Đồ án Thiết kế cầu thép theo quy trình 22TCN272-05

nguyên tắc sườn tăng cường sẽ ngăn cản hay chống lại sự mất ổn định của vách dầm, nhưng để bất lợi ta xét trường hợp không có sườn tăng cườn đứng hay phần sườn nằm giữa hai sườn tăng cường đứng. Khi đó ứng suất nén đàn hồi lớn nhất ở biên chịu nén khi uốn Fcf sẽ đại diện cho ứng suất uốn lớn nhất trong vách. Nếu ≤ 5,76 thì Fcf ≤ RhFyc Nếu 5,76≤ ≤ 6,43 thì Fcf ≤ RhFyc(3,58-0,448) Trong đó: Rh = 1,0 hệ số triết giảm cường độ khi xét đến tiết diện lai. Fyc là cường độ chảy ở biên chịu nén, chọn thép cấp 345 như vậy giới hạn chảy của thép là Fyc=345Mpa. E=200GPa là môđun đàn hồi của thép. Ta có: == 127,17 5,76 =5,76 =138,68 àthoả mãn. Khi đó Fcf ≤ RhFyc lấy Rh=1,0 à Fcf ≤ Fyc. Fcf ứng suất nén đàn hồi lớn nhất ở biên chịu nén khi uốn do tải trọng tĩnh không nhân hệ số và hai lần tải trọng mỏi. -Mômen do 2 lần tải trọng mỏi: Xe tải nặng qua cầu gấp gần 2 lần tải trọng mỏi do vậy ta phải nhân đôi Mômen do tải trọng mỏi gây ra tại giữa nhịp khi kể đến lực xung kích 15% Hệ số làn xe: m=1,2 145kN 35kN 5,95 8,1 3,6 145kN 9,0m 4,3m Hình 8: Mỏi tại giữa nhịp dầm MLLl/2 =2x0,75xgLL.(1+IM).{+gL.Al}/m Với: gLL= 0,495 hệ số phân bố moment của dầm biên. Suy ra: MLL+IM=2x0,75x0,495x1,15{145(3,6+8,1)+35x5,95}/1,2= 1636,07 (kNm). -Ứng suất nén khi uốn lớn nhất trong vách của dầm thép do tĩnh tải và hai lần tải trọng mỏi: ỨNG SUẤT TRONG VÁCH DO MOMEN DƯƠNG (TTGH MỎI) Tai trong Momen St(thep) St(lien hop) Ung suat DC1 1776.71 -10577434.00 -167.97 DW 465.83 -26861860.59 -17.34 DC2 200.77 -26861860.59 -7.47 LL+L+IM 1636.07 -17748958.99 -92.18 PL 291.31 -17748958.99 -16.41 Tong -301.38 Từ đó ta thấy Fcf=301,38 <345MPa như vậy đạt yêu cầu, nghĩa là dầm thép đã đảm bảo ổn định mỏi cho vách của dầm do uốn. 3.5.9. Kiểm tra dầm theo trạng thái giới hạn về cường độ: 3.5.9.1.Tính toán ứng suất 3.5.9.1.1. Ứng suất nén cực đại ở tại đỉnh của dầm thép do tải trọng có hệ số (dầm biên): ỨNG SUẤT NÉN Ở ĐỈNH DẦM ( Tải trọng có hệ số) Tai trong Momen St(thep) St(lien hop) Ung suat 1.25*DC1 2220.89 -10577434.00 -209.96 1.5*DW 698.75 -26861860.59 -26.01 1.25*DC2 250.96 -26861860.59 -9.34 1.75*(LL+L+IM) 2637.57 -17748958.99 -148.60 PL 509.79 -17748958.99 -28.72 η.Tong 6002.06 -401.51 3.5.9.1.2. Ứng suất kéo cực đại tại đáy của dầm thép do tải trọng có hệ số (dầm biên): ỨNG SUẤT KÉO Ở ĐÁY DẦM ( Tải trọng có hệ số) Tai trong Momen Sb(thep) Sb(lien hop) Ung suat 1.25*DC1 2220.89 15554000.40 142.79 1.5*DW 698.75 22462126.94 31.11 1.25*DC2 250.96 22462126.94 11.17 1.75*(LL+L+IM) 2637.57 16491891.63 159.93 PL 509.79 16491891.63 30.91 η.Tong 6002.06 357.11 3.5.9.2. Kiểm tra độ đặc chắc của tiết diện: Tiết diện đặc chắc là tiết diện mà khi đạt được mômen dẻo toàn phần Mp trước khi xảy ra mất ổn định ngang hoặc ổn định cục bộ bản biên, vách dầm. 3.5.9.2.1.Xác định được trục trung hoà dẻo của dầm bằng cách cân bằng các lực dẻo: Khoảng cách của cốt thép Ø10 bên trong bản bê tong cách nhau 250mm nên số lượng thanh thép trên đỉnh bản trong chiều rộng có hiệu là: ~ 9 (thanh) Khoảng