Tải bản đầy đủ - 0 (trang)
2 Thiết kế dầm ngang.

2 Thiết kế dầm ngang.

Tải bản đầy đủ - 0trang

Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

mặt cầu xuống giàn chủ. Đối với cầu đường xe chạy dưới, dầm ngang làm việc

như một dàn đơn giản kê trên hai gối tựa có nhịp là khoảng cách giữa hai giàn chủ,

do đó chiều cao dầm ngang có thể chọn theo chiều dài nhịp.

2.2.1. Chọn tiết diện

Chọn tiết diện dầm ngang theo điều kiện cấu tạo sau :

1 1 

 7 12 



1 1 

 7 12 



d =   .B   .11,5 (1,64 ÷ 0,96) m.

+ 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 = 537mm.

→ d ≥837mm.

→ Chọn tiết diện dầm dọc loại I cánh rộng theo tiêu chuẩn ASTM loại W

1000×272 có đặc trưng hình học như sau :



d



tf



Y



X



tw



X



Y

bf



Hình 2.5: Mặt cắt ngang thép hình “W”.

d, mm bf, mm tf, mm tw, mm Z, mm3

Iy, mm4

Ix, mm4

990

300

31

16,5 10862378 139847391

5376876984

Trọng lượng bản thân dầm dọc là : 272 kg/m=272.9,81/1000=2,67 KN/m



Sxmm3

6235542



2.2.2. Tải trọng tác dụng lên dầm ngang.

Dầm ngang được liên kết bằng bulông vào bản nút của giàn chủ thơng qua các

thép góc liên kết. Liên kết này dễ bị xoay nên dầm ngang được tính theo sơ đồ

dầm giản đơn có nhịp tính tốn bằng khoảng cách B giữa tim 2 giàn chủ.

a) Tỉnh tải: gồm các lớp phủ mặt cầu, bó vỉa, bản mặt cầu, trọng lượng của

dầm dọc,trọng lượng bản thân các đầm ngang.

Tính tỉnh tải tác dụng lên dầm ngang:



SVTH: VÕ MINH TIẾN



Lớp: 04X3A



Trang: 21



Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

2'



3'



4'



5'



6'



7'



8'



9'



10'



11'



1



2



3



4



5



6



7



8



9



10



11



11.5



1'



5.0



5.0



Hình 2.6: Hệ dầm mặt cầu

- Tải trọng bản thân dầm ngang: phân bố đều lên dầm ngang với cường độ lấy

gần đúng là:

DC1 = 2,67 kN/m.

- Tải trọng tập trung của bản mặt cầu:

DC2 = δbmc.γbmc.b = 0,19.2,5.9,81.1,9 = 8,85 kN/m

- Tải trọng tập trung của dầm dọc:

DC3 = DC(dd).d = 0,99.5 = 4,95 kN

- Tải trọng tập trung của các lớp phủ mặt cầu.

DW = δlpmc.γlpmc.b = 0,075.2,25.9,81.1,9 = 3,145 kN/m.



DW

DC2+DC3



DC1

11.5 m

Hình 2.7 Sơ đồ tính tỉnh tải tác dụng lên dầm ngang.

b) 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:



SVTH: VÕ MINH TIẾN



Lớp: 04X3A



Trang: 22



Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

1.2m



110kN 110kN

4.3m



4.3m



145kN



35kN



9.3/3KN/m



0.14



0.76



1.00



0.14



145kN



Hình 2.8: 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+0,14) + 35.0,14] = 85,10 kN

- Với xe hai trục thiết kế:

ATa = 0,5.110.(1,0+0,76) = 96,80 kN

Vậy ta tính được hoạt tác dụng lên dầm ngang:

ALL+IM = (ATr hoặc ATa).(1+IM) = 96,80.(I+IM)

AL =



9,3

9,3

.   .5,0 = 15,5 kN

3

3



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

9m

145kN



4.3 m



5.000



145kN

1



5.000



35kN

0.14



Hình 2.9: 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 + 35.0,14) = 72,85 kN

=> ALL+IM = ATr.(1+IM) = 72,85(1+IM) với IM =15%

2.2.3 Xác định nội lực dầm ngang

a) Nội lực do tỉnh tải

Ut = (γDC.(DC2+DC3). Σyi + γDC.DC1. Σ  + γDW.DW. Σyi)

với  = 0,95 đối với TTGH cường độ I

 = 1,00 đối với TTGH sử dụng

 = 1,00 đối với TTGH mỏi

SVTH: VÕ MINH TIẾN



Lớp: 04X3A



Trang: 23



Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí



DW

DC2+DC3



DC1

11.5 m



0.50

1.45



0.087



0.252



2.40

0.417



2.875



0.583



0.748



0.913



1.00



2.40



1.45



0.50



ĐAH M1/2



ĐAH Qg



Hình 2.10: Sơ đồ tính nội lực của dầm ngang do tỉnh tải.

