Tải bản đầy đủ

Thiết kế cầu giàn thép nguyễn cương (2)

Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

MỤC LỤC
2.1.2. Tải trọng tác dụng lên dầm dọc.................................................................................7
2.1.2.1.Nội lực do tĩnh tải...................................................................................................7
2.1.2.2.Nội lực do hoạt tải..................................................................................................9

THIẾT KẾ CẦU GIÀN THÉP
I ) Tóm tắt nhiệm vụ đồ án
1. Số liệu đầu vào:
- Chiều dài nhịp tính toán : ltt = 80 m.
- Khổ cầu
: K = 8+2 × 1.0 (m)
- Tải trọng thiết kế:
+ Hoạt tải thiết kế: 0.65HL93.
+ Đoàn người: 400 daN/m2.
2. Nhiệm vụ thiết kế:
- Thiết hế hệ dầm mặt cầu :dầm dọc , dầm ngang , liên kết dầm dọc vào dầm ngang và liên
kết dầm ngang vào dàn chủ .
- Thiết kế tiết diện các thanh dàn trong một nút tự chọn .
- Thiết kế bản nút .

3. Tiêu chuẩn thiết kế:
Thiết kế theo quy trình 22TCN 272-05.
II) Thiết kế hệ dầm mặt cầu :
1.Các trạng thái giới hạn
1.1 Trạng thái giới hạn cường độ I
U = η.{1.25DC + 1.5DW + 1.75(LL+IM)}
(2.1)
IM = 25%
SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 1


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
1.2 Trạng thái giới hạn sử dụng
U = 1,0.(DC + DW) +1,0.(LL+IM)
(2.2)
IM = 25%
1.3 Trạng thái giới hạn mỏi và đứt gãy
U = 0,75.(LL+IM)
(2.3)
IM = 15%
Trong đó: LL: hoạt tải xe.
IM: lực xung kích.
DC: tỉnh 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:
Các hệ số
Cường độ Sử dụng
Mỏi
1. Hệ số độ dẻo ηD
(A.1.3.3)
0.95
1.0
1.0
2. Hệ số dư thừa ηR


(A.1.3.4)
0.95
1.0
1.0
3. Hệ số quan trọng ηI
(A.1.3.5)
1.05
KAD
KAD
η=ηD.ηR.ηI
(A.1.3.2.1)
0.95
1.0
1.0
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.
3. Chọn sơ đồ kết cấu nhịp
- Chọn giàn có 2 đường biên song song.Giàn có 10 khoang, chiều dài mỗi khoang
d = 8.0 m.
- Chiều cao giàn chủ:
1 1 
h =  ÷ l = (11 .4 ÷ 8.0)m ( với giàn có chiều cao không đổi )
 7 10 

Tuy nhiên ta hoàn toàn không có sự tự do để lựa chọn chiều cao dàn,nó còn phụ thuộc vào
kích thước xe chạy trên cầu; đối với cầu ôtô có đường xe chạy duới thì chiều cao của giàn chủ
không nhỏ hơn 7,3 m.
Chọn sơ bộ chiều cao của giàn chủ h =10 m .
Trong các dàn 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=8,0m.
Khi đó góc xiên α hợp bởi thanh xiên và phương nằm ngang là α = 51020’23’’.

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 2


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

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
từ (1 ÷ 1,5)m.
Ta chọn khoảng cách giữa hai giàn chủ là B = 9 m ( tính từ tim giữa hai dàn chủ ),( đá vỉa
mỗi bên là 0,25m và có thêm phần chiều dày của dàn biên là 0,5m ).
4. Chọn sơ bộ kích thước:
4.1 Bản mặt cầu:
Ta chỉ tính cho phần xe chạy:
- Bản mặt cầu có chiều dày tối thiểu 175 mm,cộng thêm 15 mm hao mòn .Vậy chiều dày
của bản là 190 mm. Phía trên là lớp phủ mặt cầu dày 7.5cm gồm các lớp: BTAP, lớp phòng
nước.
1.5.1.2. Phần bộ hành:
- Mặt đường phần bộ hành làm bằng bản BTCT dày 10cm, trên có rải một lớp phủ bằng
BTN dày 2cm.
Ta tính được:
-Trọng lượng của bản mặt cầu đường xe chạy và đường người đi:
DC1 = 0,19.2,5.8,5.9,81 + 0,1.2,5.2.1,0.9,81 = 44.51(kN/m).
-Trọng lượng của lớp phủ mặt cầu đường xe chạy và đường người đi:
DW = 2,25.9,81.0,075.8,0+ 2.1,0.2,25.9,81.0,02 = 14.13 (kN/m).
-Trọng lượng lan can, phòng hộ :
DC2 = 1,4 (kN/m).
-Trọng lượng đá vĩa:
DC2(dv) = (0,3.0,2+0,5.0,45.0,05 )2,5.9,81=1,75(kN/m).
4.2 Dầm dọc:
- Chọn 6 dầm dọc , khoảng cách giữa các dầm là 1,5m.
- Chiều cao dầm dọc cũng như các kích thước khác được tính chính xác trong phần thiết kế
dầm dọc.
4.3 Dầm ngang:
- Các dầm ngang được đặt tại các nút giàn chủ, cách nhau 1 khoảng bằng khoang giàn d =
8.0m .
- Chiều cao dầm ngang cũng như các kích thước khác được tính chính xác trong phần thiết
kế dầm ngang.
4.4 Liên kết dọc trên và dọc dưới giữa 2 giàn chủ:
SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 3


