THIẾT KẾ KỸ THUẬT CẦU GIÀN THÉP

PHẦN I: THIẾT KẾ KỸ THUẬT CẦU GIÀN THÉP

-----------------Chương 1
GIỚI THIỆU CHUNG VÀ CHỌN SƠ BỘ KẾT CẤU NHỊP
I . Tóm tắt nhiệm vụ đồ án
I.1. Số liệu đầu vào:
- Chiều dài nhịp tính toán: Ltt = 10 7 = 70(m).
- Khổ cầu

: K = 6,5+2 1,2 (m)

- Tải trọng thiết kế:
+ Hoạt tải thiết kế: HL93.
+ Đoàn người: 3 daN/m2.
I.2. Nhiệm vụ thiết kế:
- Thiết hế dầm ngang.
- Thiết kế tiết diện các thanh giàn trong một nút : nút số 1.
- Thiết kế nút giàn chủ.
- Thi công lao lắp giàn chủ.
I.3. Tiêu chuẩn thiết kế:
- Thiết kế theo quy trình 22TCN 272-05.
II. Thiết kế hệ dầm mặt cầu :
I.1.Các trạng thái giới hạn
I.1.1 Trạng thái giới hạn cường độ I
U = η.{1,25DC + 1,5DW + 1,75(LL+IM)}
IM = 25%
I.1.2 Trạng thái giới hạn sử dụng
U = 1,3.(DC + DW) +1,3.(LL+IM)
IM = 25%
I.1.3 Trạng thái giới hạn mỏi và đứt gãy
1

U = 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: 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 I.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
I.2. Vật liệu dùng cho kết cấu:
-Thép kết cấu M280 cấp 345 có FY = 345Mpa
- Bê tông bản mặt cầu có f’c = 30Mpa
- Liên kết sử dụng bu lông cường độ cao.
I.3. Chọn sơ đồ kết cấu nhịp
- Chọn giàn có 2 đường biên song song. Giàn có 10 khoang, chiều dài mỗi khoang d = 7.0
m.
- Chiều cao giàn chủ:

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 ≥7.3 m
Chọn sơ bộ h = 10 m. Chiều dài mỗi khoang d=7m . Khi đó góc xiên
xiên và phương nằm ngang là

hợp bởi thanh

= 5500’28’’.

2


2

A

1

3'

2'

3

4

5'

6

7'

8

9'

10

4'

5

6'

7

8'

9

10'

11

B

Hình I.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
1-1.5m để kể đến phần đá vỉa và bề rộng các thanh giàn .
Ta chọn khoảng cách giữa hai giàn chủ là B = 7.6m
I.4. Chọn sơ bộ kích thước:
I.4.1 Bản mặt cầu:
- 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: BT nhựa, lớp bảo
vệ, lớp phòng nước. Mặt đường phần bộ hành làm bằng bản BTCT dày 10cm.
Ta tính được:
-

Trọng lượng của bản mặt cầu đường xe chạy và đường người đi:
DC1 = 0,19×2,5×7×9,81 + 0,1×2,5×2×1,2×9,81 = 38,50 (kN/m).

-

Trọng lượng của lớp phủ mặt cầu đường xe chạy:
DW = 2,25×9,81×0,075×6,5 = 10,76 (kN/m)

-

Trọng lượng lan can, phòng hộ :
DC2 = 1,4 (kN/m).

-

Trọng lượng đá vỉa:
DC4 = 2.((0,2+0,25)/2.0,3).7.2,5.9,81=23,18 (kN/m).

I.4.2 Dầm dọc:
- Chọn 4 dầm dọc, khoảng cách giữa các dầm là 1,75m.

3


Hình I.2: Mặt cắt ngang thép dọc
- Tra toán đồ Konishi và Komatsu ta ước lượng được trọng lượng của dầm dọc.
DC1=50x1,75=87,5 kg/m
Bảng I.2 : các kích thước của dầm dọc
d
bf
(mm) (mm)
500
200

tf
(mm)
15

tw
(mm)
12

F
(mm2)
11640

Ix
(mm4)
456773000

Sx
(mm3)
1058850

Wx
(mm3)
1827092

-Trọng lượng bản thân dầm dọc là : DC1 = 11640.10-6.7,85.9,81 = 0,90 (kN/m)
I.4.3 Dầm ngang:
- Các dầm ngang được đặt tại các nút giàn chủ, cách nhau 1 khoảng bằng khoang giàn d =
7,0 m.
- Chiều cao dầm ngang cũng như các kích thước khác được tính chính xác trong phần thiết
kế dầm ngang.
I.4.4 Liên kết dọc trên và dọc dưới giữa 2 giàn chủ:

4

7.6m

8x 7 = 56m

7.6m

7m

10 x 7 = 70m

Hình I.3: Liên kết dọc trên và dọc dưới của giàn chủ.