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

Bảng 2.12:

Các TTGH

γDC DC2+DC3 Σyi DC1 Σ 

γDW

DW Σyj M1/2, kN.m

TTGH cường độ I 1.25

13,80

8,70 2.67 16,53 1.50 3.145 8,70

231,15

TTGH sử dụng

1.00

13,80

8,70 2.67 16,53 1.00 3.145 8,70

191,56

TTGH mỏi

0.00

13,80

8,70 2.67 16,53 0.00 3.145 8,70

0.00

Bảng2.13:

Các TTGH

γDC DC2+DC3 Σyi DC1 Σ 

γDW

DW Σyj

Vg, kN

TTGH cường độ I 1.25

13,80

4,00 2.67 5,75 1.50 3.145 4,00

101,89

TTGH sử dụng

1.00

13,80

4,00 2.67 5.75 1.00 3.145 4,00

83,28

TTGH mỏi

0.00

13,80

4,00 2.67 5.75 0.00 3.145 4,00

0.00

b) Nội lực do hoạt tải

Uh =  m (γLL.ALL+IM.Σyi + γL.AL.Σ  )

ALL+IM = 72,85.(1+IM) khi tính cho TTGH mỏi hoặc:

ALL+IM = 96,80.(1+IM) khi tính cho các trạng thái giới hạn còn lại

AL =



9,3

9,3

.   .5,0  15,50 kN

3

3



với  = 0,95 đối với TTGH cường độ I

 = 1,00 đối với TTGH sử dụng

 = 1,00 đối với TTGH mỏi

SVTH: VÕ MINH TIẾN



Lớp: 04X3A



Trang: 24



Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

m: hệ số làn xe : m=0,85 khi chất tải 3 làn xe; đối với trạng thái mỏi ta không

xét hệ số làn xe m

11.5

10.5



0.25



1



2



3



1.800



ALL



0.25



4

1.800



1.2



ALL ALL

3m



5



6



1.800



1.2



ALL ALL

3m



ALL

3m



AL

11.5 m



0.5



0.6



ALL



ALL ALL

3m



2.425



2.875



1.800



1.2



0.625



1.825



0.925



1.800



2.425



1.825



0.925



0.625



ĐAH M1/2



1.800



1.2



ALL ALL

3m



ALL

3m



AL

11.5 m



0.2261



0.3826



0.4870



0.6435



0.7478



0.9043



1.00



ĐAH Qg



Hình 2.11: Sơ đồ tính nội lực của dầm ngang do hoạt tải.

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

Bảng 2.14:



SVTH: VÕ MINH TIẾN



Lớp: 04X3A



Trang: 25



Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

Các TTGH

TTGH cường độ I

TTGH sử dụng

TTGH mỏi



γLL

1.75

1.00

0.75



1+IM

1.25

1.25

1.15



ALL

96,80

96,80

72,85



Σyi

γL

10,35 1.75

10,35 1.00

4,85



AL

15,50

15,50



Σ

15,75

15,75



M1/2, kN.m

2114,71

1272,00

331,24



Bảng 2.15:

Các TTGH

TTGH cường độ I

TTGH sử dụng

TTGH mỏi



γLL

1.75

1.00

0.75



1+IM

1.25

1.25

1.15



ALL

96,80

96,80

72,85



Σyi

3,39

3,39

1,652



AL

15,50

15,50



Σ

5,087

5,087



Vg, kN

691,07

415,68

103,80



γL

1.75

1.00



c) Tổng hợp

Kết quả tính tốn nội lực được tổng hợp trong bảng sau:

Bảng2.16:

Các TTGH

Vgtt, kN

Vght, kN

Vg, kN

TTGH cường độ I

101,89

691,07

792,96

TTGH sử dụng

83,28

415,68

498,96

TTGH mỏi

0.00

103,80

103,80

Bảng 2.17:

Các TTGH

M1/2tt, kN.m

M1/2ht, kN.m

M1/2, kN.m

TTGH cường độ I

231,15

2114,71

2345,86

TTGH sử dụng

191,56

1272,00

1463,56

TTGH mỏi

0.00

331,24

331,24

2.2.3. Kiểm tra tiết diện

2.2.3.1 Trạng thái giới hạn cường độ I

- Yêu cầu mơ men kháng uốn dẻo: Z

Φr.Mn ≥ Mu

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 mơmen chảy dẻo.