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

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 các
thanh 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.
l2
80 2
= 80 −
= 64cm
400
400
b = h – 0,2l = 64-0,2 × 80=48cm
h=l−

Trị số của h chọn có thể chọn sai số ±10cm. Do đó ta có thể chọn h = 64cm, b= 48cm.
4.6 Tính trọng lượng kết cấu nhịp:
- Trọng lượng thép trên 1m dài dầm chủ có thể được xác định theo công thức:
1,75.k 0 + 1,25.DC + 1,5.DW
a.l
ΦFy
DC(dc) =
− 1,25.(1 + α ) a.l
γ

(2.4)

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,người đi bộ )
DC =

∑ DC
nl

=

8,5.0,19.80.2,5.9,81 + 2.1,75 + 0,1.2,5.2.1,0.9,81
= 19,84 kN/m
2.80

- DW: trọng lượng lớp phủ mặt cầu
DW =

∑ DW = 0,075.8,5.80.2,25.9,81 = 7,03kN/m
n.l

2.80

- l: nhịp tính toán của dầm, l = 80m
- Fy: cường độ chảy nhỏ nhất của thép làm dầm, kN/m2

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 4


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
Dùng thép công trình M270 cấp 250 có Fy = 250Mpa = 2,5.105 kN/m2
- Φ : Hệ số sức kháng , Φ =1
- γ : trọng lượng thể tích của thép, γ = 7,85 T/m3 = 78,5 kN/m3
- α: hệ số xét đến trọng lượng của hệ liên kết giữa các dầm chủ (lấy tùy thuộc vào chiều dài
nhịp), α = 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
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 3: 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:

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 5


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

Hình 4: Đường ảnh hưởng mômen mặt cắt 1/4 nhịp của xe tải thiết kế.

Hình 5: Đường ảnh hưởng mômen mặt cắt 1/4 nhịp của xe hai trục .

∑ P .y

 145.15 + 145.13,93 + 35.12,85 
 =7,74 kN/m
600


ω
P .y
 110 .15 + 110 .14,7 
 = 5,45 kN/m
k0.25L(XHT) = ∑ i i = 
600


ω

k0.25L(XTTK) =

i

i

=

Vậy ta chọn k0.25L = 7,74kN/m.
=> k0 = mgLL.[(1+IM).k0.25 + qLL]
= 1,221.(1,25.7,74+0,65.9,3) = 19,19 kN/m
Thay tất các vào công thức (2.4) ta có:

1,75.19,19 + 1,25.19,84 + 1,5.7,03
DC(dc) = 2,5.10 5 − 1,25(1 + 0,1).5.80 .5.80 = 10,46 kN/m
78,5

Trọng lượng thép của hệ liên kết, thường được xem là một hàm số của trọng lượng giàn
chủ.
ggl = α.DC(dc) = 0,1 × 10,46 = 1,046kN/m .
Trọng lượng của giàn (kể cả hệ liên kết ) = ( 8,3+1,046) × 2 × 80 = 1495,36kN .
5.Thiết kế dầm dọc:
SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 6


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
Dầm dọc đặt dọc theo hướng xe chạy , làm việc như một dầm liên tục nhiều nhịp,có nhịp
tính toán là khoảng cách giữa các dầm ngang , dầm dọc có tác dụng làm giảm độ lớn của mặt
cầu .
2.1.2. 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 2.2 dưới đây thể hiện sự phân bố tải trọng lên các dầm dọc

Hình 2.2 Đường ảnh hưởng áp lực lên các dầm
Bảng 2.1: Hệ số phân phối ngang của các dầm dọc
Dầm
Số làn xe chất tải
Hệ số làn xe m
mg 0.65 HL 93 =m.0,5 ∑ yi
Dầm 1
Dầm 2
Dầm 3

