Kct1234.docx

TRƯỜNG ĐẠI HỌC GTVT KHOA CÔNG TRÌNH BỘ MÔN KẾT CẤU THIẾT KẾ MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP : CAO MAI HƯƠNG : NGUYỄN HẬU CẦN :151102332 : Công trình GTTP- K56

Giáo viên hướng dẫn Sinh viên thực hiện Mã sinh viên Lớp I. NHIỆM VỤ THIẾT KẾ. Thiết kế một dầm chủ, cầu nhịp giản đơn trên đường oto, mặt cắt chữ I dầm thép ghép hàn trong nhà máy và lắp ráp mối nối công trường bằng bulông CĐC, không liên hợp. II. CÁC SỐ LIỆU CHO TRƯỚC. 1. Chiều dài nhịp dầm: L = 11 m 2. Số làn xe thiết kế: nL = 2 làn 3. Khoảng cách giữa các dầm chủ: Sd = 2.1 m 4. Tĩnh tải bản bê tông cốt thép mặt cầu wDC2 = 7.5 kN/m 5. Tĩnh tải lớp phủ mặt cầu và các tiện ích trên cầu wDW = 6.1 kN/m 6. Hoạt tải xe ôtô thiết kế: HL – 93 7. Số lượng giao thông trung bình hàng ngày/một làn: ADT = 2.0106 xe/ngày/làn 8. Hệ số triết giảm của HL - 93: m = 1.0 9. Hệ số phân bố ngang tính cho mô men: mgM = 0.68 10. Hệ số phân bố ngang tính cho lực cắt: mgV = 0.5 11. Hệ số phân bố ngang tính cho độ võng: mgD = 0.5 12. Hệ số phân bố ngang tính cho mỏi: mgF = 0.5 13. Tỷ lệ xe tải trong luồng: ktruck = 0.2 14. Độ võng cho phép của hoạt tải: cp = L/800 15. Vật liệu: + Thép chế tạo dầm: ASTM A709M cấp 345 + Bu lông CĐC: ASTM A490M 16. Tiêu chuẩn thiết kế: 22TCN272-05 III. NỘI DUNG TÍNH TOÁN THIẾT KẾ A. Phần thuyết minh: 1. Chọn kích thước cho mặt cắt ngang dầm; 2. Tính và vẽ biểu đồ bao mô men, lực cắt do tải trọng gây ra; 3. Kiểm tra dầm theo các TTGH: Cường độ I, Sử dụng và Mỏi; 4. Tính toán và thiết kế sườn tăng cường; 5. Tính toán và thiết kế mối nối công trường; B. Phần bản vẽ: 1. Vẽ mặt cắt chính dầm, các mặt cắt ngang đặc trưng; 2. Tách chi tiết các tấm thép chế tạo dầm, bảng thống kê khối lượng vật liệu dầm, các ghi chú nếu có; 3. Bản vẽ thể hiện trên khổ giấy A3 hoặc A1;

Bài Làm. I-XÁC ĐỊNH SƠ BỘ KÍCH THƯỚC MẶT CẮT DẦM. Mặt cắt dầm được lựa chọn theo phương pháp thử - sai, tức là ta chọn lần lượt kích thước mặt cắt dầm dựa vào kinh nghiệm và các quy định khống chế của tiêu chuẩn thiết kế rồi kiểm toán lại. Nếu không đạt thì ta phải chọn và kiểm toán lại. Quá trình được lặp lại cho đến khi thỏa mãn. tS

bc tc

d

bc tc

th

D tw

tw

D

d

tt bt Mặt cắt dầm không liên hợp.

tt bt Mặt cắt dầm liên hợp.

1.Chiều cao dầm d (mm): - Chiều cao của dầm chủ có ảnh hưởng rất lớn đến giá thành công trình, do đó phải cân nhắc kỹ khi chọn giá trị này. Ở đây chiều cao dầm được chọn không thay đổi trên suốt chiều dài nhịp. Đối với cầu đường ô tô, nhịp giản đơn ta có thể chọn sơ bộ theo công thức kinh nghiệm như sau:  Đối với cầu dầm giản đơn, tiết diện chữ I, thép không liên hợp với bản BTCT thì: 1 1 Ta thường chọn: 𝑑 = (20 ÷ 10) 𝐿, 𝑚𝑚 Mà 𝐿 = 11 𝑚 ⇒ 𝑑 = (550 ÷ 1100)𝑚𝑚 Vậy, ta chọn: d = 800 mm. 2.Bề rộng bản cánh:bf Chiều rộng bản cánh dầm được lựa chọn sơ bộ theo công thức kinh nghiệm sau: 1 1 𝑏𝑓 = (2 ÷ 3) 𝑑, 𝑚𝑚 Do ta chọn d = 800mm, nên 𝑏𝑓 = (266.67 ÷ 400)𝑚𝑚. Vậy, ta chọn: 𝑏𝑓 = 400𝑚𝑚. 𝐶ℎ𝑖ề𝑢 𝑟ộ𝑛𝑔 𝑏ả𝑛 𝑐á𝑛ℎ 𝑡𝑟ê𝑛 𝑐ℎị𝑢 𝑛é𝑛: 𝑏𝑐 = 400𝑚𝑚. Hay { 𝐶ℎ𝑖ề𝑢 𝑟ộ𝑛𝑔 𝑏ả𝑛 𝑐á𝑛ℎ 𝑑ướ𝑖 𝑐ℎị𝑢 𝑘é𝑜: 𝑏𝑡 = 400𝑚𝑚.

3.Chiều dày bản cánh và bản bụng dầm. Theo quy định của quy trình A6.7.3 thì chiều dày tối thiểu của bản cánh và bản bụng dầm tối thiểu là 8mm hay: 8𝑚𝑚 ≤ 𝑡𝑤 ≤ 𝑡𝑓 ≤ 30𝑚𝑚. Chiều dày tối thiểu này là do chống gỉ và yêu cầu vận chuyển, tháo lắp trong thi công. Vậy, theo điều kiện trên ta chọn: 𝑡𝑤 = 14𝑚𝑚 𝑣à 𝑡𝑓 = 25𝑚𝑚. Hay Chiều dày bản cánh trên chịu nén: 𝑡𝑐 = 25𝑚𝑚. Chiều dày bản cánh dưới chịu nén: 𝑡𝑡 = 25𝑚𝑚. Chiều dày bản bụng dầm: 𝑡𝑤 = 14𝑚𝑚. Do đó, chiều cao của bản bụng (vách dầm) sẽ là: D = 750mm. Vậy ta có mặt cắt ngang dầm sau khi đã chọn kích thước sơ bộ: 400 25

800 750 14

25 400 Mặt cắt ngang dầm đã chọn. 4. Tính các đặc trưng hình học của mặt cắt dầm. Đặc trưng hình học của mặt cắt dầm được tính toán và lập thành bảng sau: Mặt cắt Cánh trên Bản bụng Cánh dưới Tổng

𝐴𝑖 (𝑚𝑚2 ) ℎ𝑖 (𝑚𝑚) 𝐴𝑖 . ℎ𝑖 (𝑚𝑚3 ) 10000 10500 10000 30500

787.5 400 12.5 1200

7875000 4200000 125000 12200000

𝐼𝑜𝑖 (𝑚𝑚4 )

𝐴𝑖 . 𝑦𝑖2 (𝑚𝑚4 )

𝐼𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 (𝑚𝑚4 )

520833.3333 492187500 520833.3333 493229166.7

1501562500 0 1501562500 3003125000

1502083333 492187500 1502083333 3496354167

Trong đó: 𝐴𝑖 - diện tích phần tiết diện thứ i (𝑚𝑚2 ). ℎ𝑖 - khoảng cách từ trọng tâm từng phần tiết diện thứ i đến đáy dầm (𝑚𝑚). 𝐼𝑜 - moomen quán tính của từng phần tiết diện dầm thứ i đối với trục nằm ngang đi qua trọng tâm của nó (𝑚𝑚4 ). ℎ𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 – khoảng cách từ trọng tâm mặt cắt dầm (nhóm các phần tiết diện dầm) đến đáy bản cánh dưới dầm (𝑚𝑚).

ℎ𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝑦̅ =

∑(𝐴𝑖 𝑥 ℎ𝑖 )

(𝑚𝑚).

∑ 𝐴𝑖

y- khoảng cách từ trọng tâm của từng bộ phận đến trọng tâm của mặt cắt dầm (𝑚𝑚). 𝑦 = |𝑦̅ − ℎ| 𝐼𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝐼𝑜𝑖 + 𝐴𝑖 . 𝑦𝑖2 Từ đó ta tính được: Mặt cắt Dầm thép

𝑦𝑡𝑜𝑝 𝑦𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑 𝑦𝑏𝑜𝑡 (𝑚𝑚) (𝑚𝑚) (𝑚𝑚) 400.00

400.00

Trong đó: thép(𝑚𝑚).

387.50

𝑦𝑡𝑜𝑝𝑚𝑖𝑑 (𝑚𝑚) 387.50

(𝑚𝑚). (𝑚𝑚4 ).

𝑆𝑏𝑜𝑡 (𝑚𝑚3 )

𝑆𝑡𝑜𝑝 (𝑚𝑚3 )

8740885.42 8740885.42

𝑆𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑 (𝑚𝑚3 )

𝑆𝑡𝑜𝑝𝑚𝑖𝑑 (𝑚𝑚3 )

9022849.46

9022849.46

𝑦𝑏𝑜𝑡 – khoảng cách từ trọng tâm mặt cắt dầm đến đáy bản cánh dưới đầm 𝑦𝑡𝑜𝑝 - khoảng cách từ trọng tâm mặt cắt dầm đến đỉnh bản cánh trên dầm

thép (𝑚𝑚). 𝑦𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑 - khoảng cách từ trọng tâm mặt cắt dầm đến trọng tâm bản cánh dướidầmthép(𝑚𝑚). 𝑦𝑡𝑜𝑝𝑚𝑖𝑑 - khoảng cách từ trọng tâm mặt cắt dầm đến trọng tâm bản cánh trên dầmthép(𝑚𝑚). 𝑆𝑏𝑜𝑡 – mô men kháng uốn của mặt cắt dầm ứng với 𝑦𝑏𝑜𝑡 (𝑚𝑚3 ). 𝑆𝑡𝑜𝑝 - mô men kháng uốn của mặt cắt dầm ứng với 𝑦𝑡𝑜𝑝 (𝑚𝑚3 ). 𝑆𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑 - mô men kháng uốn của mặt cắt dầm ứng với 𝑦𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑 (𝑚𝑚3 ). 𝑆𝑡𝑜𝑝𝑚𝑖𝑑 - mô men kháng uốn của mặt cắt dầm ứng với 𝑦𝑡𝑜𝑝𝑚𝑖𝑑 (𝑚𝑚3 ). 5. Tính toán trọng lượng bản thân dầm.  Ta có:  Diện tích mặt cắt ngang dầm thép: A = 30500 (𝑚𝑚2 ).  Trọng lượng riêng của thép làm dầm: 𝛾𝑠 = 78.5 (𝑘𝑁/𝑚3 ).  Trọng lượng bản thân dầm thép: 𝑤𝐷𝐶1 = 𝐴 𝑥 𝛾𝑠 −6 ⇒ 𝑤𝐷𝐶1 = 30500. 10 𝑥 78.5 = 2.39 (𝑘𝑁/𝑚2 ). II. TÍNH TOÁN VÀ VẼ BIỂU ĐỒ BAO NỘI LỰC. 1. Công thức tổng quát: Mômen và lực cắt tại tiết diện bất kỳ được tính theo công sau:  Đối với Trạng thái giới hạn cường độ I: Mi = η {1.25𝑤𝑑𝑐 +1.5𝑤𝑑𝑤 + 𝑚𝑔𝑀 [1.75LLI+ 1.75m.𝐿𝐿𝑀 (1 + IM)]}𝐴𝑀𝑖 = 𝑀𝑖𝐷𝐶 + 𝑀𝑖𝐷𝑊 + 𝑀𝑖𝐿𝐿 Vi = η {(1.25𝑤𝑑𝑐 +1.50𝑤𝑑𝑤 )𝐴𝑉𝑖 + 𝑚𝑔𝑄 [1,75+1,75.m. 𝐿𝐿𝑄 (1+IM)]𝐴1𝑖 } = 𝑉𝑖𝐷𝐶 + 𝑉𝑖𝐷𝑊 + 𝑉𝑖𝐿𝐿  Đối với Trạng thái giới hạn sử dụng: Mi = 1x{1. 𝑤𝑑𝑐 + 1. 𝑤𝑑𝑤 + 𝑚𝑔𝑀 [1,3.𝐿𝐿𝐼 + 1,3. m.𝐿𝐿𝑀 (1 + IM)]}𝐴𝑀𝑖 𝐷𝐶 + 𝑀𝑖𝐷𝑊 + 𝑀𝑖𝐿𝐿 = 𝑀𝑖 Vi = 1x{(1.𝑤𝑑𝑐 + 1.𝑤𝑑𝑤 )𝐴𝑉𝑖 + 𝑚𝑔𝑄 [1,3.𝐿𝐿𝐼 + 1,3.m.𝐿𝐿𝑄 (1 + IM)]𝐴1,𝑉𝑖 } = 𝑉𝑖𝐷𝐶 + 𝑉𝑖𝐷𝑊 + 𝑉𝑖𝐿𝐿