cách của cốt thép dưới trong bản bê tông là 350mm nên số thanh thép Ø15 ở đáy bản là: ~ 6 (thanh) Xác định lực dẻo: Với cốt thép trên: Prt = Art.fy = 9.100.400.10-3 = 360 (kN). Với cốt thép dưới: Prd = Ard.fy = 6.200.400.10-3 = 480 (kN). Bản bê tông: Ps =0,85. f’c . bo . ts = 0,85.30.2100.180.10-3 = 9639 (kN) Biên chịu nén: Pc =Fy .bc .tc =345.300.20.10-3 = 2070 (kN) Biên chịu kéo: Pt =Fy .bt .tt =345.400.20.10-3 =2760 (kN) Vách dầm: Pw =Fy .tw .D = 345.12.1165.10-3 =4823,1 (kN) Bản táp: Pbt =Fy .bbt .tbt =345.380.12.10-3 =1573,2 (kN) Từ đó ta nhận thấy rằng Prt+Prd+Ps < Pc + Pt + Pw+Pbt . Vậy trục trung hoà dẻo nằm trong biên chịu nén của dầm. Khi đó lực dẻo trong biên chịu nén phải chia ra lực dẻo chịu kéo và nén để có cân bằng. Gọi Y là khoảng cách từ trục trung hoà dẻo đến đỉnh biên trên của bản, khi đó ta có: Prt+Prd+Ps+ .Pc= -Pc + Pt + Pw+Pbt => Y = Suy ra Y= 20.{360+480+9639-(2760+4823,1+1573,2)}/(2.2070) Y= 3,3 mm Xác định mômen dẻo Mp đối với tiết diện dầm: Ta có: MP= drt.Prt + drd.Prd + ds.Ps+ dc.Pc + dt.Pt + dw.Pw + dbt.Pbt Với: drt=280 + 6,4 - 40 = (mm). drb=150+40+6,4 =196,4 (mm). ds =90+150+6,4 =146,4 (mm). dc =10- 6,4 =3,6 (mm). dt =1160+20-6,4+10 =1183,6 (mm). dw =20-6,4+1160/2 =593,6 (mm). dbt =20+1160-6,4+20+6 =1196,6 (mm). Suy ra: MP=(360.283,6 + 480.196,4 + 9639.146,4 + 2070.3,6 + 2760.1183,6 + 4823,1.593,6 + 1573,2.1196,6) 10-3 = 9627,19 (kNm) 3.5.9.2.2. Độ mảnh của vách dầm: Vì trục tung hoà dẻo nằm trên bản biên nên: Dcp = 0 => ≤ 3,76 Trong đó: Dcp là chiều cao phần vách dầm chịu nén. tw là chiều dày của vách dầm. 3.5.9.2.3. Độ mảnh của biên chịu nén: Đối với tiết diện dầm đặc chắc thì không cần phải kiểm tra độ mãnh, độ ổn định của biên chịu nén hay nói cách khác là thường thì biên chịu nén luôn thoả. Để đánh giá độ mất ổn định của biên chịu nén ta xem biên chịu nén như là một cột riêng rẽ. Tiết diện dầm thép I liên hợp với bản bêtông cốt thép có biên trên của dầm nằm ở vùng chịu kéo, khi đó biên sẽ ổn định trên suốt chiều dài do đó mà ta không cần thiết phải yêu cầu độ mãnh. ==7,5 ≤ 3,76= 3,76= 9,2 Vậy tiết diện của dầm đang xét là đặc chắc. Kiểm tra về điều kiện cường độ: Theo điều kiện đảm bảo cường độ thì: 0,95..Qi ≤ .Rn Rn là sức kháng danh định của tiết diện dầm. Hệ số sức kháng = 1,0 (22TCN272-05) Khi đó Mn = Mp =6849,39 kNm. 0,95..Qi =5984,78 kNm < .Rn= 9627,19 kNm. Vậy trạng thái giới hạn cường độ I được thoả mãn. 3.5.9.3. Liên kết dọc chịu nén: Tương tự đây là tiết diện đặc chắc do đó ta không cần phải kiểm tra độ mãnh của liên kết dọc chịu nén. 3.5.9.4. Kiểm tra tính dẻo dai của tiết diện chịu mônmen: Như ta đã tính toán ở mục 8 thì ứng suất kéo lớn nhất tại biên trên của dầm thép do tải trọng có hệ số là 401,54 MPa. Ứng suất này vượt quá giới hạn chảy của thép công trình cấp 345 MPa, khi đó dầm thép sẽ làm việc trong miền dẻo vì vậy mà ta cần phải kiểm tra tính dẻo dai của dầm thép. Điều kiện của tiết diện đặc chắc: Dp ≤ (d+tS+th)/7,5 Trong đó: DP là khoảng cách từ trục trung hoà dẻo của dầm đến đỉnh bản DP=3,6mm. d: chiều cao của