1
1
2

1,2
1,2
1,0

0,46
0,6
0,6

2.1.2.1.Nội lực do tĩnh tải
Tĩnh tải tác dụng lên dầm dọc bao gồm : lớp phủ mặt cầu DW, đá vĩa , bản thân dầm dọc .
Tính tĩnh tải tác dụng lên dầm dọc :
Tải trọng bản thân dầm dọc DC1 = 0,99 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 đá vỉa : DC2(dv)=1,75kN/m
SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 7


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
Tổng quát ta đặt tải trọng lên đường ảnh hưởng áp lực dầm , tĩnh tải được xác định theo
công thức sau
gtt = 1.5.DW. ω D¦W +1,25.(DC2. ω DC 2 +DC1+ DC2(dv)ydv)
(2.2)
Trong đó :
ω D¦W , ω DC 2 : Diện tích đường ảnh hưởng áp lực của dầm đang xét tương ứng với lớp phủ
mặt cầu, bản mặt cầu
ydv: tung độ đường ảnh hưởng ứng với trọng tâm đá vỉa.
Bảng 3: Kết quả tính toán tải trọng tĩnh tác dụng lên các dầm dọc
DW(kN/m2) ω DW
DC2(kN/m2) ω DC 2
DC1
ydv
gtt(kN/m)
Dầm 1
1,655
1,021
4,66
1,333
1,2
1,250
17,27
Dầm 2
1,655
1,521
4,66
1,583
1,2
-0,250
13,40
Dầm 3
1,655
1,5
4,66
1,5
1,2
0,000
13,96
Nội lực tính toán do tĩnh tải được xác định theo công thức :
M= gtt. ω M ; V= gtt. ωV

(2.6)

Hình 7 : Đường ảnh hưởng của tải trọng tĩnh tác dụng lên dầm
Từ công thức (2.6) ta có các bảng tính sau :
Bảng 4 : Mô men do tĩnh tải tính toán
Tiết diện giữa nhịp
ω DAH
M1/2(kN.m)
Dầm 1
8.0
138.16
Dầm 2
8.0
107.2
Dầm 3
8.0
111.68
Bảng 5: Lực cắt do tĩnh tải tính toán
Tiết diện tại gối
ω DAH
V1/2(kN)
Dầm 1
4.0
69.08
SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

ω DAH
6.0
6.0
6.0

Tiết diện 1/4
M1/4(kN.m)
103.62
80.4
83.76

Tiết diện 1/4
ω DAH
V1/4(kN)
2.5
43.175
Trang: 8


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
Dầm 2
Dầm 3

4.0
4.0

53.6
55.84

2.5
2.5

33.5
34.9

2.1.2.2.Nội lực do hoạt tải
Hiệu ứng lớn nhất do hoạt tải gây ra được lấy theo giá trị lớn hơn của các trường hợp sau
- Xe hai trục thiết kế +tải trọng làn + tải trọng người đi bộ (hệ số xung kích IM=25%)
( HL93M)
- Xe tải thiết kế +tải trọng làn + tải trọng người đi bộ (hệ số xung kích IM=25%) ( HL93K)
Ở đây ta không xét tải trọng người ( do dầm dọc không chịu tải trọng người)
* Tại tiết diện 100 (gối) :

+Xe tải
+Xe tanđem
+ Tải trọng làn
*Tại tiết diện 1/4 nhịp

M100 = 0
V100 = 145(1+0,46) =211.7 kN
M100 =0
V100=110(1+0,8)=198 kN
Vln100=0.65. 9,3.4=24.18kN, Mln100=0

+Xe tải

M102,5 = 145.(1.5+0.425)=279.125kN
V102,5= 145 (0.75+0.213)=139.635 kN
Xe tanđem
M102,5 =110(1.5+1.2)=297kN
V102,5=110(0,75+0,6)=148.5 kN
ln
+ Tải trọng làn V 102,5= 0,65.9,3.2.5=15,11kN, Mln102,5=0,65.9,3.6 =36.27kN
* Tại tiết diện 105( giữa nhịp)