Trong đó: 𝑤𝑑𝑐 , 𝑤𝑑𝑤 : Tĩnh tải rải đều và trọng lượng bản thân của dầm (kN.m). 𝐴𝑀𝑖 : Diện tích đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt thứ i. AVi: Tổng đại số diện tích đường ảnh hưởng lực cắt. 𝐴1,𝑉𝑖 : Diện tích phần lớn hơn trên đường ảnh hưởng lực cắt. LLM: Hoạt tải tương ứng với đ.ả.h mômen tại mặt cắt thứ i. LLQ: Hoạt tải tương ứng với đường ảnh hưởng lực cắt tại mặt cắt thứ i. mgM, mgQ : Hệ số phân bố ngang tính cho momen, lực cắt. 𝐿𝐿𝐼 = 9,3 KN/m : Tải trọng làn rải đều (1+IM)=(1+0,25) : Hệ số xung kích. η: Hệ số điều chỉnh tải trọng xác định bằng công thức:

   d  R l  0,95

Với đường quốc lộ và trạng thái giới hạn cường độ: ηd=0,95; ηR=1,05; ηl=0,95 => η = 0,95 Với trạng thái giới hạn sử dụng η = 1. 2.Tính toán M, V theo phương pháp đah.  Chia dầm thành các đoạn bằng nhau:  Chọn số đoạn dầm: 𝑁𝑑𝑑 = 10 đ𝑜ạ𝑛.  Chiều dài mỗi đoạn: 𝐿𝑑𝑑 = 1.1 𝑚. Theo đó ta có mô hình chia dầm thành các đoạn và đánh số thứ tự mặt cắt như hình sau: 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

 Trị số đường ảnh hưởng mômen (Đ𝑎ℎ 𝑀𝑖 ) được tính toán theo bảng sau: Mặt cắt 1 2 3 4 5

𝑥𝑖 (𝑚) 1.1 2.2 3.3 4.4 5.5

Đ𝑎ℎ 𝑀𝑖 (𝑚) 0.99 1.76 2.31 2.64 2.75

Trong đó: 𝑥𝑖 − khoảng cách từ gối đến mặt cắt thứ i (𝑚). Đ𝑎ℎ 𝑀𝑖 – tung độ đường ảnh hưởng 𝑀𝑖 (𝑚). 𝐴𝑀𝑖 – diện tích đường ảnh hưởng 𝑀𝑖 (𝑚2 ).

𝐴𝑀𝑖 (𝑚2 ) 5.445 9.680 12.705 14.520 15.125

Đường ảnh hưởng M tại các mặt cắt dầm như sau:























   





Ta lập bảng tính Mi như sau: Bảng trị số moomen theo TTGHCĐI. Mặt cắt 1 2 3 4 5

Xi (m) 1.1 2.2 3.3 4.4 5.5

𝛼𝑖

𝐴𝑀𝑖

𝐿𝐿𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘 𝑀𝑖

𝑑𝑒𝑚 𝐿𝐿tan 𝑀𝑖

𝑀𝑖𝐷𝐶

𝑀𝑖𝐷𝑊

𝑀𝑖𝐿𝐿

𝑀𝑖𝐶𝐷

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

𝑚2 5.445 9.680 12.705 14.520 15.125

KN/m 41.882 39.954 37.892 35.696 33.500

KN/m 37.528 37.236 36.800 36.220 35.640

KN.m 63.816 113.450 148.903 170.175 177.266

KN.m 47.212 83.933 110.162 125.900 131.145

KN.m 378.558 646.684 811.845 893.601 918.469

KN.m 489.586 844.067 1070.910 1189.676 1226.880

Bảng trị số moomen theo TTGHSD. Mặt cắt 1 2 3

Xi (m)

𝛼𝑖

1.10 0.100 2.20 0.200 3.30 0.300

𝐴𝑀𝑖

𝐿𝐿𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘 𝑀𝑖

𝑑𝑒𝑚 𝐿𝐿tan 𝑀𝑖

𝑀𝑖𝐷𝐶

𝑀𝑖𝐷𝑊

𝑀𝑖𝐿𝐿

𝑀𝑖𝑆𝐷

𝑚2 5.445 9.680 12.705

KN/m 41.882 39.954 37.892

KN/m 37.528 37.236 36.800

KN.m 53.874 95.776 125.706

KN.m 33.215 59.048 77.501

KN.m 296.757 506.945 636.417

KN.m 383.846 661.770 839.624

4 5

4.40 0.400 5.50 0.500

14.520 15.125

35.696 33.500

36.220 35.640

143.665 149.651

88.572 92.263

700.507 720.001

932.744 961.914

Biểu đồ bao mô men ở TTGHCĐI như sau:

489.586

844.067

1070.910

1189.676

1226.880

1189.676

1070.910

844.067

489.586

 Trị số đường ảnh hưởng lực cắt (Đ𝑎ℎ 𝑉𝑖 ) được tính toán theo bảng sau: Mặt cắt 0 1 2 3 4 5

𝑥𝑖 (𝑚) 0.000 1.100 2.200 3.300 4.400 5.500

Đ𝑎ℎ 𝑉𝑖 (𝑚) 1.000 0.900 0.800 0.700 0.600 0.500

𝐴𝑉𝑖 (𝑚2 ) 5.500 4.400 3.300 2.200 1.100 0.000

𝐴1,𝑉𝑖 (𝑚2 ) 5.500 4.455 3.520 2.695 1.980 1.375

Trong đó: 𝑥𝑖 − khoảng cách từ gối đến mặt cắt thứ i (𝑚). Đ𝑎ℎ 𝑉𝑖 – tung độ phần lớn hơn của đường ảnh hưởng 𝑉𝑖 (𝑚). 𝐴𝑉𝑖 – tổng diện tích đường ảnh hưởng 𝑉𝑖 (𝑚2 ). 𝐴1,𝑉𝑖 – diện tích phần ảnh hưởng 𝑉𝑖 ( phần diện tích lớn) (𝑚2 ).

Đường ảnh hưởng V tại các mặt cắt dầm như sau: 0

S¬ ®å

1

2

3

5

4

7

6

8

9

10

1,0

§ .a.h V

0

§ .a.h V

1

§ .a.h V

2

§ .a.h V

3

0,9

0,1 0,8 0,2

0,7 0,3

§ .a.h V

0,6

4

0,4

§ .a.h V

0,5

5

0,5

Ta lập bảng tính Vi như sau: Bảng trị số lực cắt theo TTGHCĐI. Mặt 𝑋𝑖 cắt (m) 0 1 2 3 4 5

𝐿𝑖 (m)

0.0 11.0 1.1 9.9 2.2 8.8 3.3 7.7 4.4 6.6 5.5 5.5

𝐴𝑉𝑖 (𝑚2 )

𝐴1,𝑉𝑖 (𝑚2 )

𝑑𝑒𝑚 𝐿𝐿𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘 𝐿𝐿tan 𝑉𝑖 𝑉𝑖 (kN/m) (kN/m)

5.5 4.4 3.3 2.2 1.1 0.0

5.500 4.455 3.520 2.695 1.980 1.375

43.810 46.799 50.124 54.337 59.258 64.075

37.820 41.787 46.680 52.857 60.882 71.720

𝑉𝑖𝐷𝐶 (kN)

𝑉𝑖𝐷𝑊 (kN)

𝑉𝑖𝐿𝐿 (kN)

𝑉𝑖𝐶Đ (kN)

64.460 51.568 38.676 25.784 12.892 0.000

47.689 38.151 28.614 19.076 9.538 0.000

292.154 250.446 210.014 172.560 140.210 112.814

404.303 340.166 277.304 217.420 162.640 112.814

Bảng trị số lực cắt theo TTGHSD. Mặt cắt

𝑋𝑖 (m)

𝐿𝑖 (m)

𝐴𝑉𝑖 (𝑚2 )

𝐴1,𝑉𝑖 (𝑚2 )

𝑑𝑒𝑚 𝐿𝐿𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘 𝐿𝐿tan 𝑉𝑖 𝑉𝑖 (kN/m) (kN/m)

0 1 2 3 4 5

0.0 1.1 2.2 3.3 4.4 5.5

11.0 9.9 8.8 7.7 6.6 5.5

5.5 4.4 3.3 2.2 1.1 0.0

5.500 4.455 3.520 2.695 1.980 1.375

43.810 46.799 50.124 54.337 59.258 64.075

37.820 41.787 46.680 52.857 60.882 71.720

𝑉𝑖𝐷𝐶 (kN)

𝑉𝑖𝐷𝑊 (kN)

𝑉𝑖𝐿𝐿 (kN)

𝑉𝑖𝑆𝐷 (kN)

54.418 43.535 32.651 21.767 10.884 0.000

33.550 26.840 20.130 13.420 6.710 0.000

229.023 196.328 164.633 135.272 109.913 88.437

316.992 266.703 217.414 170.460 127.507 88.437

Ta vẽ biểu đồ bao lực cắt ở trạng thái giới hạn cường độ I:

112.814

162.640

217.420

277.304

340.166

404.303

404.303

340.166

277.304

217.420

162.640

112.814

III, KIỂM TOÁN DẦM THEO TTGHCĐI. 1, Kiểm toán điều kiện chịu momen uốn. a, Tính toán ứng suất trong các bản cánh dầm thép. Ta lập bảng tính toán ứng suất trong các bản cánh dầm thép tại mặt cắt giữa nhịp dầm ở TTGHCĐI như sau: Mặt cắt

M (𝑁. 𝑚𝑚)

𝑆𝑏𝑜𝑡 (𝑚𝑚3 )

𝑆𝑡𝑜𝑝 (𝑚𝑚3 )

𝑆𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑 (𝑚𝑚3 )

𝑆𝑡𝑜𝑝𝑚𝑖𝑑 (𝑚𝑚3 )

Dầm thép

1229955121.4

8740885.4

8740885.4

9022849.46

9022849.46

𝑓𝑡𝑜𝑝 𝑓𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑 𝑓𝑡𝑜𝑝𝑚𝑖𝑑 𝑓𝑏𝑜𝑡 (𝑀𝑃𝑎) (𝑀𝑃𝑎) (𝑀𝑃𝑎) (𝑀𝑃𝑎) 140.71

140.7

Trong đó: 𝑓𝑏𝑜𝑡 - ứng suất tại đáy bản cánh dưới dầm thép (MPa). 𝑓𝑡𝑜𝑝 - ứng suất tại đỉnh bản cánh trên dầm thép (MPa). 𝑓𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑 - ứng suất tại điểm giữa bản cánh dưới dầm thép (MPa). 𝑓𝑡𝑜𝑝𝑚𝑖𝑑 - ứng suất tại điểm giữa bản cánh trên dầm thép (MPa).

