Đề tài Thiết kế cầu dầm đặc

,16kN Với: = 0,5.1.1,85 = 0,925m2 = 0,355 m2 2.2.4. Chọn tiết diện cốt thép – Tổng quát - Sức kháng uốn của bản Mr = ф.Mn ф – hệ số sức kháng quy định theo {5.5.4.2.1} ф = 0,9 đối với trạng thái giới hạn cường độ 1 (cho BTCT thường). Mr – sức kháng uốn tính toán Mn = sức kháng uốn danh định Đối với cấu kiện chịu uốn khi sự phân bố ứng suất gần đúng theo hình chữ nhật như quy định ở {5.7.2.2} thì Mn xác định theo {5.7.3.2.3}. Vì không có cốt thép ứng suất trước, b = bw và coi = 0. Trong đó: As – diện tích cốt thép thường chịu kéo (mm2). fy – giới hạn chảy quy định của cốt thép (MPa) ds – khoảng cách tải trọng từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép thường chịu kéo (mm) – diện tích cốt thép thường chịu nén (mm2). – giới hạn chảy quy định của cốt thép chịu nén (MPa) – khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu nén (mm) – cường độ chịu nén của bêtông ở 28 ngày (MPa) b – bề rộng của mặt chịu nén của cấu kiện (mm) bw – chiều dày của bản bụng hoặc mặt cắt tròn (mm) – hệ số chuyển đổi điểu đồ ứng suất quy định trong {5.7.2.2}. – chiều dày cánh chịu nén của cấu kiện dầm I hoặc T (mm) a = c. – chiều dày của khối ứng suất tương đương (mm) theo {5.7.2.2}. a = c. = . = Theo trạng thái giới hạn cường độ 1, cốt thép phải bố trí sao cho mặt cắt đủ khả năng chịu lực. - Chọn tiết diện cốt thép tổng quát - Cường độ nén của bê tông ở 28 ngày tuổi: f’c = 28MPa. Ec = 33994,48MPa. - Giới hạn chảy của thép thanh: fy = 420MPa. Es = 200000MPa. - Lớp bảo vệ: {5.12.3.1} Mép trên bản: a = 60mm Mép dưới bản: a = 25mm Giả thiết dùng N010; db = 11,3mm; Ab = 100mm2 ddương = 200-25-11,3/2 = 169,35mm dâm = 200-60-11,3/2 = 134,35mm Biểu thức đơn giản để tính cốt thép có thể bỏ qua cốt thép chịu nén khi tính sức kháng mômen như sau: Trong đó: a = Giả thiết cánh tay đòn (d-a/2) độc lập với As, có thể thay bằng jd và được trị số gần đúng của As để chịu фMn = Mu. Nếu thay fy = 400MPa, ф = 0,9 {5.5.4.2.1} và giả thiết đối với tiết diện bê tông cốt thép thường j0,92. Tiết diện thép gần đúng có thể biểu diễn bởi: Gần đúng As Vì biểu thức gần đúng nên cần kiểm tra sức kháng mômen của cốt thép đã chọn. Cốt thép lớn nhất {5.7.3.3.1} bị giới hạn bởi yêu cầu dẻo dai c≤0,42d hoặc a≤0,42d. Với = 0,85 a≤0,357d. Cốt thép nhỏ nhất {5.7.3.3.2} của cốt thép thường thỏa mãn nếu: Với các tính chất vật liệu đã cho, diện tích nhỏ nhất của thép trên một đơn vị chiều rộng bản là: min As = = 0,0021d mm2 Khoảng cách lớn nhất của cốt thép chủ {5.10.3.2} của bản bằng 1,5lần chiều dày bản hoặc 450mm. Với chiều dày bản 200 mm: Smax = 1,5.200 = 300mm 2.2.4.1. Cốt thép chịu mômen dương Mu = 13,87kNm; d = 169,35mm. Thử chọn: As = 0,248 mm2 min As = 0,0021d = 0,0021.169,35 = 0,356mm2 Chọn As = 0,356mm2 Theo phụ lục B, bản B4, sách Cầu bê tông cốt thép (tập 1), thử chọn N010@250 cho As = 0,400mm2. a = = 6,7mm Kiểm tra độ dẻo dai: a≤0,357d = 0,357.169,35 = 60,46mm Đạt Kiểm tra cường độ mômen: = = = 23904Nmm = 23,9 kNm > 13,87kNm Đạt Đối với cốt thép ngang bên dưới chịu mômen dương dùng N010@250mm. 2.2.4.2. Cốt thép chịu mômen âm Mu = 22,13kNm; d = 134,35mm. Thử chọn: As = 0,499 mm2 min As = 0,0021d = 0,0021.169,35 = 0,356mm2 Chọn As = 0,499mm2 Theo phụ lục B, bản B4, sách Cầu bê tông cốt thép (tập 1), thử chọn N010@200 cho As = 0,500mm2. a = = 8,4mm Kiểm tra độ dẻo dai: a≤0,357d = 0,357.134,35 = 47,96mm Đạt Kiểm tra cường độ mômen: = = = 23427Nmm = 23,43 kNm > 23,13kNm Đạt Đối với cốt thép ngang bên trên chịu mômen âm dùng N010@200mm. 2.2.4.3. Cốt thép chịu mômen âm cho phần hẩng của bản mặt cầu Để thuận lợi thi công: Bố trí 2 mặt phẵng lưới cốt thép cho bản mặt cầu nên cốt thép âm cho phần hẫng được bố trí giống cốt thép âm dùng N010@200mm. Chỉ tiến hành kiểm toán. Mômen tính toán cho mômen âm bản mặt cầu: Mu = 20,84kNm < 23,13kNm Do mômen tính toán Mu < Mômen tính toán của mômen âm của bản mặt cầu nên chắc chắn các kiểm toán trong kiểm toán về cường độ được thỏa mãn. 2.2.4.4. Cốt thép phân bố Cốt thép phụ theo chiều dọc được đặt dưới đáy bản để phân bố tải trọng bánh xe dọc cầu đến cốt thép chịu lực theo phương ngang. Diện tích yêu cầu tính theo phần trăm (%) cốt thép chính chịu mômen dương. Đối với cốt thép chính đặt vuông góc với hướng xe chạy {9.7.3.2}. Số phần trăm = Trong đó Sc là chiều dài có hiệu của nhịp. Sc = 1850mm. Số phần trăm = = 89,3% dùng 67% Bố trí As = 0,67.0,4 = 0,268mm2. Đối với cốt thép dọc bên dưới dùng N010@350mm. 2.2.4.5 Cốt thép chống co ngót và nhiệt độ Lượng cốt thép tối thiểu cho mỗi phương sẽ là {5.10.8.2}: = = 0,375mm2 Trong đó: Ag – diện tích tiết diện nguyên. Ag = 200m2. Cốt thép chính và phụ đều được chọn lớn hơn trị số này. Tuy nhiên đối với bản dày hơn 150mm cốt thép chống co ngót và nhiệt độ phải được bố trí đều nhau trên cả 2 mặt. Khoảng cách lớn nhất của cốt thép này là 3,0lần chiều dày bản hoặc 450mm. Đối với cốt dọc trên dùng N010@450, As = 0,222mm2. 2.2.5.Kiểm tra nứt – Tổng quát Nứt được kiểm tra bằng cách giới hạn ứng suất kéo trong cốt thép dưới tác dụng của tải trọng sử dụng fs nhỏ hơn ứng suất kéo cho phép fsa {5.7.3.4}: Trong đó: Z = 23000N/mm (tham số chiều rộng vết nứt) cho điều kiện môi trường khắc nghiệt. dc – chiều cao tính từ thớ chịu kéo xa nhất đến tim thanh gần nhất ≤50mm. A – diện tích có hiệu của bê tông chịu kéo trên thanh có cùng trọng tâm với cốt thép. Dùng trạng thái giới hạn sử dụng để xét vết nứt của bê tông cốt thép thường {3.4.1}. Trong trạng thái giới hạn sử dụng, hệ số thay đổi tải trọng h = 1,0 và hệ số tải trọng cho tĩnh tải và hoạt tải là 1,0. Do đó mômen dùng để tính ứng suất kéo trong cốt thép là: M = MDC+MDW+1,25.MLL Việc tính ứng suất kéo trong cốt thép do tải trọng sử dụng dựa trên đặc trưng tiết diện nứt chuyển sang đàn hồi {5.7.1}. Dùng tỷ số môđun đàn hồi n = Es/Ec để chuyển cốt thép sang bê tông tương đương. Môđun đàn hồi Ec được cho bởi: Ec = = = 26752,5MPa Và n = = 7,48 Dùng n = 7 2.2.5.1. Kiểm tra cốt thép chịu mômen dương Mômen dương trong trạng thái giới hạn sử dụng tại vị trí giữa nhịp: Mu = 0,5.