tiết diện dầm thép d=1212mm. tS là bề dày của bản mặt cầu tS=180mm. th là chiều cao của phần vút th=150mm. Suy ra: (d+tS+th)/7,5=(1212+180+150)/7,5=205,6mm > Dcp= 3,6 mm Như vậy tất cả các yêu cầu về uốn đều thoả mãn. 3.5.10. Kiểm tra dầm trong trạng thái giới hạn sử dụng: 3.5.10.5.1.Kiểm tra độ võng không bắt buộc: Độ võng cho phép của dầm theo AASHTO lấy bằng Lnhịp= 32400 = 40,5mm. Độ võng không bắt buộc ở đây là độ võng do hoạt tải gây ra trong dầm tại vị trí giữa nhịp (dầm đơn giản). Độ võng do hoạt tải gây ra có thể được xét đối với hai trường hợp hoạt tải: +Trường hợp có một xe tải thiết kế: +Trường hợp 25% xe tải thiết kế và tải trọng làn thiết kế. Các làn đều được chất tải và các dầm đở làn đều võng và giả thiết là các dầm đều võng như nhau. Khi đó hệ số phân bố độ võng có thể lấy bằng số làn chia cho số dầm: DF=2/5=0,4. 3.5.10.1.1.Xét trường hợp xe tải đơn thiết kế: 145 35 145 P3 P2 P1 Hình 9: Tính võng tại giữa nhịp dầm Các tải trọng gây võng cho một dầm: P1=35x0,4x1,25=17,5 (kN). P2=P3=145x0,4x1,25=72,5 (kN). Độ võng do tải trọng P2 gây ra là: fP2==72,5x33,053109/48x200000x10-3x12857476891,18 =19,97 (mm). Độ võng của dầm do tải trọng P1vàP3 gây ra là: fP2,P3=(72,5+17,5).(L2-11,92-(32,4/2)2) =(72,5+17,5).(32,42-11,92-(32,4/2)2) =0,0022 (m) =2,2 mm Vậy tổng độ võng do hoạt tải kà xe tải đơn thiết kế là: 19,97+2,2=22,17mm. 3.5.10.1.2.Độ võng của dầm do 25% xe tải thiết kế và tải trọng làn thiết kế: +25% xe tải thiết kế: =21,17x0,25=5,3mm. +Độ võng do tải trọng làn thiết kế: w = 9,3kN/m L = 32,4m Hình 10: Xếp tải trọng làn cho dầm fLn===1,03 (mm). Tổng độ võng của dầm = 5,3+1,03=6,33 (mm) < 22,17mm <40,5mm. Vậy độ võng không bắt buộc của dầm được thoả mãn. 3.5.10.2.Kiểm tra ứng suất của dầm trong giai đoạn sử dụng bình thường: Theo AASHTO thì trong giai đoạn sử dụng tải trọng tác dụng lên dầm gồm có: tĩnh tải D1,D2,D3 và hoạt tải 1,3(LL+IM). Ứng suất này phải tính toán đối với cả hai biên của dầm thép. Ứng suất đà hồi lớn nhất của bản biên trong giai đoạn sử dụng: ff=0,95xRhxFyf=0,95x1,0x345=327,75MPa. Ứng suất của bản biên trên của dầm thép do mômen sử dụng: Ứng suất của bản biên trên của dầm thép do moment sử dung Tai trong Momen St(thep) St(lien hop) Ung suat DC1 1776.71 -10577434.00 -167.97 DW 465.83 -26861860.59 -17.34 DC2 200.77 -26861860.59 -7.47 LL+L+IM 1507.18 -17748958.99 -84.92 PL 291.31 -17748958.99 -16.41 Tong 2661.89 -294.12 Ứng suất của bản biên dưới của dầm thép do mômen sử dụng: Ứng suất của bản biên dưới của dầm thép do moment sử dung Tai trong Momen Sb(thep) Sb(lien hop) Ung suat DC1 1776.71 15554000.40 114.23 DW 465.83 22462126.94 20.74 DC2 200.77 22462126.94 8.94 LL+L+IM 1507.18 16491891.63 91.39 PL 291.31 16491891.63 17.66 Tong 2661.89 252.96 Từ bảng tổng hợp ta nhận thấy maxff= 294,12 < 327,75MPa. Vậy dầm liên hợp đã đảm bảo làm việc bình thường ở trạng thái giới hạn sử dụng. 3.5.12. Kiểm tra trạng thái giới hạn mỏi và đứt gãy: Thiết kế theo trạng thái giới hạn mỏi bao gồm giới hạn ứng suất do hoạt tải của xe tải thiết kế mỏi chỉ đạt đến một trị số thích hợp ứng với một số lần tác dụng lặp xảy ra trong quá trình phục vụ của cầu. Biên độ ứng suất cho phép phụ thuộc vào chu kỳ của tải trọng và cấu tạo liên kết. Đứt gãy phụ thuộc vào cấp vật liệu và nhiệt độ. Điều kiện: .