5


Chương 2
THIẾT KẾ HỆ DẦM MẶT CẦU
II. 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 dầm 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.
II.1. Chọn tiết diện
+ 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 + 300mm, với hdd = 500mm.
→ d ≥800mm.
→ Chọn tiết diện dầm dọc loại I cánh có đặc trưng hình học như sau :

Hình II.1 : kích thước dầm ngang
d
bf
(mm) (mm)
800
250

tf
(mm)
24

tw
(mm)
16

F
(mm2)
24032

Iy
(mm4)
62756683

Ix
(mm4)
2374116011

Wx
(mm3)
5935290

Bảng II.1 : các kích thước của dầm ngang
6


Trọng lượng bản thân dầm ngang là : DC1 = 24032.10-6.7,85.9,81 = 1,851 (kN/m)
II.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.
II.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.

7600

Tính tĩnh tải tác dụng lên dầm ngang:

10x7000

Hình II.2: Hệ dầm mặt cầu
-

Tải trọng bản thân dầm ngang:
DC1 = 1,85 kN/m.
Tải trọng tập trung của bản mặt cầu:

-

Tải trọng tập trung của dầm dọc:

-

Tải trọng tập trung của các lớp phủ mặt cầu:

-

Tải trọng tập trung của đá vỉa:
DC4 = ((0,2+0,25)/2.0,3).7.2,5.9,81=11,59 (kN).

7


DC2+DC3+DW
DC4

DC4
DC1
7600

Hình II.3: Sơ đồ tính tĩnh tải tác dụng lên dầm ngang.
II.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:

7.0m
1.2m

110
145

4.3m

145

110
4.3m

35

0.386

0.829

w=7.0
1.0

0.386

9.3/3 kN/m

Hình II.4 : 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+0,386)+35.0,386] = 107,24 kN
- Với xe hai trục thiết kế:
8

ATa = 0,5.110(1 +0,829) = 100,60 kN
Vậy ta tính được hoạt tác dụng lên dầm ngang:
ALL+IM = (ATr hoặc ATa).(1+IM) = 107,24(1+IM)

AL =

= 21,7kN

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

9.0m

35

145

145

7.0m

4.3m

0.386

9.3/3 kN/m

1.0

w=7.0

Hình II.5: 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+35.0,386) = 79,26 kN
=> ALL+IM = ATr.(1+IM) = 79,26 (1+IM) với IM =15%
II.2 Xác định nội lực dầm ngang:
II.2.1 Nội lực do tỉnh tải
Ut= {γDC.(DC2+DC3). Σyi + γDC.DC1. Σ

+ γDW.DW. Σyi+ γDC .DC4.ydv}

9


DC4
DC2+DC3+DW
DC1

7.6m

0.615

0.213
0.056

0.588
0.155

1.463
0.385

1.9

1.463

0.588
0.845

1.0

0.944

0.213

Ð.a.h ML/2

Ð.a.h VG

Hình II.6 : Sơ đồ tính nội lực của dầm ngang do tĩnh tải.
Kết quả tính toán thể hiện trong các bảng tính sau:
Bảng II.2 :
Các TTGH

γDC

DC2+DC3

TTGH CD I
TTGH SD II
TTGH mỏi

1.25
1
0

63.35
63.35
63.35

Σyi

DC1

Σ

DC4

Σ ydv

γDW

4.102
4.102
4.102

1.85
1.85
1.85

7.22

7.22
7.22

11.59 0.426
11.59 0.426
11.59 0.426

1.5
1
0

DW

Σyj

ML/2
(kN.m)