[(4,8+2,26).1,852/8+1,2.1,25.15,22.0,531] = 7,57kNm Tính các đặc trưng tiết diện chuyển đổi cho mặt cắt rộng 1mm có hai lớp cốt thép như trình bày ở trên. Vì lớp bảo vệ tương đối dày, cốt thép phía trên giả thiết nằm ở phía chịu kéo của trục trung hòa. Tổng mômen tĩnh đối với trục trung hòa ta có: x = 31,75mm < 65,65mm vậy giả thiết đúng. Mômen quán tính của tiết diện nứt chuyển đổi là: Hình 2.3: Tiết diện nứt chịu mômen dương Icr = = = 67705,42mm2/mm Và ứng suất kéo của cốt thép dưới bằng: fs = = = 107,69MPa Cốt thép chịu kéo cho mômen dương dùng thanh N010@250mm đặt cách thớ chịu kéo xa nhất 30,65mm. Do đó: dc = 30,65mm≤50mm A = 2.30,65.250 = 15325mm2 Và fsa = = 295,88MPa > 0,6fy Do đó dùng: fsa = 0,6fy = 0,6.400 = 240MPa > fs = 107,69MPa Đạt 2.2.5.2. Kiểm tra cốt thép chịu mômen âm Mômen âm trong trạng thái giới hạn sử dụng tại vị trí gối: Mu = -0,8.[(4,8+2,26).1,852/8+1,2.1,25.15,17.0,531] = -12,08kNm Tiết diện ngang chịu mômen âm có cốt thép nén ở đáy bản. Lần này giả thiết x > d’ = 30,65mm, như vậy cốt thép đáy bản sẽ chịu nén. Tổng mômen tĩnh đối với trục trung hòa ta có: x = 30,75mm > 30,65mm vậy giả thiết đúng. Mômen quán tính của tiết diện nứt chuyển đổi là: Hình 2.4: Tiết diện nứt chịu mômen âm Icr = = = 43380,59mm2/mm Và ứng suất kéo của cốt thép dưới bằng: fs = = = 201,94MPa Cốt thép chịu kéo cho mômen âm dùng thanh N010@200mm đặt cách mặt chịu kéo xa nhất 65,65mm. Do đó: dc = 65,65mm > 50mm A = 2.50.200 = 20000mm2 Và fsa = = 230MPa > 0,6fy Do đó dùng: fsa = 0,6fy = 0,6.400 = 240MPa > fs = 201,94MPa Đạt 2.2.5. Trạng thái giới hạn mỏi Không cần tính mỏi cho bản mặt cầu khi dùng nhiều dầm chủ. {9.5.3} PHẦN 3: TÍNH TOÁN DẦM CHỦ 3.1. SỐ LIỆU ĐẦU VÀO - Khoảng cách giữa các dầm chủ: S = 2000mm - Số lượng dầm chủ: n = 5dầm - Kiểu dầm chủ: Dầm thép chữ I - Chọn thép làm dầm: Loại thép công trình M270 cấp 250 có: + Cường độ kéo min Fu = 400MPa + Cường độ chảy min Fy = 250MPa 3.2. CHỌN TIẾT DIỆN DẦM CHỦ Các căn cứ: - Chiều cao dầm không nhỏ hơn 1/25 nhịp () - Chiều dày tối thiểu của thép là 8mm. - Đối với các dầm ngoài, AASHTO yêu cầu ít nhất kích thước dầm ngoài phải bằng dầm trong. Chọn tiết diện dầm chủ như sau: Hình 3.1: Cấu tạo mặt cắt ngang dầm chủ Trong đó: - Bề dày bản cánh chính 18mm ; chiều rộng bản cánh chính 500mm - Bề dày bản táp: 12mm ; chiều rộng bản táp 500-10.2 = 480mm 3.3. TÍNH TOÁN VÀ PHÂN TÍCH 3.3.1. Tính toán các đặc trưng hình học dầm chủ - Diện tích tiết diện dầm: A = 2.500.30 + 1440.18 = 55920 (mm2) - Mômen quán tính của tiết diện dầm: I = = 2,07.1010 (mm4) - Mômen quán tính của tiết diện đối với trục thẳng đứng trong mặt phẳng bản bụng: Iy = = 625,7.106 (mm4) - Mômen quán tính của bản cánh chịu nén của tiết diện quanh trục thẳng trong mặt phẳng bản bụng: Iyc = 312,5.106 (mm4) 3.3.2. Phân tích đàn hồi hay quá đàn hồi {6.10.4} Sẽ tính theo đàn hồi. Vì nhịp đơn giản nên không có sự phân phối lại mômen. 3.3.3. Tiết diện đồng nhất hay lai {6.10.4.3} Vì ta dự kiến sẽ dùng cùng một loại thép công trình cho tất cả các chi tiết nên tiết diện được coi là đồng nhất. Do đó hệ số ghép tiết diện Rh = 1,0. - Đối với các bản cánh chịu nén, nếu có tăng cường dọc hoặc ≤lb thì hệ số truyền tải trọng Rb sẽ lấy bằng 1,0. Nếu không thì Rb = 1-().(- lb. ) Với ar = Trong đó: Dc - chiều cao bản bụng chịu nén trong phạm vi đàn hồi (mm) tw - chiều dày bản bụng (mm) lb = 5,76 đối với cấu kiện có diện tích cánh chịu nén bằng hoặc lớn hơn bản cánh chịu kéo. lb = 4,64 đối với cấu kiện có diện tích cánh chịu nén bằng hoặc nhỏ hơn bản cánh chịu kéo. fc - ứng suất trong bản cánh chịu nén đang xét do tác dụng của tải trọng tính toán (MPa) Ac - diện tích bản cánh chịu nén (mm2). - Đối với các bản cánh chịu kéo, Rb lấy bằng 1,0. 3.3.4. Chọn hệ số sức kháng ф Đối với TTGH cường độ hệ số sức kháng ф phải lấy {6.5.4.2}. - Đối với uốn: φf = 1,00 - Đối với cắt: φv = 1,00 Các TTGH không thuộc TTGH cường độ: ф = 1,00 {1.3.2.1}. 3.3.5. Chọn hệ số điều chỉnh tải trọng Hệ số điều chỉnh Tiêu chuẩn TTGH cường độ TTGH sử dụng TTGH mỏi Hệ số dẻo {1.3.3} 0,95 1,00 1,00 Hệ số dư thừa {1.3.4} 0,95 1,00 1,00 Hệ số quan trọng {1.3.5} 1,05 1,00 1,00 {1.3.2.1} 0,95 1,00 1,00 3.4. TÍNH NỘI LỰC DẦM CHỦ 3.4.1. Ảnh hưởng của tĩnh tải Các hệ số tải trọng cho tĩnh tải: - Đối với bản mặt cầu và lan can tay vịn: gpDCmax = 1,25 gpDCmin = 0,9 - Đối với các lớp mặt cầu gpDWmax = 1,5 gpDWmin = 0,65 3.4.2. Ảnh hưởng của hoạt tải xe và tải trọng làn + Hệ số xung kích: IM = 0,25 + Hệ số tải trọng: gLL = 1,75 + Hệ số làn xe: - Đường 1 làn xe: m = 1,2 - Đường 2 làn xe: m = 1,0 - Đường 3 làn xe: m = 0,85 3.4.2. Ảnh hưởng của tải trọng người Hệ số tải trọng: gPL = 1,75 3.4.3. Tính hệ số phân phối ngang 3.4.3.1. Tính toán hệ số phân bố hoạt tải theo làn Tính tỉ số Với: Kg = n.(I + A.eg2) - tham số độ cứng dọc. n = Es/ED - tỉ số môđun đàn hồi của vật liệu làm dầm và vật liệu lầm bản, n = 7,48 tính ở phần bản mặt cầu. Chọn n = 7. eg: Khoảng cách giữa trọng tâm của bản mặt cầu và của dầm, vì dầm không liên hợp với bản bê tông nên eg = 0. Vậy Kg = 7.[2,07.1010 + 0] = 14,49.1010 = = 0,963 3.4.3.1.1. Hệ số phân bố hoạt tải theo làn đối với mômen uốn {4.6.2.2.2a} - Đối với dầm trong: + Một làn thiết kế chịu tải gm = 0,06+ gm = 0,06+ = 0,387 + Hai làn thiết kế chịu tải gm = 0,075+ gm = 0,075+ = 0,535 - Đối với dầm ngoài: + Một làn thiết kế chịu tải: Sử dụng phương pháp đòn bẩy. gm = = 0,69 + Hai làn thiết kế chịu tải: gm = e.gtrong Trong đó: e = 0,77 + = 0,77 + = 0,949 gm = 0,949.0,69 = 0,655 3.4.3.1.2. Hệ số phân bố hoạt tải theo làn đối với lực cắt {4.6.2.2.3a} - Đối với dầm trong: + Một làn thiết kế chịu tải: gv = 0,36 + = 0,36 + = 0,623 + Hai làn thiết kế chịu tải gv = 0,2 + - = 0,2 + - = 0,428 - Đối với dầm ngoài + Một làn thiết kế chịu tải: Sử dụng quy tắc đòn bẩy, tương tự như tính hệ số phân bố cho mômen ở trên, ta có gv = 0,69 + Hai làn thiết kế chịu tải: gm = e.gtrong Trong đó: e = 0,6 + = 0,6 + = 0,767 gm = 0,767.0,69 = 0,529 Theo {4.6.2.2.1} khi dùng phương pháp đòn bẩy phải đưa vào hệ số làn xe m. Đối với 1 làn chịu tải m = 1,2. Mô hình nguyên tắc đòn bẩy cho dầm biên được chỉ ra trên hình vẽ. 3.4.3.2. Tính toán hệ số phân bố của tải trọng người đi bộ Sử dụng phương pháp đòn bẩy, tính cho cả mômen và lực cắt. gpl = = 1 Vậy hệ số phân bố hoạt tải và người đi bộ: Dầm giữa Dầm biên Mômen uốn gm 0,535 0,69 Lực cắt gv 0,623 0,69 Người đi bộ gpl 1 1 3.4.4. Tính toán nội lực dầm chủ do tĩnh tải 3.4.4.1. Tải trọng của mặt đường trên cầu và các bộ phận mặt cầu - Tĩnh tải rải đều lên 1m dài dầm chủ do BMC gDC1(bmc) = = 9,6 