()n / .. Trong đó: ()n là sức kháng mỏi danh định (MPa) là biên độ ứng suất do tải trọng mỏi gây ra (MPa) Ở trạng thái giới hạn mỏi thì hệ số sức kháng f =1,0; h = 1,0. Như vậy điều kiện đảm bảo sức kháng mỏi của dầm là: ()n / . = 0,75-trạng thái giới hạn mỏi. -Chu kỳ tải trọng: Giả thiết rằng đây là cầu trên đường cao tốc liên tỉnh với lưu lượng xe là 20000xe/làn-ngày. Tỉ lệ xe tải trong luồng: ADTT= 0,2x20000x2(làn)=8000xe/làn-ngày (Bảng6-2). Số lượng xe tải của một làn đơn trong một ngày: ADTTSL=p x ADTT=0,85x8000=6800 (xe/ngày) Trong đó p=0,85 là một phần số làn xe tải trong làn đơn. Số chu kỳ xe tải qua cầu trong thời gian(tuổi thọ) của cầu 100 năm là: N=365x100x1,0x6800=248,2x106 chu kỳ. n=1,0 là chu kỳ của một xe tải (bảng 6-3). Chọn biên độ cho ứng suất mỏi loại A ()n ==()1/3=32,08MPa. 1/2()TH=1/2x165=82,5MPa > ()n = 32,08MPa. Vậy ()n = 82,5MPa N là số chu kỳ biên độ ứng suất. ()n là sức kháng mỏi danh định. A là hệ số cầu tạo lấy ở bảng 6.5 ()TH là ngưỡng ứng suất mỏi có biên độ không đổi (bảng 6.5) Biên độ ứng suất lớn nhất được giả thiết bằng 2 lần biên độ ứng suất gây ra do hoạt tải mỏi đi qua. Tuy nhiên biên độ ứng suất không cần phải nhân cho 2 vì giới hạn mỏi đã chia cho 2. Đối với trạng thái giới hạn mỏi thì: U=0,75x(LL+IM); IM=15%. MLL+IM là mômen max do tải trọng của dầm ngoài không hệ số MMỎI = 0,75x0,495x1,15{145(8,1+3,6)+35x5,95}/1,2 = 677,67 (kNm). Suy ra biên độ ứng suất của dầm: f = = 677,67 x103/(0,16x109) = 0,0042 kN/mm2 = 4,2 MPa. Suy ra f = 4,2 MPa< 82,5MPa Trong đó Sb là mômen kháng uốn của tiết diện liên hợp ngắn hạn. Vậy tiết diện dầm đã đảm bảo đủ sức kháng mỏi, nghĩa là với biên độ ứng suất thấp hơn giới hạn mỏi ( ngưỡng ứng suất) chu kỳ tải trọng sẽ không lan truyền, vết nứt mỏi và mối nối có tuổi thọ cao. 3.6. Tính toán lực cắt: 3.6.1. Kiểm tra điều kiện bố trí sườn tăng cường: Giống như sức kháng uốn của dầm thì sức kháng cắt của dầm cũng phụ thuộc vào độ mãnh của bản thép. Trong tính toán cường độ chịu cắt của sườn dầm thì ta cần xét đến 3 kiểu phá hoại: Phá hoại do mất ổn định cắt không đàn hồi, mất ổn định cắt đàn hồi và mất ổn định cắt quá đàn hồi. Giả sử ta không cần phải bố trí sườn tăng cường cho vách của dầm: Khi đó phải thoả mãn điều kiện sau: 0,95..Vi ≤ Vr=f.Vn Vn là sức kháng cắt danh định của dầm Xem xét độ mãnh bố trí sườn tăng cường của dầm: Ta có: D/tw=1418/14=101,20 2,46=2,46=59,22<D/tw=101,2 Vậy ta cần phải bố trí sườn tăng cường cho vách của dầm thép. Ta cũng cần phải tiếp tục xem xét rằng vách dầm mất ổn định chống cắt nằm trong giai đoạn đàn hồi hay quá đàn hồi. 3,07=3,07=73,9 < D/tw=101,2 Vậy vách dầm mất ổn định chống cắt đàn hồi. Đối với tiết diện chữ I thì các sườn tăng cường dọc có thể gia cường sức kháng uốn vì ngăn chặn mất ổn định cục bộ, trong khi các suờn tăng cường đứng thường cung cấp gia cường sức kháng cắt do tác dụng của ứng suất kéo, có 3 loại sườn tăng cường được sử dụng: + Sườn tăng cường trung gian. + Sườn tăng cường tại gối. + Sườn tăng cường dọc. Kiểm tra xem ta cần phải sử dụng sườn tăng cường dọc hay không. 