Ta có: Mn = Mp = Z.Fy

Mu

2345,86.10 6

Từ đó: Z ≥

=

= 9383440 mm3

Fy

250



Ta thấy: Z = 10862378mm3 > 9383440 mm3 => đạt yêu cầu về mômen kháng

uốn dẻo.



SVTH: VÕ MINH TIẾN



Lớp: 04X3A



Trang: 26



Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

2.2.3.2. Kiểm tra mỏi đối với vách đứng`

Ta có:

1

1

. (d-2.tf) = . (990 – 2.31) = 464mm.

2

2

D 2D

2 x 464

200000

56,24 5,76.

162,9

=>  C 

tw

tw

16,5

250

Do đó: ffc  Rh.Fyc, theo Tr.224 sách Cầu thép.



Dc =



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, F YC = 250

Mpa.

+ fcf: là ứng suất nén đàn hồi lớn nhất trong biên chịu nén do tác dụng của tỉnh

tải không hệ số và hai lần tải trọng mỏi:

- Tính nội lực do tỉnh tải không hệ số:

M1/2lt = (DC2+DC3). Σyi + DC1.Σ  + DW. Σyj

M1/2lt = (14,79).8,70+ 2,67.16,53+ 3,145.8,7 = 191,56kN.m

- Tính nội lực do tải trọng mỏi: từ kết quả ở phần trên ta có:

M1/2lLL+IM = 331,24kN.m

- Tính fcf:

Mcf =191,56+ 2.331,24= 854,04 kN.m

Fcf =



M cf

Z







854,04.10 6

78,62 Mpa < Rh.Fyc = 1,0.250 = 250 Mpa => đạt

10862378



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

vcf ≤ vcr=0,58.CFyw

vcf : Ứng suất đàn hồi lớn nhất của vách do tổ hợp tĩnh tải khơng hệ số và hai

lần xe tải mỏi

- Tính nội lực do tỉnh tải không hệ số:

Vttg= 83,28

Vmoig= 103,80

→ Vgcf = 83,28+2.103,80=290,88 kN

Tính vcf :

vcf=



V gcf S 1x / 2x

I xtw







290,88 6235542 3

10 20,44 Mpa

5376876984 16,5



Tính vcr:

Ta có k=5 + 5/(d0+D)=5 ( Do khơng có sườn tăng cưòng đứng)

D/tw= 928/16.5= 56,24< 1,10



Ek

200000.5

=1,10

=69,57 →C=1

Fyw

250



→vcr= 0,58.1.250=145 Mpa

→vcf=20,44 < 145 Mpa → OK

SVTH: VÕ MINH TIẾN



Lớp: 04X3A



Trang: 27



Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

2.1.3.3. Kiểm tra độ mảnh

Tiếc diện chắc phải thoả mãn : ( A.6.10.4.1)

a) Độ mảnh vách(A.6.10.4.1)

Với tiết diện chắc:

2.DCP

E

3.76

tw

FYC



Trong đó:

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

DCP = 0,5.(d-2tf) = 0,5.(990-2x31) = 464 mm

- tw: là chiều dày bảng bụng:10,9mm

=>



2.Dcp

E

200000

56,24 3.76

3.76

106,35 đạt

tw

FYC

250



b) Độ mảnh của biên chịu nén

Cơng thức kiểm tra:

bf

2t f



0.382



E

FYC



Trong đó:

- bf: bề rộng bản biên chịu nén: bf = 300mm

- tf: chiều dày bản biên chịu nén: tf =31 mm

Vậy



bf

2t f







300

E

200000

4,84 0.382

0.382

10,8 đạt

2.31

Fyc

250



2.1.3.4 Kiểm tra điều kiện chống cắt

Với dầm vách không tăng cường ( A 6.10.7.2)

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

Vr = φv.Vn

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 khơng có sườn tăng cường lấy

theo điều A6.10.7.2 như sau:

Nếu:



D

E

200000

2,46.

= 2,46.

= 69,58 thì Vn = Vp=0,58FYWDtW

tW

FYW

250



Nếu: 69,58< 2,46



E

D

E

< 3,07.

FYW

FYW tW



= 3,07.



200000

= 86,83 thì Vn =

250



1,48.tW2. EFYW



SVTH: VÕ MINH TIẾN



Lớp: 04X3A



Trang: 28



Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí



Nếu:



D

E

4,55.tW3 .E

200000

 3,07.

= 3,07.

= 86,83 thì Vn =

tW

FYW

250

d



Trong đó:

+ FYW: Cường độ chảy nhỏ nhất quy định của bản bụng, FYW = 250 Mpa.

+ D = (d-2.tf) = (990-2.31) = 928 mm, tW = 16,5 mm => D/tW = 56,24 < 69,58

=> Vn = Vp = 0,58.FYW.D.tw = 0,58.250.10-3.928.16,5 = 2220,24KN

Ta thấy: Vr > Vu = Vg = 792,96 KN => đạt.