20.28 4.102
20.28 4.102
20.28 4.102

472.48
361.34
0

Bảng II.3 :
Các TTGH

γDC

DC2+DC3

Σyi

DC1

Σ

DC4

Σ
ydv

TTGH CD I
TTGH SD II
TTGH mỏi

1.25
1
0

63.35
63.35
63.35

2
2
2

1.85
1.85
1.85

3.8
3.8
3.8

11.59
11.59
11.59

1
1
1

γDW
1.5
1
0

DW

Σyj

Vg
kN

20.28
20.28

20.28

2
2
2

242.49
185.88
0

II.2.2 Nội lực do hoạt tải
Uh = m (γLL.ALL+IM.Σyi + γL.AL.Σ )
ALL+IM = 79,26(1+IM) khi tính cho TTGH mỏi hoặc ALL+IM = 107,24(1+IM) khi tính cho
các trạng thái giới hạn còn lại.

10


AL =

21,7kN.

với = 0,95 đối với TTGH cường độ
= 1,00 đối với TTGH sử dụng
= 1,00 đối với TTGH mỏi
m: hệ số làn xe
m =1,0 khi chất tải 2 làn xe. Đối với trạng thái mỏi ta không xét hệ số làn xe m.
600

1800

1200

600

1800

ALL
AL

7.6m

550 600

0.4

1.6

0.7

1800

1.9

1.6

0.7

0.4

Ð.a.h ML/2

1200

1800

600
ALL
AL

7.6m

0.138

0.217

0.454

0.612

0.849

0.928

1.0

Ð.a.h VG

11

Hình II.7: Sơ đồ tính nội lực của dầm ngang do hoạt tải.
Bảng II.4 : momen do hoạt tải
Các TTGH

γLL

1+IM

TTGH CD I
1,75
1,25
TTGH SD II
1,3
1,25
TTGH mỏi
0,75
1,15
Bảng II.5: lực cắt do hoạt tải

ALL

Σyi

γL

AL

107,24
107,24

79,26

4,6
4,6
4,6

1,75
1,3

21,7
21,7

γL

AL

Các TTGH

γLL

1+IM

ALL

TTGH CD I
TTGH SD II
TTGH mỏi

1,75
1,3

0,75

1,25
1,25
1,15

107,24
107,24
79,26

Σyi

2,132 1,75
2,132 1,3
2,132

21,7
21,7

II.2.3 Tổng hợp nội lực
Kết quả tính toán nội lực được tổng hợp trong bảng sau:
Bảng II.6: Tổng hợp lực cắt
Các TTGH
Vgtt, kN
Vght, kN
TTGH CD I
TTGH SD II
TTGH mỏi

Σ

6,9
6,9

M1/2, kN.m

Σ
3,198
3,198

VG, kN

1274,07
996,27
314,44

556.20
461,75
145,74

Vg, kN

242,49
185,88
0

556.20
461,75
145,74

798,69

647,63
145,74

M1/2tt, kN.m
472,48
361,34
0

M1/2ht, kN.m
1274,07
996,27
314,44

M1/2, kN.m
1746,55
1357,61
314,44

Bảng II.7: Tổng hợp momen
Các TTGH
TTGH CD I
TTGH SD II
TTGH mỏi

II.3. Kiểm tra tiết diện:
II.3.1 Trạng thái giới hạn cường độ I
- Yêu cầu mô men kháng uốn dẻo: Z
Φr.Mn ≥ Mu

(2.30)

Trong đó:
Φr: hệ số sức kháng, lấy theo Bảng 3.9 Tr.63 sách Thiết kế Cầu thép, với cấu kiện chịu uốn
Φr = 1,0
Mn: là sức kháng danh định đặc trưng cho tiết diện chắc.
Mp: là mômen chảy dẻo.
Ta có: Mn = Mp

12


Hình II.8: Mặt cắt ngang thép ngang
d
bf
tf
tw
F
Iy
Ix
Wx
(mm) (mm) (mm) (mm) (mm2)
(mm4)
(mm4)
(mm3)
800
250
24
16
24032
62756683 2374116011 5935290

Ta thấy:
Mp = Pf.(D/2+bf/2).2+ Pw.D/4 = 345.6000.388+345.12032.188=2386715520 N.mm
=2386,7 KN.m
=> đạt yêu cầu về mômen kháng uốn dẻo.
II.3.3 . Kiểm tra độ mảnh
II.3.3.1 Độ mảnh vách
Với tiết diện chắc:

Trong đó:
- Fyc: cường độ chảy dẻo nhỏ nhất. Fyc =345MPa.
- Dcp là chiều cao của bản bụng chịu nén tại lúc mômen chảy dẻo
DC = 0,5.(d-2tf) = 0,5.(800-2.24) = 376mm
- tw: là chiều dày bản bụng: tw = 16 mm.