6,77=6,77=163,0 > D/tw=101,2 Vậy ta không cần phải bố trí sườn tăng cường dọc cho vách của dầm, mà ta chỉ cần phải bố trí sườn tăng cường đứng trung gian và sườn tăng cường đứng tại gối. Theo khuyến cáo khi vách của sườn dầm mà không có sườn tăng cường dọc thì vách của sườn được coi là tăng cường khi khoảng cách của các sườn tăng cường đứng d0 không vượt quá 3D, và đoạn đầu dầm sẽ có lực cắt lớn do vậy mà khoảng cách của các sườn tăng cường tại vị trí đầu dầm sẽ nhỏ, theo AASHTO thì khoang đầu dầm khoảng cách giữa các sườn tăng cường đứng d0 ≤ 1,5D0. D là chiều cao của vách sườn dầm. Chọn khoang đầu dầm d0=1,2m; khoang trong có d0=2,5m. 1200 2500 2500 Hình: Bố trí sườn tăng cường theo phương dọc dầm. 3.6.2. Tính toán sườn tăng cường đứng tại gối và các sườn tăng cường đứng trung gian: 3.6.2.1. Sườn tăng cường đứng trung gian đầu tiên: Đối với các sườn tăng cường trung gian thì ta có thể nhận thấy rằng với dầm đơn giản thì lực cắt sẽ giảm dần theo chiều dài của nhịp dầm và đến 1/2 nhịp dầm thì hoàn toàn triệt tiêu. Để đơn giản cho việc tính toán cũng như an toàn thì đối với các sườn tăng cường trung gian ta chỉ tính toán đối với sườn tăng cường trung gian gần gối nhất. Thép sử dụng làm các sườn tăng cường ta chọn loại thép cùng cấp với thép dầm chủ, cấp 345. Để tính toán sườn tăng cường đứng trung gian ta tính nội lực tại tiết diện dầm cách gối 2,0m. 145kN 145kN 35kN 0,806 0,938 0,735 DanhV2m Suy ra VLL+IM = gLL{(1+IM) + gLnALn } = 0,495{(1+0,25)(145.0,938+145.0,806+35.0,735)+9,3.14,26} = 238,03 (kN) VPL = gPL.PL.AL = 0,74.3.14,2 =31,52 (kN). Loại Lực W (kN/m) V(kN) CD1 13,43 190,71 DW 3,55 50,41 CD2 1,53 21,73 LL+IM 238,03 PL 3 31,52 Suy ra: =0,95{1,25.190,71+1,5.50,41+ 1,25.21,73+ 1,75.(238,03+31,52)} = 772,23(kN) 3.6.2.1.1.Yêu cầu độ mảnh: Chọn trước sườn tăng cường trung gian sơ bộ như sau: Bản thép có tiết diện 100x10mm, bản thép này được hàn vào hai cạnh của sườn. Bề rộng sườn tăng cường bt phải không quá lớn để tránh hiện tượng mất ổn định cục bộ phần sườn tăng cường đứng, và phải thoả mãn: Vách dầm 12mm 100x10 Sườn tăng cường đứng trung gian đầu tiên. Hình11: sườn tăng cường đứng trung gian đầu tiên. bt = 100mm > 50+= 50+ = 90,4(mm) bt = 100mm > 0,25. bf = 0,25.300 = 75mm. bt =100mm < 0,48.tp.= 048.10.=115,57mm. bt = 100mm < 16tp = 16.10 = 160mm. Trong đó: d = 1212 mm là chiều cao của cả dầm thep. bt= 100mm là chiều rộng bản lồi tp=10mm là chiều dày bản lồi bf=300mm là chiều rộng bản biên Vậy với bt = 100mm đã thoả các yêu cầu cấu tạo. 3.6.2.1.2.Yêu cầu về mômen quán tính: Yêu cầu này thoả mãn là để đảm bảo sườn tăng cường đứng đủ độ cứng. J = 2,5-2 = 2,5-2 = - 1,15 à lấy J = 0,5. It =2..10.1003=6,67.106mm > d0tw3J = 2000x123x0,5 = 1,73.106mm Thoả mãn. 3.6.2.1.3.Yêu cầu về cường độ: Yêu cầu này đảm bảo rằng sườn tăng cường đứng có diện tích đủ lớn để có thể kháng được các thành phần theo phương đứng. Điều kiện: AS > [ 0,15.B.D.tw ] Tính C: ta có =96,67 > 1,38.