Đồ án môn học thiết kế cầu thép

ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

Chương 1:

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

GIỚI THIỆU NHIỆM VỤ VÀ CHỌN SƠ ĐỒ
KẾT CẤU NHỊP

1.1. Tóm tắt nhiệm vụ đồ án
1.1.1. Số liệu đầu vào:
- Chiều dài nhịp tính toán : ltt = 75 m.
- Khổ cầu
: K = 10.5+2x1.5 m
- Tải trọng thiết kế:
+ Hoạt tải thiết kế: HL93.
+ Đoàn người: 4.5 KN/m2.
1.1.2. Nhiệm vụ thiết kế:
5.1.3-Thiết kế cầu dàn có đường xe chạy dưới (through truss):
-Thiết kế dầm dọc và liên kết dầm dọc vào dầm ngang.
-Thiết kế tiết diện các thanh dàn giao nhau tại 1 nút tự chọn ở biên dưới.
-Thiết kế bản nút.
1.1.3.Tiêu chuẩn thiết kế
Thiết kế theo quy trình 22TCN 272-05.
1.2.Các trạng thái giới hạn
1.2.1. Trạng thái giới hạn cường độ I
U = η.{1,25DC + 1,5DW + 1,75((1+IM )LL+PL))}
IM = 25%

(1.1)

1.2.2. Trạng thái giới hạn sử dụng II
U = η(1,0.(DC + DW) +1.3(LL+IM))

(1.2)

IM = 25%
1.2.3.Trạng thái giới hạn mỏi và đứt gãy
U = η(0,75.(LL+IM))
IM = 15%
Trong đó: LL : hoạt tải xe.
IM : lực xung kích.
DC : tĩnh tải của các bộ phận kết cấu và liên kết.
DW: tĩnh tải của các lớp phủ mặt cầu.
PL : hoạt tải người.
SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

(1.3)

Trang: 1


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

η = ηD.ηR.ηI: hệ số điều chỉnh tải trọng, lấy theo 22TCN 272-05
Bảng1.1:
Các hệ số
1. Hệ số độ dẻo ηD
2. Hệ số dư thừa ηR

3. Hệ số quan trọng ηI
η=ηD.ηR.ηI

(1.3.3)
(1.3.4)
(1.3.6)
(1.3.2.1)

Cường độ
1.0
1.0
1.0
1.0

Sử dụng
1.0
1.0
N/A
1.0

Mỏi
1.0
1.0
N/A
1.0

1.3. Vật liệu dùng cho kết cấu
-Thép kết cấu M345 cấp 345 có FY = 250Mpa
-Bê tông bản mặt cầu có f’c = 30Mpa
-Liên kết sử dụng bu lông cường độ cao.

1.4. Chọn sơ đồ kết cấu nhịp
Chọn kết cấu nhịp đường xe chạy dưới, dạng dàn tam giác có biên song song, gồm 2
dàn chủ.
-Khoảng cách giữa tim 2 dàn chủ:
B=Bx+2.0,25+bt+2.0,15
Trong đó:
+ Bx=10,5m
+bt: chiều rộng của thanh biên: bt =ht -0,2l
+ht: chiều cao thanh biên
ht = l −

l2
752
= 75 −
= 61(cm)
400
400

chọn ht=61cm
+bt =ht -0,2l=61-0,2.75=46(cm)
vậy chọn bt =50cm
+ B=10,5+2.0,25+0,5+2.0,15=11,8m
- Chọn giàn có 2 đường biên song song. Giàn có 10 khoang, chiều dài mỗi khoang d =
7.5 m.
- Chiều cao giàn chủ:
1 1
1 1
h =  ÷ ÷.l =  ÷ ÷.75 = 15 ÷ 9.375m
5 8
5 8

(1.4)

Để lựa chọn chiều cao dàn, ta còn phụ thuộc vào kích thước xe chạy trên cầu, đối
với cầu ôtô đường xe chạy dưới có chiều cao không < 7.3 m
Chọn sơ bộ h = 10m. Chiều dài mỗi khoang d=7.5m . Khi đó góc xiên α hợp bởi
thanh xiên và phương nằm ngang là α =53’7”48.37”.
Khoảng cách giữa các dầm ngang (các dầm ngang đặt tại nút dàn):7,5m
1 1
) l ngang
7 12

Chiều cao dầm ngang d ngang = ( ÷

Trong đó lngang=10,5+2.0,25+2.0,15=11,3(m)
SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 2


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

1 1
d ngang = ( ÷ ).11,8 = (1.685 ÷ 0.983) chọn dngang=1.2(m)
7 12
+Chiều cao bản mặt cầu 20cm.
+Chiều dày lớp phủ mặt cầu 16cm.
+Chiều cao cổng cầu hcc=2,5m

Ta có: H + hdng + hmc + hcc = 7.3 + 1,1 + 0,36 = 8, 76m chon h=10m hợp lý
α = 530 7, 48,, nằm trong khoảng 400 ÷ 600 ⇒ thỏa mãn
Số lượng và chiều dài khoang dàn:
+số lượng là 10
+chiều dài là 7,5m
Số dầm dọc trong mặt cắt ngang gồm 6 dầm, khoảng cách các dầm 1,9m
1 1
1 1
chiều cao dẫm dọc hdoc = ( ÷ ) d = ( ÷ )7,5 = (0.94 ÷ 0.5) chọn hdoc=0.7m
8 15
8 15
HÃÛLIÃN KÃÚ
T DOÜ
C TRÃN TL1/200
T'2

T'3

T'4

T'5

T'6

T'7

T'8

T'9

11800

T'1

T1

T2

T4

T'2

T'3

D3

D4

T5
8x7500=60000

T6

SÅ' ÂÄÖ
DAÌN TL1/200
'
T4

T7

T8

T9

T5

T'6

T'7

T'8

T'9

D6

D7

D8

D9

D10

53 0
7'48
.37
''