kN/m - Tải trọng do lan can Tĩnh tải DC2 tác dụng cho dầm biên gDC2 = 6,3 kN/m - Tải trọng do lớp phủ Tính toán theo bảng sau: STT Lớp Chiều dày (m) g (kN/m3) DW (kN/m) 1 Lớp phủ asphan 0.05 23 1,15 2 Bê tông bảo vệ 0,02 24 0,48 3 Chống thấm 0,01 15 0,15 4 Mui luyện 0,02 24 0,48 Cộng 0,1 2,26 Vậy DW = 2,26 kN/m gDW = = 4,068 kN/m 3.4.4.2. Tải trọng bản thân dầm chủ Trọng lượng thép trên 1m dài dầm chủ có thể được xác định theo công thức: gDC1(dc) = Trong đó: l - nhịp tính toán của dầm, l = 26,4m 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 g - trọng lượng thể tích của thép, g = 7,85 T/m3 = 78,5 kN/m3 a - hệ số xét đến trọng lượng của hệ liên kết giữa các dầm chủ (lấy tùy thuộc vào chiều dài nhịp), a = 0,1-0,12 a - đặc trưng trọng lượng ứng với dầm giản đơn, a = 0,5 k0 - Hoạt tải tác dụng lên dầm, kN/m Xác định k0: Cách xếp xe lên đường ảnh hưởng: Xếp xe sao cho hợp lực của các trục xe và trục xe gần nhất cách đều tung độ lớn nhất của đường ảnh hưởng. - Với xe tải: 35.(x+4,3) + 145.x = 145.(4,3-x) x = 1,455m - Với xe 2 trục: x = 0,6m Đường ảnh hưởng mômen mặt cắt 1/4 nhịp (tính cho dầm ngoài). k0 = gm.[(1+IM)(35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.w] + gpl.3. w = 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.1,18+145.4,4+145.4,06) + 9,3.65,34] + 1.3.65,34 = 1162,13 kN/m Thay tất các vào công thức ta có: gDC1(dc) = = 8,59 kN/m Trọng lượng thép của hệ liên kết, thường được xem là một hàm số của trọng lượng dầm chủ. ggl = a.gDC1(dc) = 0,1.8,59 = 0,859 kN/m Bảng tổng kết: Do bản mặt cầu gDC1(bmc) 9,6 kN/m Do TLBT dầm chủ và hệ liên kết gDC1(dc) (8,59+0,859) kN/m Do lan can tay vịn gDC2 6,3 kN/m Do lớp phủ mặt cầu g 4,068 kN/m 3.4.4.3. Các hệ số cho tĩnh tải gp {3.4.1-2} Loại tải trọng TTGH Cường độ 1 TTGH Sử dụng DC: Cấu kiện và các thiệt bị phụ 1,25/0,9 DW: Lớp phủ mặt cầu và các tiện ích 1,5/0,65 1 3.4.4.4. Xác định nội lực Ta tính toán nội lực dầm chủ tại mặt cắt giữa nhịp đối với mômen và tại mặt cắt gối đối với lực cắt. Để xác định nội lực, ta vẽ đường ảnh hưởng cho các mặt cắt cần tính rồi xếp tĩnh tải rãi đều lên đường ảnh hưởng. Nội lực xác định theo công thức: - Mômen: Mu = h.gp.w.g - Lực cắt: Vu = h.g.(gp.w+- gp.w-) Trong đó: w - diện tích đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt đang xét. w+ - diện tích đường ảnh hưởng lực cắt dương tại mặt cắt đang xét. w- - diện tích đường ảnh hưởng lực cắt âm tại mặt cắt đang xét. 3.4.4.4.1. Mômen Đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt giữa nhịp: w = 87,12m2 - Trạng thái giới hạn cường độ 1 Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can) Mu = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)+1,5gDW).w = 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,5.4,068).87,12 = 2475,74kNm Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can) Mu = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)+1,25gDC2+1,5gDW).w = 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,25.6,3+1,5.4,068).87,12 = 3127,51kNm - Trạng thái giới hạn sử dụng Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can) Mu = 1.(1.gDC1(bmc)+1.gDC1(dc)+1.gDW).w = 1.(1.9,6+1.9,449+1.4,068).87,12 = 2013,95kNm Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can) Mu = 1.(1.gDC1(bmc)+1.gDC1(dc)+1.gDC2+1.gDW).w = 1.(1.9,6+1.9,449+1.6,3+1.4,068).87,12 = 2562,81kNm 3.4.4.4.2. Lực cắt Đường ảnh hưởng lực cắt tại mặt cắt gối w+ = 13, 2m2 ; w- = 0m2 - Trạng thái giới hạn cường độ 1 Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can) Vu = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)+1,5gDW).w+ = 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,5.4,068).13,2 = 375,11kN Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can) Vu = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)+1,25gDC2+1,5gDW).w+ = 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,25.6,3+1,5.4,068).13,2 = 473,86kN - Trạng thái giới hạn sử dụng Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can) Vu = 1.(1.gDC1(bmc)+1.gDC1(dc)+1.gDW).w+ = 1.(1.9,6+1.9,449+1.4,068).13,2 = 305,14kN Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can) Vu = 1.(1.gDC1(bmc)+1.gDC1(dc)+1.gDC2+1.gDW).w+ = 1.(1.9,6+1.9,449+1.6,3+1.4,068).13,2 = 388,30kNm Bảng tổng kết: Mômen do tĩnh tải (kNm) TTGH Cường độ 1 TTGH Sử dụng Dầm trong 2475,74 2013,95 Dầm ngoài 3127,51 2562,81 Lực cắt do tĩnh tải (kN) TTGH Cường độ 1 TTGH Sử dụng Dầm trong 375,11 305,14 Dầm ngoài 473,86 388,30 Nhận xét: Nội lực tại các mặt cắt của dầm ngoài luôn lớn hơn dầm trong. Vậy ta chỉ phải kiểm toán nội lực của dầm ngoài. 3.4.5. Tính toán nội lực dầm chủ do hoạt tải Hoạt tải xe ôtô trên mặt cầu hay kết cấu phụ trợ (HL-93) sẽ gồm một tổ hợp của: - Xe tải thiết kế hoặc xe 2 trục thiết kế. - Tải trọng làn thiết kế Hiệu ứng lực của tải trọng làn thiết kế không xét lực xung kích. Hiệu ứng lực lớn nhất phải được lấy theo giá trị lớn hơn của trường hợp sau. - Hiệu ứng của xe 2 trục thiết kế tổ hợp với hiệu ứng của tải trọng làn thiết kế 9HL93M). - Hiệu ứng của một xe tải thiết kế tổ hợp với hiệu ứng của tải trọng làn thiết kế (HL93K). 3.4.5.1. Mômen Đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt giữa nhịp - Xe tải thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người + Trạng thái giới hạn cường độ 1 Mu = h.[1,75.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.w] + 1,75.gpl.3.w] = 0,95.[1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.4,086+145.6,236+145.4,814) + 9,3.87,12] + 1,75.1. 3.87,12] = 2615,2 kN/m + Trạng thái giới hạn sử dụng Mu = h.[1.gm.[(1+IM).(35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.w] + 1.gpl.3.w] = 1.[1. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.4,086+145.6,236+145.4,814) + 9,3.87,12] + 1.1. 3.87,12] = 1573,05 kN/m - Xe 2 trục thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người + Trạng thái giới hạn cường độ 1 Mu = h.[1,75.gm.[(1+IM).110.(y1+y2) + 9,3.w] + 1,75.gpl.3.w ] = 0,95. [1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.110.(6,3+6,3) + 9,3.87,12] + 1,75.1. 3.87,12] = 2357,63 kN/m + Trạng thái giới hạn sử dụng Mu = h.[1.gm.[(1+IM).110.(y1+y2) + 9,3.w] + 1.gpl.3.w ] = 1.[1. 0,69.[(1+0,25).0,5.110.(6,3+6,3) + 9,3.87,12] + 1.1. 