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 9


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

+Xe tải

M105 = 145.2,0=290kN
V105= 145 0,5=72,50 kN
Xe tanđem
M105 =110(2,0+1,40)=374kN
V105=110(0,50+0,35)=93.5 kN
ln
+ Tải trọng làn V 105=0,65.9,3.1,0=6,05kN, Mln105=0,65.9,3.8,0 =48.36 kN
h
Nội lực do hoạt tải gây ra là Mu = η . mgM .1,75((1+IM) ∑ Pi yi + qL ω )
h
Vu = η . mgV .1,75((1+IM) ∑ Pi yi + qL ω )
Đối với trạng thái giới hạn cường độ một η = 0,95
Bảng 2.5 Nội lực do hoạt tải tính toán
mg HL 93 IM(%)
Tại gối
Tại ¼ nhịp
Tại giữa nhịp
Mu(kN.m) Vu(kN) Mu(kN.m) Vu(kN) Mu(kN.m) Vu(kN)
Dầm 1
0,46
25
0
220,86
311,65
153,51
394,50
94,00
Dầm 2
0,60
25
0
288,08
406,5
200,23
514,57
122,61
Dầm 3
0,60
25
0
288,08
406,5
200,23
514,57
122,61
Bảng 2.6 Tổng hợp nội lực của dầm dọc
Tại gối
Mô men (kN.m)
Lực cắt (kN)
Tĩnh tải
hoạt tải
Tĩnh tải
hoạt tải
∑M
∑V
Dầm 1
Dầm 2
Dầm 3
Tại 1/4
nhịp

0
0
0

0
0
0
0
0
0
Mô men (kN.m)
Tĩnh tải
hoạt tải
∑M

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

69.08
53.6
55.84
Tĩnh tải

Lớp: 04X3A

220,86
289.94
288.08
341,68
288.08
343,92
Lực cắt (kN)
hoạt tải
∑V
Trang: 10


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
Dầm 1
Dầm 2
Dầm 3
Tại giữa
nhịp

103.62
80.4
83.76

311.65
415.27
406.5
486.9
406.5
490.26
Mô men (kN.m)
Tĩnh tải
hoạt tải
∑M

43.175
33.5
34.9
Tĩnh tải

153.51
196.685
200.23
233.73
200.23
235.13
Lực cắt (kN)
hoạt tải
∑V

Dầm 1
138.16
394.5
532.66
0
94.00
104,17
Dầm 2
107.2
514.57
621.77
0
122.61
122.61
Dầm 3
111.68
514,57
626.25
0
122.61
122.61
5.2 Chọn tiết diện:
Dùng tiết diện tổ hợp hàn : tiết diện chữ I bao gồm tấm sườn dầm,các bản biên ghép với
nhau bằng mối hàn góc.
Chọn tiết diện dầm dọc thỏa mãn các điều kiện cấu tạo sau :
- Chiều cao:
1 1 
1 1 
.d =  ÷ .8,0 = (1,0 ÷ 0,533) m
 8 15 
 8 15 

+ Theo điều kiện cấu tạo:D =  ÷

+ Theo điều kiện kinh tế: D = k .3

M
382,73
= 6,5.3
= 0,749m.
Fy
250.10 3

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

1
D đối với thép cacbon
12,5

- Trong mọi trường hợp ,bề dày sườn : tW ≥ 12mm.
- Chiều dày bản biên: tf ≥

1
bf và không lớn hơn 50mm.
30

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

tW
1

thì phải bố trí sườn tăng cường đứng theo tính toán.
d − 2.t f
50

Tổng hợp các điều kiện trên ta chọn sơ bộ dầm ngang có các kích thước như sau:
D =600 mm, bf = 240mm, tf = 16mm, tW = 12mm.
Ta có

tW
12
1
=
= 0.021 >
nên ta không bố trí sườn tăng cường đứng.
d − 2.t f 600 − 2.16
50

Ngoài ra để tránh mất ổn định cục bộ , độ mảnh yêu cầu phải thoả mãn
b
E
≤k
t
Fy

(A6.9.4.2)

(2.9)

Với
- b : bề rộng tấm (mm) , lấy theo bảng 4.3 sách cầu thép trang 155.
- t : là bề dày tấm .
t = tf = 16 (mm)
SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 11


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
- k : hệ số mất ổn định tấm . Tra bảng 4.3 sách cầu thép ; k = 0,56 .
⇒ Ta có

120
200000
= 7,5 ≤ 0,56
= 15,84 ⇒ Đạt
16
250

→ Diện tích mặt cắt ngang của dầm dọc là 144,96 cm2
Trọng lượng bản thân dầm dọc là : 144,96.10-4.7,85.9,81=1,12 kN/m
5.3 Kiểm tra tiết diện:
5.3.1 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 :
Φf.Mn ≥ Mu
(2.10)
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 đặt trưng cho tiết diện chắc.
Mp: là mômen chảy dẻo.
Ta có: Mn = Mp = Z.FY
Từ đó: Z ≥

Mu
626,25.10 6
=
=2505000 mm3
Fy
250

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

d

tf

Y

X

tw

X

Y
bf

Hình 8: Mặt cắt ngang thép hình “W”.
- Trong đó: d = 600mm, bf = 240mm, tf = 16mm, tW = 12mm.
- Ta có bảng tính các đặt trưng hình học của tiết diện như sau:
Bảng 8:
d, mm bf, mm tf, mm tw, mm Z, mm3
Iy, mm4
Ix, mm4
SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Sx, mm3
Trang: 12


