Your SlideShare is downloading. ×
Cauthep tc05-final
Upcoming SlideShare
Loading in...5
×

Thanks for flagging this SlideShare!

Oops! An error has occurred.

×

Saving this for later?

Get the SlideShare app to save on your phone or tablet. Read anywhere, anytime - even offline.

Text the download link to your phone

Standard text messaging rates apply

Cauthep tc05-final

865
views

Published on

BÀI GIẢNG CẦU THÉP

BÀI GIẢNG CẦU THÉP

Published in: Education

0 Comments
0 Likes
Statistics
Notes
  • Be the first to comment

  • Be the first to like this

No Downloads
Views
Total Views
865
On Slideshare
0
From Embeds
0
Number of Embeds
0
Actions
Shares
0
Downloads
41
Comments
0
Likes
0
Embeds 0
No embeds

Report content
Flagged as inappropriate Flag as inappropriate
Flag as inappropriate

Select your reason for flagging this presentation as inappropriate.

Cancel
No notes for slide

Transcript

  • 1. 1 Chương I MỞ ĐẦU1.1 Nguyên lý thiết kế Hiện nay việc tính toán thiết kế kết cấu công trình được dựa trên các trạngthái giới hạn. Trạng thái giới hạn là trạng thái mà nếu vượt quá nó, cầu hoặc bộphận của cầu sẽ không còn thỏa mãn các yêu cầu đặt ra khi thiết kế nữa. Trong mỗi trạng thái giới hạn (TTGH), mỗi cấu kiện hay liên kết phải thỏamãn điều kiện ∑η γ Q i i i ≤ ΦR n = R r (1-1)trong đó: ηi – hệ số điều chỉnh tải trọng, là hệ số liên quan đến tính dẻo, tính dư và tầmquan trọng trong khai thác của cầu; γi – hệ số tải trọng, là hệ số xét đến sự biến thiên của tải trọng, sự thiếu chínhxác trong phân tích và xác suất xảy ra cùng một lúc của các tải trọng khác nhau,nhưng cũng liên quan đến thống kê về sức kháng trong quá trình hiệu chỉnh; Qi – hiệu ứng của tải trọng: lực dọc, lực cắt , mômen uốn v.v…ở một bộ phậnkết cấu hay liên kết do tải trọng sinh ra; Rn – sức kháng danh định hay sức kháng tiêu chuẩn của một cấu kiện hoặcliên kết. Sức kháng danh định được xác định theo kích thước, ứng suất cho phép,biến dạng hoặc cường độ của vật liệu; Φ – hệ số sức kháng là hệ số chủ yếu xét đến sự biến thiên các tính chất củavật liệu, kích thước của kết cấu và tay nghề của công nhân và sự không chắcchắn trong dự đoán về sức kháng, nhưng cũng liên quan đến những thống kê vềtải trọng thông qua trong quá trình hiệu chỉnh; Rr – sức kháng tính toán.1.2 Các trạng thái giới hạn Về tổng quát có ba trạng thái giới hạn:- Trạng thái giới hạn về cường độ là trạng thái giới hạn có liên quan đến cườngđộ và ổn định.- Trạng thái giới hạn sử dụng là trạng thái giới hạn liên quan đến ứng suất, biếndạng và vết nứt dưới điều kiện khai thác bình thường.- Trạng thái giới hạn đặc biệt là trạng thái giới hạn liên quan đến các sự cố nhưđộng đất, va xô của tàu bè, xe cộ vào công trình, có thể cả trong điều kiện xói lở. Do trạng thái giới hạn về cường độ được chia làm nhiều trường hợp khácnhau nên trong tính toán các cấu kiện hay liên kết phải thỏa mãn điều kiện (1-1)trong các trạng thái giới hạn cụ thể sau đây: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 2. 2 - Trạng thái giới hạn cường độ I là trạng thái giới hạn tính với tổ hợp tải trọngcơ bản khi trên cầu có xe và không có gió.- Trạng thái giới hạn cường độ II là trạng thái giới hạn tính với tổ hợp tải trọngkhi trên cầu không có xe nhưng có gió với tốc độ gió lớn hơn 25m/s.- Trạng thái giới hạn cường độ III là trạng thái giới hạn tính với tổ hợp tải trọngkhi trên cầu có xe và có gió với vận tốc 25m/s.- Trạng thái giới hạn mỏi là trạng thái giới hạn tính với tổ hợp tải trọng gây ramỏi và đứt gãy liên quan đến tác dụng lặp đi lặp lại và xung kích của một xe tảivới khoảng cách trục cố định (khoảng cách trục giữa và trục sau là 9m).- Trạng thái giới hạn sử dụng là tải trọng giới hạn tính với tổ hợp tải trọng liênquan đến khai thác bình thường của cầu với gió vận tốc 25m/s và với tất cả cáctải trọng lấy theo giá trị danh định (trong quy trình cũ gọi là tải trọng tiêu chuẩn)dùng để kiểm tra độ võng, bề rộng vết nứt trong kết cấu bê tông cốt thép và bêtông cốt thép dự ứng lực, sự chảy dẻo của kết cấu thép và sự trượt của các liênkết có nguy cơ trượt do tác dụng của hoạt tải xe.- Trạng thái giới hạn đặc biệt là trạng thái giới hạn tính với tổ hợp tải trọng cóliên quan đến động đất, lực va của tầu thuyền, xe cộ.1.3 Hệ số điều chỉnh tải trọng Hệ số ηi liên quan đến tính dẻo, tính dư và tầm quan trọng của cầu trong khaithác theo quan hệ: ηi = ηD ηR ηI ≥0.95 (1-2)trong đó ηD , ηR và ηI lần lượt là hệ số độ dẻo, hệ số dư và hệ số tầm quan trọngkhai thác. Các hệ số này được lấy theo hướng dẫn dưới đây.1.3.1 Hệ số độ dẻo ηD Khi vật liệu có tính dẻo nếu một bộ phận kết cấu làm việc ra ngoài miền đànhồi, biến dạng sẽ tăng lên và có sự phân bố lại nội lực sang các bộ phận kháccủa kết cấu và như vậy kết cấu hay liên kết có tính dẻo làm việc an toàn hơn kếtcấu và liên kết không dẻo. Hệ kết cấu cầu phải được xác định kích thước và cấu tạo đảm bảo cho sự pháttriển của biến dạng dẻo ở trạng thái giới hạn cường độ và trạng thái giới hạn đặcbiệt. Cần phải xét đến ảnh hưởng của tính dẻo trong tính toán, ở đây hệ số dẻođược đặt ở vế trái của biểu thức (1-1), ở phần hiệu ứng của tải trọng nên các cấukiện và liên kết không dẻo có hệ số ηD lớn hơn. Quy trình quy định như sau:- Đối với trạng thái giới hạn cường độ: ηD ≥ 1,05 cho cấu kiện và liên kết không dẻo. ηD = 1,00 cho các thiết kế thông thường. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 3. 3 ηD ≥ 0,95 cho các cấu kiện hoặc liên kết có biện pháp tăng thêm tính dẻo.