10000

T'1

T3

D1

D2

D5

D11

10x7500=75000

HÃÛDÁÖ
M MÀÛ
T CÁÖ
U VAÌHÃÛLIÃN KÃÚ
T DOÜ
C DÆÅÏI TL1/200
D'2

D'3

D'4

D'5

D'6

D'7

D'8

D'9

D'10

D1

D2

D3

D4

D5

D6
10x7500=75000

D7

D8

D9

D10

D'11

11800

D'1

D11

MÀÛ
T CÀÕ
T NGANG CÁÖ
U TL1/50
11800

10000

L102×102×11.1

1500

250

5250

5250

C 102×54×8.7

250

1500
C 102×54×8.7

L102×102×11.1

610

L102×102×11.1

500

5x1900=9500
11300

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 3


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

-Xác định tĩnh tải:
+Trọng lượng bản mặt cầu:DC1=0,2.11.9,81.2,5=4.905(kN/m2)
+Trọng lượng lớp phủ mặt cầu :DW=0.16.18,5=2,96(kN/m2)
+Khối lượng lan can tay vịn DC2=(0.05625*2.5*9.81+0.3)=1,68(kn)

ChươngII
THIẾT KẾ HỆ DẦM MẶT CẦU, LIÊN KẾT DẦM DỌC VÀO

DẦM NGANG, THIẾT KẾ TIẾT DIỆN CÁC THANH DÀN
GIAO NHAU TẠI 1 NÚT TỰ CHỌN Ở BIÊN DƯỚI.-THIẾT
KẾ BẢN NÚT.
2.1.Thiết kế dầm dọc
2.1.1. Chọn tiết diện

700

24

Chọn tiết diện dầm dọc chữ I gồm có tấm sườn dầm, các bản biên các phân tố này
ghép với nhau bằng mối hàn góc.
- Chiều cao dầm dọc: 70cm
- Chiều dày sườn: 1,2cm
- Chiều rộng bản biên: 24cm
-Chiều dày bản biên: 2,4cm
-Diện tích mặt cắt ngang dầm dọc:199,2(cm2)
-Trọng lượng bản than dầm dọc:199,2.10-4.7,85=0,156(T/m)
Y

X

X
12

Y
240

Hình 2.1: Mặt cắt ngang thép chữ I
d,

mm

bf,
mm

tf,
mm

tw,
mm

A,
mm2

700

240

24

12

19920 0.156 1593811648 6770400 4553747.566

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

G,
t/m

Ix, mm4

Sx,
mm3

Wx, mm3

Trang: 4


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

*Kiểm tra điều kiện cấu tạo dầm dọc:
Tỷ số h/d đã kiểm tra ở trên
bf
2t f

AASHTO đề nghị kích thước bản biên so với vách là

=

240
= 5 ≤ 12(thoa )
2.24

D 652
=
= 108.67(thoa )
6

6
t f = 24 ≥ 1,1tw = 1,1.12 = 13, 2(thoa)
b f = 240 ≥

.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

dah R1

0.947

1

1800

dah R2

1

0.053

1800

dah R3

1

0.053

1800
0.368

1800

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 HL 93 =m.0.5 ∑ yi
Dầm 1
Dầm 2
Dầm 3

1
1
2

1,2
1,2
1,0

0,568
0,632
0,853

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, trọng lượng

bản thân dầm dọc .
Tính tĩnh tải tác dụng lên dầm dọc :

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 5


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

Tải trọng bản thân dầm dọc DC1 = 1,56 kN/m
Trọng lượng bản mặt cầu DC2= 53,9k/m
Trọng lượng lớp phủ DW=31.08 kN/m
Trọng lượng lan can tay vịn : DC2(dv)=1.68kN/m
Tổng quát ta đặt tải trọng lên đường ảnh hưởng áp lực dầm, tĩnh tải được xác định
theo công thức sau:
Tính theo trạng thái giới hạn cường độ 1
gtt = 1.5.DW. ω D¦W +1,25.(DC2. ω DC 2 +DC1 + DC2(dv)ydv)
Tính theo trạng thái giới hạn sử dụng 2
gtt = DW. ω D¦W +DC2. ω DC 2 +DC1 + DC2(dv)ydv
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 2.Tĩnh tải theo trạng thái giới hạn cường độ I
ω DC 2
ω D¦ W
DW

DC2
DC1
DC2dv
(kN/m)
(kN/m)
(kN/m) (kN/m)

ydv

gtt(kN/m)

Dầm 1
2.96
1.483 4.905 1.848 1.56
1.68
1.00
21.965
Dầm 2
2.96
1.834 4.905 1.752 1.56
1.68 -0.395 20.005
Dầm 3
2.96
1.9 4.905 1.900 1.56
1.68
0.000 22.035
Bảng 3.Tĩnh tải theo trạng thái giới hạn sử dụng II
ω DC 2
ω D¦ W
DW

DC2
DC1
DC2dv
ydv gtt(kN/m)
(kN/m)
(kN/m)
(kN/m) (kN/m)
Dầm 1
2.96
1.483 4.905 1.848 1.56
1.68
Dầm 2
2.96
1.834 4.905 1.752 1.56
1.68
Dầm 3
2.96
1.9 4.905 1.900 1.56
1.68
Nội lực tính toán do tĩnh tải được xác định theo công thức :
M= η gtt. ω M ; V= η gtt. ωV

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

1.00
-0.395
0.000

16.694
14.919

16.504
(2.3)

Trang: 6


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

DAH M1/2

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ
7.5

3.75

1.875

7.5

DAH Qgoi

DAH M1/4
1.875

7.5

1.406
7.5
1

DAH Q1/4

1

1

Bảng 2.3 Mô men do tĩnh tải tính toán
Trạng thái giới hạn cường độ I do tĩnh tải
Tiết diện giữa nhịp
Tiết diện 1/4
ω DAH
M1/2(kN.m)
ω DAH
M1/4(kN.m)
Dầm 1
7.03
154.414
5.273
115.8214
Dầm 2
7.03
140.635
5.273
105.4864
Dầm 3
7.03
154.906
5.273
116.1906
Bảng 2.4 Lực cắt do tĩnh tải tính toán