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
600

240

16

12

2794139

36945792

838241792

1605216

Ta thấy: Z = 2794139 mm3 > 1530920mm3 => đạt yêu cầu về mômen kháng uốn dẻo.
5.3.2 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 định
của vách chính là tỉ số độ mảnh của vách λ w .
λw =

2 Dc
tw

(2.11)

Với :
- λ w ≤ 5,76
- 5,76

E
thì fcf ≤ Rh Fyc
Fyc

(2.12)

E
E
< λ w < 6,43
Fyc
Fyc

Thì fcf ≤ Rh Fyc (3,58 − 0,448λ w

Fyc
)
E

(2.13)

E
E
thì fcf ≤ 28,9 Rh 2
λw
Fyc
1
1
Ta có Dc = . (d-2.tf) = . (600 – 2.16) = 284mm.
2
2
2D
2 x 284
200000
= 47,33 ≤ 5,76.
= 162,9
=> C =
tw
12
250
Do đó áp dụng công thức (2.12) : fcf ≤ Rh.Fyc

- λ w > 6,43

(2.14)

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 tĩnh tải
không hệ số và hai lần tải trọng mỏi .
- Tính nội lực do tĩnh tải không hệ số:
Mtt1/2 = (DW. ω DW +DC2. ω DC 2 +DC1 + DC2(dv)ydv) ω M
(2.15)
Bảng 9 Nội lực do tĩnh tải không hệ số
ωM
DW(kN/m2) ω DW
DC2(kN/m2) ω DC 2
DC1
ydv
Mtt1/2
(kN.m)
Dầm 1
1,655
1,021
4,66
1,333
1,12
1,25
3,781
50,65
Dầm 2

1,655

1,521

4,66

1,583

1,12

-0,25

3,781

38,33

Dầm 3

1,655

1,5

4,66

1,5

1,12

0,000

3,781

40,05

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 13


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
- Tính nội lực do tải trọng mỏi:
* Hoạt tải tính cho TTGH mỏi và đứt gãy do mỏi:

Hình 9: Xếp hoạt tải lên đường ảnh hưởng áp lực của dầm dọc
(tính cho trạng thái giới hạn mỏi)
LL+IM
M1/2
= 0,75.(LL+IM)mgM/m
(2.16)
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)
Từ công thức (2.16) ta có bảng tính sau :
Bảng 10 Nội lực do hoạt tải mỏi
Dầm

mgM/m

Dầm 1
0,383
Dầm 2
0,5
Dầm 3
0,6
- Tính fcf:
Mcf = 50,65 + 2.89,78 = 230,21 kN.m
fcf =

M cf
SX

=



Piyi(kN.m)
199,38
199,38
199,38

M1/2LL+IM
57,31
74,82
89,78

230,21.10 6
= 143,41 MPa
1605216

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 :
vcf ≤ vcr=0,58.CFyw (A6.10.6.4)
(2.17)
vcf : Ứng suất đàn hồi lớn nhất của vách do tổ hợp tĩnh tải không hệ số và hai lần xe tải mỏi
C xác định theo (A10.7.3.3a)
- Tính nội lực do tỉnh tải không hệ số:
Vttg= (DW. ω DW +DC2. ω DC 2 +DC1+ DC2(dv)ydv) ω M
(2.18)
Từ công thức (2.18 ) ta có bảng tính sau :
Bảng 11 Nội lực do tĩnh tải không hệ số

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 14


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
DW(kN/m2)
Dầm 1
1,655
Dầm 2
Dầm 3

ω D¦ W

1,021

DC2(kN/m2)
4,66

1,655

1,521

1,655

1,5

ω DC 2

ωM

1,333

DC1
1,12

ydv
1,25

2,75

Vttg (kN)
36,84

4,66

1,583

1,12

-0,25

2,75

27,88

4,66

1,5

1,12

0,000

2,75

29,13

- 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)
LL+IM
Vg
= 0,75.(LL+IM) mgM/m
(2.19)
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
Dầm

mgM/m

Dầm 1
0,383
Dầm 2
0,5
Dầm 3
0,6
→ Vgcf = 36,84+2.68,78 = 174,4 kN
* Tính vcf :
vcf=

V gcf × S 1x −/ 2x
I xtw

=



Piyi(kN.m)
152,7
152,7
152,7

VgLL+IM
43,91
57,32
68,78

174,4 × 1605216 3
10 = 27,83 MPa
838241792 × 12

* Tính vcr:
Ta có k = 5 + 5/(d0+D)2 = 5

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 15


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
D 568
Ek
200000.5
=
= 47,33 < 1,10
=1,10
= 69,57 → C=1
tw
Fyw
12
250