136.3

136.3

b, Tính moomen chảy của tiết diện. Mômen chảy cuartieets diện không liên hợp được tính theo công thức: 𝑀𝑦 = 𝐹𝑦 𝑥 𝑆𝑁𝐶 Trong đó: 𝐹𝑦 – Cường độ chảy nhỏ nhất theo quy định của thép làm dầm (MPa). 𝑆𝑁𝐶 – Mômen kháng uốn của tiết diện không liên hợp (𝑚𝑚3 ). Ta có: 𝐹𝑦 = 345 (𝑀𝑃𝑎). 𝑆𝑁𝐶 = 8740885.4 (𝑚𝑚3 ). Vậy ta có: 𝑀𝑦 = 345 𝑥 8740885.4 =3015605463 N.mm c, Tính mômen dẻo của tiết diện.  Chiều cao bản bụng chịu nén tại mômen dẻo được xác định như sau:  Với tiết diện đối xứng kép, do đó: 𝐷𝑐𝑝 = 𝐷⁄2 ⇒ 𝐷𝑐𝑝 = 375 𝑚𝑚.  Khi đó mômen dẻo của tiết diện không liên hợp được tính theo công thức: 𝐷 𝐷 𝑡 𝐷 𝑡 𝑀𝑝 = 𝑃𝑤 . ( 4 ) + 𝑃𝑐 . ( 2 + 2𝑐) + 𝑃𝑡 . ( 2 + 2𝑡 ) Trong đó: 𝑃𝑤 − lực dẻo của bản bụng (N). 𝑃𝑤 = 𝐹𝑦𝑤 . 𝐴𝑤 = 345 x 10500 = 3622500 (N). 𝑃𝑐 − lực dẻo của bản cánh trên chịu nén (N). 𝑃𝑐 = 𝐹𝑦𝑐 . 𝐴𝑐 = 345 x 10000 = 3450000 (N). 𝑃𝑡 − lực dẻo của bản cánh du chịu nén (N). 𝑃𝑡 = 𝐹𝑦𝑡 . 𝐴𝑡 = 345 x 10000 = 3450000(N). 750

750

25

Vậy ta có: 𝑀𝑝 = 3622500. ( 4 ) + 3450000. ( 2 + 2 ) + 3450000. ( 𝑀𝑝 = 3352968750 N.mm d, Kiểm toán sự cân xứng của tiết diện. Tiết diện I chịu uốn phải được cấu tạo cân xứng sao cho: 𝐼𝑦𝑐 0,1 ≤ 𝐼 ≤ 0,9 (1)

750 2

+

25 2

)

𝑦

Trong đó: 𝐼𝑦 – Momen quán tính của tiết dầm thép đối với trục thằng đứng đi qua trọng tâm của bản bụng (𝑚𝑚4 ). 𝐼𝑦𝑐 − Momen quán tính của bản cánh chịu nén của mặt cắt thép quanh trục thẳng đứng đi qua trọng tâm của bản bụng (𝑚𝑚4 ). Ta có: 4 𝐼𝑦𝑐 = 133333333.33 𝑚𝑚 𝐼𝑦 = 266883900 𝑚𝑚4 𝐼𝑦𝑐 133333333.33 = = 0.5 ⇒ ĐẠ𝑻. 𝐼𝑦 266883900 Kết hợp với điều kiện (𝟏) { e, Kiểm toán độ mảnh của vách đứng. Ngoài nhiệm vụ chống cắt, vách đứng còn có chức năng tạo cho bản biên đủ xa để chịu uốn có hiệu quả. Khi một tiết diện I chịu uốn, có hai khả năng hư hỏng xuất hện trong vách đứng. Đó là vách đứng có thể nất ổn định nhu một cột thẳng đứng chịu ứng suất nén có bản biên đỡ hoặc có thể mất ổn định như một tấm do ứng suất dọc trong mặt phẳng uốn.Bản bụng dầm được cấu tạo sao cho thỏa mãn điều kiện:

2𝐷𝑐 𝑡𝑤

𝐸

≤ 6,77. √𝑓

(2).

𝑐

Trong đó: 𝑓𝑐 − ứng suất ở giữa bản cánh chịu nén do tải trọng ở TTGHCĐ I gây ra (MPa). 𝐷𝑐 − chiều cao của bản bụng chịu nén trong phạm vi đàn hồi (mm). 𝐷 Ta có: Đối với tiết diện không liên hợp đối xứng kép thì 𝐷𝑐 = 2 𝐷𝑐 = 375 𝑚𝑚 Theo trên ta có: 𝑓𝑐 = 136, 32(𝑀𝑃𝑎) 2𝐷𝑐 2 𝑥 375 = = 53.57 𝑡𝑤 14 3,76. √ {

⇒ ĐẠ𝑻. 𝐸 200000 = 3,76. √ = 90.53 𝐹𝑦𝑐 345

Kết hợp với điều kiện (𝟐)

f, Kiểm tra tiết diện là đặc chắc, không đặc chắc hay mảnh.  Kiểm toán độ mảnh của vách đứng có mặt cắt đặc chắc. - Độ mảnh của vách đứng, để đảm bảo tiết diện là đặc chắc phải thỏa mãn điều kiện sau:

2𝐷𝑐𝑝 𝑡𝑤

𝐸

≤ 3,76. √𝐹

(3)

𝑦𝑐

Trong đó: 𝐹𝑦𝑐 − cường độ chảy nhỏ nhất theo quy định của bản cánh chịu nén (MPa). 𝐷𝑐𝑝 − chiều cao của bản bụng chịu nén tại lúc momen dẻo (mm). 𝐷

Ta có: 𝐷𝑐𝑝 = 2 = 375 𝑚𝑚 𝑡𝑤 = 14 𝑚𝑚 𝐹𝑦𝑐 = 345 (𝑀𝑃𝑎) 𝐸 = 200000 𝑀𝑃𝑎 2𝐷𝑐𝑝 2 𝑥 375 = = 53.57 𝑡𝑤 14 3,76. √ {

⇒ ĐẠ𝑻. 𝐸 200000 = 3,76. √ = 90.53 𝐹𝑦𝑐 345

Kết hợp với điều kiện (𝟑)

 Kiểm toán độ mảnh của biên chịu nén có mặt cắt đặc chắc. - Độ mảnh của biên chịu nén, để đảm bảo tiết diện là đặc chắc thì phải thỏa mãn điều kiện sau:

:

𝑏𝑓 2𝑡𝑓

𝐸

≤ 0,382. √𝐹

𝑦𝑐

(4)

Trong đó: 𝑏𝑓 − chiều rộng của bản cánh chịu nén (mm). 𝑡𝑓 − chiều dày của bản cánh chịu nén (mm). Ta có: 𝑏𝑓 = 400 𝑚𝑚 𝑡𝑓 = 25 𝑚𝑚

𝐹𝑦𝑐 = 345 (𝑀𝑃𝑎) 𝐸 = 200000 𝑀𝑃𝑎 𝑏𝑓 400 = =8 2𝑡𝑓 2 𝑥 25 ⇒ ĐẠ𝑻. 𝐸 200000 0,382. √ = 0,382. √ = 9.2 𝐹𝑦𝑐 345 Kết hợp với điều kiện (𝟒) {  Kiểm toán tương tác giữa độ mảnh bản bụng và biên chịu nén của mặt cắt đặc chắc. - Thực nghiệm cho thấy các mặt cắt đặc chắccó thể không có khả năng đạt được các mômen dẻo khi tỷ số độ mảnh của bụng và cánh chịu nén cả hai đều vượt 75% của các giới hạn cho trong các phương trình (3), (4). Do đó, tương tác giữa độ mảnh bản bụng và biên chịu nén, để đảm bảo tiết diện là đặc chắc phải thỏa mãn điều kiện sau: 2𝐷𝑐𝑝 𝑡𝑤

𝐸

≤ 0,75 𝑥 3,76. √𝐹

(5)

𝑦𝑐

𝒗à 𝑏𝑓 2𝑡𝑓

𝐸

≤ 0,75 𝑥 0,382. √𝐹 2𝐷𝑐𝑝

=

𝑡𝑤



(6)

𝑦𝑐

2 𝑥 375 14

= 53.57

Ta có: 0,75 𝑥 3,76. 𝐸 = 0,75 𝑥 3,76. √200000 = 67.9 √𝐹 345

⟹ Đạ𝒕.

𝑦𝑐

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟓)

{

𝑏𝑓 2𝑡𝑓



400

= 2 𝑥 25 = 8

Ta có: 0,75 𝑥 0,382. 𝐸 = 0,75 𝑥 0,382. √200000 = 6.9 √𝐹 345

⟹ 𝑲𝒉ô𝒏𝒈 đạ𝒕.

𝑦𝑐

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟔)

{

- Do đó, ta phải kiểm tra phương trình tương tác: 2𝐷𝑐𝑝 𝑡𝑤

𝑏

𝐸

+ 9,35 (2𝑡𝑓 ) ≤ 6,25. √𝐹 2𝐷𝑐𝑝 𝑡𝑤

+, Ta có:

(7)

𝑦𝑐

𝑓

𝑏𝑓

+ 9,35 (2𝑡 ) = 𝑓

2 𝑥 375 14

400

+ 9.35 𝑥 (2 𝑥 25) = 128.37

𝐸

200000

𝑦𝑐

345

6,25. √𝐹 = 6,25. √

⟹ Đạ𝒕.

= 150.48

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟕) {  Kiểm toánliên kết dọc của biên chịu nén có mặt cắt đặc chắc. - Khoảng cách giữa các điểm liên kết dọc 𝐿𝑏 để đảm bảo cho tiết diện là đặc chắc phải thỏa mãn điều kiện sau: 𝑀

𝑟𝑦 .𝐸

𝐿𝑏 ≤ [0.124 − 0.0759 𝑥 (𝑀 𝑙 )] . ( 𝐹 ) 𝑃

𝑦𝑐

(8)

Trong đó: 𝑟𝑦 − bán kính quán tính của tiết diện đối với trục đối xứng thẳng đứng (mm). 𝑀𝑙 − mômen nhỏ hơn do tác dụng của tải trọng tính toán ở mỗi đầu của chiều dài không được giằng (N.mm). 𝑀𝑃 − mômen dẻo của tiết diện (N.mm). Ta có: Diện tích tiết diện dầm: A= 30500 (𝑚𝑚2 ). Chọn khoảng cách giữa các liên kết dọc: 𝐿𝑏 = 2000 (𝑚𝑚). Ta kiểm toán cho khoang giữa là bất lợi nhất: 𝑀𝑙 =1580101484.86 N.mm 𝐼𝑦 = 266838166.67 (𝑚𝑚4 ). 𝐼𝑦

𝑟𝑦 = √ 𝐴 = √

266838166.67 30500

= 93.53 (𝑚𝑚).

𝑀𝑃 = 3352968750.00 N.mm Nên ta có: 𝐿𝑏 = 2000 (𝑚𝑚) {[0.124 − 0.0759 𝑥

𝑟 .𝐸 𝑀 (𝑀 𝑙 )] . ( 𝐹𝑦 ) 𝑃 𝑦𝑐

1580101484.86

93.53 𝑥 200000 ) 345

= [0.124 − 0.0759 𝑥 ( 3352968750.00 )] . (

= 4783.95

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟖)

mm ⇒ Đạ𝒕. KẾT LUẬN: Vậy tiết diện dầm là đặc chắc. g, Kiểm toán sức kháng uốn. - Sức kháng uốn của dầm phải thỏa mãn điều kiện: +, Đối với trường hợp là đặc chắc: 𝑀𝑢𝑚𝑎𝑥 ≤ 𝑀𝑟 = 𝜑𝑓 . 𝑀𝑛 (9) Trong đó: 𝜑𝑓 − hệ số sức kháng uốn theo quy định (𝜑𝑓 = 1) 𝑀𝑢𝑚𝑎𝑥 − mômen uốn lớn nhất tại mặt cắt giữa nhịp dầm ở TTGHCĐI (N.mm) 𝑀𝑛 − Sức kháng uốn đặc trưng cho tiết diện đặc chắc (N.mm). 𝑀𝑛 = 𝑀𝑝 = 3352968750.00 N.mm 𝑀𝑢𝑚𝑎𝑥 = 1229955121.48(𝑁. 𝑚𝑚) Vậy ta có: {𝑀𝑟 = 𝜑𝑓 . 𝑀𝑛 = 1 𝑥 3352968750.00 = 3352968750.00 (𝑁. 𝑚𝑚) ⟹ Đạ𝒕 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟗) 2, Kiểm toán điều kiện chịu lực cắt. a, Kiểm toán theo yêu cầu bốc xếp. Đối với các bản bụng khi không có STC dọc, phải sử dụng STC đứng nếu: 𝐷 > 150 (10) 𝑡 𝑤

Ta có: {

𝐷 𝑡𝑤

=

750 14

= 53.57

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟎) Kết luận: Không cần sử dụng STC đứng. b, Kiểm toán sức kháng cắt của dầm.  Kiểm toán khoang trong.

⇒ Không Đạt.