- Đối với các trạng thái giới hạn khác: ηD = 1,00.1.3.2 Hệ số dư Xét đến tính dư là xét đến bậc siêu tĩnh hay số liên kết thừa so với yêu cầu bấtbiến hình của kết cấu. Tuy nhiên không phải bộ phận nào của kết cấu siêu tĩnhcũng được xem là có tính dư, chẳng hạn dàn trên hình 1-1 là dàn siêu tĩnh bậc 1,các thanh có đánh dấu x là các bộ phận có tính dư vì hư hỏng của một thanh nàođó trong chúng không gây nên sập đổ cầu, trái lại các thanh không đánh dấu x làcác thanh không có tính dư vì hư hỏng một trong số các thanh này làm cho dàntrở thành kết cấu biến hình. Xét dầm liên tục hai nhịp như trên hình 1-2, dầm được xem là có tính dư vìkhi xuất hiện một khớp dẻo A hoặc B dầm vẫn là hệ bất biến hình và không bịsụp đổ, dầm chỉ được xem là mất khả năng làm việc khi đồng thời xuất hiện cảhai khớp dẻo A và B. Hình 1-1. Cầu dàn Hình 1-2. Cầu dầm Qua hai thí dụ trên có thể thấy ngay trong một kết cấu siêu tĩnh các bộ phậnhay cấu kiện mà hư hỏng của chúng gây ra sụp đổ cầu là các bộ phận hay cấukiện không có tính dư, trái lại các bộ phận hay cấu kiện mà sự hư hỏng củachúng không gây ra sụp đổ cầu là các bộ phận hay cấu kiện có tính dư. Cũng như hệ số dẻo, hệ số dư ηR được xét đến ở vế trái của biểu thức (1-1), ởphần hiệu ứng của tải trọng nên ở bộ phận không có tính dư, ηR có giá trị lớnhơn ở bộ phận có tính dư. Quy trình quy định như sau:- Đối với trạng thái giới hạn cường độ ηR : ηR ≥ 1,05 cho các bộ phận không có tính dư. ηR = 1,00 cho các bộ phận có mức dư thông thường. ηR ≥ 0,95 cho các bộ phận có mức dư đặc biệt.- Đối với các trạng thái giới hạn khác: ηR = 1,00. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 4. 4 1.3.3 Hệ số tầm quan trọng trong khai thác Tùy theo tính chất quan trọng trong khai thác chủ đầu tư có thể quyết địnhmột cầu hoặc một bộ phận nào của cầu là quan trọng trong khai thác. Quy trìnhquy định lấy hệ số tầm quan trọng trong khai thác ηI như sau:- Đối với trạng thái giới hạn cường độ: ηI ≥ 1,05 cho các cầu quan trọng; ηI = 1,00 cho các cầu thông thường; ηI ≥ 0,95 cho các cầu ít quan trọng.- Đối với các trạng thái giới hạn khác : ηI = 1,00.1.4 Hệ số sức kháng của kết cấu thép1.4.1 Đối với trạng thái giới hạn cường độ Hệ số sức kháng Φ được lấy theo các chỉ dẫn trong bảng 1-1. Bảng 1-1. Hệ số sức kháng Hạng mục ΦKết cấu chịu uốn 1,00Kết cấu chịu cắt 1,00Kết cấu thép hoặc thép liên hợp chịu nén dọc trục 0,90Kết cấu chịu kéo, đứt trong mặt cắt thực 0,80Kết cấu chịu kéo, chảy trong mặt cắt nguyên 0,95Ép mặt tựa trên các chốt, các lỗ doa, khoan hoặc bắt bulôngtrên các bề mặt cán 1,00Bulông ép mặt trên vật liệu 0,80Neo chịu cắt 0,85Bulông A325M và A490M chịu cắt 0,80Cắt khối 0,80Kim loại hàn trong các đường hàn ngấu hoàn toàn: - Cắt trên diện tích hữu hiệu 0,85 - Kéo và nén trực giao với diện tích hữu hiệu Lấy theo kim loại được hàn - Kéo hoặc nén song song với trục đường hàn Lấy theo kim loại được hànKim loại hàn trong các đường hàn ngấu cục bộ: - Cắt song song với trục đường hàn 0,80 - Kéo hoặc nén song song với trục đường hàn Lấy theo kim loại được hàn - Nén trực giao với diện tích hữu hiệu Lấy theo kim loại được hàn - Kéo trực giao với diện tích hữu hiệu 0,80Kim loại hàn các mối hàn: - Kéo hoặc nén song song với trục đường hàn Lấy theo kim loại được hàn - Cắt trong chiều cao tính toán của kim loại hàn 0,80 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 5. 51.4.2 Đối với các trạng thái giới hạn đặc biệt Hệ số sức kháng trong trạng thái giới hạn đặc biệt, trừ bulông, lấy bằng 1,00.1.5 Hệ số tải trọng Hệ số tải trọng phụ thuộc vào loại tải trọng: tải trọng thường xuyên, tải trọngtức thời hay tải trọng thi công. Hệ số tải trọng còn phụ thuộc vào tổ hợp tảitrọng. Trong mỗi tổ hợp tải trọng các hệ số tải trọng phải chọn sao cho gây ratổng nội lực tính toán là cực trị (cả giá trị âm và dương), ở đó nếu tác dụng củamột tải trọng làm giảm tác dụng của một tải trọng khác thì phải lấy giá trị nhỏnhất của tải trọng đã làm giảm tác dụng của tải trọng kia bằng cách lấy hệ số tảitrọng nhỏ nhất. Hệ số tải trọng của các tải trọng thường xuyên được lấy theo bảng 1-2, còn hệsố tải trọng của các tải trọng tức thời được lấy theo bảng 1-3. Khi cần kiểm tra cầu với xe đặc biệt do chủ đầu tư quy định hoặc xe có giấyphép qua cầu thì hệ số tải trọng của hoạt tải (LL) trong tổ hợp cường độ I có thểgiảm xuống còn 1,35. Các cầu có tỷ lệ tĩnh tải trên hoạt tải rất cao (cầu nhịp lớn)cần kiểm tra tổ hợp không có hoạt tải trên cầu (tổ hợp cường độ II) nhưng với hệsố tải trọng bằng 1,5 cho tất cả các tải trọng thường xuyên (γP = 1,5). Bảng 1-2. Hệ số tải trọng của các tải trọng thường xuyên Hệ số tải trọngLoại tải trọng Lớn nhất Nhỏ nhấtDC: Cấu kiện và thiết bị phụ 1,25 0,90DD: Kéo xuống (ma sát âm) 1,80 0,45DW: Lớp phủ mặt cầu và các tiện ích 1,50 0,65EH: Áp lực ngang của đất Chủ động 1,50 0,90 Bị động 1,35 0,90EL: Các ứng suất do lắp ráp 1,00 1,00EV: Áp lực đất thẳng đứng Ổn định tổng thể 1,35 Không áp dụng Kết cấu tường chắn 1,35 1,00 Kết cấu cứng bị vùi lấp 1,30 0,90 Khung cứng 1,35 0,90 Kết cấu mềm bị vùi lấp và không phải cống hộp thép 1,95 0,90 Cống hộp mềm bằng thép 1,50 0,90ES: Tải trọng đất chất thêm 1,50 0,75 Với cầu vượt sông ở các trạng thái giới hạn cường độ và trạng thái giới hạn sửdụng phải xét đến xói móng mố, trụ do lũ thiết kế. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 6. 6 Với cầu vượt sông khi kiểm tra các hiệu ứng tải: động đất, lực va xe, lực vatầu ở trạng thái giới hạn đặc biệt thì tải trọng nước và chiều sâu xói có thể dựatrên lũ trung bình hàng năm, tuy nhiên kết cấu phải được kiểm tra với các hậuquả do lũ như kiểm tra xói ở trạng thái giới hạn đặc biệt và tải trọng nước tươngứng nhưng không có các tải trọng động đất, va xô của xe, của tầu thuyền. Khi kiểm tra chiều rộng vết nứt trong kết cấu bê tông dự ứng lực ở trạng tháigiới hạn sử dụng có thể giảm hệ số tải trọng của hoạt tải xuống là 0,80. Khi kiểm tra kết cấu thép của trạng thái giới hạn sử dụng thì hệ số tải trọngcủa hoạt tải phải tăng lên là 1,30. Bảng 1-3. Tổ hợp tải trọng và hệ số tải trọng DC LL Cùng một lúc chỉ DD IM dùng một trong các tải trọngTổ hợp tải DW CE TU trọng EH BR WA WS WL FR CR TG SE EV PL SH TTGH ES LS EQ CT CV ELCường độ I γP 1,75 1,00 - - 1,00 0,50/1,20 γTG γSE - - -Cường độ II γP - 1,00 1,40 - 1,00 0,50/1,20 γTG γSE - - - Cường độ γP 1,35 1,00 0,40 1,00 1,00 0,50/1,20 γTG γSE - - - III Đặc biệt γP 0,5 1,00 - - 1,00 - - - 1,00 1,00 1,00 Sử dụng 1,00 1,00 1,00 0,30 1,00 1,00 0,50/1,20 γTG γSE - - -Mỏi, chỉ có - 0,75 - - - - - - - - -LL, IM và CEGhi chú của bảng 1-3:BR Lực hãm xe. CE Lực ly tâm.CR Từ biến. CT Lực va xe.CV Lực va tàu thuyền. EQ Động đất.IM Tác dụng xung kích của xe. LL Hoạt tải xe.LS Hoạt tải chất thêm. PL Tải trọng người đi.SE Lún. SH Co ngót.TG Chênh lệch nhiệt độ không đều (gradien nhiệt độ).TU Chênh lệch nhiệt độ đều.WA Tải trọng nước và áp lực dòng chảy. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 7. 7WL Tải trọng gió lên hoạt tải.WS Tải trọng gió lên cầu. Hệ số tải trọng của gradien nhiệt độ γTG được lấy bằng: 0,00 ở trạng thái giới hạn cường độ và đặc biệt; 1,00 ở trạng thái giới hạn sử dụng khi không xét hoạt tải; 0,50 ở trạng thái giới hạn sử dụng khi có xét hoạt tải. Đối với cầu thi công phân đoạn, phải xem xét tổ hợp sau đây ở trạng thái giớihạn sử dụng: DC + DW + EH + EV + ES + WA + CR + SH + TG + EL1.6 Tải trọng và các hệ số1.6.1 Tải trọng thường xuyên Tải trọng thường xuyên là tải trọng và lực tác động không đổi hoặc được xemlà không đổi sau khi hoàn thành việc xây dựng cầu. Tải trọng thường xuyên củacầu nói chung bao gồm tĩnh tải và tải trọng đất. Đối với kết cấu nhịp thì tải trọngthường xuyên là tĩnh tải bao gồm trọng lượng tất cả cấu kiện của kết cấu, phụkiện và tiện ích công cộng kèm theo, trọng lượng mặt cầu, dự phòng phủ bù vàmở rộng. Khi không có đủ số liệu chính xác có thể lấy khối lượng riêng như trong bảng1-4 để tính tĩnh tải. Bảng 1-4. Khối lượng riêng của vật liệu Vật liệu Khối lượng riêng (kg/m3) Hợp kim nhôm 2800 Lớp phủ nhựa đường 2250 Xỉ than 960 Cát chặt, phù sa hay đất sét 1925 Nhẹ 1775 Bê tông Cát nhẹ 1925 Thường 2400 Cát rời, phù sa, sỏi 1600 Đất sét mềm 1600 Sỏi, cuội, đá dăm nện hoặc balat 2250 Thép 7850 Đá xây 2725 Ngọt 1000 Nước Mặn 1025 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 8. 8 1.6.2 Hoạt tải và các hệ số1.6.2.1 Xe tải thiết kế Xe tải thiết kế (LL) là một xe gồm 3 trục có các thông số như sau (hình 1-3): Tải trọng trục trước 35kN. Tải trọng mỗi trục giữa và trục sau 145kN. Tải trọng tổng cộng 325kN. Khoảng cách từ trục trước đến trục giữa 4300mm. Khoảng cách từ trục giữa đến trục sau (4300 ÷ 9000)mm. Khoảng cách tim hai bánh theo chiều ngang 1800mm. 35 kN 145 kN 145 kN 1800 mm 600 mm nãi chung 4300 mm 4300 mm tíi 9000 mm Lµn thiÕt kÕ 3500 mm 300 mm mót thõa mÆt cÇu Hình 1-3. Xe tải thiết kế1.6.2.2 Xe hai trục thiết kế Xe hai trục thiết kế là một xe gồm hai trục có các thông số như sau: Tải trọng mỗi trục 110kN. Tải trọng tổng cộng 220kN. Khoảng cách từ trục trước đến trục sau 1200mm. Khoảng cách tim hai bánh theo chiều ngang 1800mm. Ghi chú: Đối với xe tải và xe hai trục thiết kế, trên các đường cấp IV và thấphơn, tải trọng xe có thể lấy là tải trọng trục nhân với 0,5 hoặc 0,65 còn khoảngcách trục xe và bánh xe không thay đổi.1.6.2.3 Tải trọng làn thiết kế Tải trọng làn thiết kế gồm tải trọng 9,30N/mm phân bố đều theo chiều dọccầu. Theo chiều ngang cầu tải trọng làn được xem là phân bố đều trên chiềurộng 3000mm. Không tính hệ số xung kích với tải trọng làn.1.6.2.4 Tải trọng người đi Tải trọng người đi trên cầu ô tô khi lề người đi rộng bằng hoặc hơn 600mmđược lấy bằng 3.10-3 MPa. Đối với cầu dành riêng cho người đi bộ hoặc đi xeđạp tải trọng người lấy bằng 4,1.10-3MPa. Không tính hệ số xung kích cho tảitrọng người. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 9. 91.6.2.5 Hoạt tải thiết kế HL - 93 Hoạt tải thiết kế HL – 93 là một tổ hợp của:- Xe tải và tải trọng làn thiết kế.- Xe hai trục và tải trọng làn thiết kế. Trong mỗi làn xe tải trọng HL - 93 được xếp chồng giữa xe tải hoặc xe haitrục với tải trọng làn. Trên mỗi làn chỉ có một xe tải hoặc một xe hai trục trừtrường hợp có quy định riêng (xem điều 3.6.1.3.1 quy trình).1.6.2.6 Hệ số làn xe Khi trên cầu đồng thời có một số làn xe cần phải nhân với hệ số làn để xét đếnxác suất xảy ra hiệu ứng cực trị.a. Số làn xe thiết kế: Số làn xe thiết kế được xác định bởi phần số nguyên của tỷ số w/3500, ở đâyw là bề rộng khoảng trống của lòng đường giữa hai đá vỉa hoặc hai rào chắn,đơn vị là mm. Cần xét đến khả năng thay đổi chiều rộng phạm vi xe chạy trongtương lai. Trong trường hợp bề rộng làn xe nhỏ hơn 3500mm thì số làn xe thiết kế lấybằng số làn giao thông và bề rộng làn xe thiết kế phải lấy bằng bề rộng làn giaothông. Lòng đường rộng từ 6000mm đến 7200mm phải có 2 làn xe thiết kế, mỗi lànbằng một nửa bề rộng lòng đường.b. Hệ số làn: Nội lực cực trị của hoạt tải được xác định bằng cách xét mỗi tổ hợp có thể củasố làn chịu tải nhân với hệ số làn xe như trong bảng 1-5. Bảng 1-5. Hệ số làn xe Số làn chất tải Hệ số làn 1 1,20 2 1,00 3 0,85 >3 0,65 Không áp dụng hệ số làn cho trạng thái giới hạn mỏi vì khi tính mỏi chỉ dùngmột xe tải thiết kế bất kể số làn xe là bao nhiêu. Không áp dụng hệ số làn kết hợp với hệ số phân bố tải trọng trừ khi dùng quytắc đòn bẩy hay khi có yêu cầu riêng cho dầm ngoài cùng trong cầu dầm - bản. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 10. 10 1.6.2.7 Hệ số xung kích Để xét đến tác dụng động của tải trọng, tác dụng tĩnh của xe tải hoặc xe haitrục thiết kế (không kể lực ly tâm và lực hãm phanh) phải được nhân thêm vớihệ số xung kích 1+IM/100, trong đó lực xung kích IM được tính theo phần trămcủa lực tác dụng và được lấy theo bảng 1-6. Không áp dụng hệ xung kích cho tải trọng làn thiết kế và tải trọng người đi,tường chắn không chịu lực thẳng đứng từ kết cấu phần trên và phần móng nằmhoàn toàn dưới mặt đất. Bảng 1-6. Lực xung kích IM Cấu kiện IM Mối nối bản mặt cầu: Tất cả các trạng thái giới hạn 75% Tất cả các cấu kiện khác: Trạng thái giới hạn mỏi và đứt gẫy 15% Các trạng thái giới hạn khác 25%1.6.2.8 Lực ly tâm Lực ly tâm xuất hiện khi xe chạy trên đường cong. Lực ly tâm tác dụng theophương nằm ngang ở phía trên và cách mặt đường 1800mm, có độ lớn bằng tíchsố trọng lượng trục của xe tải hay xe hai trục với hệ số C: 4V 2 C= (1-3) 3gRtrong đó: V – vận tốc thiết kế (m/s); g – gia tốc trọng trường, lấy bằng 9,807 (m/s2); R – bán kính cong của làn xe (m).Khi tính lực ly tâm phải áp dụng hệ số làn.1.6.2.9 Lực hãm xe Lực hãm xe được lấy bằng 25% trọng lượng các trục của xe tải hoặc xe haitrục thiết kế đặt lên mỗi làn cho tất cả các làn được quy định theo phần 1.6.2.6.avà có xe chạy cùng hướng. Các lực này được xem là tác dụng theo phương nằmngang cách phía trên mặt đường 1800mm theo một hướng dọc cầu để gây ra nộilực lớn nhất. Đối với những cầu có thể trở thành một chiều trong tương lai thìphải chất tải đồng thời trên tất cả các làn thiết kế. Khi tính lực hãm phải áp dụng hệ số làn.1.6.2.10 Lực va của xe Không cần tính lực va của xe cộ và tầu hỏa nếu công trình được bảo vệ bởi: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 11. 