→vcr= 0,58.1.250 = 145 MPa
→vcf = 27,83 < 145 MPa → Đạt .
5.3.3 Kiểm tra độ mảnh
Tiếc diện chắc phải thoả mãn :
5.3.3.1) Độ mảnh vách (A6.10.4.1.1)
Với tiết diện chắc:
2.DCP
E
≤ 3.76
tw
FYC

(2.20)

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
DCP = 0,5.(d-2tf) = 0,5.(600-2x16) = 284 mm
- tw: là chiều dày bảng bụng:12mm
=>

2.Dcp
E
200000
= 47,33 ≤ 3.76
= 3.76
= 106,35 ⇒ Đạt
tw
FYC
250

5.3.3.2) Độ mảnh của biên chịu nén (A.6.10.4.1.3)
Công thức kiểm tra:
bf
2t f

≤ 0.382

E
FYC

(2.21)

Trong đó:
- Fyc : cường độ chảy dẻo nhỏ nhất . Fyc = 250 MPa.
- bf: bề rộng bản cánh chịu nén: bf = 240 mm
- tf: chiều dày bản cách chịu nén: tf =16 mm
Vậy

bf
2t f

=

240
E
200000
= 7,5 ≤ 0.382
= 0.382
= 10,8 ⇒ Đạt
2.16
Fyc
250

5.3.4 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:
Vr = φv.Vn
(2.22)
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:

D
E
200000
≤ 2,46.
= 2,46.
= 69,58 thì Vn = Vp=0,58FYWDtW
tW
FYW
250

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 16


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
Nếu: 69,58< 2,46

E
D
E
200000
< ≤ 3,07.
= 3,07.
= 86,83 thì Vn = 1,48.tW2. EFYW
FYW
FYW tW
250

D
E
4,55.tW3 .E
200000
>
3
,
07
.
Nếu:
= 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) = (600-2.16) = 568 mm, tW = 12mm => D/tW = 47,33 < 69,58
=> Vn = Vp = 0,58.FYW.D.tw = 0,58.250.10-3.568.12 = 988,32KN
Ta thấy: Vr = 1 × 988,32 > Vu = Vg = 308,31kN ( 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
Trong đó:
+ Vu = 308,31kN: 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 = 308,31kN
Vậy không cần bố trí sườn tăng cường tại gối.
5.3.5 Yêu cầu cấu tạo
5.3.5.1 ) Tỷ số chung: Theo (A.6.10.2.1)
Đối với cấu kiện chịu uốn phải được cấu tạo theo tỷ lệ sao cho:
0,1 ≤

Iyc
≤ 0,9
Iy

(2.23)

Trong đó:
+ Iy: là mômen quán tính của mặt cắt thép đối với trục thẳng đứng trong mặt phẳng của bản
bụng, Iy = 36945792mm4.
+ 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 =
. 16.2403 = 18432000 mm4
12
12
I YC 18432000
=
= 0,5 ≤ 0.9 ⇒ Đạt
=> 0.1 ≤
IY
36945792

Iyc =

5.3.5.2) Sức kháng uốn: Theo (A.6.10.10.1.2c)
Mn = Rb.Rh.My
(2.24)
Trong đó:
+ MY: mômen chảy.
MY = Sx.FY = 1605216.10-3.250.10-3 = 401,304kN.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 cầu thép Lê Đình Tâm trang 306)
- Tính Rb:
Dựa theo điều kiện ,công thức (7.1.1) Sách Lê Đình Tâm trang 297 .
SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 17


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
Đối với biên chịu nén , nếu thỏa mãn phương trình sau thì hệ số truyền tải trọng R b =1,0.
2 Dc

tw

E
(7.1.1)
fc

Gọi fc là ứng suất trong biên chịu nén do tải trọng thi công không hệ số gây ra:
M = η.(1,25.MDC) = 0,95.1,25. (DC2. ω DC 2 +DC1+ DC2(dv)ydv) ω M
Bảng 13
ωM
DC2(kN/m2) ω DC 2
DC1
ydv
Mtt1/2
(kN.m)
Dầm 1
4,66
1,333
1,12
1,25
3,781
44,26
Dầm 2

4,66

1,583

1,12

-0,25

3,781

34,22

Dầm 3

4,66

1,5

1,12

0,000

3,781

36,41

 600 
44,26.10 6.

fc = M C
2  = 15,84 Mpa.