- Sức kháng khoang trong phải thỏa mãn điều kiện: 𝑉𝑢 ≤ 𝑉𝑟 = 𝜑𝑣 . 𝑉𝑛 (11) Trong đó: 𝑉𝑛 − lực cắt tại mặt cắt tính toán. 𝜑𝑣 − hệ số kháng cắt theo định. (𝜑𝑣 = 1,00). 𝑉𝑟 − sức kháng danh định của mặt cắt. - Ta kiểm toán cho mặt cắt 1 là mặt cắt bất lợi nhất, do đó: 𝑀𝑢 =490812698.17 N.mm - Kiểm tra điều kiện: 𝑀𝑢 ≤ 0,5. 𝜑𝑓 . 𝑀𝑝 (11*) 𝑀𝑢 = 490812698.17 (𝑁. 𝑚𝑚) Ta có: {0,5. 𝜑𝑓 . 𝑀𝑝 = 0.5 𝑥 1 𝑥 3352968750.00 = 1676484375 (𝑁. 𝑚𝑚) ⟹ Đạ𝒕. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟏 ∗) Khi đó 𝑉𝑛 được xác định theo công thức sau: 𝑉𝑛 = 𝑉𝑝 . 𝐶 +

0,87. (1 − 𝐶) 2

√1 + (𝑑𝑜 ) [ 𝐷 ] Trong đó: 𝑉𝑝 − lực cắt dẻo của vách dầm, được xác định như sau: 𝑉𝑝 = 0,58. 𝐹𝑦𝑤 . 𝐷. 𝑡𝑤 = 0,58 𝑥 345 𝑥 750 𝑥 14 = 2101050 𝑁. C- tỷ số ứng suất oằn cắt và cường độ chảy cắt, ta có C được xác định như sau: 

𝐷

Nếu:

𝐸.𝑘

≤ 1,1. √𝐹

𝑡𝑤

𝑦𝑤

Trong đó: 𝑘 = 5 +

5 𝑑 2 ( 𝑜) 𝐷

𝐷

= 5+

=

𝑡𝑤

, thì C =1

750 14

(11a)

5 2000 2 ( ) 950

= 5.7

= 53.57

Ta có: 1,1. √ 𝐸.𝑘 = 1,1. √200000 𝑥 5.7 = 63 ⟹ Đạ𝒕. 𝐹 345 𝑦𝑤

{

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟏𝒂) 𝐸.𝑘

 Nếu:

1,1. √𝐹

𝑦𝑤

Thì 𝐶 =

1,1 𝐷 𝑡𝑤

𝐷

𝐸.𝑘

𝑤

𝑦𝑤

≤ 𝑡 ≤ 1,38. √𝐹

(11b)

𝐸.𝑘

. √𝐹

𝑦𝑤

𝐸.𝑘

1,1. √𝐹

𝑦𝑤

= 1,1. √ 𝐷 𝑡𝑤

Ta có: 𝐸.𝑘

1,38. √𝐹

𝑦𝑤

=

200000 𝑥 5.7

750

345

= 62.78

= 53.57

14

⟹ 𝑲𝒉ô𝒏𝒈 Đạ𝒕.

200000 𝑥 5.7

= 1,38. √

345

= 78.77

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟏𝐛)

{ 𝐷

𝐸.𝑘

1,52

𝑦𝑤

𝐷 2 ( ) 𝑡𝑤

 Nếu: 𝑡 > 1,38. √𝐹 , thì 𝐶 = 𝑤

𝐸.𝑘

. (𝐹 ) 𝑦𝑤

(11c)

𝐷 𝑡𝑤

=

750 14

= 53.57

Ta có: 1,38. √ 𝐸.𝑘 = 1,38. √200000 𝑥 5.7 = 78.77 ⟹ 𝑲𝒉ô𝒏𝒈 Đạ𝒕. 𝐹 345 𝑦𝑤

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟏𝒄) { Vậy, ta lấy C = 1. Vậy, 𝑉𝑢 = 267670 (𝑁. 𝑚𝑚)

Tacó: 𝑉𝑟 = 𝜑𝑣 . 𝑉𝑛 = 𝜑𝑣 . 𝑉𝑝 . [𝐶 + {

0,87.(1−𝐶) 2 √1+(𝑑𝑜) 𝐷

] = 1 x 2101050 x [1 +

0,87.(1−1) √1+(2000)

2

] = 2101050 (𝑁. 𝑚𝑚)

750

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (11)

⇒ Đạ𝒕.  Kiểm toán khoang biên. - Sức kháng cắt của khoang biên phải thỏa mãn điều kiện: 𝑉𝑢𝑚𝑎𝑥 ≤ 𝑉𝑟 = 𝜑𝑣 . 𝑉𝑛 = 𝜑𝑣 . 𝐶. 𝑉𝑝 (12) 𝑚𝑎𝑥 Trong đó: 𝑉𝑢 − lực cắt lớn nhất tại mặt cắt gối. C=1 𝑉𝑝 − lực cắt dẻo của vách dầm, được xác định như sau: 𝑉𝑝 = 0,58. 𝐹𝑦𝑤 . 𝐷. 𝑡𝑤 = 0,58 𝑥 345 𝑥 750 𝑥 14 = 2661330 𝑁. 𝜑𝑣 − hệ số kháng cắt theo định. (𝜑𝑣 = 1,00). 𝑉𝑢𝑚𝑎𝑥 = 404303 (𝑁. 𝑚𝑚) Ta có: {𝑉𝑟 = 𝜑𝑣 . 𝑉𝑛 = 𝜑𝑣 . 𝐶. 𝑉𝑝 = 1 x 2661330 x 1 = 2661330 (𝑁. 𝑚𝑚) ⇒ Đạ𝒕. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟐) 3, Tính toán các neo chống cắt. Coi như cấu tạo các neo đã thỏa mãn. IV. KIỂM TOÁN DẦM THEO TTGHSD. 1, Kiểm toán độ võng dài hạn. Dùng tổ hợp TTSD để kiểm tra chảy của kết cấu thép và ngăn ngừa độ võng thường xuyên bất lợi có thể ảnh hưởng xấu tới điều kiện khai thác. Ứng suất bản biên chịu mômen dương và âm, phải thỏa mãn điều kiện sau:  Đối với tiết diện không liên hợp: 𝑓𝑓 ≤ 0,8. 𝑅ℎ . 𝐹𝑦𝑓 (13) Trong đó: 𝑓𝑓 −ứng suất đàn hồi bản biên dầm do TTSD gây ra. 𝑅ℎ − hệ số lai, với tiết diện đồng nhất 𝑅ℎ = 1,0. Ta tính cho mặt cắt giữa nhịp à mặt cắt bất lợi nhất, do đó: 𝑀𝑢 = 961910 𝑁. 𝑚𝑚 𝑓𝑓 = 110.05 𝑀𝑃𝑎 Ta có: {0,8. 𝑅ℎ . 𝐹𝑦𝑓 = 0,8 𝑥 1 𝑥345 = 276 𝑀𝑃𝑎 ⇒ Đạ𝑡. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟑) 2, Kiểm toán độ võng không bắt buộc. Độ võng của dầm phải thỏa mãn điều kiện sau:

𝐿

∆≤ ∆𝐶𝑃 = 800 (14) Trong đó: L – chiều dài nhịp dầm (m). ∆ − độ cõng lớn nhất do hoạt tải ở TTGHSD, bao gồm cả lực xung kích, lấy trị số lớn hơn: + Kết quả tính toán do chỉ một mình xe tải thiết kế, hoặc + Kết quả tính toán của 25% xe tải thiết kế cùng với tải trọng làn thiết kế. Độ võng lớn nhất (tại mặt cắt giữa dầm) do xe tải thiết kế gây ra có thể lấy gần đúng ứng với trường hợp xếp xe sao cho mômen uốn tại mặt cắt giữa dầm là lớn nhất. Khi đó ta có thể sử dụng hoạt tải tương đương của xe tải thiết kế để tính toán. Độ võng lớn nhất( tại mặt cắt giữa dầm) do tải trọng rải đều gây ra được tính theo công thức của lý thuyết đàn hồi như sau: 𝑤.𝐿4

5

∆= 384 . 𝐸.𝐼 Trong đó: w – tải trọng rải đều trên dầm (N/m). E – môdul đàn hồi của thép làm dầm (MPa). I – mômen quán tính của tiết diện dầm, bao gồm cả bản BTCT mặt cầu đối với dầm liên hợp (𝑚𝑚4 ). Ta có: Tải trọng rải đều tương đương của xe tải thiết kế: 𝑤 𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘 = 27.2 (N/mm) (đã nhân hệ số) 𝑤 𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘 = 1,3. 𝑚. 𝑚𝑔𝐷 . 𝐿𝐿𝑀𝑖 . (1 + 𝐼𝑀) Tải trọng rải đều tương đương của tải trọng làn thiết kế: 𝑤 𝑙𝑎𝑛𝑒 = 6 (N/mm) (đã nhân hệ số) 𝑤 𝑙𝑎𝑛𝑒 = 1,3. 𝑚𝑔𝐷 . 𝐿𝐿𝐼 Mômen quán tính của tiết diện dầm: I = 3496354167 (𝑚𝑚4 ) Độ võng do xe tải thiết kế: ∆1 = 7.42(𝑚𝑚). Độ võng do tải trọng làn thiết kế: ∆2 = 1.65 (𝑚𝑚). Độ võng do 25% xe tải thiết kế cùng với tải trọng làn: ∆3 = 3.5 (𝑚𝑚). ∆= 7.42 (𝑚𝑚). 𝐿

Ta có: {∆𝐶𝑃 = 800 =

11000 800

= 13.75 (𝑚𝑚) ⇒ Đạ𝑡.

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟒) 3, Tính toán độ vồng ngược. Các cầu thép nên làm độ vồng ngược trong khi chế tạo để bù lại độ võng do tĩnh tải không hệ số và trắc dọc tuyến. Ở đây ta chỉ xét đến độ võng do tĩnh tải không hệ số của:  Tĩnh tải dầm thép và bản BTCT mặt cầu do tiết diện dầm thép chịu  Tĩnh tải lớp phủ mặt cầu và các tiện ích trên cầu. - Ta có: + Tĩnh tải rải đều của dầm thép bản BTCT mặt cầu: 𝑤𝐷𝐶 = 9.89 (kN/m). + Tĩnh tải lớp phủ mặt cầu và các tiện ích trên cầu: 𝑤𝐷𝑊 = 6.1 (kN/m). ⇒ Độ 𝑣õ𝑛𝑔 𝑑𝑜 𝑡ĩ𝑛ℎ 𝑡ả𝑖 𝑘ℎô𝑛𝑔 ℎệ 𝑠ố (ℎ𝑎𝑦 độ 𝑣ồ𝑛𝑔 𝑛𝑔ượ𝑐) 𝑙à: ∆= 4.36 (mm). V, KIỂM TOÁN DẦM THEO TTGH MỎI VÀ ĐỨT GÃY. 1, Kiểm toán mỏi đối với vách dứng. a, Kiểm toán mỏi đối với vách đứng chịu uốn. Kiểm tra điều kiện ổn định uốn của vách đứng khi chịu tải trọng lặp. 2𝐷𝑐 𝑡𝑤

𝐸

≤ 5,7. √𝐹

𝑦𝑤

(15)

Trong đó: 𝐷𝑐 − chiều cao của vách chịu nén trong giai đoạn đàn hồi (mm). 𝐷 Ta có: Đối với dầm đối xứng kép thì 𝐷𝑐 = 2 𝐷𝑐 = 375 𝑚𝑚.

2𝐷𝑐 𝑡𝑤

=

2 𝑥 375 14

= 53.57 (𝑚𝑚).

Ta có: 5,7. √ 𝐸 = 5,7. √200000 = 137.24 (𝑚𝑚) ⇒ Đạ𝑡. 𝐹 345 𝑦𝑤

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟓) { Do đó, ứng suất nén đàn hồi lớn nhất phải thỏa mãn điều kiện: 𝑓𝑐𝑡 ≤ 𝑅ℎ . 𝐹𝑦𝑐 (16) Trong đó: 𝑓𝑐𝑡 − ứng suất nén đàn hồi lớn nhất ở bản biên chịu nén khi uốn do tác dụng của tải trọng dài hạn chưa nhân hệ số và của tải trọng mỏi theo quy định, đại diện cho ứng suất nén khi uốn lớn nhất trong vách (MPa). Xếp xe tải mỏi bất lợi nhất cho mặt cắt giữa dầm như sau: 35 KN

145 KN 4300

145 KN 9000

1200 5500 11000

Tải trọng trục: 𝑃1 = 35 𝑘𝑁 Cách đặt gối: 𝑥1 = 1,2 𝑚 Tung độ Đah: 𝑦1 = 1,85 𝑚 𝑃2 = 145 𝑘𝑁 𝑥2 = 5,5 𝑚 𝑦2 = 2,75 𝑚 𝑃3 = 145 𝑘𝑁 𝑥3 = 11 𝑚 𝑦3 = 0 𝑚 Ta có: Mômen do xe tải mỏi tác dụng: 𝑀𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘𝑓 = 464.75 (𝑘𝑁𝑚) (𝑀𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘𝑓 = 𝑃1 . 𝑦1 + 𝑃2 . 𝑦2 + 𝑃3 . 𝑦3 ) Tĩnh tải rải đều của dầm thép và bản BTCT mặt cầu: 𝑤𝐷𝐶 = 9.89 (kN/m) Tĩnh tải lớp phủ mặt cầu và các tiện ích trên cầu: 𝑤𝐷𝑊 = 6.1 (kN/m). Mômen do tác dụng của tải trọng dài hạn: 𝑀𝐷𝑊+𝐷𝐶 = 241.9 (𝑘𝑁𝑚) 𝑚𝑎𝑥 𝑚𝑎𝑥 𝑀𝐷𝐶+𝐷𝑊 = 𝑀𝐷𝐶−𝑇𝑇𝐺𝐻𝑆𝐷 + 𝑀𝐷𝑊−𝑇𝑇𝐺𝐻𝑆𝐷 𝑀𝐷𝐶+𝐷𝑊 = 149.651 + 92.263 = 241.9 𝑘𝑁𝑚 Mômen mỏi: 𝑀𝑐𝑓 = 642759906 (𝑁𝑚𝑚) truckf Mcf = (2 × 0.75 × 1.15 × M × mg D + MDC+DW ) × 106 ⇔ Mcf = (2 × 0.75 × 1.15 × 464.75 × 0.5 + 241.9) × 106 ⇒ 𝑀𝑐𝑓 = 642759906 (𝑁𝑚𝑚) M