Tiết diện tại gối
Tiết diện 1/4
Vg(kN)
V1/4(kN)
ω DAH
ω DAH
Dầm 1
Dầm 2
Dầm 3

3.75
82.369
1.875
41.184
3.75
75.019
1.875
37.509
3.75
82.631
1.875
41.316
Trạng thái giới hạn sử dụng II do tĩnh tải
Tiết diện giữa nhịp
Tiết diện 1/4
ω DAH
M1/2(kN.m)
ω DAH
M1/4(kN.m)

Dầm 1
7.03
117.359
5.273
88.027
Dầm 2
7.03
104.881
5.273
78.668
Dầm 3
7.03
116.023
5.273
87.026
Bảng 2.4 Lực cắt do tĩnh tải tính toán
Tiết diện tại gối
Tiết diện 1/4
Vg(kN)
V1/4(kN)
ω DAH
ω DAH
Dầm 1
Dầm 2
Dầm 3

3.75
3.75
3.75

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

62.603
55.946
61.890

1.875
1.875
1.875

31.301
27.973
30.945

Trang: 7


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

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%)
- Xe tải thiết kế +tải trọng làn + tải trọng người đi bộ (hệ số xung kích IM=25%)
Ở đây ta không xét tải trọng người ( do dầm dọc không chịu tải trọng người)
* Tại tiết diện gối :
1.2m

110kN

110kN
4.3m

4.3m

145kN

145kN

7.5m

35kN

ĐAH Q goái 1

Bảng 2.4 Đường ảnh hưởng phản lực gối
+Xe tải
Mg = 0
Vg = 145(1+0,427) =206.915kN
+Xe tanđem
Mg =0
Vg=110(1+0,84)=202.4 kN
ln
+ Tải trọng làn
V g= 9,3.3.75=34.875kN, Mlng=0
*Tại tiết diện 1/4 nhịp
1.2m
110kN

1.2m

110kN
4.3m

145kN
7.5m

ĐAH M l/4

110kN

4.3m
145kN

35kN

1.406

145kN

35kN

0.177

1

1.106

4.3m

145kN
7.5m

AH QĐ l/4

0.331

1.875

110kN
4.3m

0.75

0.59

Bảng 2.5 Đường ảnh hưởng tại ¼ nhịp
+Xe tải
Ml/4= 145.1,737=251.865kN
V l/4= 145 .0.927=134.415 kN
Xe tanđem
M l/4=110(1.406+1.106)=276.32kN
V l/4=110(0,75+0,59)=147.4kN
+ Tải trọng làn Vln l/4= 9,3.2,8125=26.156kN, Mlnl/4=9,3.5,2725 =49.034kN
* Tại tiết diện giữa nhịp:
1.2m
1.2m
110kN

110kN
110kN
4.3m

145kN

1.275

145kN

35kN

1

35kN
1

dah M l/2 3.75

4.3m

145kN

4.3m
145kN

110kN
4.3m

0.5

0.34

1.875

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 8


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

Bảng 2.6 Đường ảnh hưởng tại giữa nhịp
+Xe tải
Ml/2 = 145.1,875=271.875 kN
V l/2 = 145.0,5=72.5 kN
Xe tanđem
M l/2 =110(1,875+1,275)=346.5 kN
V l/2 =110(0,50+0,34)=92.4kN
ln
+ Tải trọng làn V l/2 = 9,3.0,9375=8.719 kN, Mln l/2 =9,3.7,03125 =65.39 kN
h
Nội lực do hoạt tải gây ra là Mu = η . mgM .1,75((1+IM). ∑ Pi y i + qL ω )
Vu = η . mgV .1,75((1+IM) . ∑ Pi y i + qL ω )
Đối với trạng thái giới hạn cường độ một η = 1.0
h

Bảng 2.5 :Đối với trạng thái giới hạn cường I
Tại gối
Tại ¼ nhịp
Tại giữa nhịp
mg HL 93 IM(%)
Mu(kN.m) Vu(kN) Mu(kN.m) Vu(kN) Mu(kN.m) Vu(kN)
Dầm 1

0,568

0.25

0

291.758

392.067

209.144

495.524 123.474

Dầm 2 0,632
0.25
0
324.632 436.244 232.709 551.358 137.386
Dầm 3 0,853
0.25
0
438.150 588.791 314.084 744.158 185.428

Đối với trạng thái giới hạn sử dụng II
Tại gối
Tại ¼ nhịp
Tại giữa nhịp
mg HL 93 IM(%)
Mu(kN.m) Vu(kN) Mu(kN.m) Vu(kN) Mu(kN.m) Vu(kN)
Dầm 1

0,568

0.25

0

216.734

291.250

155.364

368.103

91.723

Dầm 2
Dầm 3

0,632
0,853

0.25
0.25

0
0

241.155
325.483

324.067
437.388

172.870
233.319

409.580 102.058
552.803 137.746

Trạng thái giới hạn mỏi và đứt gãy
U = η(0,75.(LL+IM))
IM = 15%
- Tính nội lực do tĩnh tải không hệ số:
Mtt105 = (DW. ω D¦W +DC2. ω DC 2 +DC1+ DC2(dv)ydv) ω M
Bảng 2.7. Nội lực do tĩnh tải không hệ số
ω D¦ W
DW
DC2 ω DC 2 DC1
DC2dv
2
2

(kN/m )
(kN/m )
(kN/m) (kN/m)
Dầm 1
Dầm 2
Dầm 3

2.96
2.96
2.96

1.483 4.905 1.848
1.834 4.905 1.752
1.9 4.905 1.900

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

1.56
1.56
1.56

1.68
1.68
1.68

(1.3)

(2.7)
ydv

ωM

Mttl/2
(kN.m)