3.87,12] = 1418,12 kN/m 3.4.5.2. Lực cắt Đường ảnh hưởng lực cắt tại mặt cắt gối - Xe tải thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người + Trạng thái giới hạn cường độ 1 Vu = h.[1,75.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.w+] + 1,75.gpl.3. w+] = 0,95. [1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.0,674+145.0,837+145.1) + 9,3.13,2] + 1,75.1. 3.13,2] = 414,54 kN/m + Trạng thái giới hạn sử dụng Vu = h.[1.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3. w+] + 1.gpl.3. w+] = 1. [1. 0,69.[(1+0,25).0,5. 0,5.( 35.0,674+145.0,837+145.1) + 9,3.13,2] + 1.1. 3.13,2] = 249,35 kN/m - Xe 2 trục thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người + Trạng thái giới hạn cường độ 1 Vu = h.[1,75.gm.[(1+IM).110.(y1+y2) + 9,3. w+] + 1,75.gpl.3. w+] = 0,95. [1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.110.(1+0,955) + 9,3.13,2] + 1,75.1. 3.13,2] = 360,84 kN + Trạng thái giới hạn sử dụng Vu = h.[1.gm.[(1+IM).110.(y1+y2) + 9,3. w+] + 1.gpl.3. w+] = 1. [1. 0,69.[(1+0,25).0,5.110.(1+0,955) + 9,3.13,2] + 1.1. 3.13,2] = 217,04 kN Bảng tổng kết: Mômen do hoạt tải (kNm) TTGH Cường độ 1 TTGH Sử dụng HL93K+Tải trọng người 2615,2 1573,05 HL93M+Tải trọng người 2357,63 1418,12 Lực cắt do hoạt tải (kN) TTGH Cường độ 1 TTGH Sử dụng HL93K+Tải trọng người 414,54 249,35 HL93M+Tải trọng người 360,84 217,04 Nhận xét: Nội lực tại các mặt cắt dưới tác dụng của xe tải thiết kế luôn lớn hơn xe 2 trục. Vậy ta chỉ phải kiểm toán nội lực của - Xe tải thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người. 3.4.6. Tổ hợp nội lực - Tổ hợp theo trạng thái giới hạn cường độ 1 + Tổ hợp mômen Mu = 0,95.(1,25.MDC1+1,25.MDC2+1,5.MDW+1,75MLL+IM+1,75gMPLMPL) + Tổ hợp lực cắt Vu = 0,95.(1,25.VDC1+1,25.VDC2+1,5.VDW+1,75VLL+IM+1,75gVPLVPL) - Tổ hợp theo trạng thái giới hạn sử dụng + Tổ hợp mômen Mu = 1.(1.MDC1+1.MDC2+1.MDW+1.MLL+IM+1.gMPLMPL) + Tổ hợp lực cắt Vu = 1.(1.VDC1+1.VDC2+1.VDW+1.VLL+IM+1.gVPLVPL) Với: MLL+IM = gMPL.[(1+IM).Mxe tải + Mlàn] VLL+IM = gVPL.[(1+IM).Vxe tải + Vlàn] gM, gM – hệ số phân bố tải trọng cho mômen và lực cắt. Bảng tổng kết tổ hợp nội lực bất lợi nhất: TTGH Cường độ 1 TTGH Sử dụng Mômen (kNm) 5742,71 4135,86 Lực cắt (kN) 888,40 637,65 3.5. KIỂM TOÁN DẦM CHỦ 3.5.1. Kiểm toán các giới hạn trong việc xác định kích thước tiết diện 3.5.1.1. Các tỉ lệ cấu tạo chung 0,1 ≤ ≤ 0,9 Trong đó: Iy - mômen quán tính của mặt cắt thép đối với trục thẳng đứng trong mặt phẳng của bản bụng (mm4). Iyc - mômen quán tính của bản cánh chịu nén của mặt cắt thép quanh trục đứng trong mặt phẳng của bản bụng (mm4). Ta có: Iyc = 312,5.106 (mm4) Iy = 625,7.106 (mm4) 0,1 ≤ = 0,499 ≤ 0,9 Đạt 3.5.1.2. Độ mảnh của bản bụng ≤ 6,77. Trong đó: DC - chiều cao của bản bụng chịu nén trong phạm vi đàn hồi (mm), DC = 1440/2 (mm) fc - ứng suất trong biên chịu nén do tải trọng thi công (MPa) Tính cho dầm ngoài M = η.1,25.MDC = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)).w = 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449).87,12 = 1970,71kNm Tính mômen kháng uốn dẻo Z của tiết diện dầm Z = .18.14402 + 2.(.500.302 + 500.30.735) = 28,42.106 (mm3) fc = = = 69,34 (MPa) Vậy: = = 80 ≤ 6,77. = 6,77. = 363,59 Đạt 3.5.2. Kiểm toán dầm chủ 3.5.2.1. Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ 1 3.5.2.1.1. Độ mảnh của bản bụng có mặt cắt đặc chắc {6.10.4.1.1} ≤ 3,76. Trong đó: DCP - chiều cao của bản bụng chịu nén tại lúc mômen dẻo (mm) Fyc - cường độ chảy dẻo nhỏ nhất được qui định của bản cánh chịu nén (MPa), Fyc = Fy = 250 (MPa) Thay vào ta được: = = 80 ≤ 3,76. = 3,76. = 106,35 Đạt Vậy bản bụng có mặt cắt đặc chắc. 3.5.2.1.2. Độ mảnh của bản cánh chịu nén có mặt cắt đặc chắc {6.10.4.1.3} ≤ 0,382 Trong đó: bf - chiều rộng bản cánh chịu nén (mm), bf = 500 (mm) tf - bề dày bản cánh chịu nén (mm), tf = 30 (mm) Thay vào ta được: = 8,33 ≤ 0,382 = 0,382 = 10,8 Đạt Vậy bản cánh chịu nén có mặt cắt đặc chắc. 3.5.2.1.3. Yêu cầu của mômen kháng uốn dẻo Z đối với tiết diện đặc chắc {6.10.4.2} Vì mặt cắt là đặc chắc nên Mn = MP. Trong đó: Mn - sức kháng uốn danh định (Nmm) Mp - mômen dẻo (Nmm) Yêu cầu tiết diện của TTGH cường độ: .gi.Qi ≤ ф.R Mu ≤ Mr Mặt khác: Mr = фf.Mn Mu ≤ фf.Mn Trong đó: Mr - sức kháng uốn tính toán đối với mômen (Nmm) фf - hệ số sức kháng uốn {6.5.4.2}, фf = 1,0. Mu ≤ Mp = Z.Fy Z ≥ Tính mômen kháng uốn dẻo Z của tiết diện dầm Z = .18.14402 + 2.(.500.302 + 500.30.735) = 28,42.106 (mm3) = = 22,87.106 (mm3) Z > Đạt 3.5.2.1.4. Giằng bản cánh chịu nén có mặt cắt đặc chắc {6.10.4.1.7} Chiều dài không được giằng Lb (mm) là: Lb ≤ [0,124 – 0,0759()][] Trong đó: Lb - chiều dài không được giằng. ry - bán kính hồi chuyển nhỏ nhất của mặt cắt thép đối với trục thẳng đứng (mm) Ml - mômen nhỏ hơn do tác dụng của tải trọng tính toán ở mỗi đầu của chiều dài không được giằng (Nmm) Mp - mômen dẻo (Nmm) Fyc - cường độ chảy nhỏ nhất qui đinh của bản cánh chịu nén (MPa) Tính các giá trị: + Bán kính hồi chuyển nhỏ nhất ry: ry = = = 105,78 (mm) + Ml = 0, lấy tại gối. Thay vào công thức ta được: Lb ≤ [0,124 – 0,0759.0][] = 10493,38 (mm) 3.5.2.2. Kiểm toán theo trạng thái giới hạn sử dụng về độ võng dài hạn {6.10.5} TTGH này được kiểm tra để đảm bảo độ võng tĩnh không ảnh hưởng đến giao thông trên cầu. Dầm được phân tích theo phương pháp đàn hồi và cả hai bản cánh của mặt cắt không liên hợp nên: Ứng suất bản cánh trong uốn dương và uốn âm không được vượt quá: ff ф.Rb.Rh.Fyf Trong đó: ff: Ứng suất bản cánh dầm đàn hồi do tải trọng tính toán gây ra (MPa) ф = 0,8: Hệ số sức kháng của bản biên với tiết diện không liên hợp. Rb - Hệ số truyền tải trọng qui định ở điều 6.10.4.3.2, Rb = 1,0. Rh - Hệ số lai được qui định ở điều 6.10.4.3.2, Rh = 1,0. Fyf - Cường độ chảy nhỏ nhất qui định ở bản cánh (MPa), Fyf = Fc = 250 (MPa) + Tính ff: Ứng suất của bản cánh chịu mômen dương và âm là: ff = = = 145,53 MPa Với M - mômen lớn nhất của TTGH sử dụng tại giữa nhịp cho dầm ngoài, M = 4135,86kNm. + Tính: 0,8.Rb.Rh.Fyf = 0,8.1,0.1,0.250 = 200 MPa ff < 0,8.Rb.Rh.Fyf Đạt 3.5.2.3. Kiểm toán theo trạng thái giới hạn mỏi và đứt gãy do mỏi {6.5.3} Trạng thái này nhằm hạn chế sự phát triển vết nứt và tránh hiện tượng đứt gãy do tải trọng khai thác. Xe tải thiết kế để tính mỏi là xe tải đơn, có khoảng cách giữa các trục xe cố định. - Chu kỳ tải trọng: Giả thiết đường liên quốc gia thuộc vùng nông thôn với lượng giao thông trung bình hằng ngày ADT = 20000 (xe/ ngày) + Theo bảng 6-2: Tỉ lệ xe tải trong luồng bằng 0,2. + Theo bảng 6-1: Phần xe tải trong làn đơn p = 0,85 (Ứng với 2 làn xe tải). Lượng xe tải trung bình hằng ngày: ADTT = 0,2.ADT.2làn = 0,2.20000.2 = 8000 (xe tải / ngày) Lượng xe tải trung binh hằng ngày của 1 làn xe tải đơn: ADTTSL = p.ADTT = 0,85.8000 = 6800 (xe tải / ngày) + Theo bảng 6-3: Chu kỳ ứng suất trên một xe tải cho dầm đơn giản nhịp 27000 (mm) là n = 1. Số lượng chu kỳ ứng suất N: N = 365.100.1.6800 = 248,2.106 (chu kỳ) - Sức kháng mỏi danh định ứng với loại cấu tạo A: (F)n = Trong đó: (F)n - sức kháng mỏi danh định. A - hệ số cấu tạo, Theo bảng 6-5 A = 82.1011. (F)TH - ngưỡng ứng suất mỏi có biên độ không đổi, Theo bảng 6-5 (F)TH = 165. (MPa) (MPa) > 28,85 (MPa) (F)n = 82,5 (MPa) - Mômen lớn nhất do tải trọng mỏi tại giữa nhịp: Mmỏi = 0,75.