11- Nền đắp.- Rào chắn độc lập chôn trong đất, chịu được va chạm, cao 1370mm, đặt cách bộphận cần bảo vệ trong phạm vi 3000mm.- Rào chắn cao 1070m đặt cách bộ phận cần bảo vệ hơn 3000mm.a. Xe cộ, tầu hỏa va vào kết cấu: Nếu không được bảo vệ thì mố, trụ đặt trong phạm vi cách lòng đường bộ9000mm hay trong phạm vi 15000mm đến tim đường sắt đều phải tính với lựctĩnh tương đương đặt trong mặt phẳng nằm ngang, cách mặt đất 1200mm với trịsố bằng 1800kN.b. Xe cộ va vào rào chắn, lan can (hình 1-4): Các lực thiết kế lan can và các tiêu chuẩn hình học phải như quy định trongbảng 1-7 và được minh họa trong hình 1-4. Các mức độ ngăn chặn của lan canđược lấy theo các chỉ dẫn sau: L1 Mức cấp một, áp dụng cho các khu vực công trường với tốc độ xe cộ thấp và các đường phố địa phương có lưu lượng nhỏ, tốc độ thấp. L2 Mức cấp hai, áp dụng cho các khu vực công trường, hầu hết các đường địa phương và đường thu gom có điều kiện tốt nơi có ít xe nặng và tốc độ giảm. L3 Mức cấp ba, áp dụng cho các đường chính có hỗn hợp các xe tải và các xe nặng. L4 Mức cấp bốn, áp dụng cho đường cao tốc với tốc độ cao, lưu lượng giao thông lớn với tỷ lệ cao hơn của các xe nặng và cho đường bộ với điều kiện tại chỗ xấu. L5 Mức cấp năm, áp dụng cho các đường giống như mức cấp bốn khi có điều kiện tại chỗ chứng minh cần mức độ ngăn chặn cao hơn. Bảng 1-7. Lực thiết kế và các thông số tác dụng đối với lan can đường ô tô Mức độ ngăn chặn của lan can Lực thiết kế và các thông số tác dụng L1 L2 L3 L4 L5 Ft Ngang (kN) 60 120 240 516 550 FL Dọc (kN) 20 40 80 173 183 FV Thẳng đứng (kN) hướng xuống dưới 20 20 80 222 355 Lt và LL (mm) 1220 1220 1070 2440 2440 LV (mm) 5500 5500 5500 12200 12200 He (min) (mm) 460 510 810 1020 1070 Chiều cao lan can nhỏ nhất H (mm) 810 810 810 1020 1370 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 12. 12 Lv Ft Fv FL Lt và LL R1 _ R R2 H _ Y Hình 1-4. Các lực va vào rào chắn, lan can1.6.2.11 Tải trọng gióa. Tốc độ gió thiết kế: Ở đây chỉ xét tốc độ gió nằm ngang tác dụng vào công trình cầu thôngthường, đối với những kết cấu nhịp lớn hay kết cấu nhạy cảm với gió như cầutreo dây võng, cầu dây văng…, cần có những khảo sát, nghiên cứu riêng và thínghiệm trong các hầm thổi gió để xác định tác động của gió. Tốc độ gió thiết kế được xác định theo công thức: V = VBS (1-4)trong đó: V – tốc độ gió thiết kế (m/s); VB – tốc độ gió giật cơ bản trong 3 giây với chu kỳ xuất hiện 100 năm (p =1%) lấy theo bảng 1-8; S – hệ số hiệu chỉnh theo địa hình và cao độ, lấy theo bảng 1-9. Bảng 1-8. Các giá trị của VB cho các vùng Vùng tính gió theo Tốc độ gió giật cơ bản TCVN 2737 – 1995 VB (m/s) I 38 II 45 III 53 IV 59 Ghi chú của bảng 1-8: Khi tính gió trong quá trình lắp ráp có thể nhân tốc độgió giật cơ bản VB cho trong bảng với hệ số 0,85. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 13. 13 Bảng 1-9. Hệ số hiệu chỉnh tốc độ gió theo địa hình và cao độ Độ cao mặt cầu trên Khu vực trống trải Khu vực có rừng Khu vực có nhà cửa mặt đất khu vực hay mặt nước hay có nhà cửa với với đa số nhà cao xung quanh hay trên thoáng cây, nhà cao tối đa trên 10m mặt nước (m) khoảng 10m 10 1,09 1,00 0,81 20 1,14 1,06 0,89 30 1,17 1,10 0,94 40 1,20 1,13 0,98 50 1,21 1,16 1,01b. Tải trọng gió tác dụng lên cầu:- Gió ngang Tải trọng gió ngang PD có phương nằm ngang, đặt ở trọng tâm diện tích chắngió và có trị số (kN): PD = 0,0006V 2 A t C d ≥ 1,8A t (1-5)trong đó: V – tốc độ gió thiết kế (m/s); At – diện tích chắn gió (m2); Cd– hệ số chắn gió lấy theo đồ thị trên hình 1-5. 2,8 Hệ số cản Cd 2,4 Hệ số tối thiểu cho hệ mặt cầu đặt trên dầm I hoặc hệ 2,0 có nhiều hơn 4 dầm loại khác hoặc hệ dầm hộp 1,6 1,2 0,8 0,4 0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 2 6 10 14 18 22 26 14 30 Tỷ số b/d Hình 1- 5. Hệ số cản Cd dùng cho kết cấu phần trên có mặt hứng gió đặc Diện tích chắn gió At phải là diện tích đặc chiếu lên mặt trước vuông góc vớihướng gió, trong trạng thái không có hoạt tải tác dụng với các điều kiện sau: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 14. 14 + Đối với kết cấu phần trên có lan can đặc, diện tích At phải bao gồm cả diệntích của lan can đặc hứng gió (lan can đầu gió), không cần xét ảnh hưởng củalan can không hứng gió (lan can cuối gió hay lan can ở phía sau).+ Đối với kết cấu phần trên có lan can hở, khi đó phải lấy bằng tổng tải trọng tácdụng lên từng phần bao gồm cả lan can đầu gió và lan can cuối gió khi xem nhưlan can này không ảnh hưởng gì đến lan can kia. Khi số lan can lớn hơn hai chỉxét hai lan can có diện tích chắn gió lớn nhất.+ Đối với cầu dàn tải trọng gió được tính riêng cho từng dàn, không xét tác dụngchắn gió của dàn nọ đối với dàn kia.+ Đối với trụ không xét đến ảnh hưởng của các mặt che chắn. Hệ số cản gió Cd lấy theo hình 1-5, trong đó trục hoành là tỷ số b/d với b làchiều rộng cầu giữa hai mặt lan can và d là chiều cao kết cấu phần trên bao gồmcả lan can đặc nếu có với các chú ý sau:+ Khi kết cấu phần trên có mặt chính đặc, mép dốc đứng, không có góc vuốtthoát gió đáng kể thì Cd lấy như trên hình 1-5.+ Trong cầu dàn, lan can, kết cấu phần dưới tính riêng, mỗi bộ phận có hệ số Cdtương ứng.