= 1,38= 82,06 k = 5+5/(d0/D)2 = 6,1 Suy ra C = = = 0,58 B = 1,0 trường hợp sườn tăng cường bố trí hai bên sườn dầm. Fyw cường độ chảy của thép sườn dầm. (345MPa) Fys cường độ chảy nhỏ nhất của thép làm sườn tăng cường. (345MPa) Vu Lực cắt tính toán lớn nhất tại tiết diện bố trí sườn tăng cường trung gian đầu tiên. Vn Sức kháng cắt danh định. Xem xét sự tương tác giữa mômen và lực cắt: Ta có 0,5.f.MP=0,5.1,0.9627,19 =4813,6 kNm < Mu = 6002,06 kNm. Như vậy sự tương tác giữa mômen và lực cắt làm giảm sức kháng cắt danh định. Vn=RVP [C+] ≥ CVP VP=0,58.FywD.tw=0,58x345x1,16x12=2785,39 kN Hệ số giảm sức kháng uốn danh định: R=[ 0,6+0,4(Mr-Mu)/(Mr-0,75ff .My) ] ≤1,0 Mr=f.Mn=f.MP=9627,19 My=MP/1,5=9627,19 /1,5=6418,13 => R=0,9 Suy ra Vn = 1839,52 kN > CVP = 1615,53 kN. Như vậy: As = 100x10=1000 > [0,15.1.1160.12.1.(1-0,58)-18.122 ]= - 2223,85 mm2 Do đó sườn tăng cường đã có đủ diện tích tiết diện ngang để kháng lại các thành phần lực theo phương đứng của vùng chịu kéo. 3.6.2.2. Sườn tăng cường đứng tại gối: Tại gối của dầm chủ có lực cắt rất lớn do đó mà tại vị trí này cần phải thiết kế sườn tăng cường đứng riêng cho vách dầm. Các sườn tăng cường được xem như là các cấu kiện chịu nén để đở các lực tập trung thẳng đứng, nó được hàn với sườn dầm. Chúng được thiết kế tại tất cả các vị trí gối và các vị trí chịu tác dụng của lực tập trung. Tại gối của dầm ta bố trí sơ bộ 2 sườn tăng cường, bản thép làm sườn tăng cường có kích thước 100x20mm. 3.6.2.2.1Kiểm tra yêu cầu về độ mảnh: Để đảm bảo sườn tăng cường không bị mất ổn định cục bộ thì: bt/tp = 100/20 = 5 ≤ 0,48= 0,48= 11,55. Thoả mãn như vậy sườn tăng cường đứng tại gối của dầm đã đảm bảo điều kiện về độ mảnh. 3.6..2.2.2. Kiểm tra điều kiện về sức kháng tựa: Sức kháng tựa của sườn tăng cường đứng tại gối là: Br = ApnFys. Trong đó Apn = 2x100x20 = 4000mm2 là diện tích tiếp xúc của sườn tăng cường trên bản biên dầm thép. = 1,0 hệ số sức kháng tựa của sườn tăng cường tại gối. Suy ra Br = 1,0x4000x345 = 1360 kN. So sánh với lực cắt tại gối của vách dầm do tổng tải trọng gây ra là Vu = 772,23kN. Vậy sườn tăng cường đứng đã thoả mãn điều kiện chịu nén. 4.Xác định vị trí cắt bớt biên dầm: Dọc theo chiều dài dầm, biểu đồ moment uốn có sự thay đổi, càng về gần gối momen càng giam. để đạt hiệu quả trong việc sử dụng thép trong dầm thì tiết diện thép cũng phải thiết kế thay đổi phù hợp với biểu đồ moment uốn. Đối với dầm hàn thì việc thay đổi tiết diện bằng cách cắt bớt bản táp để thay đổi chiều dày bản biên dưới dầm. Trước hết ta cần dựng được biểu đồ bao moment và biểu đồ bao vật liệu. Đặt: = = = = MgII : Moment uốn do tĩnh tải giai đoạn II gây ra (l/4) MhII : Moment uốn do hoạt tải giai đoạn II gây ra (l/4) MI: Moment uốn do tĩnh tải giai đoạn I gây ra (l/4) 4.1.Moment của dàm khi chưa cắt bớt bản táp: Ứng suất phía dưới của dầm: σd = ++= Fu => Mgh1I = Trong đó: Sd, Slh(n), Slh(3n): Moment kháng uốn thớ dưới