=
I
838241792
2D
2.0,5(600 − 2.16)
E
200000
=
= 47,33 < λb .
= 5,76.
= 647,23 ⇒ Rb =1,0.
tW
12
fC
15,84

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.
5.3.6 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.6.10.5.2-2)
(2.25)
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 :
h
+M1/2=(DW. ω D¦W +DC2. ω DC 2 +DC1+DC2(dv)ydv) ω M +η .mgM1,0((1+IM) ∑ Pi yi +qL ω )
= (Mtt1/2+ Mht1/2) với η =1,00.
Bảng 14: Mômen lớn nhất của dầm dọc ở TTGH sử dụng
Dầm
Mtt1/2
Mht1/2
Dầm 1
50,65
152,15
Dầm 2
38,33
198,46
SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

M1/2
202,8
236,79
Trang: 18


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
Dầm 3

40,05

198,46

238,51

6

Vậy ff =

M 238,51.10
=
= 141,06 MPa ≤ 0,8.1.1.250 = 200 MPa => Đạt.
Sx
1690896

5.3.7 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
5.3.7.1) 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.
Số lượng chu kỳ ứng suất N là
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.
5.3.7.2) 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:
 A
(ΔF)n =  
N

1/ 3



1
(ΔF)TH
2

(A6.6.1.2.5)

(2.26)

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.
 39,3x1011
Ta tính được: (ΔF)n = 
6
 186,15.10
Do đó ( ∆ F)n = 55 MPa.





1/ 3

= 27,64 MPa <

1
1
(ΔF)TH = .110 = 55Mpa
2
2

5.3.7.3) 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 đã chia
cho 2.
Đối với mỏi:U = 0,75.(1+IM)LL
Lực xung kích trong tính mỏi IM = 0,15

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 19


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
Mômen lớn nhất lớn nhất của dầm tính theo tải trọng mỏi:
M = 89,78 kN.m
Từ đó: f =

M
89,78.10 6
=
= 54,01 MPa < 55Mpa => Đạt.
SX
1605216

6. Thiết kế dầm ngang:
Dầm ngang đặt vuông góc với hướng xe chạy. Dầm ngang và hệ liên kết tạo độ cứng ngang
cho 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 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.
6.1 Tải trọng tác dụng lên dầm ngang:
Dầm ngang được liên kết bằng bulông vào bản nút của giàn chủ thông qua các thép góc
liên kết. Liên kết này dễ bị xoay nên dầm ngang được tính theo sơ đồ dầm giản đơn có nhịp
tính toán bằng khoảng cách giữa tim 2 giàn chủ.
6.1.1 Tĩnh 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 tĩnh tải tác dụng lên dầm ngang:

Hình 11: Hệ dầm mặt cầu
- Tải trọng bản thân dầm ngang: phân bố đều lên dầm ngang với cường độ lấy sơ bộ trong
khoảng từ 0,18 ÷ 0,3 T/m (Sách cơ sở thiết kế và ví dụ tính toán cầu giàn thép , trang 92 )
⇒ Chọn sơ bộ DC1 = 2 kN/m.
- Tải trọng tập trung của bản mặt cầu:
DC2 = δbmc.γbmc.b = 0,19.2,5.9,81.1,5 = 6,99 kN/m
- Tải trọng tập trung của dầm dọc:
DC3 = DC(dd).d = 1,12 .8.0 = 8,96 kN
- Tải trọng tập trung của các lớp phủ mặt cầu.
DW = δlpmc.γlpmc.b = 0,075.2,25.9,81.1,5 = 2,483kN/m

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 20


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

DW
DC2+
DC3
DC1
9.0

Hình 12: Sơ đồ tính tỉnh tải tác dụng lên dầm ngang.
6.1.2 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:

1.2

110

110

4.3

145

0.782

1.0

0.218

35 9,3/3kN/m
0.218

145

4.3

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+0,218)+35.0,218] = 92,12 kN
- Với xe hai trục thiết kế:
ATa = 0,5.110(1 +0,782)= 98,01 kN
Vậy ta tính được hoạt tác dụng lên dầm ngang:
ALL+IM = (ATr hoặc ATa).(1+IM) =98,01(1+IM)
AL =

9,3
9,3
.∑ ω =
.5,5 = 17,05kN
3
3

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

Lớp: 04X3A

Trang: 21


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

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+35.0,218) = 76,315 kN
=> ALL+IM = ATr.(1+IM) = 76,315 (1+IM) với IM =15%
6.2 Xác định nội lực dầm ngang:
6.2.1 Nội lực do tỉnh tải
Ut =η {γDC.(DC2+DC3). Σyi + γDC.DC1. Σ ω + γDW.DW. Σyi}
với η = 0,95 đối với TTGH cường độ I
η = 1,00 đối với TTGH sử dụng
η = 1,00 đối với TTGH mỏi

(2.27)