13


II.3.3.2 Độ mảnh của biên chịu nén:
Công thức kiểm tra:

Trong đó:
- Fyc: cường độ chảy dẻo nhỏ nhất. Fyc = 345MPa.
- bf: bề rộng bản cánh chịu nén: bf = 250mm
- tf: chiều dày bản cách chịu nén: tf = 24 mm

II.3.4 Kiểm tra điều kiện chống cắt
- Sức kháng cắt của dầm Vr được lấy như sau:
Vr = φv.Vn
Trong đó:
+ φv: hệ số sức kháng, lấy theo Bảng 3.9 Tr.63 sách Thiết kế Cầu thép 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
như sau:

Nếu:

= 2,46.

Nếu:

Nếu:
Trong đó:

= 59,23 thì Vn = Vp= 0,58.Fyw.D.tw

= 3,07.

= 3,07.

= 73,92 thì Vn = 1,48.tw2.

= 73,92 thì Vn =

+ FYW: Sức kháng cắt danh định nhỏ nhất quy định của bản bụng, FYW = 345 Mpa.
14


+ D = (d-2.tf) = (800-2.24) = 752mm, tW = 16mm =>

= 47<59,23

=> Vr = Vp= 0,58.Fyw.D.tw = 0,58.345.752.16.10-3= 2407,60 kN
Ta thấy: Vr = 2407,60 kN> Vu = 798,69kN => Đạt.
- Thiết kế sườn tăng cường tại gối:
Khi: Vu > 0,75.φb.Vn
Trong đó:
+ Vu = 798,69kN: 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 = 2281,14 kN: sức kháng cắt danh định.
=> 0,75.φb.Vn = 0,75.1,0.2281,14= 1710,86kN > Vg = 798,69kN
Vậy không cần bố trí sườn tăng cường tại gối.
II.3.5 Yêu cầu cấu tạo
II.3.5.1. Tỷ số chung:
Đối với cấu kiện chịu uốn phải được cấu tạo theo tỷ lệ sao cho:

Trong đó:
+ Iy: là mômen quán tính của mặt cắt thép đối với trục thẳng đứng trong mặt phẳng của
bản bụng, Iy = 52297083 mm4.
+ Iyc: là mômen quán tính của bản cánh chịu nén của mặt cắt thép quanh trục đứng trong
mặt phẳng của bản bụng:

Đạt
II.3.5.2. Chiều dày các bộ phận
Chiều dày vách của tiết diện thép cán không nhỏ hơn 7 mm
15


tw =16 mm > 7 mm => Đạt
II.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 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
Trong đó:
+ ff: là ứng suất bản cánh dầm đàn hồi do tải trọng tính toán gây ra (MPa)
+ Fyf: là cường chảy nhỏ nhất quy định của bản cánh, Fyf = 345 MPa.
+ Theo mục trên ta chọn: Rb = 1,0, Rh = 1,0
Mômen lớn nhất của trạng thái giới hạn sử dụng :
+ M = 1327.94 kN.m

Vậy ff =

= 228.74 MPa ≤ 0,8.1.1.345 = 276 Mpa => Đạt.

II.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
II.3.7.1. 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,
thuộc đường nông thôn liên quốc gia => tỉ lệ xe tải trong luồng là 0,2
ADTT = 0,2.ADT = 0,2.(20000).(2 làn) = 8000 (xe/ngày).
Số xe tải trong một ngày cho một làn xe trung bình trong tuổi thọ thiết kế tính toán theo
biểu thức:
ADTTSL = p.ADTT
Trong đó:
+ p: là phần xe tải trong một làn đơn, lấy theo Bảng 3.11 Tr.68 sách Thiết kế Cầu thép, với 2
làn xe p= 0,85.
=> ADTTSL = 0,85.8000 = 6800 (xe/ngày).
Số chu kì ứng suất mỗi lần xe tải qua cầu:
16