1.00 7.031 117.376
-0.395 7.031 104.893
0.000 7.031 116.036

Trang: 9


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

- Tính nội lực do tải trọng mỏi:
* Hoạt tải tính cho TTGH mỏi và đứt gãy do mỏi:
9m

4.3m

145kN

145kN
7.5m

35kN

ĐAH M 1/2

3.75

1.875

Hình 2.7: Xếp hoạt tải lên đường ảnh hưởng áp lực của dầm dọc

9m

4.3m

145kN

145kN
0.5

35kN
1

ĐAH Q 1/2

1

0.5
7.5m

(tính cho trạng thái giới hạn mỏi)
Ml/2
= 0,75.(LL+IM) mgM/m, 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 2.5 Nội lực do hoạt tải mỏi momen

Dầm
mgM/m
Piyi(kN.m)
M105LL+IM
LL+IM

Dầm 1
0.473
Dầm 2
0.527
Dầm 3
0.853
Nội lực do hoạt tải mỏi momen
Dầm
mgM/m
Dầm 1
Dầm 2
Dầm 3

0.473
0.527
0.853

271.875
271.875
271.875

110.915
123.577
200.022

Piyi(kN.m)

Q105LL+IM

72.5
72.5
72.5

29.577
32.954
53.339

Bảng 2.6 Tổng hợp nội lực dầm theo trạng thái cường độ I

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 10


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép
Tại gối
Dầm 1
Dầm 2
Dầm 3
Tại 1/4
nhịp

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

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

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

Lực cắt (kN)
Tĩnh tải hoạt tải

∑V

82.369
75.019
82.631

291.758 374.127
324.632 399.651
438.150 520.781
Lực cắt (kN)

Tĩnh tải hoạt tải
∑V

Dầm 1 115.8214 392.067 507.888 41.184 209.144 250.328
Dầm 2 105.4864 436.244 541.730 37.509 232.709 270.218
Dầm 3 116.1906 588.791 704.982 41.316 314.084
355.4
Tại
Mô men (kN.m)
Lực cắt (kN)
giữa
Tĩnh tải hoạt tải
∑ M Tĩnh tải hoạt tải
∑V
nhịp
Dầm 1 154.414 495.524 649.938
0
123.474 123.474
Dầm 2 140.635 551.358 691.993
0
137.386 137.386
Dầm 3 154.906 744.158 899.064
0
185.428 185.428
Bảng 2.6 Tổng hợp nội lực dầm theo trạng thái giới hạn sử dụng II
Tại gối
Mô men (kN.m)
Lực cắt (kN)
Tĩnh tải hoạt tải
∑ M Tĩnh tải hoạt tải

∑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

Dầm 1
Dầm 2
Dầm 3
Tại
giữa
nhịp
Dầm 1
Dầm 2
Dầm 3

88.027
291.250 379.277 31.301 155.364 186.665
78.668
324.067 402.735 27.973 172.870 200.843
87.026
437.388 524.414 30.945 233.319 264.264
Mô men (kN.m)
Lực cắt (kN)
Tĩnh tải hoạt tải
∑ M Tĩnh tải hoạt tải
∑V
117.359
104.881
116.023

368.103
409.580
552.803

485.462
514.461
668.826

62.603
55.946
61.890

216.734 279.337
241.155 297.101

325.483 387.373
Lực cắt (kN)
Tĩnh tải hoạt tải
∑V

0
0
0

91.723
102.058
137.746

91.723
102.058
137.746

2.1.3 Kiểm tra tiết diện
2.1.3.1.Trạng thái giới hạn cường độ I
- Yêu cầu mô men kháng uốn dẻo:
Giả thiết tiết diện chắc và biên chịu nén được liên kết dọc toàn bộ :
Φf.Mn ≥ Mu
(2.4)
SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 11


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

Trong đó:
Φf: hệ số sức kháng, 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 = W.FY
Từ đó: W ≥

Mu
889, 064.106
=
= 3556256 mm3
Fy
250

Ta thấy: W = 4553747.566 mm3 > 3556256 mm3 => đạt yêu cầu về mômen kháng uốn
dẻo.
2.1.3.2. Kiểm tra độ mảnh tiết diện
Momen dẻo:
24
1
652
) × 2 + × 652 × 12 × 250 ×
× 2 = 1292.268( KN .m)
2
2
4
MCĐ1=899.064 (KN.m)M p = 240 × 24 × 250 × (350 −

*Yêu cầu tiết diện chắc đối với vách
2 Dcp
tw

≤ 3.76

E
2 × 326
200000
⇔
≤ 3.76
⇔ 54.33 ≤ 106.35 vách ổn định do uốn
Fyc
12
250

*Yêu cầu tiết diện đối với bản biên chịu nén:
λf =

bf
2t f

≤ λ pf = 0.38

E
240
200000
⇔ λf =
= 5 ≤ λ pf = 0.38

= 10.75 ( Bản biên chịu
Fyc
2 × 24
250

nén là chắc)
*Kiểm tra mỏi đối với vách đứng.
Để kiểm tra mỏi đối với vách đứng ta có tham số chính xác để xác định khả năng mất
ổn định của vách chính là tỷ số độ mảnh của vách λw
Ta có: λw =

2 Dc
với
tw

λw ≤ 5, 76

E
thì fcf ≤ Rh .Fyc
f yc

5, 76

E
E
F
< λw < 6, 43
thì fcf ≤ Rn Fyc (3,58 − 0, 448λw yc )
f yc
Fyc

E

λw > 6, 43

Dc =

(*)

E
E
thì fcf ≤ 28,9 Rh 2
λw
f yc

(**)

(***)

1
1
. (d-2.tf) = . (700 – 2.24) = 326 mm.
2
2

=> λw =

D 2 DC 2.326
200000
=
=

= 54.33 ≤ 3, 76.
= 106.348
tw
tw
12
250

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

(2.5)

