố trí bản con cá như sau : Hình 18 : Bố trí bu lông trong bản con cá Dựa vào cách bố trí ta tiến hành tính toán kiểm tra bản con cá chịu kéo theo điều kiện sau : S min ( sức kháng chảy tiết diện nguyên, sức kháng đứt tiết diện thực) Ta có bảng tính sau : Bảng 22 : Tính toán kiểm tra bản con cá chịu kéo Tiết diện S (KN) Pr (KN)(2.46) Pr (KN)(2.47) Min(2.46;2.47) Kết luận 1-1 206,14 844,55 930,05 844,55 Đạt 2-2 206,14 911,05 1019,65 911,05 Đạt 3-3 206,14 977,55 1109,25 977,55 Đạt 7.2 Xác định số bu lông liên kết sườn dầm dọc và thép góc liên kết: - Số lượng bulông được xác định theo công thức sau: n ≥ (2.46) Trong đó: + Vg: lực cắt có hệ số lớn nhất tại gối, Vg = 308,31kN + n: số lượng bulông cần thiết. + Rntt: là sức kháng tính toán một bu lông . 7.2.1 Tính Rntt Sức kháng trượt danh định của bu lông trong liên kết ma sát được tính như sau : Rn = Kh KS NS Pt (2.47) Trong đó: NS - số lượng mặt ma sát cho mỗi bulông, Ns = 2 Pt - lực căng tối thiểu yêu cầu của bulông, với bulông 20 mm A325M, Pt = 142 kN KS - hệ số điều kiện bề mặt qui định, chọn bề mặt loại B, KS = 0,5 Kh - là hệ số kích thước lỗ, với lỗ tiêu chuẩn Kh = 1 Vậy: Rn = 2.0,5.1.142 = 142 kN. → Sức kháng tính toán của bu lông là = Rn =142 .0,8 = 113,6 kN 7.2.2 Tính số lượng bulông - Số lượng bulông liên kết thép góc với sườn dầm dọc là : n1 ≥ = bu lông Căn cứ vào kích thước thực tế ta chọn số bu lông là 10 bu lông và thỏa các yêu cầu về cấu tạo . 7.2.3 Tính vai kê Hình 19 : Liên kết dầm dọc vào dầm ngang. Lực cắt tác dụng lên vai kê : Av = (2.48) Trong đó n : số bu lông trên thép góc đứng ( cả ở sườn dầm dọc và vai kê ) nk : số bu lông trên thép góc đứng phần nằm trên phạm vi vai kê → Av = = 154,16 kN Mô men uốn tác dụng tai mặt cắt cột đinh của vai kê là M = (Av.c- S.z ) == 6,41 kNm Lực tác dụng lên đinh bất lợi nhất trong nk là: Do S gây ra :Pv1= == 41,228 kN Do Av gây ra : Pv2= == 30,832 kN Lực do M gây ra ở đinh xa nhất trong nhóm nk Pb= Mc/J ; J= Jx+Jy= = ( 1702 + 852 )2 = 72250 mm2 Pb= = 15,08 kN → R = = 64,19 kN < Rn=198,17 kN→ Đạt 8. Thiết kế liên kết dầm ngang vào nút: Chọn liên kết dầm ngang vào nút bằng 2 thép góc bố trí 2 bên sườn dầm và bằng bulông cuờng độ cao. Ta tính số lượng bulông cần thiết như sau: 8.1 Công thức tính: - Tính liên kết dầm ngang vào nút giàn dựa vào lực cắt có hệ số tại gối. - Số lượng bulông được xác định theo công thức sau: n ≥ (2.49) Trong đó: + Vg: lực cắt có hệ số lớn nhất tại gối, Vg = 671,78 kN + n: số lượng bulông cần thiết. + Rn: là sức kháng tính toán của một bu lông. 8.2 Tính Rn: - Sức kháng trượt danh định của bu lông trong liên kết ma sát được tính như sau . Rn = Kh KS NS Pt (2.50) Trong đó: KS: hệ số điều kiện bề mặt qui định, chọn bề mặt loại B, KS = 0,5 Kh: hệ số kích thước lỗ, với lỗ tiêu chuẩn Kh = 1 NS: số lượng mặt ma sát cho mỗi bulông, Ns = 2 khi liên kết thép góc với sườn dầm ngang Ns = 1 khi liên kết thép góc với giàn chủ Pt lực căng tối thiểu yêu cầu của bulông, với bulông 20 mm A325M, Pt = 142 kN - Sức kháng tính danh định của bu lông khi liên kết thép góc với sườn dầm ngang : Rn =2.0,5.1.142 = 142 kN. - Sức kháng tính danh định của bu lông khi liên kết thép góc với giàn chủ. Rn =1.0,5.1.142 = 71 kN. → Sức kháng tính toán của bu lông khi liên kết thép góc với sườn dầm ngang = Rn =142.0,8 =113,6 kN → Sức kháng tính toán của bu lông khi liên kết thép góc với giàn chủ . = Rn =71.0,8 =56,8 kN 8.3 Tính số lượng bulông: - Số lượng bulông liên kết thép góc với giàn chủ: n1 ≥ = = 11,8 bu lông => chọn số bulông là 12 bu lông và bố trí thỏa điều kiện cấu tạo. - Số lượng bulông liên kết thép góc với sườn dầm ngang: n2 ≥ = = 5,91 bu lông => chọn số bulông là 9 bu lông và bố trí thỏa điều kiện cấu tạo. Hình vẽ thể hiện dầm ngang liên kết vào giàn chủ được biểu diễn ở hình dưới đây : Hình 20 : Liên kết dầm ngang vào nút giàn chủ III) Thiết kế các thanh qui tụ tại nút số 4: 1. Xác định nội lực các thanh qui tụ tại nút số 4: 1.1 Xác định tải trọng tác dụng lên giàn: Tỉnh tải tác dụng lên giàn bao gồm. -Trọng lượng của BMC ( phần xe chạy) DC(bmc) = 0,5.39,6 = 19,8 kN/m -Trọng lượng của lớp phủ mặt cầu ( phần xe chạy) DC(lpmc) = 0,5.13,24 = 6,62 kN/m -Trọng lượng bó vĩa: DC(bv) = 1,75 kN/m -Trọng lượng dầm dọc (6 dầm): DC(dd) = 0,5.1,12 .6 = 3,36kN/m -Trọng lượng dầm ngang : DC(dn) = 0,5.= 2,07 kN/m - Trọng lượng thép trên 1m dài dầm chủ có thể được xác định theo công thức: DC(dc) = (3.1) Trong đó: - DC - trọng lượng BMC đường xe chạy tính cho 1m giàn chủ, kN/m.(tính cho một giàn chủ chịu )( gồm có bản mặt cầu , đá vỉa ) DC = = = 19,84 kN/m - DW: trọng lượng lớp phủ mặt cầu DW = =7,03kN/m - l: nhịp tính toán của dầm, l = 55m - 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/m2 : Hệ số sức kháng , =1 - g: trọng lượng thể tích của thép, g = 7,85 T/m3 = 78,5 kN/m3 - a: hệ số xét đến trọng lượng của hệ liên kết giữa các dầm chủ (lấy tùy thuộc vào chiều dài nhịp), a = 0,1-0,12 - a: đặc trưng trọng lượng ứng với dầm giản đơn, a = 5 (đối với cầu dàn) - k0: Tải trọng tương đương của tất cả các loại hoạt tải tác dụng lên dầm kể cả hệ số phân bố ngang, hệ số làn xe và hệ số xung kích (kN/m) - Tính hệ số phân phối ngang của hoạt tải: ta dùng phương pháp đòn bẩy. Hình 21 : Nguyên tắc đòn bẩy để xác định hệ số phân bố mômen của hoạt tải thiết kế cho giàn chủ . Ta có: -Xét 1làn xe chất tải : mgLL=1,2.0,5(0,877+0,677) = 0,9324 -Xét 2làn xe chất tải : mgLL=1,0.0,5.