(MLL+IM) = 0,75.0,5.(1+0,15).[145(6,6 + 4,45) + 35.2,1] = 722,67 (kNm) f = = 25,43 MPa < 82,5 (MPa) Đạt 3.5.2.4. Sức kháng cắt theo trạng thái giới hạn cường độ {6.10.7} Sức kháng cắt tính toán của dầm hoặc tổ hợp Vr phải lấy là: Vr = Фv.Vn Trong đó: Vn – sức kháng cắt danh định được quy định ở {6.10.7.2} và {6.10.7.3} là lược đối với các bản bụng không có gờ tăng cường và có gờ tăng cường. Фv – hệ số kháng cắt được quy định ở {6.5.4.2} Trình tự tính toán: - Mômen chảy My là mômen gây nên ứng suất chảy đầu tiên tại bất kỳ bản biên nào của dầm thép. Đối với tiết diện không liên hợp chỉ làm việc theo 1 giai đoạn nên My đơn giản bằng: My = Fy.SNC Trong đó: Fy - cường độ chảy của thép, Fy = 250 (MPa) SNC - mômen kháng uốn của tiết diện không liên hợp, SNC = Z = 28,42.106 (mm3). My = 250.28,42.106 = 7105.106 (Nmm) = 7105 (kNm) - Mômen dẻo Mp là tổng mômen của các lực dẻo đối với trục trung hoà dẻo. Mp = Pt.dt + Pwt.dwt + Pwc.dwc + Pc.dc Trong đó: Pt - lực dẻo ở bản biên chịu kéo, Pt = Fy.bt.tt = 250.500.30 = 3,75.106 (N). Pc - lực dẻo ở bản biên chịu nén, Pc = Fy.bc.tc = 250.500.30 = 3,75.106 (N). Pwt - lực dẻo ở vách đứng chịu kéo, Pwt = Fy.(D/2).tw = 250.(1440/2).18 = 3,24.106 (N). Pwc - lực dẻo ở vách đứng chịu nén, Pwt = Fy.(D/2).tw = 250.(1440/2).18 = 3,24.106 (N). dt, dc - cánh tay đòn mômen của Pt, Pc đối với TTHD. dt = dc = (D + ts)/2 = 735 (mm) dwt, dwc - cánh tay đòn mômen của Pwt, Pwc đối với TTHD. dwt = dwc = D /4 = 360 (mm) Mp = (3,75.106.735 + 3,24.106.360 + 3,24.106.360 + 3,75.106.735).10-6 = 7845,3 (kNm) Thay vào ta được: Mu = 5742,71 > 0,5.1,0.7845,3 = 3922,65 (kNm) Đạt Nên ta tính sức kháng cắt danh định của vách Vn như sau: {6.10.7.3.3a-2} Vn = R.Vp[ C + ] ≥ C.Vp Trong đó: R - hệ số giảm, được xác định theo công thức: Mu - mômen uốn lớn nhất do tải trọng tính toán, Mu = 5742,71 (kNm) Mr - sức kháng uốn tính toán, Mr = Mp = 7845,3 (kNm) My - mômen chảy, My = 7105 (kNm) Фf - hệ số sức kháng đối với uốn quy định ở {6.5.4.2}. R = 0,93 < 1,0 Vp - lực cắt dẻo. Vp = 0,58.Fyw.D.tw = 0,58.250.1440.18.10-3 = 3758,4 (kN) D - chiều cao vách, D = 1440 (mm) do - khoảng cách giữa các GTC đứng trung gian, phải thỏa mãn: (mm) Chọn do = 5000 (mm) C - tỉ số ứng suất cắt trên cường độ chảy cắt, được xác định như sau: = = 5,4 = = 72, 3 = = 90, 7 ≤ ≤ Nên: = = 0,904 Thay tất cả vào ta được: Vn = 0,93.3758,4.[ 0,904 + ] Vn = 3240,55 (kN) < C.Vp = 0,904.3758,4 = 3397,59 (kN) Vn = 3397,59 (kN) Vậy sức kháng cắt tính toán của vách là: Vr = φv.Vn = 1.3397,59 = 3397,59 (kN) Lực cắt lớn nhất do tải trọng thiết kế gây ra là: Vu = 888,40 (kN) Ta có: Vu = 888,40 (kN) <Vr = 3397,59 (kN) Đạt 3.6. THIẾT KẾ GỜ TĂNG CƯỜNG 3.6.1 Thiết kế gờ tăng cường gối Các phản lực gối và các tải trọng tập trung khác, hoặc ở trạng thái cuối cùng hoặc trong thi công, phải do các gờ tăng cường ở gối chịu. Các gờ tăng cường gối phải được đặt lên các bản bụng của các dầm thép cán ở tại tất cả các vị trí gối và các điểm của các tải trọng tập trung khác mà ở đó: Vu > 0,75фb.Vn Các gờ tăng cường gối phải được đặt lên các bản bụng của các dầm bản ở tại tất cả các vị trí gối và tất cả các vị trí chịu các tải trọng tập trung. Hình 3.2: Bố trí sườn tăng cường gối 3.6.1.1 Độ mảnh {6.10.8.2.2} GTC gối được thiết kế như một phần tử chịu nén, chịu lực tập trung thẳng đứng, thường được thiết kế có chiều cao bằng chiều cao của vách và càng gần mép ngoài của bản biên càng tốt. Phần lồi của GTC gối phải thỏa mãn yêu cầu về độ mảnh: Trong đó: bt- chiều rộng cánh lồi của GTC. tp- chiều dày của phần lồi của GTC. Fys - cường độ chảy của GTC. Chọn GTC tại gối là thép công trình M270 cấp 250, có Fys = 250 Mpa, chiều rộng bt = 200 (mm), chiều dày tp = 18 (mm) Kiểm tra độ mảnh: Đạt 3.6.1.2 Sức kháng của gối {6.10.8.2.3} Diện tích tựa có hiệu sẽ nhỏ hơn tiết diện nguyên của GTC vì đầu GTC phải vát chéo để không cho mủ hàn lọt vào góc giữa bản biên và góc. Sức kháng tựa của gối dựa trên diện tích gối triết giảm này và cường độ chảy Fys của GTC. Br = фb.Apn.Fys Trong đó: Br - sức kháng tựa có hệ số. fb - hệ số sức kháng tựa có hệ số, fb = 1,0 Apn - diện tích thực phần lồi của GTC Giả thiết dùng 2 GTC 18x200, cắt vát 40mm, đặt đối xứng với sườn dầm, có: Apn = 2.18.(200-40) = 5760 (mm2) Br = 1.5760.250 = 144.104 (N) = 1440kN > 888,40 (kN), lực cắt lớn nhất tác dụng lên gối. Đạt 3.6.1.3 Sức kháng nén dọc trục {6.10.8.2.4} Sức kháng nén dọc trục có hệ số Pr được xác định theo công thức: Pr = фc.Pn Trong đó: Pn - sức kháng nén danh định. фc - hệ số sức kháng nén, фc = 0,9. Ta có: + Diện tích có hiệu của tiết diện ngang cột: A = 2.18.200 + 18.324 = 13032 (mm2) + Mômen quán tính của GTC đối với trục trung tâm của vách: I = = 109,54.106 (mm4) + Bán kính quán tính của tiết diện cột: r = = 91,7 (mm) + Độ mảnh l được xác định theo công thức: l = Trong đó: K - hệ số điều kiện liên kết biên lý tưởng. Đối với liên kết hàn 2 đầu của phần tử chịu nén bị cản chuyển động theo phương vuông góc thì lấy k = 0,75. L - chiều dài thanh không kể liên kết, L = D = 1440mm. l = = 0,018 < 2,25. Vậy sức khánh danh định của cột được xác định theo công thức: Pn = 0,66l.Fy.As = 0,660,018.250.13032.10-3 = 3233,72 (kN) Pr = fc.Pn = 0,9.3233,72 = 2910,348 > 888,40 (kN) Đạt Vậy GTC gối gồm một đôi 18x200 bố trí đối xứng hai bên sườn dầm (Hình vẽ). 