Trang: 12


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

Do đó áp dụng công thức (*) Trong đó:
+ Dc là chiều cao vách trong giai đoạn đàn hồi.
+ 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 do tác dụng của tĩnh tải
không hệ số và hai lần tải trọng mỏi (A6.10.6.2)
- Tính nội lực do tĩnh tải không hệ số:
Mtt105 = (DW. ω D¦W +DC2. ω DC 2 +DC1+ DC2(dv)ydv) ω M
(2.7)
Bảng 2.7. Nội lực do tĩnh tải không hệ số
ω D¦ W

DW
DC2 ω DC 2 DC1
DC2dv
2
2
(kN/m )
(kN/m )
(kN/m) (kN/m)
Dầm 1 2.96
1.483 4.905 1.848 1.56
1.68
Dầm 2 2.96
1.834 4.905 1.752 1.56
1.68
Dầm 3 2.96
1.9 4.905 1.900 1.56
1.68
- Tính nội lực do tải trọng mỏi:
* Hoạt tải tính cho TTGH mỏi và đứt gãy do mỏi:
9m

ydv

ωM

Mttl/2
(kN.m)

1.00 7.031 117.376
-0.395 7.031 104.893

0.000 7.031 116.036

4.3m

145kN

145kN
7.5m

35kN

ĐAH M 1/2
3.75

1.875

Hình 2.7: Xếp hoạt tải lên đường ảnh hưởng áp lực của dầm dọc
(tính cho trạng thái giới hạn mỏi)
Ml/2LL+IM = 0,75.(LL+IM) mgM/m, 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 2.8 Nội lực do hoạt tải mỏi
Dầm
mgM/m
Piyi(kN.m)
M105LL+IM
Dầm 1
Dầm 2
Dầm 3

0.473

0.527
0.853

271.875
271.875
271.875

110.915
123.577
200.022

- Tính fcf:
Mcf = 117.376+ 2. 200.022= 517.42 kN.m

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 13


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép
fcf =

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

M

517.42.106
cf
=
= 113.625 Mpa < Rh.Fyc = 1,0.250 = 250 Mpa => đạt

W
4553747.566

* Sự mất ổn định cũng có thể xảy ra do cắt, do đó ta phải kiểm tra điều kiện
vcf ≤ vcr=0,58.CFyw
(2.8)
vcf : Ứng suất cắt đàn hồi lớn nhất của vách do tổ hợp tĩnh tải không hệ số và hai
lần xe tải mỏi.
- Tính nội lực do tĩnh tải không hệ số:
Vttg= (DW. ω D¦W +DC2. ω DC 2 +DC1+ DC2(dv)ydv) ω M
(2.9)
Bảng 2.9 Nội lực do tĩnh tải không hệ số:
ω D¦ W
DW
DC2 ω DC 2 DC1
DC2dv
(kN/m2)
(kN/m2)
(kN/m) (kN/m)
Dầm 1 2.96
1,483 4.905 1.848 1.56
1.68
Dầm 2 2.96
1.834 4.905 1.752 1.56
1.68
Dầm 3 2.96
1.9 4.905 1.900 1.56
1.68
- Tính nội lực do tải trọng mỏi:
* Hoạt tải tính cho TTGH mỏi và đứt gãy do mỏi:

ydv

ωM

1.00 3.75
-0.395 3.75
0.000 3.75

9m

Vttg (kN)
62.603
55.945
61.888

4.3m

145kN

145kN

7.5

0.427

ĐAH Q goái
1

35kN

Hình 2.8: 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 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 2.10: Nội lực do hoạt tải mỏi
Dầm
mgM/m
Dầm 1
0.473
Dầm 2
0.527
Dầm 3
0.853
cf
→ Vg = 62,603+2.117.674=297.945 kN
Tính vcf :

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Piyi(kN.m)

M105LL+IM

159.945
159.945
159.945

65.252
72.701
117.674

Trang: 14


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép
vcf=

Vgcf × S 1/2
x− x
I x tw

=

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

297.945 × 6770400 3
10 = 105.471 Mpa
1593811648 × 12

(2.10)

Tính vcr:
Ta có k=5 + 5/(d0+D)=5 ( Do không có sườn tăng cường đứng)
D/tw= 652/12=54.33< 1,10

Ek

200000.5
=1,10
=69,57 →C=1
Fyw
250

→vcr= 0,58.1.250=145 Mpa
→vcf=105.471 < 145 Mpa → OK
Tiếc diện chắc phải thoả mãn : ( A.6.10.4.1)
2.1.3.4. Kiểm tra điều kiện chống cắt
Yêu cầu vách khi không bố trí sườn tăng cường dọc:
2 Dc
E
2 × 362
200000
≤ 6.77
⇔
= 60.33 ≤ 6.77
= 191.48
tw
fc
12
250
2 Dc
2 × 362
≤ 150 ⇔
= 60.33 ≤ 150
tw
12

thỏa mãn điều kiện)

- Sức kháng cắt của dầm Vr được lấy như sau:
V = φv .Vn
r

(2.13)

.

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 vách không có sườn tăng cường lấy
theo điều A6.10.7.2 như sau:
*Lực cắt dẻo: Vp = 0,58.FYW.D.tw = 0,58.250.10-3. 652.12 = 1134.48 KN
Không bố trí sườn tang cường d 0 = ∞ → k = 5.0 +
Kiểm tra điều kiện:

5.0
=5
(d 0 / D) 2

D 652
EK
200000 × 5
=
= 54.33 ≤ 1,12.
= 1,12.
= 70.84

tw
12
FYW
250

Do đó: C = 1 Mặc khác, kiểm tra theo điều kiện:
2 Dt w
2 × 652 × 12
=
= 1.35 ≤ 2.5
b fc t fc + b ft t ft 240 × 24 + 240 × 24

Sức kháng cắt danh định được tính:

0.87(1 − C )
Vn = V p C +

1 + (d 0 / D) 2


 = 1134.48 × [ 1 + 0] = 1134.48( KN ) Và sức kháng cắt có hệ


số vách là:Vr = Vr = φv .Vn = 1×1134.48 = 1134.48 > Vu = Vg = 438.150KN => đạt.
SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 15


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

- Thiết kế sườn tăng cường tại gối:(A.6.10.8.2)
Khi: Vu > 0,75. φ b.Vn
Trong đó:
+ Vu = 438.150KN: sức kháng cắt tính toán tại gối.
+ φb hệ số sức kháng đối với gối quy định ở điều A.6.5.4.2, φ b = 1,0.
+ Vn = 1134.48KN: sức kháng cắt danh định.
=> 0,75.φb.Vn = 0,75.1,0. 1134.48= 850.86kN > Vu = 438.150KN
Vậy không cần bố trí sườn tăng cường tại gối.