của tiết diện thép và tiết diện thép liên hợp ngắn hạn, dài hạn. Sd =0,015 mm3 Slh(n) =0,016 mm3 Slh(3n) =0,022 mm3 MI= 0,95.1,25.1332,6 = 1582,46 (kNm) MgII= 0,95 (1,5.349,39+1,25.150,58)=676,69(kNm) MhII= 4541,82 – 1582,46 -676,69 = 2282,7 (kNm) => =0,3 =1,45 Fu : Cường độ kéo min của thép: Fu = 450 Mpa => Mgh1I =103 =2544,71 (kNm) => Mgh1 = Mgh1I + Mghg1II+ Mghh1II = (1+α1+α2 )Mgh1I = (1+0,43+1,45).2544,71 =7328,76 (kNm) 4.2.Moment giới hạn của dầm khi đã cắt bản táp: 4.2.1. Đặc trưng hình học của tiết diện thép: ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA DẦM THÉP(cắt bớt biên dầm) A Sx yt yb Ix Ia St Sb 26480 17906800 676 536 17901518667 5792248038 -8565390.13 10811246.95 4.2.2. Đặc trưng hình học của tiết diện thép liên hợp: TIẾT DIỆN LIÊN HỢP (n = 8) ( Tải ngắn hạn, dùng cho hoạt tải)(cắt bớt biên dầm) A A Sx yt yb Ix Ilh St Sb 55688 82168 30352113 719 819 21045499917 9833637158 -13669350.4 12012649.64 TIẾT DIỆN LIÊN HỢP (3n = 24) ( Tải dài hạn, dùng cho tĩnh tải)(cắt bớt biên dầm) Abt A Sx yt yb Ix Ilh St Sb 18563 45043 18695223 765 773 18949512417 11189922156 -14626251.96 14477041.39 4.2.3.Moment giới hạn: Mgh2I = => Mgh2I =103 Mgh2I =1788,93 kNm => Mgh2 = Mgh2I + Mghg2II+ Mghh2II = (1+α1+α2 )Mgh2I = (1+0,43+1,45).1788,93 =5152,12 (kNm) 4.3.Biểu đồ bao vật liệu, vị trí cắt bớt biên dầm: Ta có biểu đồ bao vật liệu như sau: Vị trí cắt bớt biên dầm lí thuyết của dầm là: x = 3l/8 - = 12,15 - = 10,38 (m) Khi cắt bản biên thì càn phải có một đoạn vút được tính từ điểm cắt lí thuyết. Bản táp được hàn đầu nên đoạn vút sẽ lấy bằng 1,5 lần chiều rộng bản táp: Lv = 1,5.0,38 = 0,57 (m) Vậy điểm cắt thực tế của bản táp cách gối một đoạn là: x - Lv = 10,38 - 0,57 = 9,81 (m) 5. Tính toán mối nối dầm chủ: Trong thi công cầu thép, do bị khống chế bởi chiều dài của tấm thép cũng như những khó khăn trở ngại trong quá trình vận chuyển lao lắp dầm mà đối với những dầm có chiều dài nhịp lớn ta cần phải nối dầm để đảm bảo an toàn, tiện lợi trong quá trình vận chuyển, cẩu lắp. Mối nối dầm chủ nên thực hiện nối ở những vị trí mà nội lực của dầm nhỏ, để đảm bảo mối nối không quá phức tạp, an toàn của mối nối cao, tính toán và thi công đơn giản. Đối với dầm chủ của cầu có chiều dài nhịp dầm 33m ta tiến hành nối dầm chủ tại 2 vị trí, cách mỗi đầu dầm 9m. Các vị trí nối này có lực cắt và mômen tương đối nhỏ hơn các vị trí khác của dầm, do đó ta thực hiện nối ở những vị trí này là hợp lý và số lượng mối nối là ít nhất. Cầu thường chịu tác dụng của tải trọng động lớn và thay đổi, nên hiện nay trong thiết kế cầu thép thường dùng hai loại liên kết là liên kết bằng đinh và liên kết hàn. Mối nối gồm có hai loịa là mối nối được tiến hành trong công xưởng và mối nối được tiến hành ngoài hiện trường. Mối nối hàn thường là phù hợp đối với những mối nối trong công xưởng hơn là các mối nối ngoài công trường, vì ảnh hưởng của thời tiết đến mối nối hàn ngoài hiện trường lớn hơn trong công xưởng, và những ảnh hưởng này có thể hạn chế được trong công xưởng, với mối nối hàn tại hiện trường thi công