DW
DC2+DC3
DC1
DAH M1/2

0.375

1.125

2.250

1.875

1.875

0.375

1.125

9.0

0.083

0.250

0.417

0.583

0.750

0.917

1.000

DAH Qg

Hình 15: Sơ đồ tính nội lực của dầm ngang do tỉnh tải.
Kết quả tính toán thể hiện trong các bảng tính sau:
Bảng 15:
SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 22


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí
Các TTGH
γDC
TTGH cường độ I 1.25
TTGH sử dụng
1.00
TTGH mỏi
0.00

DC2+DC3
13,15
13,15
13,15

DC1
Σω
2.00 10,125
2.00 10,125
2.00 10,125

Σyi
9
9
9

γDW
1.50
1.00
0.00

DW
2,483
2,483
2,483

Σyj
9
9
9

M1/2, kN.m
196,43
160,95
0,00

Bảng 16:
Các TTGH
γDC DC2+DC3 Σyi DC1 Σ ω
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 = η m (γLL.ALL+IM.Σyi + γL.AL.Σ ω )
(2.28)
ALL+IM = 76,32(1+IM) khi tính cho TTGH mỏi hoặc A LL+IM = 98,01(1+IM) khi tính cho các
trạng thái giới hạn còn lại.
AL =

9,3
9,3
.∑ ω =
.5,5 = 17,5kN
3
3

với η = 0,95 đối với TTGH cường độ I
η = 1,00 đối với TTGH sử dụng
η = 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.

1.8

ALL

3.0

1.8

1.2

ALL

ALL

3.0

ALL
VL

0.750

1.050

1.950

1.950

1.050

0.750

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

2.250

9.0

1.500

Lớp: 04X3A

DAH M1/2

Trang: 23


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

0.5 0.6

ALL

1.8

1.2

3.0 ALL

1.8

3.0 ALL

ALL

VL

DAH Qg

0.278

0.344

0.544

0.678

0.878

0.944

1.000

9.0

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
1.75
TTGH cường độ I
1.25
98,01
6
TTGH sử dụng
TTGH mỏi
Bảng 18:
Các TTGH
TTGH cường độ I
TTGH sử dụng
TTGH mỏi

1.00
0.75
γLL
1.75
1.00
0.75

γL

AL

Σω

M1/2, kN.m

1.75

17,5

9

1483,91

1.00

17,5

9

892,57

1.25

98,01

6

1.15

76,32

6

1+IM

ALL

Σyi

γL

AL

Σω

Vg, kN

1.25

98,01

2,44

1.75

17,5

3,666

603,63

1.25

98,01

2,44

1.00

17,5

3,666

363,08

1.15

76,32

2,44

394,95

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
TTGH cường độ I
68,15
603,63
TTGH sử dụng
55,90
363,08
TTGH mỏi
0.00
160,61

SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

160,61

Vg, kN
671,78
418,98
160,61

Trang: 24


Ket-noi.com kho tài liệu miễn phí

Bảng 20:
Các TTGH
TTGH cường độ I
TTGH sử dụng
TTGH mỏi

M1/2tt, kN.m
196,43
160,95
0.00

M1/2ht, kN.m
1483,91
892,57

M1/2, kN.m
1680,34
1053,52

394,95

394,95

6.3 Chọn tiết diện:
Chọn tiết diện dầm ngang thỏa mãn các điều kiện cấu tạo sau :
- Chiều cao:
1 1 
1 1 
.B =  ÷ .9 = (1,285 ÷ 0,75) m.
 7 12 
 7 12 
M
1680,34
= 6,5.3
+ Theo điều kiện kinh tế: d = k .3
= 1,227m
Fy
250.10 3

+ Theo điều kiện cấu tạo:d =  ÷

+ 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
tw =

1
D đối với thép cacbon
12,5

- Chiều dày vách: tW ≥ 12mm.
- Bề rộng bản cánh thò ra: b = bf/2 ≤ 15.∑tf
- Chiều dày bản biên: tf ≥

1
. bf và không lớn hơn 50mm.
30

- Bề rộng bản cánh: bf ≤ 30.tf và 800mm.
- Khi

tW
1

thì phải bố trí sườn tăng cường đứng theo tính toán.
d − 2.t f
80

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

tW
14
=
=0,0135>1/80=0,0125→ Không bố trí sườn tăng cường đứng
d − 2.t f 1100 − 2.30

Ngoài ra để tránh mất ổn định cục bộ , độ mảnh yêu cầu phải thoả mãn
b
E
≤k
t
Fy

(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 .
SVTH: NGUYỄN CƯƠNG

Lớp: 04X3A

Trang: 25


Tài liệu bạn tìm kiếm đã sẵn sàng tải về

Tải bản đầy đủ ngay

×