(2.17)

2.1.3.5. Yêu cầu cấu tạo ( tính cân xứng trong tiết diện dầm thép)
Đối với cấu kiện chịu uốn phải được cấu tạo theo tỷ lệ sao cho:
0,1 ≤

Iyc
≤ 1,0
Iyt

(2.18)

Trong đó:
+ Iyc: là mômen quán tính của bản biên chịu nén tiết diện thép đối với trục thẳng
đứng của mặt phẳng vách
+ Iyc: là mômen quán tính của bản biên chịu kéo tiết diện thép đối với trục thẳng
đứng của mặt phẳng vách
1

1
. tf.bf3 =
. 24.2403 = 27648000 mm4
12
12
1
1
Iyt = . tf.bf3 = . 24.2403 = 27648000 mm4
12
12
IYC 27648000
=
= 1, 0 ≤ 1,0 đạt
=> 0,1 ≤
IY
27648000

Iyc =

b) Chiều dày các bộ phận
Chiều dày vách của tiết diện thép cán không nhỏ hơn 8 mm
tw =12 mm > 8 mm Đạt
2.1.3.6. Kiểm tra trạng thái giới hạn sử dụng
Trạng thái giới hạn sử dụng được kiểm tra để đảm bảo độ võng do tĩnh 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)
(2.19)
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
SD
= 668.826(KN.m)
Mômen lớn nhất của trạng thái giới hạn sử dụng: M max

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 16


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

M 668,826.106
=
= 146.874 MPa ≤ 0,8.1.1.250 = 200 Mpa => đạt.
Vậy ff =
W 4553747.566

2.1.3.7. 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= 20000 xe/làn/ngày và có hai
làn xe tải, tỉ lệ xe tải trong đoàn xe là 0,,2 (lấy theo Bảng 3.12 Tr.69 sách Cầu thép)
ADTT = 0,2.n.ADTT = 0,2.(20000).(2 làn) = 8000xe 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
(2.20)
Trong đó:
+ P: là phần xe tải trong một làn đơn, lấy theo Bảng 3.11/trang 68 sách Cầu thép,
với 3 làn xe P = 0,85.
=> ADTTSL = 0,85.8000= 6800 (xe tải/ngày)
Số lượng chu kỳ ứng suất N là
N = 365.100.(n).(ADTTSL) = 365.100.1,0. 6800 = 248.106 ( chu kỳ)
b) Biên độ ứng suất cho phép mỏi -Loại A
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

(2.22)

Trong đó:
+ A: là hằng số mỏi thay đổi theo loại chi tiết mỏi, lấy ở Bảng 3.3, với chi tiết loại
A=> A = 82,0.1011 Mpa.
+ N: là số chu kỳ cho một xe tải qua, N = 248.106
+ (ΔF)TH: là hằng số ngưỡng biên độ ứng suất mỏi, lấy ở Bảng 3-3, với chi tiết loại

A=> (ΔF)TH = 165Mpa.
1/3

 82, 0 ×1011 
1
1
= 32,1 MPa < (ΔF)TH = .165 = 62,5MPa
Ta tính được: (ΔF)n = 
6 ÷
2
2
 248 ×10 

Do đó lấy ( ∆ F)n = 62,5 MPa.
c) 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).0,5.LL

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 17


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

Lực xung kích trong tính mỏi IM = 0,15
Mômen lớn nhất lớn nhất của dầm tính theo tải trọng mỏi:

M = 200.022(kN.m)
M

200.022.106

Từ đó: f = W =
= 43.925 MPa < 62.5Mpa => đạt.
4553747.566
l2.3 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 toán, kiểm tra .
- 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.Ml/2.=0.6*899.064=539.438kN.m
V=Vg=520.781kN
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=

M
539.438
=
= 770.625KN
Ddd
0.7

(2.23)

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

S
R tt n

(2.24)

Trong đó:
+ S: Nội lực trong bản con cá
+ n: số lượng bulông cần thiết.
+ Rntt : là sức kháng tính toán của một bulông
- Tính Rn
Sức kháng trượt danh định của bu lông trong liên kết ma sát được tính như sau
Rn = Kh KS NS Pt
(2.25)
Trong đó:
KS: là hệ số điều kiện bề mặt quy 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 24 mm A490M, P t = 257kN
(Bảng A6.13.2.8-1)
vậy: Rn = 1.0,5.1.257= 128.5 kN.
SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 18


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

tt
→ Sức kháng tính toán của bu lông là Rn = Rn ϕ bb =128,5.0,8 =102,8kN

*Tính số lượng bulông
- Số lượng bulông liên kết bản con cá với cánh của dầm dọc
n1 ≥

S
770.625
=
= 7.496 bulông .
Rn
102.8

=> chọn số bulông nb=10 và thỏa điều kiện cấu tạo
 Tính toán bản con cá chịu kéo
Kích thước bản con cá xác định theo điều kiện
S ≤ min ( sức kháng chảy TD nguyên, sức kháng đứt TD thực)
Sức kháng chảy có hệ số của tiết diện nguyên :
Pr = ϕ y Pny = ϕ y Fy Ag

(2.26)