+ Mọi kết cấu phần trên khác, Cd được xác định theo thí nghiệm trong hầm thổigió.+ Giá trị Cd cho trong hình 1-5 ứng với mặt chắn gió thẳng đứng và gió tác dụngnằm ngang.+ Nếu mặt chắn gió xiên với mặt phẳng thẳng đứng, Cd có thể giảm 0,5% chomỗi độ xiên và giảm tối đa 30%.+ Nếu mặt chắn gió có phần đứng và phần xiên hoặc hai phần xiên với gócnghiêng khác nhau thì: Hệ số cản Cd tính với chiều cao toàn bộ kết cấu; Đối với từng phần hệ số cản Cd giảm theo ghi chú ở trên; Tải trọng gió tổng cộng được tính theo tải trọng gió lên từng phần với hệ số cản gió Cd tương ứng.+ Nếu kết cấu phần trên có độ dốc phải lấy Cd tăng thêm 3% cho mỗi độnghiêng so với đường nằm ngang nhưng không quá 25%.+ Nếu kết cấu phần trên chịu gió xiên không quá 5% so với phương nằm ngangphải tăng Cd lên 15%, nếu góc xiên vượt quá 5% phải có thí nghiệm riêng để xácđịnh Cd.+ Nếu kết cấu phần trên dốc đồng thời chịu gió xiên phải lấy Cd theo kết quảkhảo sát riêng.- Gió dọc: Đối với mố, trụ, kết cấu phần trên có bề mặt cản gió song song với tim dọccủa kết cấu lớn thì phải tính tải trọng gió dọc cầu. Cách tính tải trọng gió dọc Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 15. 15tương tự cách tính tải trọng gió ngang. Đối với kết cấu phần trên có mặt trướcđặc, tải trọng gió dọc lấy bằng 0,25 tải trọng gió ngang tính như phần trên. Các tải trọng gió dọc và ngang phải tính riêng rẽ, trường hợp cần thiết cầnkiểm toán theo hợp lực thì không lấy hai trường hợp riêng rẽ trên mà phải tínhtheo hướng thực của gió.- Gió thẳng đứng: Tải trọng gió thẳng đứng PV tác dụng vào trọng tâm diện tích chắn gió thíchhợp có giá trị bằng (kN): PV = 0,00045V 2 A v (1-6)trong đó V là tốc độ gió thiết kế được lấy theo công thức (1-4) ở trên, Av là diệntích phẳng của mặt cầu hay cấu kiện dùng để tính tải trọng gió thẳng đứng (m2). Tải trọng gió thẳng đứng chỉ tính trong các trạng thái giới hạn không liênquan đến gió tác dụng lên hoạt tải, chỉ tính khi lấy hướng gió vuông góc với trụcdọc cầu. Tải trọng gió thẳng đứng tác dụng cùng gió nằm ngang. Công thức (1-6) áp dụng với điều kiện góc nghiêng của gió tác dụng vào kếtcấu nhỏ hơn 50, nếu lớn hơn cần xác định bằng thí nghiệm.c. Tải trọng gió tác dụng lên hoạt tải WL: Trong trạng thái giới hạn cường độ III phải xét cả tải trọng gió tác dụng lênhoạt tải. Tải trọng gió ngang lên hoạt tải được lấy là một lực rải đều hướngngang cầu có trị số 1,5N/mm đặt tại độ cao 1800mm so với mặt đường xe chạy.Tải trọng gió dọc lên hoạt tải cũng là một lực rải đều nằm ngang đặt tại độ cao1800mm so với mặt đường xe chạy, phân bố dọc cầu và có cường độ 0,75N/mm. Tải trọng gió ngang cầu và dọc cầu được tính riêng rẽ, nếu cần kiểm toán theohợp lực thì phải tính theo hướng thực của gió.1.7 Phân bố ngang của tải trọng Cầu là một kết cấu không gian. Có nhiều phương pháp để tính ra nội lực,chuyển vị ở từng vị trí của kết cấu, các phương pháp này đã được thể hiện trongcác phần mềm tính toán mà khi thiết kế người kỹ sư có thể dùng để tính toán.Tuy nhiên trong nhiều trường hợp người ta có thể đưa bài toán không gian vềbài toán phẳng thông qua hệ số phân bố ngang của tải trọng. Có rất nhiềuphương pháp tính hệ số phân bố ngang đã được nghiên cứu, ở đây chỉ xétphương pháp đã được chấp nhận trong quy trình 22TCN-272-05. So với các phương pháp khác, phương pháp tính hệ số phân bố ngang theoquy trình 22TCN-272-05 có các đặc điểm sau:- Tính hệ số phân bố ngang riêng cho lực cắt, riêng cho mômen uốn.- Có hệ số phân bố ngang riêng cho dầm biên và cho dầm trong.- Có hệ số hiệu chỉnh khi cầu xiên.- Cầu dầm và cầu tiết diện hộp có phương pháp tính khác nhau. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 16. 16 1.7.1 Tính hệ số phân bố ngang cho các cầu dầm - bản Cầu dầm - bản là loại cầu hay gặp nhất, trong đó dầm chủ có thể là thép, gỗ,bê tông, mặt cầu cũng có thể là thép, gỗ, bê tông. Tuy nhiên trong phạm vi cầuthép thì dầm chủ bằng thép còn mặt cầu bằng gỗ, thép hoặc bê tông. Nếu mặtcầu không liên hợp với dầm chủ thì tạo thành cầu dầm thép bản kê. Nếu mặt cầubằng bê tông được liên kết cứng với dầm thép thì tạo thành cầu dầm thép liênhợp với bản bê tông cốt thép. Nếu mặt cầu bằng thép và được cấu tạo sao chocùng làm việc với dầm thép thì tạo thành cầu dầm có bản trực hướng. Phương pháp tính hệ số phân bố ngang cho cầu dầm - bản (từ đây gọi tắt làcầu dầm) trong quy trình 22TCN-272-05 chỉ áp dụng cho cầu thỏa mãn các điềukiện sau:- Bề rộng mặt cầu không đổi trên suốt chiều dài nhịp.- Số dầm không nhỏ hơn 4 trừ khi có quy định khác.- Các dầm song song với nhau và có độ cứng xấp xỉ nhau.- Phần hẫng của đường xe chạy không vượt quá 910mm trừ khi có quy địnhkhác.- Độ cong trong mặt bằng nhỏ.- Mặt cắt ngang cầu phù hợp với quy định trong bảng 1-10. Khi đã thỏa mãn các điều kiện trên, tải trọng thường xuyên của bản mặt cầuvà trên bản mặt cầu được xem là phân bố đều cho các dầm chủ hoặc phân bố đềucho dầm chủ và dầm dọc hoặc phân bố đều cho dầm dọc như trong cầu dàn. Để tính hệ số phân bố ngang của hoạt tải cần thực hiện theo trình tự: Đầu tiêntính tham số độ cứng dọc, sau đó từ tham số độ cứng dọc tra bảng để xác định hệsố phân bố ngang. Hệ số phân bố ngang của hoạt tải ở đây có thể sử dụng chocác loại xe mà bề rộng của chúng tương đương với bề rộng của xe tải thiết kế.1.7.1.1 Tính tham số độ cứng dọc Tham số độ cứng dọc K g được tính theo công thức: K g = n (I + Ae g ) 2 (1-7)với EB n= (1-8) EDtrong đó: EB – mô đun đàn hồi của vật liệu chế tạo dầm (MPa); ED – mô đun đàn hồi của vật liệu bản (MPa); I – mômen quán tính của dầm (mm4); A – diện tích tiết diện dầm chủ hay dầm dọc phụ (mm2); eg – khoảng cách từ trọng tâm dầm đến trọng tâm bản (mm). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 17. 