642759906

𝑓𝑐𝑡 = S cf = 8740885.4 = 73.54 (𝑀𝑃𝑎). top Ta lại có: { 𝑅 . 𝐹 = 1 𝑥 345 = 345 (𝑀𝑃𝑎) ⇒ Đạ𝑡. ℎ 𝑦𝑐 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟔) b, Kiểm toán mỏi đối với vách chịu cắt. Ứng suất cắt đàn hồi lớn nhất trong vách do tác dụng của tải trọng dài hạn chưa nhân hệ số và của tải trọng mỏi theo quy định phải thỏa mãn điều kiện sau: 𝑣𝑐𝑓 ≤ 0,58. 𝐶. 𝐹𝑦𝑤 (17)

Trong đó: 𝑣𝑐𝑓 − Ứng suất cắt đàn hồi lớn nhất trong vách do tác dụng của tải trọng dài hạn chưa nhân hệ số và của tải trọng mỏi theo quy định (MPa). Xếp xe tải mỏi bất lợi nhất cho mặt cắt gối như sau: 35 KN

145 KN

145 KN 9000

4300

5500 9800 11000

Tải trọng trục: 𝑃1 = 35 𝑘𝑁 Cách đặt gối: 𝑥1 = 9.8 𝑚 𝑃2 = 145 𝑘𝑁 𝑥2 = 5.5 𝑚 𝑃3 = 145 𝑘𝑁 𝑥3 = 0 𝑚

Tung độ Đah: 𝑦1 = 0,13 𝑚 𝑦2 = 0,58 𝑚 𝑦3 = 1,0 𝑚

Ta có: Lực cắt do xe tải mỏi tác dụng: 𝑉 𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘𝑓 = 76.467 (𝑘𝑁) (𝑉 𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘𝑓 = 𝑃1 . 𝑦1 + 𝑃2 . 𝑦2 + 𝑃3 . 𝑦3 ) Tĩnh tải rải đều của dầm thép và bản BTCT mặt cầu: 𝑤𝐷𝐶 = 9.89 (kN/m) Tĩnh tải lớp phủ mặt cầu và các tiện ích trên cầu: 𝑤𝐷𝑊 = 6.1 (kN/m). Lực cắt do tác dụng của tải trọng dài hạn: 𝑉𝐷𝑊+𝐷𝐶 = 87.97 (𝑘𝑁) Lực cắt mỏi: 𝑉𝑐𝑓 = 153920.88 (𝑁) truckf Vcf = (2 × 0.75 × 1.15 × V × mg Q + VDC+DW ) × 103 ⇔ Vcf = (2 × 0.75 × 1.15 × 76.467 × 0.5 + 87.97) × 103 ⇒ 𝑉𝑐𝑓 = 153920.88 (𝑁) Theo trên ta có: V 153920.88 𝑣𝑐𝑓 = S cf = 8740885.4 = 14.659 (𝑀𝑃𝑎). Nên: {0,58. 𝐶. 𝐹

C=1

top

= 0,58 𝑥 1 𝑥 345 = 200.1 (𝑀𝑃𝑎) ⇒ Đạ𝑡. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟕) 𝑦𝑤

2, Kiểm toán mỏi và đứt gãy. a, Kiểm toán mỏi. Thiết kế TTGH mỏi bao gồm giới hạn ứng suất do hoạt tải của xe tải thiết kế mỏi chỉ đạt đến một trị số thích hợp ứng với một lần tác dụng lặp xảy ra trong quá trình phục vụ của cầu. Công thức kiểm tra mỏi như sau: (∆𝐹)𝑛 ≥ 𝛾. (∆𝑓 ) (18) Trong đó: 𝛾 −hệ số tải trọng mỏi, (𝛾 = 0.75). (∆𝑓 ) − biên độ ứng suất do xe tải mỏi gây ra (MPa). (∆𝐹)𝑛 − sức kháng mỏi danh định (MPa).  Tính biên độ ứng suất do xe tải mỏi gây ra, (∆𝑓 ). Ta có: Mômen do xe tải mỏi tác dụng: 𝑀𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘𝑓 = 464.75 (𝑘𝑁𝑚)

Mômen mỏi do xe tải mỏi tác dụng: 𝑀𝑐𝑓 = 642759906 ⇒ 𝛾. (∆𝑓 ) = 0.75 𝑥 42.28 = 31.71 (𝑀𝑃𝑎).  Tính sức kháng mỏi danh định, (∆𝐹)𝑛 . Ta có công thức tính toán như sau:

(𝑁𝑚𝑚).

1

𝐴 3 (𝑁)

1

(∆𝐹)𝑛 = ≥ 2 . (∆𝐹)𝑇𝐻 (18a). Trong đó: (∆𝐹)𝑇𝐻 − ngưỡng ứng suất mỏi, tra bảng theo quy định 𝐴 − hệ số cấu tạo, tra theo bảng, phụ thuộc vào loại chi tiết cấu tạo dầm thép 𝑁 −chu kỳ biên độ ứng suất trong tuổi thọ thiết kế của cầu. Theo tiêu chuẩn thì tuổi thọ thiết kế của cầu là 100 năm, vậy: 𝑁 = (100𝑛ă𝑚). (365 𝑛𝑔à𝑦). 𝑛. (𝐴𝐷𝑇𝑇𝑆𝐿 ) (18b). n – số chu kỳ ứng suất của một xe tải, tra bảng theo quy định, phụ thuộc vào loại cấu kiện và chiều dài nhịp. (𝐴𝐷𝑇𝑇𝑆𝐿 ) − số xe tải/ ngày trong một làn xe đơn tính trung bình trong tuổi (𝐴𝐷𝑇𝑇𝑆𝐿 ) = 𝑝. 𝐴𝐷𝑇𝑇 thọ thiết kế. (18c). P – một phần số làn xe tải trong một làn đơn, tra bảng theo quy định, phụ thuộc vào số làn xe có giá trị cho xe tải của cầu. 𝐴𝐷𝑇𝑇 − số xe tải/ngày theo một chiều tính trung bình trong tuổi thọ thiết kế 𝐴𝐷𝑇𝑇 = 𝑘𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘 . 𝐴𝐷𝑇. 𝑛𝐿 (18d). 𝐴𝐷𝑇 − số lượng giao thông trung bình hàng ngày/một làn. 𝑘𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘 − tỷ lệ xe tải trong luồng, tra bảng theo quy định, phụ thuộc vào cấp đường thiết kế. Ta có: Tra bảng A6.6.1.2.5-1, với chi tiết loại B A = 3.93 𝑥 1012 (𝑀𝑃𝑎3 ) (∆𝐹)𝑇𝐻 = 110 (𝑀𝑃𝑎) Tra bảng A6.6.1.2.5-3, với chi tiết loại B Tra bảng A6.6.1.2.5-2, với dầm giản đơn và L=11m 𝑛 = 2 Tra bảng A6.6.1.4.2-1, với số làn xe n=2 làn. 𝑝 = 0.85 𝐴𝐷𝑇 = 2000000 xe/ngày/làn 𝑘𝑡𝑟𝑢𝑐𝑘 = 0.2 𝑁 = 4.964 𝑥 1010 chu kỳ. 𝐴𝐷𝑇𝑇 = 800000 𝑥𝑒/𝑛𝑔à𝑦. 1

(∆𝐹)𝑛 = Ta có: :

1 2

𝐴 3 (𝑁 )

3.93 𝑥 1012

1 3

= (4.964 𝑥 1010 ) = 8.89 (𝑀𝑃𝑎). 1

. (∆𝐹) 𝑇𝐻 = 2 𝑥 110 = 55 (𝑀𝑃𝑎).

⇒ Đạ𝑡.

𝛾. (∆𝑓 ) = 0.75 𝑥 42.28 = 31.71 (𝑀𝑃𝑎). { 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟖) 𝒗à (𝟏𝟖𝒂). b, Kiểm toán đứt gãy. Vật liệu thép làm dầm phải có độ dẻo dai chống đứt gãy theo quy đinhj của tiêu chuẩn. Thép sử dụng theo các tiêu chuẩn của ASSHTO là thỏa mãn. VI, THIẾT KẾ SƯỜN TĂNG CƯỜNG (STC). 1, Bố trí STC đứng. Ta có: 3D = 3 x 750 = 2250 mm Vậy ta sẽ chọn: Khoảng cách giữa các STC đứng trung gian (khoang trong) 𝑑0 = 2000 mm. Khoảng cách khoang cuối (khoang biên) 𝑑01 = 500 mm.

Chiều rộng của STC đứng trung gian Chiều dày của STC đứng trung gian Ta có hình vẽ bố trí STC đứng như sau:

𝑏𝑝 = 125 mm. 𝑡𝑝 = 12 mm.

800

800

300

5 x 2000=10000

500

500

300

MẶT CHÍNH BỐ TRÍ STC ĐỨNG. I-I 56 II - II 125

125 14

800

12

II

125 400

14

125

56

2, Kiểm toán STC đứng trung gian. a, Kiểm toán độ mảnh. Chiều rộng và chiều dày của STC đứng trung gian phải được giới hạn về độ mảnh để ngăn mất ổn định cục bộ của vách dầm. 𝑑

𝐸

50 + 30 ≤ 𝑏𝑝 ≤ 0,48. 𝑡𝑝 . √𝐹

𝑦𝑠

(19)

0.25𝑏𝑓 ≤ 𝑏𝑝 ≤ 16𝑡𝑝 (20) Trong đó: 𝑑 − chiều cao mặt cắt dầm thép (mm) 𝑡𝑝 − chiều dày STC (mm) 𝑏𝑝 − chiều rộng STC (mm) 𝑏𝑓 − chiều rộng bản cánh của dầm (mm) 𝐹𝑦𝑠 − cường độ chảy nhỏ nhất theo quy định của STC

(MPa).

𝑑

50 + 30 = 50 +

800 30

𝐸

= 76.67 (𝑚𝑚). 200000

Ta có: 0,48. 𝑡𝑝 . √𝐹𝑦𝑠 = 0,48 x 12 𝑥√

345

= 138,68 (𝑚𝑚) ⇒ Đạ𝑡.

𝑏𝑝 = 125 𝑚𝑚. { 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟏𝟗) 0.25𝑏𝑓 = 0.25 𝑥 400 = 100 (𝑚𝑚). 𝑏𝑝 = 125 (𝑚𝑚) Ta có: ⇒ Đạ𝒕. 16𝑡𝑝 = 16 𝑥 12 = 192 (𝑚𝑚). { 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟎) b, Kiểm toán độ cứng. Độ cứng của nó phải thỏa mãn các phương trình sau: 3 𝐼𝑡 ≥ 𝑑0 . 𝑡𝑤 .𝐽 (21) 𝐷𝑝 2

Với 𝐽 = 2,5. ( 𝑑 ) − 2 ≥ 0,5 0

(22)

Trong đó: 𝑑0 − khoảng cách giữa các STC đứng trung gian (khoang trong) (mm). 𝐷𝑝 − chiều cao D của vách không có STC dọc hoặc chiều cao phụ lớn nhất của vách có STC dọc. (Ta chỉ xét trường hợp không có STC dọc: 𝐷𝑝 = 𝐷 𝑚𝑚). 𝐼𝑡 − mômen quán tính của tiết diện STC đứng trung gian lấy đối với mặt tiếp xúc với vách khi STC đơn và với điểm giữa chiều dày vách khi là STC kép (𝑚𝑚4 ). Ta có: 𝐷𝑝 = 750 𝑚𝑚. 𝑑0 = 2000 𝑚𝑚. J = 0,5 𝑚𝑚. 𝑡𝑤 = 14 𝑚𝑚. 𝑏𝑝 = 125 𝑚𝑚. 𝑡𝑝 = 12 𝑚𝑚. 𝐼𝑡 = 18397000 𝑚𝑚4 3 ⇒ {𝑑0 . 𝑡𝑤 . 𝐽 = 2000 𝑥 143 𝑥 0.5 = 2744000 𝑚𝑚4 ⇒ Đạ𝒕. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟏) c, Kiểm toán cường độ. Diện tích tiết diện ngang của STC dọc đứng trung gian phải đủ lớn để chống lại thành phần thẳng đứng của ứng suất xiên trong vách. 𝑉

𝐹𝑦𝑤

2 𝐴𝑠 ≥ [0,15. 𝐵. 𝐷. 𝑡𝑤 . (1 − 𝐶). 𝑉𝑢 − 18𝑡𝑤 ] . (𝐹 ) 𝑟

𝑦𝑠

(23)

Trong đó: 𝑉𝑟 − sức kháng cắt tính toán của vách dầm (N). 𝑉𝑢 − lực cắt do tải trọng tính toán ở TTGHCĐI (N). 𝐴𝑠 − diện tích STC, tổng diện tích của cả đôi STC (𝑚𝑚4 ). 𝐵 − hệ số, phụ thuộc vào loại STC. Ta có: Với STC kép bằng thép tấm thì: B = 1 C=1 Ta xét STC đứng liền kề STC gối là bất lợi nhất, khi đó: 𝑉𝑢 = 311950 𝑁. 𝑉𝑟 = 2101050 𝑁.