Sức kháng đứt có hệ số của tiết diện thực :
Pr = ϕ u Pnu = ϕ u Fu AnU

(2.27)

Trong đó:
+ Pny: Sức kháng 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.
+ ϕ y : là hệ số sức kháng đối với chảy dẻo của các bộ phận chịu kéo, lấy ở mục
A.6.5.4.2, ϕ y = 0,95.
+ ϕ u :là hệ số sức kháng đối với kéo, đứt trong mặt cắt thực, lấy ở mục A.6.5.4.2,
ϕ u = 0,80

+ Ag: là diện tích mặt cắt ngang nguyên của bộ phận (mm2)
+ An: diện tích tiết diện thực của thanh (mm2)
An= t.Wn với Wn : chiều rộng thực của thanh
Wn = Wg - ∑ d + ∑

s2
4g

(2.28)

d: đường kính danh định của bulông cộng thêm 3 mm, d = 24+3.2=27.2mm.
td: chiều dày bản con cá
Đối với bản con cá , ta bố trí bu lông theo dạng bàn cờ do đó
→ Wn = W g -

s2
∑ 4 g =0

∑ d → An= Ag – n.(d+3)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 hai bu lông cường độ cao có đường
kính danh định 22mm, bản con cá dày 14 mm .
SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 19


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

→ Pr = ϕ y Pny = ϕ y Fy Ag =0,95.250.14.b ( b:bề rộng bản con cá tại vị trí dầm ngang)
= 3325×b (N)
Pr = ϕ u Pnu = ϕ u Fu AnU =0,8.400.1,0.(14b-1162)=4480b-371840(N)
770, 625.103
Ta xét S ≤3325×b → b≥
=231.767mm
3325
1142465
S ≤4480×b -371840→ b≥
=255mm
4480

Vậy bề rộng bản con cá tại vị trí dầm ngang là b≥ 255mm .Ta chọn b= 330 mm
Dựa vào kết quả tính toán ta bố trí bản con cá như sau
BAÍN CON CAÏTL1/10
880

340

270
2

3

2

3

60 120 60

330

1

270

4

1

50 80 80

90 4 80

120

80

90

80 80 50

Hình 2.16: Bố trí bản con cá
-Căn cứ vào cách bố trí ta tiến hành kiểm tra sức kháng kéo trong bản con cá theo điều
kiện :
S ≤ min ( sức kháng chảy TD nguyên, sức kháng đứt TD thực)
Ở đây ta chỉ cần kiểm tra cho tiết diện nguy hiểm nhất là tiết diện 1-1
Tiết diện
S (KN)
Pr (KN)
Pr (KN)
Min (Pr,Pr)
Kết luận
1-1
770.625
854.525
779.556
779.556
đạt
2-2
770.625
940.975
896.036
896.036
đạt
3-3
770.625

1030.750
1016.996
1016.996
đạt
4-4
770.625
1097.250
1106.596
1106.596
đạt
2.3.2 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≥

Vg
R tt n

(2.29)

Trong đó:
+ Vg: lực cắt có hệ số lớn nhất tại gối, Vg =520.781 kN.
tt
+ Rn : là sức kháng tính toán của một bulông

+ n : số bulông cần thiết .
- Tính Rn( A6.13.2.8)
SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 20

ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

Sức kháng trượt danh định của bu lông trong liên kết ma sát được tính như sau
Rn = Kh KS NS Pt
Trong đó:
KS: là hệ số điều kiện bề mặt quy 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 = 2
Pt: lực căng tối thiểu yêu cầu của bulông, với bulông 24 mm A490M, Pt =257kN
vậy: Rn =2.0,5.257. = 257kN.
tt
→ Sức kháng tính toán của bu lông là Rn = Rn ϕ bb =257.0,8=205.6kN

2.3.3 Tính số lượng bulông
- Số lượng bulông liên kết thép góc với sườn dầm dọc là :
n1 ≥

Vg
R

tt
n

=

520.781

= 2.356 bulông

Căn cứ vào kích thước thực tế ta chọn số bu lông là 10 bu lông và thoả các yêu cầu
cấu tạo
* Tính vai kê
90

80

120

80

90

80 80 80 80 80 80 80 50

1300

50 80 80

80 80

BAÍNCONCAÏ
DAÌY 14mm

L 200x200x20

5

6

340

250
193

7

VAI KÃ
8
DAÌY 12mm
24 76

50 80 80 80 80 80

s

80

L 102x102x11.1

Hình 2.17: Vai kê liên kết dầm dọc và dầm ngang.
Lực cắt tác dụng lên vai kê : Av=

V g × nv
n

(2.30)

Trong đó n : số bu lông trên thép góc đứng ( cả ở sườn dầm dọc và vai kê )

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 21


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

nv : số bu lông trên thép góc đứng phần nằm trên phạm vi vai kê
→ Av =

520.781× 12
= 223.191kN
28

Mô men uốn tác dụng lên vai kê là :
M = AV .z1 − S .z 2 = 223, 2.0,193 − 770, 625.0, 256 =154.202kN.m
Lực tác dụng lên đinh bất lợi nhất trong nv là:
Do S gây ra : Pv1= S/nv=770.625/12=64,20kN.
Do Av gây ra : Pv2= Av/nv=223,2/12=18.599kN
Lực do M gây ra ở đinh xa nhất trong nhóm nv
Pb=

M × rmax
J

Trong đó J = 12.402 + 4.(402 + 1202 + 2002 ) = 243200(mm 2 )

rmax =209(mm)

Pb=

M × rmax 154.202 × 209
=
= 132.517
J
243200

→ R = ( Pb + Pv1 ) 2 + Pv22 = (132.517 + 64.20) 2 + 18.599 2 =197.594kN < Rn=205.6kN→
Đạt