- Thiết kế sườn tăng cường tại gối:(A.6.10.8.2)

Khi: Vu > 0,75.φb.Vn

Trong đó:

+ Vu = 2220,24 kN: sức kháng cắt tính tốn tại gối.

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

+ Vn = 792,96 kN: sức kháng cắt danh định.

=> 0,75.φb.Vn = 0,75.1,0.2220,24 = 1665,18kN > Vu = 792,96 kN

Vậy khơng cần bố trí sườn tăng cường tại gối.

2.1.3.5. u cầu cấu tạo

a) Tỷ số chung: Theo điều A.6.10.2.1

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

0,1 



Iyc

0,9

Iy



Trong đó:

+ Iy: là mơmen qn tính của mặt cắt thép đối với trục thẳng đứng trong mặt

phẳng của bản bụng, Iy = 139847391mm4.

+ Iyc: là mômen quán tính của bản cách chịu nén của mặt cắt thép quanh trục

đứng trong mặt phẳng của bản bụng:

1

1

. tf.bf3 =

. 31.3003 = 69750000 mm4

12

12

I YC

69750000



0,5 0.9 đạt

=> 0.1 

IY

139847391



Iyc =



b) Chiều dày các bộ phận(A 6.7.3)

Chiều dày vách của tiết diện thép cán không nhỏ hơn 7 mm

tw =16,5 mm > 7 mm Đạt

2.1.3.6. Kiểm tra trạng thái giới hạn sử dụng

Trạng thái giới hạn sử dụng được kiểm tra để dảm bảo độ võng do 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)

Trong đó:

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

SVTH: VÕ MINH TIẾN



Lớp: 04X3A



Trang: 29



Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

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

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

M 1463,56.10 6



Vậy ff =

= 134,74 MPa ≤ 0,8.1.1.250 = 200 Mpa => đạt

Z

10862378



2.2.3.7.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 phụ thuộc vào cấp liệu vật liệu và nhiệt độ

a) Chu kỳ tải trọng

Giả sử lưu lượng xe trung bình hàng ngày là ADT = 15000 xe/làn/ngày và có

ba 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).(3 làn) = 9000 xe tải/ngày.

Số xe tải trong một ngày cho một làn xe trung bình trong tuổi thọ thiết kế tính

tốn 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 3 làn xe P = 0,80.

=> ADTTSL = 0,8.9000 = 7200 xe tải/ngày.

N = 365.100.(n).(ADTTSL) (phương trình 6.7 Tr.189)

= 365.100.1.7200

= 262,8.106 chu kỳ

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

b) 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:

 A

(ΔF)n =  

N



1/ 3







1

(ΔF)TH

2



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 = 262,8.106

+ (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.

 39,3 x1011

Ta tính được: (ΔF)n = 

6

 262,8.10











1/ 3



24,63 MPa <



1

1

(ΔF)TH = .110 =

2

2



55MPa

Do đó (  F)n = 55 MPa.



SVTH: VÕ MINH TIẾN



Lớp: 04X3A



Trang: 30



Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

c) 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

Mơmen lớn nhất lớn nhất của dầm tính theo tải trọng mỏi:

M = 331,24 kN.m

Từ đó: f =



M

331,24.10 6

=

= 30,49 MPa < 55Mpa => đạt.

Z

10862378



2.3 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 tốn ,kiểm tra .

- Giả thiết trong tính tốn :

+ 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.M105=0,6.394,46=215,68 kN.m

V=Vg= 354,58 kN

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

Nội lực trong bản con cá S=



215,68

M

401,64 KN



Ddd 0,537



(2.23)



- Số lượng bulông được xác định theo công thức sau:

n≥



S



(2.24)



R tt n



Trong đó:

+ S: Nội lực trong bản con cá

+ n: số lượng bulông cần thiết.

tt

+ Rn : là sức kháng tính tốn của một bulơng

- Tính Rn( A6.13.2.8)

Sức kháng trượt danh định của bu lông trong liên kết ma sát được tính như sau

Rn = Kh KS NS Pt

(2.25)

Trong đó:

KS: là 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

NS: là số lượng mặt ma sát cho mỗi bulông, Ns = 1

Pt: lực căng tối thiểu yêu cầu của bulông, với bulông 22 mm A325M, P t =

176kN

vậy: Rn = 1.0,5.1.176 = 88 kN.

SVTH: VÕ MINH TIẾN



Lớp: 04X3A



Trang: 31



Tài liệu bạn tìm kiếm đã sẵn sàng tải về

2 Thiết kế dầm ngang.

Tải bản đầy đủ ngay(0 tr)

×