𝐴𝑠 = 3000 𝑚𝑚2 𝐹𝑦𝑤

𝑉

2 ] . ( 𝐹 ) = −3528 𝑚𝑚4 ⇒ Đạ𝒕. Ta có: {[0,15. 𝐵. 𝐷. 𝑡𝑤 . (1 − 𝐶). 𝑉𝑢 − 18𝑡𝑤 𝑟

𝑦𝑠

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟑) 3, Kiểm toán STC gối. a, Chọn kích thước STC gối. Ta có: Chiều rộng của STC gối: Chiều dày của STC gối: Số đôi STC gối: Chiều rộng đoạn vát góc của STC gối: Ta có hình vẽ kích thước STC gối như sau:

𝑏𝑝 = 125 𝑚𝑚. 𝑡𝑝 = 12 𝑚𝑚. 𝑛𝑔 = 1 (đô𝑖). 4 𝑡𝑤 = 56 𝑚𝑚.

56 125

125 14

II

126 12 126

56 400

125 14 125 MẶT CẮT HIỆU DỤNG.

BỐ TRÍ STC GỐI. b, Toán toán độ mảnh. Độ mảnh của STC gối phải thỏa mãn điều kiện: 𝐸

𝑏𝑝 ≤ 0,48. 𝑡𝑝 . √𝐹

(24)

𝑦𝑠

Trong đó: Chiều rộng của STC gối: 𝑏𝑝 = 125 𝑚𝑚. Chiều dày của STC gối: 𝑡𝑝 = 12 𝑚𝑚. 𝑏𝑝 = 125 𝑚𝑚. Ta có:

𝐸

0,48. 𝑡𝑝 . √𝐹

𝑦𝑠

200000

= 0,48 𝑥 12 𝑥√

345

= 138.68 𝑚𝑚 ⇒ Đạ𝒕.

𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟒) { c, Kiểm toán sức kháng tựa. Sức kháng tựa tính toán, 𝐵𝑟 phải được lấy như sau: 𝐵𝑟 = 𝜑𝑏 . 𝐴𝑝𝑢 . 𝐹𝑦𝑠 ≥ 𝑅𝑢 = 𝑉𝑢 (25) Trong đó: 𝜑𝑏 − hệ số sức kháng tựa theo quy định. 𝐴𝑝𝑢 − diện tích phần chìa của STC gối ở bên ngoài các đường hàn bản bụng và bản cánh, nhưng không vượt ra ngoài mép của bản cánh ( 𝑚𝑚2 ).

𝐵𝑟 = 𝜑𝑏 . 𝐴𝑝𝑢 . 𝐹𝑦𝑠 = 1 𝑥 1656 𝑥345 = 571320 𝑁. 𝑅𝑢 = 𝑉𝑢 = 404303 𝑁. Ta có: { ⇒ Đạ𝒕. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟓) d, Kiểm toán sức kháng nén dọc trục. STC gối cộng một phần vách phối hợp như một cột để chịu lực nén dọc trục. Đối với STC được hàn vào bản bụng, diện tích có hệu của tiết diện cột được lấy bằng diện tích tổng hợp của các thành phần STC và một đoạn vách nằm tại trọng tâm không lớn hơn 9𝑡𝑤 sang mỗi bên của các cấu iện phía ngoài của nhóm STC gối. Điều kiện kiểm toán: 𝑃𝑟 = 𝜑𝑐 . 𝑃𝑛 ≥ 𝑅𝑢 = 𝑉𝑢 (26) Trong đó: 𝜑𝑐 − hệ số kháng nén theo quy định. 𝑃𝑛 − sức kháng nén danh định, được xác định:  Nếu 𝜆 ≤ 2.25 thì 𝑃𝑛 = 0,66𝜆 . 𝐹𝑦𝑠 . 𝐴𝑠 

Nếu 𝜆 > 2.25 thì 𝑃𝑛 = 0,88. 𝐹𝑦𝑠 . 𝑘.𝑙 2 𝐹𝑦

𝐴𝑠 𝑙

Với: 𝜆 = (𝜋.𝑟) . 𝐸 𝐴𝑠 − diện tích mặt cắt nguyên (𝑚𝑚2 ). k – hệ số chiều dài hiệu dụng. Với trường hợp liên kết hàn ở 2 đầu thì: k = 0.75 l – chiều dài không giằng = chiều cao vách (mm). r – bán kính quán tính của tiết diện cột (mm). 𝐼

𝑟 = √𝐴

𝑠

(mm).

I – mômen quán tính của tiết diện cột đối với trục trung tâm của vách. Ta có: 𝜑𝑐 = 0.9 A = 6528 (𝑚𝑚2 ). I = 18397000 (𝑚𝑚4 ). r = 53.09 (mm). l = 750 (mm). k = 0.75 𝑘.𝑙 = 10.6 𝑟 𝜆 = 0.02 < 2.25 ⇒ 𝑃𝑛 = 0,66𝜆 . 𝐹𝑦𝑠 . 𝐴𝑠 = 0,660.02 𝑥 345 𝑥 6528 = 2233852.74 (𝑁). 𝑃𝑟 = 𝜑𝑐 . 𝑃𝑛 = 0.9 𝑥 2233852.74 = 2010467.47 𝑁. 𝑅𝑢 = 𝑉𝑢 = 405316.31 𝑁. Ta có: { ⇒ Đạ𝒕. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟔) VII, TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MỐI NỐI CÔNG TRƯỜNG. 1, Chọn vị trí mối nối công trường. Ta phaỉ bố trí các mối nối dầm do chiều dài vật liệu cung cấp thường bị hạn chế, yêu cầu cấu tạo, điều kiện sản xuất cũng như khả năng vận chuyển và lắp ráp bị hạn chế. Vị trí mối nối thường bị tránh chỗ có mômen lớn. Đối với dâaaf giản đơn, ta thường bố 1 1 trí ớ chỗ (4 ÷ 3) 𝐿 và đối xứng với nhau qua mặt cắt giữa dầm. Ở đây ta chia dầm thành bốn đoạn: Do đó, vị trí mối nối công trường cách gối một đoạn: 𝑥𝑚𝑛 = 2.75 𝑚

Ta có: Mômen tại vị trí mối nối ở TTGHCĐI: 𝑀𝐶𝐷 =1070910169 𝑁. 𝑚𝑚 Mômen tại vị trí mối nối ở TTGHSD: 𝑀𝑆𝐷 =661769522 𝑁. 𝑚𝑚 Lực cắt tại vị trí mối nối ở TTGHCĐI: 𝑉𝐶𝐷 =217420 𝑁 Lực cắt tại vị trí mối nối ở TTGHSD: 𝑉𝑆𝐷 =170460 𝑁 2, Tính toán lực thiết kế nhỏ nhất trong bản cánh. a, Tính toán ứng suất ở giữa bản cánh. Ta có bảng tính toán ứng suất ở điểm giữa bản cánh như sau: 𝑆𝑡𝑜𝑝𝑚𝑖𝑑 𝑓𝑡𝑜𝑝𝑚𝑖𝑑 𝑀 𝑆𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑 𝑓𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑 3 3 (𝑀𝑃𝑎) (𝑚𝑚 ) (𝑁. 𝑚𝑚) (𝑀𝑃𝑎) (𝑚𝑚 ) CĐI 1070910169 9022849.46 9022849.46 119 119 SD 750696774.58 9022849.46 9022849.46 73.3 73.3 b, Tính toán lực thiết kế nhỏ nhất trong bản cánh.  Ứng suất thiết kế nhỏ nhất trong bản cánh dưới chịu kéo của TTGHCDI được xác định theo công thức: TTGH

(𝑓

+ 𝜑𝑦 .𝐹𝑦𝑡 )

𝐹𝑡𝑏𝑜𝑡 = 𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑2 ≥ 0,75. 𝜑𝑦 . 𝐹𝑦𝑡 Trong đó: 𝑓𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑 − ứng suất tại giữa bản cánh dưới ở TTGHCĐI 𝜑𝑦 − hệ số kháng theo quy định.  Ứng suất thiết kế nhỏ nhất trong bản cánh trên chịu nén của TTGHCDI được xác định theo công thức: (𝑓

+ 𝜑𝑐 .𝐹𝑦𝑡 )

𝐹𝑐𝑏𝑜𝑡 = 𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑2 ≥ 0,75. 𝜑𝑐 . 𝐹𝑦𝑡 Trong đó: 𝑓𝑏𝑜𝑡𝑚𝑖𝑑 − ứng suất tại giữa bản cánh trên ở TTGHCĐI 𝜑𝑐 − hệ số kháng theo quy định. Ta có: 𝜑𝑦 = 0.95 𝜑𝑐 = 0.9 Bảng lực thiết kế nhỏ nhất trong bản cánh ở TTGHCĐI Vị trí

𝑓 (𝑀𝑃𝑎)

𝜑. 𝐹𝑦 (𝑀𝑃𝑎)

𝐹 (𝑀𝑃𝑎)

𝐴 (𝑚𝑚2 )

𝑃 (𝑁)

119 119

327.8 310.5

245.8 232.9

10000 10000

2458125 2328750

Cánh trên Cánh dưới

Bảng lực thiết kế trong bản cánh ở TTGHSD. Vị trí Cánh trên Cánh dưới

𝑓=𝐹 (𝑀𝑃𝑎) 73 73

3. Thiết kế mối nối cánh. a, Chọn kích thước mói nối.

𝐴 (𝑚𝑚2 ) 10000 10000

𝑃 (𝑁) 733437 733437

Mối nối được thiết kế theo phương pháp thử - sai, tức là ta chọn lần lượt kích thước mơi nối dựa vào kinh nghiệm và các quy định khống chế của các tiêu chuẩn thiết kế rồi kiểm toán lại. Nếu không đạt thì ta phải chọn và kiểm toán lại. Quá trình được lặp lại cho đến khi thỏa mãn. - Ta chọn sơ bộ kích thước như sau:  Kích thước bản nối ngoài: (dày x rộng x dài): 14 x 400 x 500 (mm)  Kích thước bản nối trong : (dày x rộng x dài): 14 x 180 x 500 (mm)  Đường kính bulong CĐC: 𝑑𝑏𝑜𝑙𝑡 = 22 𝑚𝑚.  Sử dụng lỗ tiêu chuẩn: 𝑑ℎ𝑜𝑙𝑒 = 24 𝑚𝑚.  Số bulong mỗi bên mối nối: 𝑁 = 12 𝑏𝑢𝑙𝑜𝑛𝑔. - Bu lông được bố trí thành 4 hàng, mỗi hàng 3 bulong.  Khoảng cách giữa các bu long theo phương dọc dầm: 𝑆𝑙 = 80 𝑚𝑚.  Khoảng cách giữa các bu long theo phương ngang dầm: 𝑆ℎ = 80 𝑚𝑚. Ta có hình vẽ mối nối đã chọn như sau:

I-I 50

5 x80

50

50 5 x 80 = 400 50 50 80 50 50

180 40

80 50

400

180 500

BỐ TRÍ MỐI NỐI BẢN CÁNH. b, Kiểm toán khoảng cách của các bulong CĐC.  Khoảng cách tối thiểu. Khoảng cách tối thiểu từ tim đến tim bu lông phải thỏa mãn: 𝑆𝑚𝑖𝑛 = 3𝑑𝑏𝑜𝑙𝑡 ⇒ 𝑆𝑚𝑖𝑛 = 66 𝑚𝑚. Kiểm toán khoảng cách giữa các bu lông: 𝑚𝑖𝑛(𝑆𝑙 , 𝑆ℎ ) ≥ 𝑆𝑚𝑖𝑛 (26a) Trong đó: 𝑆𝑙 − Khoảng cách giữa các bulong theo phương dọc dầm (mm). 𝑆ℎ − Khoảng cách giữa các bulong theo phương ngang dầm (mm).