(0,877+0,677+0,544+0,344) = 1,221 Vậy mgLL = 1,221 -Xác định k0: Tính k0.25L do xe tải và xe hai trục gây ra: Hình 22 : Đường ảnh hưởng mômen mặt cắt 1/4 nhịp của xe tải thiết kế. Hình 23 : Đường ảnh hưởng mômen mặt cắt 1/4 nhịp của xe hai trục . k0.25L(XTTK) = ==11 kN/m k0.25L(XHT) = == 7,82 kN/m Vậy ta chọn k0.25L = 11kN/m. => k0 = mgLL.[(1+IM).k0.25 + qLL] = 1,221.(1,25.11+9,3) = 28,144 kN/m Thay tất các vào công thức (2.4) ta có: DC(dc) =.5.55 = 8,289 kN/m Trọng lượng thép của hệ liên kết, thường được xem là một hàm số của trọng lượng giàn chủ. ggl = a.DC(dc) = 0,18,289 = 0,83kN/m . Trọng lượng của giàn (kể cả hệ liên kết ) = ( 8,3+0,83)255 = 1004,3kN . Gọi DC là tĩnh tải trên 1 m dài một giàn do các bộ phận kết cấu và liên kết gây ra: DC = DC(dc)+DCLK + DC(bmc) + DC(dn) + DC(dd) = 8,29 + 0,83 + 19,8 + 2,07 + 3,36 = 34,35 kN/m Gọi DW là tĩnh tải do các lớp phủ mặt cầu gây ra: DW = DC(lpmc) + DC(dv) = 6,62 + 1,75 = 8,37 kN/m Đường ảnh hưởng của các thanh qui tụ tại nút: Hình 24 : Đường ảnh hưởng nội lực các thanh qui tụ tại nút số 4. DAH N43’ : DAH N45’: : 0 0 : 368,86 522,44 : 0 0 : 254,76 379,94 A+ : 0 A+ : 0 A- : 32,285 A- : 48,373 DAH N45 : DAH N43 : DAH N44’ : 215,24 59,24 208,22 98,71 254,71 0 156,64 50,93 196,02 77,66 183,26 0 A+ :13,28 A+ 1,35 A+ 5,5 A- : 3,37 A- 18,08 A- 0 1.2 Tổ hợp nội lực: 1.2.1 Nội lực do tĩnh tải chưa hệ số Công thức tính: NDC = DC.∑A (3.2) NDW = DW.∑A (3.3) (3.2) và (3.3 ) Kết quả tính toán cho ở bảng: Bảng 23: Bảng tính nội lực do tĩnh tải ( chưa hệ số ) Thanh ΣA DC NDC,kN DW NDW, kN 43’ -32,285 34,35 -1108,99 8,37 -270,22 45’ -48,373 34,35 -1558,56 8,37 -404,88 45 9,91 34,35 340,41 8,37 82,95 43 -16,73 34,35 -574,67 8,37 -140,03 44' 5,5 34,35 188,93 8,37 46,04 1.2.2 Nội lực do hoạt tải chưa hệ số, chưa kể lực xung kích Công thức tính: NLL = mgL.∑Pi.yi (3.4) NL = mgL.L.A (3.5) Bảng 24: Nội lực do hoạt tải chưa hệ số , chưa kể lực xung kích Thanh Dấu của mgL ΣPi.yi NLL, A mgL L NL, BĐNL kN kN 43' Âm 1.221 -368.86 -450.4 -32.29 1.221 9.3 -366.66 Dương 1.221 0 0 0 1.221 9.3 0 45' Âm 1.221 -522.44 -637.9 -48.37 1.221 9.3 -549.26 Dương 1.221 0 0 0 1.221 9.3 0 45 Âm 1.221 -98.71 -120.5 -3.37 1.221 9.3 -38.267 Dương 1.221 215.24 262.81 13.28 1.221 9.3 150.8 43 Âm 1.221 -254.71 -311 -18.08 1.221 9.3 -205.3 Dương 1.221 59.24 72.332 1.35 1.221 9.3 15.33 44' Âm 1.221 0 0 0 1.221 9.3 0 Dương 1.221 208.22 254.24 5.5 1.221 9.3 62.454 2. Chọn tiết diện thanh: 2.1 Tính nội lực: Dựa vào tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn thứ nhất (trạng thái giới hạn cường độ I) để xác định tiết diện thanh. 