N = 365.100.n.ADTTSL (phương trình 3.9 Tr.54)
= 365.100.1.6800
= 248,2.106 (chu kỳ)
Với chiều dài nhịp L=70m => n = 1,0
II.3.7.2. Biên độ ứng suất cho phép mỏi
Sức kháng mỏi danh định được tính theo biên độ ứng suất lớn nhất cho phép như sau:

(ΔF)n =

≥

(ΔF)TH

(A6.6.1.2.5)

(2.41)

Trong đó:
+ A: là hằng số mỏi thay đổi theo loại chi tiết mỏi, với chi tiết loại B => B = 39,3.10 11
Mpa.
+ N: là số chu kỳ cho một xe tải qua, N = 248,2.106 chu kỳ.
+(ΔF)TH: là hằng số ngưỡng biên độ ứng suất mỏi,với chi tiết loại B => (ΔF)TH = 110 MPa.

Ta tính được: (ΔF)n =

=25,11 MPa > (ΔF)TH =

.110 = 55 Mpa

Do đó ( F)n = 55 MPa.
II.3.7.3. 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 nhân với 2 vì sức kháng mỏi đã chia cho 2.
Mômen lớn nhất lớn nhất của dầm tính theo tải trọng mỏi:
M = 314,44kN.m

Từ đó: Δf =

=

= 52.98 MPa < 55Mpa => Đạt.

III. Thiết kế liên kết dầm ngang vào nút:
Chọn liên kết dầm ngang vào nút bằng 2 thép góc bố trí 2 bên sườn dầm và bằng bulông
cuờng độ cao. Ta tính số lượng bulông cần thiết như sau:
III.1 Công thức tính:
- Tính liên kết dầm ngang vào nút giàn dựa vào lực cắt có hệ số tại gối.
17


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

n≥
Trong đó:
+ Vg: lực cắt có hệ số lớn nhất tại gối, Vg = 798,69 kN
+ n: số lượng bulông cần thiết.
+ Rn: là sức kháng tính toán của một bu lông.

(2.49)

III.2 Tính Rn:
- Sức kháng trượt danh định của bu lông trong liên kết ma sát được tính như sau .
Rn = Kh KS NS Pt

(2.50)

Trong đó:
KS :
Kh :

hệ số điều kiện bề mặt qui định, chọn bề mặt loại B, KS = 0,33
hệ số kích thước lỗ, với lỗ tiêu chuẩn Kh = 1

NS :

số lượng mặt ma sát cho mỗi bulông.

Ns = 2

khi liên kết thép góc với sườn dầm ngang

Ns = 1

khi liên kết thép góc với giàn chủ

Pt

lực căng tối thiểu yêu cầu của bulông, với bulông 22 mm A490M, P t = 221 kN

- Sức kháng trượt danh định của bu lông khi liên kết thép góc với sườn dầm ngang :
Rn =1.0,33.2.221 = 145.86 kN.
- Sức kháng trượt danh định của bu lông khi liên kết thép góc với giàn chủ.
Rn =1.0,33.1.221 = 72.93 kN.
→ Sức kháng tính toán của bu lông khi liên kết thép góc với sườn dầm ngang
= Rn

=145,86.0,8 =116.69 kN

→ Sức kháng tính toán của bu lông khi liên kết thép góc với giàn chủ .
= Rn

=72,93.0,8 =58,34 kN

III.3 Tính số lượng bulông:
- Số lượng bulông liên kết thép góc với giàn chủ:

18


n1 ≥
=
= 13.69 bu lông
=> chọn số bulông là 18 bu lông và bố trí thỏa điều kiện cấu tạo.
- Số lượng bulông liên kết thép góc với sườn dầm ngang:

n2 ≥
=
= 6,85 bu lông

=> chọn số bulông là 9 bu lông và bố trí thỏa điều kiện cấu tạo.
Hình vẽ thể hiện dầm ngang liên kết vào giàn chủ được biểu diễn ở hình dưới đây :
Hình III.1 : Liên kết dầm ngang vào nút giàn chủ

19


Chương 3
THIẾT KẾ GIÀN CHỦ
I. Xác định nội lực các thanh qui tụ tại nút số 4:
I.1 Xác định tải trọng tác dụng lên giàn:
I.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 :