𝑚𝑖𝑛(𝑆𝑙 , 𝑆ℎ ) = 80 𝑚𝑚. 𝑆𝑚𝑖𝑛 = 66 𝑚𝑚. Ta có: { ⇒ Đạ𝒕. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟔𝒂)  Khoảng cách tối đa. Để đảm bảo ép xít mối nối, chống ẩm; khoảng cách tối đa từ tim đến tim các bu lông của hàng bu lông liền kề với cạnh tự do của bản nối hay thép hình phải thỏa mãn: 𝑆 ≤ (100 + 4𝑡) ≤ 175 (27) Trong đó: t – chiều dày nhỏ hơn của bản nối hay thép hình (mm). 𝑆 = 80 𝑚𝑚. (100 (100 + 4𝑡) = + 4 𝑥 14) = 156 𝑚𝑚. ⇒ Đạ𝒕. Ta có: { 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟕)  Khoảng cách đến mép cạnh. - Khoảng cách nhỏ nhất từ tim bu lông đến mép thanh phải thỏa mãn theo quy định. - Khoảng cách lớn nhâaas từ tim bu lông đến mép thanh không lớn hơn 8 lần chiều dày của bản nối mỏng nhất hoặc 125 mm. - Kiểm toán khoảng cách đến mép cạnh theo công thức: 𝑆𝑒𝑚𝑖𝑛 ≤ 𝑆𝑒 ≤ 𝑆𝑒𝑚𝑎𝑥 (27a) 𝑚𝑖𝑛 Trong đó: 𝑆𝑒 − khoảng cách nhỏ nhất từ tim bu lông đến mép thanh (mm). 𝑆𝑒𝑚𝑎𝑥 − khoảng cách lớn nhất từ tim bu lông đến mép thanh (mm). 𝑆𝑒 − khoảng cách tim bu lông ngoài cùng đến mép thanh (mm). 𝑆𝑒𝑚𝑖𝑛 = 38 𝑚𝑚. 𝑆𝑒𝑚𝑎𝑥 = 112 𝑚𝑚. Ta có: ⇒ Đạ𝒕. 𝑆𝑒 = 50 𝑚𝑚 {𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟕𝒂) c, Kiểm toán sức kháng cắt của bu lông CĐC. Sức kháng cắt tính toán của bu lông CĐC ở TTGHCĐI được xác định như sau: Rrs = φs. Rns Trong đó: φs : Hệ số sức kháng cho bu lông A325M (A490M) chịu cắt theo quy định; (A6.5.4.2). Rns : Sức kháng cắt danh định của bu lông CĐC theo quy định, dùng bu lông có chiều dài sao cho đường ren răng nằm ngoài mp cắt, ta có: Rns = 0,48AbFubNs. Trong đó: Ab : Diện tích bu lông theo đường kính danh định (mm2). Fub : Cường độ chịu kéo nhỏ nhất của bu lông (Mpa). Ns : Số mặt chịu cắt của bu lông. Ta có: 𝐴𝑏 = 379.94 𝑚𝑚2 . 𝐹𝑢𝑏 = 830 𝑀𝑃𝑎. 𝑁𝑠 = 2. 𝑅𝑛𝑠 = 302889 𝑁. 𝜑𝑠 = 0.8 𝑅𝑟𝑠 = 242312 𝑁. Sức kháng cắt tính toán của bu lông CĐC ở TTGHCĐI phải thỏa mãn điều kiện sau: 𝑅𝑢 = 𝑃𝑏𝑜𝑡 /𝑁 ≤ 𝑅𝑟𝑠 (27b) Trong đó: 𝑃𝑏𝑜𝑡 − lực thiết kế nhỏ nhất trong bản cánh dưới ở TTGHCĐI (N).

𝑃

2161414.2

𝑅𝑢 = 𝑏𝑜𝑡 = = 204844 𝑁. 𝑁 12 Ta có: { ⇒ Đạ𝒕. 𝑅𝑟𝑠 = 242312 N. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟕𝒃) d, Kiểm toán sức kháng ép mặt của lỗ bu lông CĐC. Sức kháng ép mặt tính toán của bu lông CĐC ở TTGHCĐI được xác định như sau: 𝑅𝑟𝑏𝑏 = 𝜑𝑏𝑏 . 𝑅𝑛𝑏𝑏 Trong đó: 𝜑𝑏𝑏 − hệ số sức kháng ép mặt bu lông trên vật liệu quy định. 𝑅𝑛𝑏𝑏 − sức kháng ép mặt danh định của bu lông CĐC theo quy định, ở đây ta có : 𝑅𝑛𝑏𝑏 = 2,4. 𝑑𝑏𝑜𝑙𝑡 . 𝑡. 𝐹𝑢 Trong đó: t – chiều dày bản nối (mm). 𝐹𝑢 − cường độ chịu kéo của vật liệu liên kết (MPa). Ta có: Tổng chiều dày nhỏ nhất của các bản nối chịu ép mặt ở cùng phía: t = 25 mm 𝐹𝑢 = 450 𝑀𝑃𝑎. 𝑅𝑛𝑏𝑏 = 594000 𝑁. 𝜑𝑏𝑏 = 0.8 𝑅𝑟𝑏𝑏 = 475200 𝑁. Sức kháng ép mặt tính toán của bu lông CĐC ở TTGHCĐI phải thỏa mãn điều kiện: 𝑅𝑢 = 𝑃𝑏𝑜𝑡 /𝑁 ≤ 𝑅𝑟𝑏𝑏 (27c) Trong đó: 𝑃𝑏𝑜𝑡 − lực thiết kế nhỏ nhất trong bản cánh dưới ở TTGHCĐI (N). 𝑃 2161414.2 𝑅𝑢 = 𝑏𝑜𝑡 = = 180117.85 𝑁. 𝑁 12 Ta có: { ⇒ Đạ𝒕. 𝑅𝑟𝑏𝑏 = 475200 𝑁. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟕𝒄) d, Kiểm toán sức kháng trượt của bu lông CĐC. Sức kháng trượt tính toán của bu lông CĐC ở TTGHSD được xác định như sau: 𝑅𝑟 = 𝑅𝑛 Trong đó: 𝑅𝑛 − sức kháng trượt cuủ bu lông CĐC theo quy định và được xác định: 𝑅𝑛 = 𝐾ℎ . 𝐾𝑠 . 𝑁𝑠 . 𝑃𝑡 Trong đó: 𝑁𝑠 − số mặt chịu cắt của bu lông. 𝑃𝑡 − lực căng tối thiểu yêu cầu trong bu lông theo quy định. 𝐾ℎ − hệ số kích thước lỗ theo quy định. 𝐾𝑠 − hệ số điều kiện bề mặt theo quy định. Ta có: 𝑁𝑠 = 2. 𝑃𝑡 = 221000 𝑁. 𝐾ℎ = 1. 𝐾𝑠 = 0,33. 𝑅𝑛 = 145860 𝑁 𝑅𝑟 = 145860 𝑁 Sức kháng trượt tính toán của bu lông CĐC ở TTGHSD phải thỏa mãn điều kiện sau: 𝑅𝑎 = 𝑃𝑎 /𝑁 ≤ 𝑅𝑟 (27d) Trong đó: 𝑃𝑎 − lực thiết kế nhỏ nhất trong bản cánh dưới ở TTGHSD (N). 𝑃 733437 𝑅𝑎 = 𝑁𝑎 = 12 = 61119.75 𝑁. Ta có: { ⇒ Đạ𝒕. 𝑅𝑟𝑏𝑏 = 475200 𝑁. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟕𝒅)

4, Tính toán thiết kế mối nối bụng dầm. a, Chọn kích thước mối nối. Mối nối được thiết kế theo phương pháp thử - sai, tức là ta chọn lần lượt kích thước mơi nối dựa vào kinh nghiệm và các quy định khống chế của các tiêu chuẩn thiết kế rồi kiểm toán lại. Nếu không đạt thì ta phải chọn và kiểm toán lại. Quá trình được lặp lại cho đến khi thỏa mãn. - Ta chọn sơ bộ kích thước như sau:  Kích thước bản nối: (dày x rộng x dài): 10 x 360 x 650 mm  Đường kính bulong CĐC: 𝑑𝑏𝑜𝑙𝑡 = 22 𝑚𝑚.  Sử dụng lỗ tiêu chuẩn: 𝑑ℎ𝑜𝑙𝑒 = 24 𝑚𝑚.  Số bulong mỗi bên mối nối: 𝑁 = 32 𝑏𝑢𝑙𝑜𝑛𝑔. - Bu lông được bố trí thành 2 cột, mỗi cột 8 bulong.  Khoảng cách giữa các bu long theo phương dọc dầm: 𝑆𝑙 = 85 𝑚𝑚.  Khoảng cách giữa các bu long theo phương ngang dầm: 𝑆𝑣 = 80 𝑚𝑚. Ta có hình vẽ mối nối đã chọn như sau:

400

500 5x80=400

50

50 80

140

80 50

50 80

140

80 50

85

100

85

45

45 25

45

800

7x80=560

800

45

7x80=560

45

45

25

50

400 360

b, Tính toán lực cắt thiết kế nhỏ. Lực cắt thiết kế nhỏ nhất ở TTGHCĐI được xác định theo công thức: 𝑉 +𝑉 𝑉 = 𝑢 2 𝑟 ≥ 0,75𝑉𝑟 Trong đó: 𝑉𝑢 − lực cắt có hệ số tác dụng lên dầm tại vị trí mối nối ở TTGHCĐI 𝑉𝑟 − sức kháng cắt tính toán của dầm tại vị trí mối nối (N). Ta có: 𝑉𝑢 = 217420 𝑁 𝑉𝑟 = 2101050 𝑁 𝑉𝐶𝐷 = 1575788 𝑁 Lực cắt thiết kế nhỏ nhất ở TTGHSD được xác định theo công thức: 𝑉 = 𝑉𝑢𝑆𝐷

(N).

Trong đó: 𝑉𝑢 − lực cắt có hệ số tác dụng lên dầm tại vị trí mối nối ở TTGHSD (N). Ta có: 𝑉𝑆𝐷 = 170459.7 𝑁 c, Tính toán mômen và lực ngang thiết kế nhỏ nhất.  Mômen thiết kế nhỏ nhất ở TTGHCĐI được xác định theo công thức: 𝑀 = 𝑀𝑣 + 𝑀𝑤 Trong đó: 𝑀𝑣 − mômen do lực cắt thiết kế tại vị trí mối nối ở TTGHCĐI tác dụng lệch tâm với trọng tâm nhóm đinh ở mỗi bên mối nối gây ra. 𝑀𝑣 = 𝑉. 𝑒 Trong đó: V – lực cắt thiết kế nhỏ nhất tại vị trí mối nối ở TTGHCĐI (N). 𝑉 = 𝑉𝐶𝐷 = 1575788 𝑁. e – độ lệch tâm của nhóm đinh ở mỗi bên mối nối, lấy bằng khoảng cách trọng tâm của nhóm đinh mỗi bên mối nối tới tim mối nối (mm). 𝑀𝑤 − phần mômen tác dụng lên bản bụng, do mômen tại vị trí mối nối ở TTGHCĐI gây ra. 𝐷 2 .𝑡

𝑀𝑤 = 12𝑤 . (𝐹𝑡𝑏𝑜𝑡 + 𝐹𝑐𝑡𝑜𝑝 ) Trong đó: 𝐹𝑡𝑏𝑜𝑡 , 𝐹𝑐𝑡𝑜𝑝 - ứng suất thiết kế nhỏ nhất tại trọng tâm bản cánh dưới, cánh trên tại TTGHCĐI (N/mm2). Ta có: e = 90 mm 𝑀𝑣 = 𝑉. 𝑒 = 1575788 𝑥 90 = 141820920 (N.mm) 𝑀𝑤 = 313950000 (𝑁𝑚𝑚) 𝑀𝐶𝐷 = 141820920 + 313950000 = 455770920 (𝑁𝑚𝑚) Lực ngang thiết kế nhỏ nhất ở TTGHCĐI được xác định theo công thức: 𝐷.𝑡 𝐻 = 2𝑤 . (𝐹𝑡𝑏𝑜𝑡 − 𝐹𝑐𝑡𝑜𝑝 ) Trong đó: 𝐹𝑡𝑏𝑜𝑡 , 𝐹𝑐𝑡𝑜𝑝 - ứng suất thiết kế nhỏ nhất tại trọng tâm bản cánh dưới, cánh trên tại TTGHCĐI (N/mm2). Ta có: 𝐻𝐶𝐷 = 67725 𝑁.  Mômen thiết kế nhỏ nhất ở TTGHSD được xác định theo công thức: 𝑀 = 𝑀𝑣 + 𝑀𝑤 Trong đó: 𝑀𝑣 − mômen do lực cắt thiết kế tại vị trí mối nối ở TTGHSD tác dụng lệch tâm với trọng tâm nhóm đinh ở mỗi bên mối nối gây ra. 𝑀𝑣 = 𝑉. 𝑒 Trong đó: V – lực cắt thiết kế nhỏ nhất tại vị trí mối nối ở TTGHSD (N). 𝑉 = 𝑉𝑆𝐷 = 170459.7 𝑁 e – độ lệch tâm của nhóm đinh ở mỗi bên mối nối, lấy bằng khoảng cách trọng tâm của nhóm đinh mỗi bên mối nối tới tim mối nối (mm). 𝑀𝑤 − phần mômen tác dụng lên bản bụng, do mômen tại vị trí mối nối ở TTGHSD gây ra. 𝐷 2 .𝑡