2.1.1 Nội lực do tĩnh tải Nt = γDC. NDC + γDW. NDW (3.6) Trong đó: + γDC, γDW: là hệ số tải trọng được chọn theo 2 trị số >1 và <1 để gây ra nội lực bất lợi nhất trong thanh, được lấy theo bảng tr.50 sách Cầu thép: Bảng 25: Giá trị các hệ số tải trọng γDC γDW max min max min 1.25 0.9 1.5 0.65 + NDC, NDW: nội lực trong thanh do DC và DW không hệ số gây ra. Bảng 26: Nội lực do tĩnh tải khi có hệ số Thanh γDC NDC,kN γDW NDW, kN Nt, kN 43’ 1.25 -1109 1.5 -270.2 -1791.6 0.9 0.65 -1173.7 45' 1.25 -1559 1.5 -404.9 -2555.5 0.9 0.65 -1665.9 45 1.25 340.41 1.5 82.95 549.938 0.9 0.65 360.287 43 1.25 -574.7 1.5 -140 -928.38 0.9 0.65 -608.22 44' 1.25 188.93 1.5 46.04 305.223 0.9 0.65 199.963 2.1.2 Nội lực do hoạt tải Nh = γLL.(1+IM).NLL + γL.NL (3.7) Trong đó: γLL = γL = 1,75: hệ số tải trọng của hoạt tải. NLL, NL: nội lực thanh do xe tải thiết kế, tải trọng làn. (1+IM): lực xung kích, với trạng thái giới hạn cường độ I, (1+IM) = 1,25. Từ (3.7) ta có bảng tính toán sau : Bảng 27: Nội lực do hoạt tải Thanh Dấu của γLL 1+IM NLL, γL NL, Nh,kN BĐNL kN kN 43' Âm 1.75 1.25 -450.4 1.75 -366.66 -1626.86 Dương 1.75 1.25 0 1.75 0 0 45' Âm 1.75 1.25 -637.9 1.75 -549.26 -2356.6 Dương 1.75 1.25 0 1.75 0 0 45 Âm 1.75 1.25 -120.5 1.75 -38.267 -330.62 Dương 1.75 1.25 262.81 1.75 150.8 838.79 43 Âm 1.75 1.25 -311 1.75 -205.3 -1039.6 Dương 1.75 1.25 72.332 1.75 15.33 185.05 44' Âm 1.75 1.25 0 1.75 0 0 Dương 1.75 1.25 254.24 1.75 62.454 665.44 2.1.3) Tổng hợp nội lực theo TTGHCĐ I: - Khi tính thanh chịu nén: Nnén = min(Nt) + Nhâm (3.8) - Khi tính thanh chịu kéo: Nkéo = max(Nt)+ Nhdương (3.9) Bảng 28: Tổng hợp nội lực theo TTGHCĐ I Thanh Nt, kN Nh, kN N, kN γ>1 γ<1 Nh+, kN Nh-, kN Nnén, kN Nkéo, kN 43’ -1791.57 -1173.7 0 -1626.86 -3418.4 -1173.7 45' -2555.5 -1665.9 0 -2356.6 -4912.1 -1665.9 45 549.938 360.287 838.79 -330.62 29.667 1388.728 43 -928.38 -608.22 185.05 -1039.6 -1968 -423.17 44' 305.223 199.963 665.44 0 199.96 970.663 Dựa vào bảng tính ta thấy các thanh qui tụ tại nút số 4 không có thanh nào chịu lực đổi dấu, giá trị nội lực khi tính tiết diện thanh được tổng hợp trong bảng sau: Bảng 29: Thanh Chịu lực Nmax, kN 43’ Biên Nén 3418,4 45' Biên Nén 4912,1 43 Xiên Nén 1968 45 Xiên Kéo 1388.73 44' Đứng Kéo 970.66 2.2 Chọn tiết diện: - Để chọn tiết của các thanh trong giàn, ta dựa vào giá trị nội lực của các thanh có nội lực nén lớn nhất, các kích thước cơ bản của thanh này sẽ quyết định bề rộng b của tất cả các thanh và cố gắng giữ không đổi để các thanh liên kết vào nút được thuận lợi. Chiều cao h của các thanh biên cũng nên giữ cố định để cho việc cấu tạo giàn được đơn giản. - Theo trên h và b đã xác định sơ bộ là h=45cm,b=35cm - Chọn tiết diện thanh theo các công thức gần đúng theo sách “Cơ sở thiết kế và các ví dụ tính toán cầu dầm và cầu giàn thép” Tr.212 - Đối với thanh biên chịu nén: Ang =, k = 0,82 - Đối với thanh biên chịu kéo có xét giảm yếu do lỗ đinh: Ang =, k = 0,85 - Đối với tha