Trong đó:
: mô mên tại tiết diện một phần tư nhịp gây ra có kể đến xung kích và hệ số
phân phối ngang (N.mm)
: diện tích đường ảnh hưởng mô men tại một phần tư nhịp(mm)
- DC : trọng lượng BMC đường xe chạy và đường người đi tính cho 1m giàn chủ, N/mm.
(tính cho một giàn chủ chịu ) ( gồm có bản mặt cầu, đường người đi, lan can, đá vỉa)
DC = 38,50 + 2 1,4 + 4,24 = 45,54 (N/mm)
- DW: trọng lượng lớp phủ mặt cầu tính cho 1m giàn chủ .
DW = 10,76 (N/mm)
- L: nhịp tính toán của giàn, L = 70m = 70000 mm
- Fy: cường độ chảy nhỏ nhất của thép làm giàn
Dùng thép công trình M280 cấp 345 có Fy = 345Mpa
- γ: trọng lượng thể tích của thép, γ = 7,85 T/m3 = 78,5×10-6 N/mm3
- a, b: hệ số đặc trưng tải trọng, đối với cầu giàn đơn giản có đường xe chạy dưới a=b=3,5
Tính hệ số phân phối ngang của người và hoạt tải: dùng phương pháp đòn bẩy.

20


Hình III.1: Nguyên tắc đòn bẩy để xác định hệ số phân bố mômen của hoạt tải thiết kế
cho giàn chủ.
Ta có:
-Xét 1 làn xe chất tải :
mgLL=1,2×0,5× (0,849+0,612) = 0,877
-Xét 2 làn xe chất tải :
1800
mgLL=1,0×0,5(0,849+0,612+0,454+0,217)
= 1,066
Vậy mgL = mgLL = 1,066
mgPL = ΩPL = 0,5×(1,191+1,033)×1,2= 1,334
Tính kl/4 do xe tải và xe hai trục gây ra:

1200

21


3'

4

5'

6

7'

8

9'

10

2'

3

4'

5

6'

7

8'

9

10'

11m

2

11

70m
35

145

145

1

PL
9.3 kN/m
Ð.a.h ML/4

10.975

12.05

13.125

w =459.375

Hình III.2: Đường ảnh hưởng mômen mặt cắt 1/4 nhịp.

= 1,066×{1,25×[145×(13,125+12,05)+35×10,975]+9,3×459,375}+1,334×3×459,375
= 11768,54 kNm=11768,54×106 Nmm
Thay tất cả vào công thức ta có:

Trọng lượng thép của hệ liên kết, thường được xem là một hàm số của trọng lượng giàn .

ggl = α.DCg = 0,1×4,836= 0,4836 N/mm
I.1.2. Tĩnh tải tác dụng lên giàn chủ
Tĩnh tải tác dụng lên 1 nữa giàn trên 1m dài bao gồm.
-Trọng lượng của BMC ( phần xe chạy và đường người đi):
DC(bmc) = 0,5×38,50 = 19,25 kN/m
-Trọng lượng của lớp phủ mặt cầu ( phần xe chạy và đường người đi):
DW(lpmc) = 0,5×10,76 = 5,38 kN/m
-Trọng lượng bó vĩa: DC(bv) = 0,5×1,66 = 0,83 kN/m
22


-Trọng lượng dầm dọc (4 dầm): DC(dd) = 0,5×0,9×4 = 1, 8 kN/m
-Trọng lượng dầm ngang : DC(dn) =0,5.1,85.7.11/70= 1,02 kN/m
-Trọng lượng giàn: DC(dc) = 0,5×4,836 = 2,418 kN/m
-Trọng lượng hệ liên kết: DCLK = 0,5×0,4836 = 0,2418 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(dn) + DC(dd)+ DC(lc,tv) + DC(bv) = 25.56 kN/m
Gọi DW là tĩnh tải do các lớp phủ mặt cầu gây ra:
DW = DW(lpmc) = 5,38 kN/m
Đường ảnh hưởng của các thanh qui tụ tại nút:

A 1

2

3'

4

5'

6

7'

8

9'

10

11'

12

2'

3

4'

5

6'

7

8'

9

10'

11

12'

13 B

110 110
35
0.949

1.099
1.078
1.024

1.221

145 145

Ð.a.h N1-2

110 110
35

Ð.a.h N1-2'

0.544

0.587

0.630

0.618

0.700

145 145

Hình II.3 : Đường ảnh hưởng nội lực các thanh qui tụ tại nút số 4.
DAH N1-2 :