𝑀𝑤 = 12𝑤 . (𝐹𝑡𝑏𝑜𝑡 + 𝐹𝑐𝑡𝑜𝑝 ) Trong đó: 𝐹𝑡𝑏𝑜𝑡 , 𝐹𝑐𝑡𝑜𝑝 - ứng suất thiết kế nhỏ nhất tại trọng tâm bản cánh dưới, cánh trên tại TTGHSD (N/mm2). Ta có: e = 90 mm 𝑀𝑣 = 𝑉. 𝑒 = 170459.7 𝑥 90 = 15341373 (N.mm) 𝑀𝑤 = 313950000 (𝑁𝑚𝑚) 𝑀𝑆𝐷 = 15341373 + 313950000 = 329291373 (𝑁𝑚𝑚)

Lực ngang thiết kế nhỏ nhất ở TTGHCĐI được xác định theo công thức: 𝐷.𝑡 𝐻 = 12𝑤 . (𝐹𝑡𝑏𝑜𝑡 + 𝐹𝑐𝑡𝑜𝑝 ) Trong đó: 𝐹𝑡𝑏𝑜𝑡 , 𝐹𝑐𝑡𝑜𝑝 - ứng suất thiết kế nhỏ nhất tại trọng tâm bản cánh dưới, cánh trên tại TTGHSD (N/mm2). Ta có: 𝐻𝑆𝐷 = 0 d, Kiểm toán khoảng cách của các bu lông CĐC.  Khoảng cách tối thiểu. Khoảng cách tối thiểu từ tim đến tim bu lông phải thỏa mãn: 𝑆𝑚𝑖𝑛 = 3𝑑𝑏𝑜𝑙𝑡 ⇒ 𝑆𝑚𝑖𝑛 = 66 𝑚𝑚. Kiểm toán khoảng cách giữa các bu lông: 𝑚𝑖𝑛(𝑆𝑙 , 𝑆ℎ ) ≥ 𝑆𝑚𝑖𝑛 (27e) Trong đó: 𝑆𝑙 − Khoảng cách giữa các bulong theo phương dọc dầm (mm). 𝑆ℎ − Khoảng cách giữa các bulong theo phương ngang dầm (mm). 𝑚𝑖𝑛(𝑆𝑙 , 𝑆ℎ ) = 80 𝑚𝑚. 𝑆 Ta có: { ⇒ Đạ𝒕. 𝑚𝑖𝑛 = 66 𝑚𝑚. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟕𝒆)  Khoảng cách tối đa. Để đảm bảo ép xít mối nối, chống ẩm; khoảng cách tối đa từ tim đến tim các bu lông của hàng bu lông liền kề với cạnh tự do của bản nối hay thép hình phải thỏa mãn: 𝑆 ≤ (100 + 4𝑡) ≤ 175 (28) Trong đó: t – chiều dày nhỏ hơn của bản nối hay thép hình (mm). 𝑆 = 80 𝑚𝑚. (100 + 4𝑡) = 140 𝑚𝑚. Ta có: { ⇒ Đạ𝒕. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟖)  Khoảng cách đến mép cạnh. - Khoảng cách nhỏ nhất từ tim bu lông đến mép thanh phải thỏa mãn theo quy định. - Khoảng cách lớn nhâaas từ tim bu lông đến mép thanh không lớn hơn 8 lần chiều dày của bản nối mỏng nhất hoặc 125 mm. - Kiểm toán khoảng cách đến mép cạnh theo công thức: 𝑆𝑒𝑚𝑖𝑛 ≤ 𝑆𝑒 ≤ 𝑆𝑒𝑚𝑎𝑥 (28a) 𝑚𝑖𝑛 Trong đó: 𝑆𝑒 − khoảng cách nhỏ nhất từ tim bu lông đến mép thanh (mm). 𝑆𝑒𝑚𝑎𝑥 − khoảng cách lớn nhất từ tim bu lông đến mép thanh (mm). 𝑆𝑒 − khoảng cách tim bu lông ngoài cùng đến mép thanh (mm). 𝑆𝑒𝑚𝑖𝑛 = 38 𝑚𝑚. 𝑆𝑒𝑚𝑎𝑥 = 80 𝑚𝑚. Ta có: ⇒ Đạ𝒕. 𝑆𝑒 = 50 𝑚𝑚 {𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟖𝒂) e, Lực cắt tính toán cho một bu lông CĐC. Ta chỉ tính toán với bu lông CĐC ở vị trí xa nhất so với trọng tâm của nhóm bu lông ở mỗi bên mối nối, là bu lông chịu lực cắt lớ nhất. Lực cắt tính toán trong bu lông ở vị trí xa nhất được xác định như sau: 2

Ru max

V  H  Mxmax Mymax         N  ( x 2  y 2 )   N  ( x 2  y 2 )  i i i i    

2

Trong đó : N : Số bu lông ở mỗi bên mối nối (bu lông); V : Lực cắt thiết kế (N); M : Mômen thiết kế (N.mm); H : Lực ngang thiết kế (N); xi, yi : Tọa độ của đinh thứ i lên hệ tọa độ xoy (mm); J : Tổng bình phương khoảng cách của các đinh trong nhóm ở mỗi bên mối nối tới trọng tâm của nhóm đinh (mm2);

J   ( xi2  yi2 )

45

650

7x80=560

45

xmax : Khoảng cách từ đinh xa nhất theo phương ngang tới trọng tâm của nhóm đinh mỗi bên mối nối (mm); ymax : Khoảng cách từ đinh xa nhất theo phương đứng tới trọng tâm của nhóm đinh mỗi bên mối nối (mm); Hình vẽ mô tả cách tính lực cắt trong bu lông ở vị trí xa nhất:

45 85

100

85 45

360

Ta có: Số bu lông ở mỗi bên: N = 16 bulong. 𝑉𝐶Đ = 1575788 𝑁. 𝑉𝑆𝐷 = 170459.7 𝑁. 𝑀𝐶Đ = 4.64𝐸 + 08 𝑁𝑚𝑚. 𝑀𝑆𝐷 = 3.04𝐸 + 08 𝑁𝑚𝑚. 𝐻𝐶Đ = 67725 𝑁. 𝐻𝑆𝐷 = 0 𝑁. Lực cắt tính toán trong bu lông xa nhất ở TTGHCĐI: 𝑅𝐶Đ = 164914 𝑁. Lực cắt tính toán trong bu lông xa nhất ở TTGHSD: 𝑅𝑆𝐷 = 29695 𝑁.

10

f, Kiểm toán sức kháng cắt của bu lông CĐC. Sức kháng cắt tính toán của bu lông CĐC ở TTGHCĐI được xác định như sau: Rrs = φs. Rns Trong đó: φs : Hệ số sức kháng cho bu lông A325M (A490M) chịu cắt theo quy định; (A6.5.4.2). Rns : Sức kháng cắt danh định của bu lông CĐC theo quy định, dùng bu lông có chiều dài sao cho đường ren răng nằm ngoài mp cắt, ta có: Rns = 0,48AbFubNs. Trong đó: Ab : Diện tích bu lông theo đường kính danh định (mm2). Fub : Cường độ chịu kéo nhỏ nhất của bu lông (Mpa). Ns : Số mặt chịu cắt của bu lông. Ta có: 𝐴𝑏 = 379.94 𝑚𝑚2 . 𝐹𝑢𝑏 = 830 𝑀𝑃𝑎. 𝑁𝑠 = 2. 𝑅𝑛𝑠 = 302889 𝑁. 𝜑𝑠 = 0.8 𝑅𝑟𝑠 = 242312 𝑁. - Sức kháng cắt tính toán của bu lông CĐC ở TTGHCĐI phải thỏa mãn đk sau : 𝑅𝑢𝑚𝑎𝑥 ≤ 𝑅𝑟𝑠 (29) Trong đó: 𝑅𝑢𝑚𝑎𝑥 − Lực cắt tính toán trong bu lông ở vị trí xa nhất ở TTGHCĐI (N). 𝑅𝑢𝑚𝑎𝑥 = 163221.7 𝑁 𝑅𝑟𝑠 = 242312 𝑁 Ta có: { ⇒ Đạ𝒕. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟐𝟗) g, Kiểm toán sức kháng ép mặt của lỗ bu lông CĐC. Sức kháng ép mặt tính toán của bu lông CĐC ở TTGHCĐI được xác định như sau: 𝑅𝑟𝑏𝑏 = 𝜑𝑏𝑏 . 𝑅𝑛𝑏𝑏 Trong đó: 𝜑𝑏𝑏 − hệ số sức kháng ép mặt bu lông trên vật liệu quy định. 𝑅𝑛𝑏𝑏 − sức kháng ép mặt danh định của bu lông CĐC theo quy định, ở đây ta có : 𝑅𝑛𝑏𝑏 = 2,4. 𝑑𝑏𝑜𝑙𝑡 . 𝑡. 𝐹𝑢 Trong đó: t – chiều dày bản nối (mm). 𝐹𝑢 − cường độ chịu kéo của vật liệu liên kết (MPa). Ta có: Tổng chiều dày nhỏ nhất của các bản nối chịu ép mặt ở cùng phía: t = 14 mm 𝐹𝑢 = 450 𝑀𝑃𝑎. 𝑅𝑛𝑏𝑏 = 332640 𝑁. 𝜑𝑏𝑏 = 0.8 𝑅𝑟𝑏𝑏 = 266112 𝑁. Sức kháng ép mặt tính toán của bu lông CĐC ở TTGHCĐI phải thỏa mãn điều kiện: 𝑅𝑢𝑚𝑎𝑥 ≤ 𝑅𝑟2 (30) 𝑚𝑎𝑥 Trong đó:𝑅𝑢 − lực cắt tính toán trong bu lông ở vị trí xa nhất ở TTGHCĐI (N). 𝑅𝑢𝑚𝑎𝑥 = 163222 𝑁. 𝑅𝑟2 = 266112 𝑁. Ta có: { ⇒ Đạ𝒕. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟑𝟎)

h, Kiểm toán sức kháng trượt của bu lông CĐC. Sức kháng trượt tính toán của bu lông CĐC ở TTGHSD được xác định như sau: 𝑅𝑟 = 𝑅𝑛 Trong đó: 𝑅𝑛 − sức kháng trượt cuủ bu lông CĐC theo quy định và được xác định: 𝑅𝑛 = 𝐾ℎ . 𝐾𝑠 . 𝑁𝑠 . 𝑃𝑡 Trong đó: 𝑁𝑠 − số mặt chịu cắt của bu lông. 𝑃𝑡 − lực căng tối thiểu yêu cầu trong bu lông theo quy định. 𝐾ℎ − hệ số kích thước lỗ theo quy định. 𝐾𝑠 − hệ số điều kiện bề mặt theo quy định. Ta có: 𝑁𝑠 = 2. 𝑃𝑡 = 221000 𝑁. 𝐾ℎ = 1. 𝐾𝑠 = 0,33. 𝑅𝑛 = 145860 𝑁 𝑅𝑟 = 145860 𝑁 Sức kháng trượt tính toán của bu lông CĐC ở TTGHSD phải thỏa mãn điều kiện sau: 𝑅𝑎𝑚𝑎𝑥 ≤ 𝑅𝑟 (31) 𝑚𝑎𝑥 Trong đó: 𝑅𝑎 − lực cắt tính toán trong bu lông ở vị trí xa nhất ở TTGHSD (N). 𝑅𝑎𝑚𝑎𝑥 = 76859.23 𝑁. 𝑅𝑟 = 145860 𝑁. Ta có: { ⇒ Đạ𝒕. 𝐾ế𝑡 ℎợ𝑝 𝑣ớ𝑖 đ𝑖ề𝑢 𝑘𝑖ệ𝑛 (𝟑𝟏)