CHƯƠNG III : THIẾT KẾ THANH QUY TỤ TẠI NÚT
3.1. Xác định nội lực các thanh quy tụ tại nút số D5
3.1.1. Xác định tải trọng tác dụng lên giàn
3.1.1.1.Tính trọng lượng kết cấu nhịp:
- Trọng lượng thép trên 1m dài dầm chủ có thể được xác định theo công thức kinh
nghiệm của Streletsky :
1,75.k 0 + 1,25.DC + 1,5.DW
a.l
Φ Fy
DC(dc) =
− 1,25.(1 + α )a.l
γ

(3.1)

Trong đó:

- DC - trọng lượng BMC đường xe chạy và đường người đi tính cho 1m giàn chủ,
kN/m.(tính cho một giàn chủ chịu ) ( gồm có bản mặt cầu, đường người đi, lan can, đá
vỉa )
DC=

=

∑ DC =
nl

(0, 2 × 11× 75 × 9.81 × 2.5) + 2 × (0.05625 × 75 × 2,5 × 9.81) + (2 × 75 × 4,5 × 1,5)
=35.1kN/m
2.75

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 22


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

- DW: trọng lượng lớp phủ mặt cầu tính cho 1m giàn chủ .
DW =

∑ DW = (0,16 ×10,5 × 75 ×18,5) =15.54 kN/m
2 × 75

n.l

- l: nhịp tính toán của dầm, l = 75m
- 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
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 = 5,0(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 người và hoạt tải: dùng phương pháp đòn bẩy.
11800

L102×102×11.1

L102×102×11.1

4

6

1800

0.386

1200

0.487

1800

5

0.233

3
1200

0.742

1800

0.894

1

600

1.021

1.148

1500

2

0.640

1

Hình 3.1: Nguyên tắc đòn bẩy để xác định hệ số phân bố mômen của hoạt tải
thiết kế cho giàn chủ khi xếp tải một làn xe.
Ta có:
-Xét 1làn xe chất tải :
mgLL=1,2.0,5.(0.894+0,742) = 0.982
-Xét 2làn xe chất tải :
mgLL=1,0.0,5.( 0,894+0,742+0.640+0,487) = 1,382
-Xét 3làn xe chất tải :
mgLL=0,85.0,5.( 0,894+0,742+0.640+0,487+0.386+0.233) = 1,437
Vậy mgL = mgLL = 1,437 khống chế
mgPL = ΩPL = 0,5.(1,021+1,148).1,5 = 1,627

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 23


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

Xác định k0:
Tính kl/4 do xe tải và xe hai trục gây ra:
0
Hình 3.2: Đường ảnh hưởng mômen mặt cắt 1/4 nhịp.
k0.25 =

∑ P .y
i

ω

i

 145.14, 063 + 145.12,988 + 35.11,913 
÷ = 8.230 kN/m
527,363



=

=> k0 = mgLL.[(1+IM).k0.25 + qLL] + mgPL.PL
= 1,437.(1,25.8,230 + 9,3) + 1,627×6.75
= 39.13 kN/m
Thay tất cả vào công thức ta có:
1, 75.39,13 + 1, 25.35,1 + 1,5.15,54
.5.75
2,5.105
DC(dc) =
=19.06kN/m
− 1, 25.(1 + 0,1).5.75
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) = 0,1.19,06= 1.906kN/m
3.1.1.2. Tĩnh tải tác dụng lên giàn chủ
Tĩnh tải tác dụng lên giàn bao gồm.

-Trọng lượng của BMC ( phần xe chạy và đường người đi):
DC(bmc) = 0,5.53,955+3.68 = 30.656 kN/m
-Trọng lượng của lớp phủ mặt cầu ( phần xe chạy và đường người đi):
DW(lpmc) = 0,5.31.08 =15.54 kN/m
-Trọng lượng lan can, tay vịn: DC(lc,tv) = 0.3 kN/m
-Trọng lượng bó vĩa: DC(bv) = 1,38 kN/m
-Trọng lượng dầm dọc (6 dầm): DC(dd) = 0,5.1,56 .6= 4.68 kN/m
-Trọng lượng dầm ngang : DC(dn) = 2.657kn/m
-Trọng lượng giàn: 19.06 kN/m
-Trọng lượng hệ liên kết: DCLK = 0,153 kN/m
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(lc,tv)+DC(bv) + DC(dn) + DC(dd)+
= 58.886 kN/m
Gọi DW là tĩnh tải do các lớp phủ mặt cầu gây ra:
DW = DC(lpmc)
= 15.54 kN/m
Đường ảnh hưởng của các thanh quy tụ tại nút:

SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 24


ĐAMH: Thiết Kế Cầu Thép
T'2

T'3

T'4

D3

D4

D5

T'5

T'6

T'7

T'8

T'9

D6

D7

D8

D9

D10

530
7'48
.37''

10000

T'1

GVHD: TS. Nguyễn Văn Mỹ

D1

D2

D11

10x7500=75000

110

110
35
145
1.112

1.456

1.704

1.800

3.0

145

? = -67.5
d.a.h T4-T5
110

110
35

1.755

1.875

3.75

110

1.015

145
1.445

145

? = 70.313
d.a.h D5-D6

110
35

1.503

1.575

2.25

110

1.059

145
1.317

145

110

110

145

145

? = 59.063
d.a.h D4-D5

110

35

35

145

50000

110

0.463

0.607
110

110

35

35

0.482

145
0.585

145
0.625

0.500

145

0.460

0.357

0.213

145

? += +18.750
? -= -4.688
? = 14.062
d.a.h T3-D5

0.338

110

0.710

0.750

0.375

0.335

0.232

0.088

1.25

1.25

145

? += +8.333
? -= -13.02
? = -4.687
d.a.h T5-D5

Hình 3.3 : Đường ảnh hưởng nội lực các thanh quy tụ tại nút số 7’.
3.1.2. Tổ hợp nội lực
3.1.2.1 Nội lực do tĩnh tải chưa hệ số
SVTH: Nguyễn Bá Hiệu - Lớp: 12X3B

Trang: 25