3.6.2. Thiết kế gờ tăng cường đứng trung gian Các gờ tăng cường ngang gồm các tấm hoặc thép góc được hàn hoặc liên kết bằng bulông vào một hoặc 2 bên bản bụng. Các gờ tăng cường không sử dụng như là các tấm nối cho các vách ngang hoặc các khung ngang phải được liên kết vào cả hai bản cánh hoặc hàn hoặc bắt bulông. Khoảng cách giữa đầu của mối hàn gờ tăng cường vào bản bụng và mép gần của đường hàn bản cánh vào bản bụng phải không nhỏ hơn 4tw hoặc lớn hơn 6tw. Hình 3.3: Bố trí gờ tăng cường đứng trung gian 3.6.2.1. Độ mảnh { 6.10.8.1.2} Khi chọn chiều rộng, dày của GTC đứng trung gian, độ mảnh của cánh lồi phải được giới hạn để ngăn mất ổn định cục bộ. Các yêu cầu của gờ tăng cường đứng trung gian được cho bằng 2 biểu thức của AASHTO: Và Trong đó: D - chiều cao tiết diện thép. bf - chiều rộng bản biên. bt - chiều rộng cánh lồi chịu nén của GTC. tp - chiều dày cánh lồi chịu nén của GTC. Chọn GTC đứng trung gian là thép công trình M270 cấp 250, có Fys = 250 Mpa, chiều rộng bt = 140 (mm), chiều dày tp = 12 (mm). Kiểm tra điều kiện: 192 = 16.12 = 16.tp bt = 140 0,25.bf = 0,25.500 = 125 (mm) Đạt bt = 140 Đạt 3.6.2.2. Độ cứng { 6.10.8.1.3} GTC đứng trung gian định dường bao đứng của vách, chúng cần đủ độ cứng để giữ quan hệ tương đối thẳng và cho phép vách phát triển cường độ sau mất ổn định. Mômen quán tính phải thỏa mãn: Trong đó: : Mômen quán tính của GTC đối với trục trung tâm của vách. (mm4) Trong đó: Dp = D = 1440 mm - chiều cao của vách không có GTC dọc. do = 5000 mm - khoảng cách giữa các GTC đứng trung gian. = -1,793, lấy J = 0,5 = 5000.183.0,5 = 14,58.106 < 13,23.106 (mm4) = It Đạt 3.6.2.3. Cường độ {6.10.8.1.4} Diện tích tiết diện ngang của gờ tăng cường đứng trung gian phải đủ lớn để chống lại thành phần thẳng đứng của ứng suất xiên trong vách. Yêu cầu về tiết diện ngang của GTC đứng: Trong đó: Vu = 888,40 kN: Lực cắt lớn nhất có hệ số tại gối. Vr = fv.Vn = Vn = 3754,64 kN: Sức kháng cắt danh định. B = 1: Hằng số của GTC đứng trung gian. = = 5,4 Xét: Mất ổn định quá đàn hồi 0,904 Từ đó ta có: = = -5734,4 (mm2) Chọn A = 12x140 = 1680 > -5734,4 (mm2) Đạt Vậy GTC đứng trung gian gồm 5 đôi 12x140 bố trí đối xứng hai bên sườn dầm, cách nhau do = 5000 mm theo phương dọc dầm, từ giữa nhịp ra hai bên, cách GTC gối 3200 mm (Hình vẽ). 3.7. TÍNH KHẢ THI CỦA KẾT CẤU Vì các mặt cắt không liên hợp nên kết cấu hoàn toàn khả thi. 3.8. XÁC ĐỊNH VỊ TRÍ CẮT BỚT BẢN TÁP 3.8.1. Xác định nội lực tại các tiết diện L/4, L/8, 3L/8 Nhận xét: - Nội lực tại các mặt cắt của dầm ngoài luôn lớn hơn dầm trong. Vậy ta chỉ phải kiểm toán nội lực của dầm ngoài. - Nội lực tại các mặt cắt dưới tác dụng của xe tải thiết kế luôn lớn hơn xe 2 trục. Vậy ta chỉ phải kiểm toán nội lực của Xe tải thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người. + Đưởng ảnh hưởng mômen tại mặt cắt L/4 - Trạng thái giới hạn cường độ 1: Nội lực dầm chủ do tĩnh tải: Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can) Mu = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)+1,25gDC2+1,5gDW).w = 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,25.6,3+1,5.4,068).65,34 = 2345,63kNm Nội lực dầm chủ do hoạt tải: Mu = h.[1,75.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.w] + 1,75.gpl.3.w] = 0,95.[1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.1,18+145.4,4+145.4,06) + 9,3.65,34] + 1,75.1. 3.65,34] = 1932,04 kN/m - Trạng thái giới hạn sử dụng: Nội lực dầm chủ do tĩnh tải: Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can) Mu = 1.(1.gDC1(bmc)+1.gDC1(dc)+1.gDC2+1.gDW).w = 1.(1.9,6+1.9,449+1.6,3+1.4,068).65,34 = 1922,11kNm Nội lực dầm chủ do hoạt tải: Mu = h.[1.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.w] + 1.gpl.3.w] = 1.[1. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.1,18+145.4,4+145.4,06) + 9,3.65,34] + 1.1. 3.65,34] = 1162,13 kN/m + Đưởng ảnh hưởng mômen tại mặt cắt L/8 - Trạng thái giới hạn cường độ 1: Nội lực dầm chủ do tĩnh tải: Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can) Mu = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)+1,25gDC2+1,5gDW).w = 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,25.6,3+1,5.4,068).38,12 = 1368,46kNm Nội lực dầm chủ do hoạt tải: Mu = h.[1,75.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.w] + 1,75.gpl.3.w ] = 0,95. [1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.1,81+145.2,888+145.2,35) + 9,3.38,12] + 1,75.1. 3.38,12] = 1186,75 kN/m - Trạng thái giới hạn sử dụng: Nội lực dầm chủ do tĩnh tải: Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can) Mu = 1.(1.gDC1(bmc)+1.gDC1(dc)+1.gDC2+1.gDW).w = 1.(1,.9,6+1.9,449+1.6,3+1.4,068).38,12 = 1121,38kNm Nội lực dầm chủ do hoạt tải: Mu = h[.1.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.w] + 1.gpl.3.w] = 1.[1. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.1,81+145.2,888+145.2,35) + 9,3.38,12] + 1.1. 3.38,12] = 713,83 kN/m + Đưởng ảnh hưởng mômen tại mặt cắt 3L/8 - Trạng thái giới hạn cường độ 1: Nội lực dầm chủ do tĩnh tải: Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can) Mu = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)+1,25gDC2+1,5gDW).w = 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,25.6,3+1,5.4,068).81,68 = 2932,22kNm Nội lực dầm chủ do hoạt tải: Mu = h.[1,75.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.w] + 1,75.gpl.3.w] = 0,95.[1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.3,045+145.5,733+145.4,848) + 9,3.81,68] + 1,75.1. 3.81,68] = 2455,15 kN/m - Trạng thái giới hạn sử dụng: Nội lực dầm chủ do tĩnh tải: Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can) Mu = 1.(1.gDC1(bmc)+1.gDC1(dc)+1.gDC2+1.gDW).w = 1.(1.9,6+1.9,449+1.6,3+1.4,068).81,68 = 2402,78kNm Nội lực dầm chủ do hoạt tải: Mu = h.[1.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.w] + 1.gpl.3.w] = 1.[1. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.3,045+145.5,733+145.4,848) + 9,3.81,68] + 1.1. 3.81,68] = 1476,78 kN/m Bảng kết quả: Trạng thái giới hạn cường độ 1: Mặt cắt L/2 L/4 L/8 3L/8 Mômen do tĩnh tải 3127,51 2345,63 1368,46 2932,22 Mômen do hoạt tải 2615,2 1932,04 1186,75 2455,15 Tĩnh tải + Hoạt tải 5742,71 4277,67 2555,21 5387,37 Trạng thái giới hạn sử dụng: Mặt cắt L/2 L/4 L/8 3L/8 Mômen do tĩnh tải 2562,81 1922,11 1121,38 2402,78 Mômen do hoạt tải 1573,05 1162,13 713,83 1476,78 Tĩnh tải + Hoạt tải 4135,86 3084,24 1835,21 3879,56 3.8.2. Xác định điểm cắt lý thuyết của bản táp Tiết diện dầm sau khi cắt bớt bản táp: Biểu đồ bao vật liệu: Hình 3.4: Biểu đồ bao vật liệu Sức kháng danh định của tiết diện khi chưa cắt bản biên: Mn = 250.28,42.106 = 7105(kNm) Mômen kháng uốn của tiết diện khi đã cắt bớt bản táp: S = .18.14402 + 2.