để đảm bảo kĩ thuật thường rất phức tạp vì cần kiểm tra chất lượng của mối hàn. Còn đối với những mối nối ngoài công trường như mối nối dầm chủ có chiều dài nhịp lớn thì liên kết bằng đinh là hợp lí hơn. Liên kết đinh ở đây bao gồm có liên kết bầng bu lông thường, bu lông cường độ cao, liên kết bằng đinh tán. Trong trường hợp dầm của ta chọn mối nối dầm bằng bulông cường độ cao (CĐC). Các liên kết và các mối nối của cấu kiện chính phải được thiết kế ở trạng thái giới hạn cường độ không nhỏ thua trị số lớn hơn của: +Tri số trung bình của mômen uốn, lực cắt hoặc lực dọc trục do tải trọng tính toán ở tại mối nối hoặc liên kết và sức kháng uốn, cắt. 5.1.Tính toán mối nối bản biên dầm chủ: Trong tiết diện dầm thì bản biên của dầm là bộ phận chủ yếu chịu uốn cho dầm, trong các công trình cầu thường xuất hiện ứng suất đổi dấu do tác dụng của tải trọng động, đồng thời đối với cầu dầm thép liên hợp thì tiết diện dầm được hình thành qua 2 giai đoạn, vì vậy mà tiết diện dầm cũng chịu lực qua hai giai đoạn, ở mỗi giai đoạn bản biên của dầm sẽ có các giá trị ứng suất khác nhau. Bản biên dầm sẽ chịu hầu như toàn bộ mômen uốn, Do đó mà khi tính toán mối nối của bản biên dầm chủ ta phải tính toán mối nối theo điều kiện chịu uốn của dầm. Vói việc bản biên của dầm chủ tham gia chịu uốn cho dầm nên khi tính toán mối nối bản biên dầm ta nhận thấy sẽ có một số trường hợp làm việc của bulông mối nối như sau: +Bu lông có thể bị kéo đứt. +Bulông có thể bị ép chặt vào thành tấm thép, giảm khả năng chịu lực của đinh. +Bulông không chịu được lực nhổ, làm bong bulông ra khỏi đai ốc. Từ nhận định trên khi tính toán thiết kế mối nối của bản biên dầm phải thoả mãn là bulông sẽ không bị kéo đứt, bulông sẽ không bị bong ra khỏi đai ốc, và ta cũng cần phải kiểm tra sức kháng mỏi của bulông khi chịu kéo dọc trục. 5.1.1Xác định nội lực tại tiết diện mối nối cách gối cầu 8,7m. -Xác định mômen do hoạt tải: Do tiết diện dầm làm việc trong hai giai đoạn nên khi tính toán nội lực của dầm chủ ta phải tách ra tính thành hai giai đoạn: +Trường hợp khi bản bêtông chưa đông cứng dầm thép sẽ chịu toàn bộ ứng lực +Trường hợp bản bêtông đã đông cứng và cùng tham gia chịu lực với dầm thép Công thức xác định nội lực tại tiết diện l=8,7m: MDCi9 =DCi.AM9+ VDCi9 =DCi.AV9 Trong đó: DCi= {DC1, DC2, DW} AV9=VA9(+)-VA9(-) Moment và lực cắt được xác định theo công thức: MLLl=9 =gLL.{(1+IM).+gL.Al..9,3} VLLl=9 =gLL.{(1+IM).+gL.Al.9,3} MPLl=9 =gPL.PL.APL U=0,95x{1,25xDC1+1,5xDW+1,25xDC2+1,75x(LL+IM)+1,75xPL} Nội lực do tĩnh tãi và hoạt tải gây ra tại tiết diện cách gối cầu 8,7m khi chưa có hệ số: BẢNG TÍNH NỘI LỰC TẠI TIẾT DIỆN L=8,7 ( Chưa có hệ số) NL A(+) ∑A ∑Pi.Yi DC1 DW DC2 LL+L+IM PL M 105.30 105.30 1189.50 1425.76 373.82 161.11 963.15 233.77 V 8.42 7.16 133.82 97.00 25.43 10.96 92.60 18.70 Nội lực do tĩnh tải và hoạt tải gây ra tại tiết diện cách gối 8,7m: BẢNG TÍNH NỘI LỰC TẠI TIẾT DIỆN L=8,7 ( Có hệ số) NL A(+) ∑A ∑Pi.Yi DC1 DW DC2 LL+L+IM PL M 105.30 105.30 1189.50 1782.19 560.72 201.39 1685.51 409.09 V 8.42 7.16 133.82 121