17 Các thông số I và A trong công thức (1-7) phải được lấy theo dầm khôngliên hợp. Bảng 1-10. Các loại mặt cắt ngang kết cấu nhịp Cấu kiện đỡ Loại mặt cầu Mặt cắt điển hình Bê tông đúc tại chỗ, đúc sẵn, lưới Dầm thép thép mắt cáo (a) Dầm thép Bê tông đúc tại chỗ hộp kín (b) Dầm thép Bê tông đúc tại chỗ, đúc sẵn hộp hở (c)1.7.1.2 Xác định công thức tính hệ số phân bố ngang Căn cứ vào loại kết cấu dầm, mặt cắt thích hợp (a hoặc b hoặc c trong bảng 1-10), phạm vi áp dụng, tra bảng 1-11 để tìm công thức tính hệ số phân bố ngang,sau đó thay các giá trị tương ứng vào để tìm giá trị của hệ số phân bố ngang. Với các cầu chỉ có hai dầm, hệ số phân bố ngang được tính theo phương phápđòn bẩy. Hệ số phân bố ngang được tính theo công thức ở bảng trên đã đượcnhân với hệ số làn xe m. Khi tính theo phương pháp đòn bẩy cần phải nhân thêmvới hệ số làn xe m. Ghi chú của bảng 1-11: S – khoảng cách giữa các dầm (mm). L – chiều dài nhịp (mm). ts – chiều dày bản bê tông (mm). tg – chiều dày lưới thép hoặc tấm thép lượn sóng (mm). NL – số làn xe thiết kế. Nb – số dầm, dầm dọc phụ. de – khoảng cách từ tim dầm ngoài đến mép trong của đá vỉa hoặc lan can. g – hệ số phân bố. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 18. 18 e – hệ số hiệu chỉnh. d – chiều cao dầm chủ hoặc dầm dọc phụ (mm). D – chiều rộng phân bố trên một làn (mm). θ – góc chéo (độ). Kg – tham số độ cứng dọc (mm4). Bảng 1-11. Hệ số phân bố tải trọng theo lànNội Hệ số điều chỉnh Phạm vi Loại kếtlực, Hệ số phân bố tải trọng cấu độ chéo áp dụngdầm Một làn chịu tải 1 − C1 ( tgθ)1,5 1100≤S≤4900 0, 4 ⎛ S ⎞ ⎛ S ⎞ ⎛ Kg ⎞ 0,3 0 ,1 ⎛ K g ⎞⎛ S ⎞ 0,5 110 ≤ts≤ 300 0,06 + ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ 3⎟ ⎜ ⎟ C1 = 0,25⎜ 3 ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎝ 4300 ⎠ ⎝ L ⎠ ⎝ Lt s ⎠ 6000≤L≤73000 ⎝ Lt s ⎠⎝ L ⎠ Nb ≥ 4 loại a, Số làn chịu tải ≥ 2 Nếu θ < 300, C1=0,0 mặt cầu Nếu θ > 600, sử dụng bằng bản 0,6 0,2 0,1 θ = 600 ⎛ S ⎞ ⎛S⎞ ⎛ Kg ⎞ bê tông 0, 075 + ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ 3⎟ ⎝ 2900 ⎠ ⎝L⎠ ⎝ Lt s ⎠ Dùng giá trị nhỏ hơn: tính theo Nb = 3 công thức trên với Nb=3 hoặcMô tính theo nguyên tắc đòn bẩy.men, Một làn chịu tải S ≤ 1800mmdầm S/2300 nếu tg < 100 mmtrong loại a, S/3050 nếu tg ≥ 100 mm mặt cầu Không áp dụng bằng lưới mắt cáo Số làn chịu tải ≥ 2 S ≤ 3200mm S/2400 nếu tg < 100 mm S/3050 nếu tg ≥ 100 mm loại b và Số làn chịu tải bất kỳ NL c, mặt cầu 0,5 ≤ ≤ 1,5 N L 0,425 Không áp dụng Nb bằng bản 0,05 + 0,85 + Nb NL bê tông Một làn chịu tải loại a, mặt cầu bằng S / 2800 S ≤ 1700mm Không áp dụng tôn lượn Số làn chịu tải ≥ 2 tg ≥ 50 sóng S / 2700 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 19. 19 Bảng 1-11. Hệ số phân bố tải trọng theo làn (tiếp theo trang trước)Nội Hệ số điều chỉnh Phạm vi Loại kếtlực, Hệ số phân bố tải trọng cấu độ chéo áp dụngdầm Một làn chịu tải 1 − C1 ( tgθ)1,5 -300 ≤de≤ 1700 Tính theo nguyên tắc đòn bẩy Nb ≥ 4 Số làn chịu tải ≥ 2 ⎛ K g ⎞⎛ S ⎞ 0, 5 loại a, mặt C1 = 0,25⎜ 3 ⎟⎜ ⎟ g = e·gdầm trong ⎜ ⎟ cầu bằng ⎝ Lt s ⎠⎝ L ⎠Mô bản bê dmen, e = 0,77 + e tông 2800dầm Nếu θ < 300, C1=0,0biên Dùng giá trị nhỏ hơn: tính theo Nb = 3 công thức trên với Nb=3 hoặc Nếu θ > 600, sử dụng θ tính theo nguyên tắc đòn bẩy. = 600 loại a, mặt Số làn chịu tải bất kỳ đều tính áp dụng cho cầu lưới theo nguyên tắc đòn bẩy. Không áp dụng mọi trường hợp mắt cáo Một làn chịu tải ⎛ Lt s 3 ⎞ 0, 3 1100≤S≤4900 S 1,00 + 0,20⎜ ⎟ tgθ 110 ≤ts≤ 300 0,36 + ⎜K ⎟ loại a, mặt 7600 ⎝ g ⎠ 6000≤L≤73000 cầu bằng Số làn chịu tải ≥ 2Lực bản bê với 00≤ θ ≤ 600 4.109≤Kg≤3.1cắt, 012 2 tông S ⎛ S ⎞ 0,20 + ⎜ ⎟dầm 7600 ⎝ 10700 ⎠ Nb ≥ 4trong Nguyên tắc đòn bẩy. Nb = 3 loại a, mặt Số làn chịu tải bất kỳ đều tính Áp dụng cho cầu lưới theo nguyên tắc đòn bẩy. Không áp dụng mọi trường hợp mắt cáo Một làn chịu tải ⎛ Lt s 3 ⎞ 0, 3 ⎜ Tính theo nguyên tắc đòn bẩy. 1,00 + 0,20⎜ ⎟ tgθ ⎟ loại a, mặt ⎝ Kg ⎠ Số làn chịu tải ≥ 2 300 ≤de≤ 1700 cầu bằngLực bản bê g = e. gdầm trong Nb ≥ 4cắt tông de e = 0,60 + với 00≤ θ ≤ 600dầm 3000biên Nguyên tắc đòn bẩy. Nb = 3 loại a, mặt Số làn chịu tải bất kỳ đều tính Áp dụng cho cầu lưới theo nguyên tắc đòn bẩy. mọi trường hợp mắt cáo Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 20. 20 1.7.2 Tính hệ số phân bố ngang cho các cầu dầm hộp Với cầu dầm hộp kể cả hộp đơn và hộp có hai hoặc nhiều ngăn tốt nhất là tínhnội lực bằng các phương pháp không gian như phương pháp phần tử hữu hạn,dải hữu hạn… trong các phần mềm tính toán đã có sẵn. Với cầu nhiều hộp (hìnhb và c trong bảng 1-8) bạn đọc có thể tính theo các công thức cho trong quytrình, ở đây không nêu công thức tính vì trường hợp này cho đến nay chưa gặp ởViệt nam. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 21. 21 Chương 2 THÉP VÀ CÁC LIÊN KẾT2.1 Các loại thép kết cấuTheo tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN-272-05, trong cầu thép thường dùng 4 loạithép sau:- Thép cácbon hay thép kết cấu M 270M cấp 250.- Thép hợp kim thấp cường độ cao M 270M cấp 345 và 345W.- Thép hợp kim thấp tôi và gia nhiệt M 270M cấp 485W.-Thép hợp kim thấp tôi và gia nhiệt với cường độ chảy dẻo cao M270M cấp 690và 690W. Bảng 2-1 cho các đặc tính cơ học tối thiểu của thép, trong đó có cường độchịu kéo nhỏ nhất (Fu) là cường độ nhỏ nhất khi đứt trong thí nghiệm kéo thépvà cường độ chảy nhỏ nhất (Fy) là cường độ của vật liệu ở giới hạn chảy trongthí nghiệm kéo thép.Bảng 2-1. Các đặc tính tối thiểu của thép kết cấu theo hình dáng, cường độ và chiều dày Thép kết Thép hợp kim thấp Thép hợp Thép hợp kim tôi cấu cường độ cao kim thấp và gia nhiệt cường Ký hiệu tôi và gia độ chảy cao nhiệt AASHTO M 270M M 270M M 270M M 270M M 270M cấp 250 cấp 345 cấp 345W cấp 485W cấp 690/690W Ký hiệu ASTM A 709M A 709M A 709M cấp A 709M A 709M các cấp tương đương cấp 250 cấp 345 345W cấp 485W 690/690W Chiều dày bản Tới 100 Tới 100 Tới 100 Tới 100 Tới 65 Trên 65 thép, mm đến 100 Tất cả Tất cả Tất cả Không Không Không Thép hình các các các nhóm áp dụng áp dụng áp dụng nhóm nhóm Cường độ chịu kéo nhỏ nhất Fu 400 450 485 620 760 690 (MPa) Điểm chảy nhỏ nhất hoặc cường độ chảy nhỏ nhất 250 345 345 485 690 620 Fy (MPa) Đối với tất cả các loại thép khi thiết kế đều lấy môđun đàn hồi E = 200000MPa và hệ số giãn nở vì nhiệt 11,7. 