(.500.182 + 500.18.735) = 19,5.106 (mm3) Sức kháng danh định của tiết diện khi đã cắt bớt bản táp: My’ = Fy.S = 250.19,5.106 = 4875.106 (Nmm) = 4875(kNm) Xác định điểm cắt lý thuyết: Xlt = 8105 (mm) Chiều dài bản táp từng phần phải kéo ra ngoài chiều dài lý thuyết một đoạn gọi là đoạn cuối. Tức là nó phải kéo dài đến tiết diện có biên độ ứng suất (không phải ứng suất toàn phần) trong bản biên bằng biên độ ứng suất mỏi cho phép của thép cơ bản liền kề mối hàn. Ta hàn đầu bản táp vào bản biên nên chọn chiều dài đoạn cuối bằng 1,5 lần chiều rộng bản táp: 1,5.480 = 720 (mm) Điểm cắt thực tế cách gối: Xtt = Xlt-720 = 8105-720 = 7385 (mm) 3.9. TÍNH MỐI NỐI DẦM CHỦ Các liên kết và các mối nối của các cấu kiện chính phải được thiết kế ở TTGH cường độ. 3.9.1. Xác định nội lực tại tiết diện mối nối - Với chiều dài dầm chủ là 27m ta sẽ cắt 3 đoạn dầm, mỗi đoạn dài 9m nối lại với nhau. Như vậy mối nối đối xứng qua giữa nhịp. Nhận xét: - Nội lực tại các mặt cắt của dầm ngoài luôn lớn hơn dầm trong. Vậy ta chỉ phải kiểm toán nội lực của dầm ngoài. - Nội lực tại các mặt cắt dưới tác dụng của xe tải thiết kế luôn lớn hơn xe 2 trục. Vậy ta chỉ phải kiểm toán nội lực của Xe tải thiết kế + Tải trọng làn + Tải trọng người. + Đường ảnh hưởng mômen tại tiết diện mối nối Trạng thái giới hạn cường độ 1: Mômen do tĩnh tải gây ra tại tiết diện mối nối: Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can) Mu = 0,95.(1,25gDC1(bmc)+1,25gDC1(dc)+1,25gDC2+1,5gDW).w = 0,95.(1,25.9,6+1,25.9,449+1,25.6,3+1,5.4,068).77 = 2764,21kNm Mômen do hoạt tải gây ra tại tiết diện mối nối: Mu = h.[1,75.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.w] + 1,75.gpl.3.w] = 0,95.[1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.2,462+145.5,345+145.4,656) + 9,3.77] + 1,75.1. 3.77] = 2306,96 kN/m + Đường ảnh hưởng lực cắt tại tiết diện mối nối w+ = 5,93m2 ; w- = 1,44m2 Trạng thái giới hạn cường độ 1: Lực cắt do tĩnh tải gây ra tại tiết diện mối nối Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can) Vu = 0,95.[1,25.(gDC1(bmc)+gDC1(dc)+gDC2).w+ - 0,9.(gDC1(bmc)+gDC1(dc)+gDC2).w-+ 1,5gDW.w+-0,65.gDW.w-] = 0,95.[1,25.(9,6+9,449+6,3).5,93-0,9.(9,6+9,449+6,3).1,44+1,5.4,068.5,93-0,65.4,068.1,44] = 178,05kN Lực cắt do hoạt tải gây ra tại tiết diện mối nối Vu = h.[1,75.gm.[(1+IM). (35.y1+145. y2+145. y3) + 9,3.w+] + 1,75.gpl.3. w+] = 0,95.[1,75. 0,69.[(1+0,25).0,5.(35.0,345+145.0,508+145.0,67) + 9,3.5,93] + 1,75.1. 3.5,93] = 223,96 kN/m Bảng kết quả: Trạng thái giới hạn cường độ 1: Mặt cắt cách gối 8,7m Mômen (kNm) Lực cắt (kN) Do tĩnh tải 2764,21 178,05 Do hoạt tải 2306,96 223,96 Tĩnh tải + Hoạt tải 5071,17 402,01 3.9.2. Tính toán sức kháng danh định của một bulông - Như đã nói ở trên, trong tiết diện dầm thì bản biên đóng vai trò chủ yếu là chịu mômen cho tiết diện dầm, do vậy mà khi phá hoại đinh có thể xảy ra một số trường hợp phá hoại như sau: Đinh bị cắt đứt, đinh chịu ép mặt, đinh cũng có thể bị nhổ. - Vì vậy mà khi tính toán mối nối của bản biên ta phải thiết kế sao cho sức kháng danh định của đinh không nhỏ hơn lực tác dụng lên đinh. 3.9.2.1. Tính toán sức kháng cắt của bulông {6.13.2.7} Sức kháng cắt danh định của bulông cường độ cao hoặc bulông ASTM A307 ở trạng thái giới hạn cường độ trong các mối nối mà chiều dài giữa các linh kiện liên kết xa nhất đo song song với đường tác dụng của lực nhỏ hơn 1270mm phải lấy như sau: + Nơi mà các đường ren bị loại trừ khỏi mặt phẳng cắt Rn = 0,48.Ab.Fub.Ns + Nơi mà các đường ren bao gồm trong mặt phẳng cắt Rn = 0,38.Ab.Fub.Ns Trong dó: Ab - diện tích bulông theo đường kính danh định, Ab = 3,14.202/4 = 314mm2. Fub - cường độ chịu kéo nhỏ nhất của bulông, Fub = 830 MPa đối với các đường kính từ 16-27mm. Ns - số lượng các mặt phẳng chịu cắt tính cho mỗi bulông, Ns = 2. Vậy ta có: + Nơi mà các đường ren bị loại trừ khỏi mặt phẳng cắt Rn = 0,48.314.830.2.10-3 = 250,2 kN + Nơi mà các đường ren bao gồm trong mặt phẳng cắt Rn = 0,38.314.830.2.10-3 = 198,07 kN Sức kháng cắt danh định của bulông: Rn = 198,07 (kN) 3.9.2.2. Tính toán sức kháng chịu ép mặt của bulông {6.13.2.9} - Các liên kết bulông trong liên kết chịu ép mặt thì ngoài chịu cắt còn chịu ép mặt khi mà các bản nối tì sát vào bulông. - Diện tích ép mặt hiệu dụng của mỗi bulông phải lấy theo đường kính của nó nhân với chiều dày vật liệu liên kết mà trên đó nó ép. Chiều dày hiệu dụng của vật liệu liên kết với các lỗ khoét miệng loe phải lấy như chiều dày của vật liệu liên kết, trừ đi một nữa chiều cao của miệng loe. - Đối với các lỗ tiêu chuẩn, các lỗ quá cỡ, các lỗ khía rãnh ngắn bị tác dụng ở mọi hướng và tất cả các lỗ khía rãnh song song với lực ép mặt thì sức kháng ép mặt danh định của các lỗ bulông ở phía trong và ở đầu ở trạng thái giới hạn cường độ Rn phải được lấy như sau: + Với các bulông có khoảng cách trống giữa các lỗ không nhỏ hơn 2d và với khoảng cách trống ở đầu không nhỏ hơn 2d. Rn = 2,4.d.t.Fu Trong đó: d - đường kính danh định của bulông, d = 20 (mm) t - chiều dày bản nối, t = 20 (mm) Fu -cường độ chịu kéo của vật liệu liên kết, Fu = 345 (Mpa) Sức kháng chịu ép mặt của bulông là: Rn = 2,4.d.t.Fu = 2,4.20.20.345.10-3 = 331,2 (kN) Vậy sức kháng danh định của một bulông cường độ cao: Rn = 198,07 (kN) 3.9.2.3. Sức kháng trượt của bulông {.6.13.2.8} - Sức kháng trượt danh định của bulông ở trong liên kết ma sát phải được lấy như sau: Rn = Kh.Ks.Ns.Pt Trong đó: Ns - số lượng mặt ma sát tính cho mỗi bulông. Pt - lực kéo yêu cầu nhỏ nhất của bulông quy định trong {bảng 6.13.2.8-1} (N) Kh - hệ số kích thước lỗ qui định trong {bảng 6.13.2.8-2}. Ks - hệ số điều kiện bề mặt qui định trong {bảng 6.13.2.8-3}. - Như vậy ta có: + Ns = 2 + Pt = 179000N + Kh = 1,0 + Ks = 0,5 Rn = Kh.Ks.Ns.Pt = 1,0.0,5.2.179000.10-3 = 179 (kN) Sức kháng trượt tính toán của bulông là: Rn = 179 (kN) 3.9.3. Tính toán mối nối biên dầm - Ứng suất tại trọng tâm bản biên khi xem mép trên của bản biên đạt đến giới hạn chảy Fy. ff = = 245 (MPa) - Chọn thép bản nối có tiết diện 500x20mm và 2x230x20 Ag = 500.20 + 230.20.2 = 19200 (mm2) Alỗ = 4.20.22.2 = 3520 (mm2) An = 