DAH N1-2’:
: 0

195,51

: 341,05

0

: 0

0

: 239,47
+

A :0

A- : 39,56

137,28
+

A : 21,74
A- : 0

23


I.2 Tổ hợp nội lực:
I.2.1 Nội lực do tĩnh tải chưa hệ số
Công thức tính: NDC = DC.∑A
NDW = DW.∑A
Kết quả tính toán cho ở bảng:
Bảng III.1: Bảng tính nội lực do tĩnh tải ( chưa hệ số )
Thanh
ΣA
DC
NDC,kN
DW
NDW, kN
1-2
-39.56
25.56
1011.15
5.38
-212.8
1-2’

21.74

25.56

555.67

5.38

116.96

I.2.2 Nội lực do hoạt tải chưa hệ số, chưa kể lực xung kích
Công thức tính: NLL = mgL.∑Pi.yi
NL = mgL.L.A
NPL =gPL.PL.APL
Trong đó: PL=3 KN/m2.
Bảng III.2: Nội lực do hoạt tải chưa hệ số , chưa kể lực xung kích
Dấu
gPL
PL
của
NLL,
NL ,
KN/m2
Thanh ĐAH mgL
ΣPi.yi
kN
A
mgL
L

kN
Âm
1.245 -341.05 -424.61 -39.56 1.245
9.3
-458.05 1.559
3
1-2 Dương 1.245
0
0
0
1.245
9.3
0
1.559
3
Âm
1.245
0
0
0
1.245
9.3
0
1.559
3
1-2’ Dương 1.245 195.51
243.40
21.74
1.245
9.3

251.72 1.559
3

NPL
KN
-185.02
0
0
101.68

II. Chọn tiết diện thanh:
II.1 Tính nội lực:
Dựa vào tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn thứ nhất (trạng thái giới hạn cường độ I)
để xác định tiết diện thanh.
II.1.1 Nội lực do tĩnh tải
Nt = γDC. NDC + γDW. NDW
Trong đó:
+ γDC, γDW: là hệ số tải trọng được chọn theo 2 trị số >1 và <1 để gây ra nội lực bất lợi nhất
trong thanh, được lấy theo bảng tr.50 sách Cầu thép:
Bảng III.3: Giá trị các hệ số tải trọng
γDC
γDW
ma mi ma
min
x
n
x
24

1.2
5

0.9

0.6
5

1.5

+ NDC, NDW: nội lực trong thanh do DC và DW không hệ số gây ra.
Bảng III.4: Nội lực do tĩnh tải khi có hệ số
NDW,
Thanh
γDC
NDC,kN
γDW
kN
Nt, kN
1.25
1.5
-1583.14
1-2
0.9
-1011.15
0.65
-212.8 -1048.36
1.25
1.5
870.03

1-2’
0.9
555.67
0.65
116.96 576.13
II.1.2 Nội lực do hoạt tải
Nh = γLL.(1+IM).NLL + γL.NL + γPL.NPL
Trong đó:
γLL = γL = 1,75: hệ số tải trọng của hoạt tải.
NLL, NL: nội lực thanh do xe tải thiết kế, tải trọng làn.
(1+IM): lực xung kích, với trạng thái giới hạn cường độ I, (1+IM) = 1,25.
Bảng III.5 : Nội lực do hoạt tải
Thanh

12

12'

Dấu
của
ĐAH
Âm
Dươn
g
Âm
Dươn
g

γLL

1+IM

NLL
(kN)

γL

NL
(kN)

γPL

NPL
(kN)

Nh,kN

1,75

1,25

-424.61

1,75

-458.05

1,75

-185.02

-2054.21

1,75
1,75

1,25
1,25

0
0

1,75
1,75

0
0

1,75
1,75

0
0

0,00
0.00

1,75

1,25

243.40

1,75

251.72

1,75

101.68

1150.89

II.1.3. Tổng hợp nội lực theo TTGHCĐ I
Bảng III.6: Tổng hợp nội lực theo TTGHCĐ I
Nt, kN

Than
h
1-2

γ>1
-1583.14

γ<1
-1048.36

1-2’

870.03

576.13

Nh, kN
N , kN Nh-, kN
0,00
-2054.21
1150.8
9
0
+
h

N, kN
Nnén, kN
Nkéo, kN
-3637.35
-1048.36
556.76

2020.92

25