19200 – 3520 = 15680 (mm2) > Agf = 500.30 = 15000 (mm2) - Nội lực tính toán trong bản biên: Dự kiến bố trí 4 hàng đinh Nb = ff . Agy = 245.15680.10-3 = 3841,6 (kN) Vậy số bulông cần thiết bố trí cho liên kết bản biên là: n = (bulông). Chọn n = 24 (bulông). Hình vẽ 3.5: Cấu tạo của liên kết bản biên 3.9.4. Tính toán mối nối sườn dầm - Xác định nội lực tại tiết diện mối nối (cách gối 8,7m) do sườn dầm chịu: + Mômen quán tính sườn dầm: IS = (mm4) + Mômen quán tính của dầm chủ: Ing = 2,07.1010 (mm4) Vậy mômen và lực cắt do sườn dầm chịu: V = V8,7 = 402,01 (kN) M = = = 1097,28 (kNm) - Bố trí sơ bộ các bulông dùng cho mối nối sườn dầm: + Chọn loại bulông cường độ cao có đường kính bulông là d = 20mm. + Lỗ để bắt bulông là loại lỗ chuẩn có đường kính 22mm. - Ngoài những chú ý về cấu tạo của bulông phần biên dầm ta còn có một số chú ý về cấu tạo của phần mối nối sườn dầm: + Bước dọc của bulông kề nhau không vượt quá: 12.t = 12.12 = 144 (mm) + Khoảng cách ngang giữa các hàng bulông kề nhau không vượt quá: 24.t = 24.12 = 288 (mm) Trong đó: t: là chiều dày bản nối. Bước dọc: Là khoảng cách giữa tim bulông đến tim bulông dọc theo chiều ứng suất chính. Khoảng cách ngang: Là khoảng cách giữa 2 hàng bulông liền nhau, hoặc là khoảng cách từ lưng thép góc hoặc thép hình khác đến bulông đầu tiên. - Đối với mối nối của phần sườn dầm ta cũng cần phải tính toán tiết diện giảm yếu của bản nối sao cho không nhỏ hơn diện tích của tiết diện sườn dầm cần nối. Để tính toán sơ bộ ta có thể lấy tiết diện lỗ bằng 15% tiết diện sườn dầm. Agw = 1440.18 = 25920 (mm2) Alỗ = 0,15.25920 = 3888 (mm2) - Chọn tiết diện bản nối có kích thước 1320x12 (mm) An = 2x1320x12 – 3888 = 27792 (mm2) > Agw = 25920 (mm2) Đạt - Từ những khống chế trên ta có thể bố trí sơ bộ các bulông cho mối nối vách dầm bằng bulông CĐC như sau: Hình vẽ 3.6: Cấu tạo của liên kết bản bụng - Mômen tác dụng cân bằng với tổng mômen kháng của các đinh trong nhóm đinh. M = à Pb = Trong đó: M - là mômen tác dụng; M = 1097,28 (kNm) Pb - là lực do M gây ra ở đinh xa nhất trong nhóm đinh. J - tổng bình phương khoảng cách của các đinh trong nhóm tính đối với trọng tâm của nhóm đinh (m2) J = 2.3.(6002 + 5002 + 4002 + 3002 + 2002 + 1002) = 5460000 (mm2) c: là khoảng cách từ đinh xa nhất đến trọng tâm nhóm đinh (mm) c = = 707 (mm) - Suy ra Pb = = 142,08 (kN) + Chiếu lên phương trục x: = 20,1 (kN) + Chiếu lên phương trục y: = 140,67 (kN) - Lực cắt do tải trọng gây ra là: Pv = = = 9,57 (kN) (n là số bulông trong nhóm bulông, n = 14x3 = 42 bulông). - Khi đó ta có lực cắt lớn nhất tác dụng lên một đinh xa nhất do lực cắt của tải trọng và lực cắt của mômen M gây ra: R = = 151,7 (kN) - Ta có R = 151,7 < 179 (kN) = Rn Vậy mối nối bulông phần sườn dầm đã đảm bảo đủ cường độ. 3.10. TÍNH TOÁN SỨC KHÁNG CỦA MỐI HÀN {6.13.3.2} 3.10.1 Mối hàn góc chịu kéo và nén Sức kháng tính toán của mối hàn góc chịu kéo hoặc nén song song với đường hàn lấy theo sức kháng tính toán của thép cơ bản, với thép cơ bản cấp 250 thì sức kháng tính toán của thép cơ bản là 250MPa. 3.10.2 Mối hàn góc chịu cắt Như mối hàn của bản biên dầm thép vào vách dầm thì sức kháng tính toán của mối hàn được lấy bằng giá trị nhỏ nhất của: Sức kháng của thép cơ bản, sức kháng tính toán của thép hàn có cường độ như sau: Rr = 0,6..Fexx Trong đó: : hệ số sức kháng của thép hàn ( = 0,8) Fexx: Cường độ phân loại của thép hàn. Chọn thép hàn cấp 250 có: Fexx = 250MPa - Từ đó ta có: Rr = 0,6..Fexx = 0,6.0,8.250 = 120 (Mpa) 3.10.3 Tính toán mối hàn 3.10.3.1 Mối hàn góc - Mối hàn góc có dạng hình tam giác, kích thước mối hàn là cạnh của tam giác. Cường độ mối hàn là được xác định theo chiều dày, là đoạn hẹp nhất tính từ góc tam giác đến hẹp mối hàn. Nếu hai cạnh của mối hàn không đều nhau, kích thước danh định tính theo cạnh nhỏ hơn. 3.10.3.2 Các yêu cầu về kích thước mối hàn góc - Với kích thước mối hàn cho trước, bản dày có tốc độ nguội nhanh hơn và sự kiềm chế lớn hơn bản mỏng, để ngăn ngừa vết nứt do co ngót khi nguội, tuỳ theo chiều dày bản nối mà ta chọn chiều dày của kích thước mối hàn khác nhau. - Đường hàn phải có đủ sức kháng để kháng lại tác dụng của tải trọng có hệ số. - Đối với mối nối bản biên của dầm với vách dầm có chiều dày bản thép nhỏ nhất là 18mm, như vậy chọn đường hàn có chiều dày hh = 8 (mm), thép đường hàn là thép công trình cấp 250. 3.10.3.3 Tính toán nội lực phát sinh trong đường hàn - Do đặc điểm của dầm không liên hợp cho nên việc ta xét tải trọng trong giai đoạn nào thì phải phù hợp với đặc trưng hình học của giai đoạn đó. - Để đơn giản và để an toàn ta xét V lớn nhất trong tất cả các giai đoạn của dầm để tính toán. - Gọi T là lực cắt hay lực trượt trên một đơn vị chiều dài của dầm. T = ( N/mm) Trong đó: Ing: là mômen quán tính của tiết diện nguyên đối với trục trung hoà của tiết diện. Ing = 2,07.1010 (mm4). Ab: là mômen tĩnh của bản biên đối với trục trung hoà của tiết diện. Ab = = 11,025.106 (mm3) V là lực cắt lớn nhất tại gối của dầm cầu do tất cả các tải trọng có hệ số gây ra. V = 888,4 (kN) = 888,4.103 (N). - Suy ra: T = = 473,17 (N/mm) - Trường hợp có thêm một bánh xe hoạt tải đặt tại gối cầu ta phải kể thêm tải trọng tập trung của bánh xe đó vào, gọi Q là lực cắt do P tác dụng lên đường hàn trên một đơn vị chiều dài. Q = (N/mm) Hình vẽ 3.7: Phân phối tải trọng bánh xe Trong đó: P - là tải tập trung của bánh xe hoạt tải, P = 0,5.145000 = 72500 (N) IM - là hệ số xung kích, trường hợp tính mối nối bản biên vào sườn dầm, IM = 75%. H - là khoảng cách tính từ mặt cầu xe chạy đến trọng tâm đường hàn, H = 200 + 30 + 5 = 235 (mm) L - là chiều rộng vệt tác dụng của bánh xe hoạt tải tác dụng lên mặt cầu tính theo phương dọc cầu. L = 2,28.10-3..(1+IM/100).P’ Trong đó: P’ = 0,5.72500 = 36250 (N) đối với xe tải thiết kế. = 0,95: Hệ số tải trọng. L = 2,28.10-3 .0,95.(1+0,75).36250 = 137,4 (mm) nh = 1,75: là hệ số vượt tải của hoạt tải. Q = = 365,54 (N/mm) - Ứng suất tác dụng lên đường hàn do lực cắt T trên một đơn vị chiều dài gây ra: R1 = = = 23,66 (N/mm2) - Ứng suất tác dụng lên đường hàn do Q gây ra là: R2 = = = 18,28 (N/mm2) - Tổng ứng suất tác dụng lên đường hàn: R = = = 29,9 (N/mm2) = 29,9 (MPa) - So sánh với sức kháng cắt tính toán của thép đường hàn ta có: R = 29,9 (MPa) < Rr = 120 (MPa) Vậy đường hàn thiết kế đã đảm bảo đủ cường độ.