10-6 mm/mm/00C. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 22. 22 Trong các loại thép ở bảng 2-1 thì M 270M là ký hiệu thép còn cấp của loạithép là cường độ chảy tính bằng MPa. Thí dụ thép cấp 345 thì cường độ chảycủa thép là 345MPa, còn chữ W ở sau cấp thép là chỉ thép chống gỉ, thí dụ thépcấp 690W là thép chống gỉ có cường độ chảy 690MPa. Tất cả các loại thép cho trong bảng 2-1 đều là thép hàn được. Chiều dày nhỏ nhất của thép trong cầu thép quy định ở điều 6.7.3 như sau:- Thép kết cấu bao gồm cả liên kết ngang, liên kết dọc và các loại bản nút trừsườn dầm của thép hình, sườn tăng cường kín trong mặt cầu có bản trực hướng(bản orthotrope), tấm đệm và thép lan can đều phải có chiều dày tối thiểu là8mm.- Chiều dày sườn của thép hình, sườn tăng cường kín trong mặt cầu có bản trựchướng phải có chiều dày tối thiểu là 7mm.- Với những kết cấu hoặc bộ phận kết cấu chịu ảnh hưởng ăn mòn nghiêm trọngthì phải được bảo vệ đặc biệt chống ăn mòn hoặc phải quy định chiều dày bị ănmòn để tăng thêm chiều dày thép khi thiết kế.2.2 Liên kết bulông Bulông dùng trong cầu có thể là bulông thường hoặc bulông cường độ cao.Bulông thường được dùng chủ yếu trong các bộ phận phụ như lan can, ống thoátnước v.v... Bulông cường độ cao được dùng phổ biến trong cầu nhất là ở cácmối nối thực hiện tại công trường. Liên kết bulông cường độ cao có thể làm việctheo ma sát hay theo ép tựa. Các mối nối chịu ứng suất đổi dấu, tải trọng va chạm mạnh, chấn động lớn…phải dùng liên kết ma sát, cụ thể là:- Các mối ghép chịu tải trọng mỏi.- Các mối nối chịu cắt với các bulông lắp vào lỗ quá cỡ.- Các mối nối chịu cắt với các bulông lắp vào lỗ ôvan ngắn hoặc dài, lực tácdụng lên mối nối khác với phương thẳng góc với trục dài của lỗ ôvan.- Các mối nối chịu ứng suất đổi dấu.- Các mối nối trong đó các bulông cũng tham gia truyền tải trọng ở bề mặt đượctạo nhám.- Các mối nối kéo dọc trục hoặc kéo dọc trục đồng thời cắt.- Các mối nối chịu nén dọc trục với các lỗ tiêu chuẩn hoặc các lỗ ôvan chỉ trongmột lớp của liên kết, phương của tải trọng thẳng góc với phương của trục dài lỗôvan. Các liên kết chịu ép tựa được dùng cho các mối nối chịu nén dọc trục hoặccác mối nối trên hệ liên kết với điều kiện phải thỏa mãn sức kháng tính toántrong trạng thái giới hạn cường độ. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 23. 232.2.1 Cấu tạo bulông cường độ cao Bulông cường độ cao bao gồm có bulông, đai ốc và vòng đệm.2.2.1.1 Bulông Bulông cường độ cao dùng trong liên kết của các kết cấu thép phải có cườngđộ chịu kéo tối thiểu 830MPa cho các bulông có đường kính từ 16mm đến27mm và 725MPa cho các bulông có đường kính từ 30mm tới 36mm. Đường kính bulông không được nhỏ hơn 16mm. Không được dùng bulông16mm trong các cấu kiện chủ yếu, trừ khi tại các cạnh thép góc 64mm và cácbản cánh của các mặt cắt có kích thước yêu cầu các bulông liên kết đường kính16mm. Bulông liên kết đường kính 16mm chỉ nên dùng cho lan can, không dùng chothép hình. Các thép góc mà kích thước không yêu cầu cần phải xác định bằng tính toánthì có thể dùng các bulông như sau:- Bulông đường kính 16mm cho cạnh 50mm.- Bulông đường kính 20mm cho cạnh 64mm.- Bulông đường kính 24mm cho cạnh 75mm.- Bulông đường kính 27mm cho cạnh 90mm.Đường kính của bulông trong các thép góc của các thanh chủ yếu không đượcvượt quá một phần tư chiều rộng cạnh của thanh có bố trí bulông.Tùy theo công nghệ thi công bulông có các cấu tạo khác nhau:- Kiểu 1 (hình 2-1- a), bulông có cấu tạo thông thường gồm thân bulông, đai ốcvà hai vòng đệm. Khi xiết dùng một cờlê hãm đầu bulông, một cờlê đo lực xiếtđến lực căng yêu cầu. (a) (b) (c) (d) (e) Hình 2-1. Các loại bulông- Kiểu 2 (hình 2-1-b), bulông có đầu chỏm cầu, đai ốc và hai vòng đệm. Khi xiếtdùng cờlê máy xoay hai chiều, một chiều hãm đầu bulông ngoài đai ốc, mộtchiều xiết đai ốc đến khi đứt đầu bulông. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 24. 24 - Kiểu 3 (hình 2-1-c,d), bulông có đầu chỏm cầu, dưới chỏm cầu có một hoặchai ngạnh (các ngạnh này được đặt trong lỗ có rãnh), đai ốc và một vòng đệm.Khi xiết dùng một cờlê đo lực xiết đến lực căng yêu cầu.- Kiểu 4 (hình 2-1-e), bulông có đầu loe hình nón cụt (chìm) sát phần đầu loecấu tạo đoạn gai tạo ma sát với lỗ, đai ốc và một vòng đệm. Khi xiết dùng mộtcờlê đo lực xiết đến lực căng yêu cầu.2.2.1.2 Đai ốc Đai ốc phải được chế tạo đúng tiêu chuẩn và được tráng kẽm. Đai ốc phải cóđộ cứng tối thiểu 89HRB.2.2.1.3 Vòng đệm Vòng đệm phải được chế tạo theo đúng tiêu chuẩn và được tráng kẽm. Mặtngoài của phần được bắt bulông phải có độ dốc so với mặt phẳng trực giao vớitrục bulông lớn hơn 1:20. Trong bất cứ trường hợp nào cũng phải có vòng đệm ởdưới cấu kiện được xiết chặt. Các vòng đệm tôi cứng phải được trùm qua các lỗrộng quá cỡ hoặc rãnh khía ở tấm ngoài. Chiều dày của các vòng đệm tấm kết cấu hoặc thanh với các lỗ tiêu chuẩnkhông được nhỏ hơn 8mm.2.2.2 Lỗ bulông Lỗ bulông thường có các loại sau:- Lỗ tiêu chuẩn là lỗ có đường kính lớn nhất lớn hơn đường kính bulông từ 2mmđến 3mm.- Lỗ quá cỡ là lỗ có đường kính lớn nhất lớn hơn đường kính bulông từ 4mm trởlên. Lỗ quá cỡ được dùng trong liên kết ma sát ở bất kỳ lớp nào của liên kết vàkhông đựơc dùng trong liên kết kiểu ép tựa.- Lỗ ôvan ngắn và lỗ có xẻ một rãnh là lỗ có chiều dài lớn hơn chiều rộng nhiềunhất là 7mm và có thể dùng cho bất kỳ lớp nào của liên kết ma sát hay liên kếtép tựa. Cạnh dài của lỗ ôvan không phụ thuộc vào phương của tải trọng trongliên kết ma sát, còn trong liên kết ép tựa chiều dài phải được trực giao vớiphương của tải trọng.- Lỗ ôvan dài và lỗ có xẻ hai rãnh là lỗ có chiều dài lớn hơn nhiều so với chiềurộng và chỉ dùng trong một lớp của liên kết ma sát hay liên kết ép tựa. Cũng nhưlỗ ôvan ngắn trong liên kết ma sát cạnh dài của lỗ ôvan có thể có vị trí bất kỳ sovới phương của tải trọng, còn trong liên kết ép tựa cạnh dài phải được trực giaovới phương của tải trọng. Kích thước của các loại lỗ phụ thuộc và đường kính bulông và không đượcvượt quá giá trị cho trong bảng 2-2. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 25. 25 Bảng 2-2. Các kích thước lỗ lớn nhất Đường kính Tiêu chuẩn Quá cỡ Ôvan ngắn Ôvan dài bulông D Đưòng kính Đường kính Rộng x dài Rộng x dài 16 18 20- 18 x 22 18 x 40 20 22 24 22 x 26 22 x 50 22 24 28 24 x 30 24 x 55 24 26 30 26 x 33 26 x 60 27 30 35 30 x 37 30 x 67 30 33 38 33 x 40 33 x 75 36 39 44 39 x 46 39 x 902.2.3 Khoảng cách giữa các bulông2.2.3.1 Khoảng trống và khoảng cách tối thiểu Khoảng cách từ tim đến tim của bulông với lỗ tiêu chuẩn không được nhỏ hơnba lần đường kính bulông. Khi dùng bulông lỗ quá cỡ hoặc lỗ ôvan (hay lỗ xẻrãnh) thì khoảng trống (khoảng cách từ mép lỗ đến mép lỗ liền kề theo phươngcủa lực hay vuông góc với phương của lực) không được nhỏ hơn hai lần đườngkính bulông. a b b1 g c d a2 Hình 2-2. Các kích thước trong liên kết bulông Ghi chú hình 2.2: a - khoảng cách giữa các đinh (bước bulông); b - khoảngcách từ đinh đến đầu cấu kiện; c - khoảng trống giữa các bulông; d - khoảngtrống từ bulông đến đầu cấu kiện; g - khoảng cách ngang; b1 - khoảng cách so le;a2 - khoảng cách ngang đến mép cấu kịên.2.2.3.2 Khoảng cách tối đa Để bảo đảm cho các tấm ghép ép xít vào nhau và cách ẩm khoảng cách giữacác bulông trên một hàng đơn liền kề với mép tự do của bản táp ngoài hay théphình phải thỏa mãn điều kiện: S ≤ (100 + 4t) ≤ 175 (2-1) Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 26. 26 Cũng để đảm bảo các điều kiện trên nếu có một hàng thứ hai bố trí so le vớihàng liền kề với mép tự do và có khoảng cách không nhỏ hơn 38 + 4t thì cự lyso le S giữa hai hàng đinh đó phải thỏa mãn điều kiện: 3g S ≤ 100 + 4t ( ) ≤ 175 (2-2) 4 Khoảng cách so le này không được nhỏ hơn một nửa khoảng cách cho mộthàng đơn. Trong các công thức (2-1) và (2-2), t là chiều dày nhỏ hơn của bản táp haythép hình (mm); g là khoảng cách ngang giữa các bulông (mm).2.2.3.3 Bước tối đa cho bulông ghép tổ hợp Bulông ghép tổ hợp khi mặt cắt ngang có hai hay lớn hơn hai tấm bản haythép hình tiếp giáp với nhau. Khoảng cách giữa các bulông theo chiều dọc khi ghép các cấu kiện chịu nénkhông được vượt quá 12t. Khoảng cách ngang (g) giữa các hàng bulông liền kềkhông được quá 24t. Khi bố trí so le khoảng cách so le của hai bulông ở haihàng liền kề phải thỏa mãn: 3g S ≤ 15t- ( ) ≤ 12 (2-3) 8 Khoảng cách dọc giữa các bulông trong thanh chịu kéo không được vượt quáhai lần quy định đối với thanh chịu nén. Khoảng cách ngang giữa hai hàngbulông liền kề không được vượt quá 24t. Khoảng cách dọc tối đa của các bulôngtrong các cấu kiện có mặt cắt tổ hợp không được vượt quá trị số nhỏ hơn giữahai yêu cầu chống ẩm (xem phần 2.2.3.2) và ghép tổ hợp (xem phần 2.2.3.3).2.2.3.4 Khoảng cách dọc tối đa cho bulông ghép tổ hợp ở đầu cấu kiện chịu nén Bước dọc của bulông liên kết các bộ phận của cấu kiện chịu nén không đượcvượt quá bốn lần đường kính bulông cho một đoạn dài bằng 1,5 chiều rộng lớnnhất của cấu kiện. Ngoài đoạn này (đoạn ở đầu cấu kiện) bước dọc có thể đượctăng dần trên đoạn chiều dài bằng 1,5 lần chiều rộng tối đa của cấu kiện cho đếnkhi nào đạt bước dọc tối đa như quy định ở 2.2.3.3.2.2.3.5 Khoảng cách bulông ở đầu mút cấu kiện Khoảng cách từ tim lỗ đến đầu cấu kiện của mọi loại lỗ không được nhỏ hơnkhoảng cách đến mép quy định trong bảng 2-3. Đối với lỗ quá cỡ hoặc ôvankhoảng từ mép lỗ đến mép cấu kiện không đựơc nhỏ hơn đường kính bulông. Khoảng cách từ tim bulông đến đầu cấu kiện lớn nhất phải lấy không lớn hơntám lần chiều dày của bản nối dày nhất và 125mm. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 27. 27 Bảng 2-3. Khoảng cách đến mép tối thiểu Các mép tấm bản hay thép hình Đường kính bulông Các mép cắt được cán hoặc các mép được cắt bằng khí đốt 16 28 22 20 34 26 22 38 28 24 42 30 27 48 34 30 52 38 36 64 462.2.3.6 Khoảng cách đến mép bên cấu kiện Khoảng cách tối thiểu từ tim bulông đến mép bên của cấu kiện quy định trongbảng 2-3. Khoảng cách từ tim bulông đến mép cấu kiện không được lớn hơn támlần chiều dày của bản nối dày nhất và 125mm.2.2.4 Sức kháng của bulông Ở đây cần xét sức kháng trượt dùng cho liên kết ma sát, sức kháng cắt và sứckháng ép mặt dùng cho liên kết ép tựa và các sức kháng khác.2.2.4.1 Sức kháng trượt Sức kháng trượt danh định của bulông trong liên kết ma sát được lấy như sau: Rn = Kh Ks Ns Pt (2-4)trong đó: Ns – số lượng mặt ma sát tính cho mỗi bulông; Pt – lực căng tối thiểu yêu cầu của bulông (N) lấy theo bảng 2-4; Kh – hệ số kích thước lỗ, lấy theo bảng 2-5; Ks - hệ số điều kiện bề mặt, lấy theo bảng 2-6, trong đó có mặt loại A, loại B, loại C như sau: + Loại A: Làm sạch các lớp bẩn, không sơn, bề mặt đựơc làm sạch bằng thổi với các lớp phủ loại A. + Loại B: Làm sạch bề mặt bằng thổi, không sơn, bề mặt đựơc làm sạch bằng thổi có các lớp phủ loại B. + Loại C: Bề mặt mạ kẽm nóng và làm nhám bằng bàn chải sắt sau khi mạ.2.2.4.2 Sức kháng cắt Sức kháng cắt danh định của bulông cường độ cao hoặc bulông ASTM A307ở trạng thái giới hạn cường độ trong các mối nối mà khoảng cách giữa các Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 28. 28 bulông xa nhất theo phương song song với đường tác dụng của lực nhỏ hơn1270mm lấy như sau: + Khi đường ren nằm ngoài mặt phẳng cắt: Rn = 0,48 Ab Fub Ns (2-5) Bảng 2-4. Lực kéo nhỏ nhất yêu cầu của bulông Đường kính bulông mm Lực kéo yêu cầu Pt (kN) M164 (A325M) M253 (A490M) 16 91 114 20 142 179 22 176 221 24 205 257 27 267 334 30 326 408 36 475 595 Bảng 2-5. Các trị số của Kh Cho các lỗ tiêu chuẩn 1,00 Cho các lỗ quá cỡ và khía rãnh ngắn 0,85 Cho các lỗ khía rãnh dài với rãnh thẳng góc với phương lực 0,70 Cho các lỗ khía rãnh dài với rãnh song song với phương lực 0,60 Bảng 2-6. Các trị số của Ks Cho các điều kiện bề mặt loại A 0,33 Cho các điều kiện bề mặt loại B 0,50 Cho các điều kiện bề mặt loại C 0,33 + Khi đường ren nằm trong mặt phẳng cắt: Rn= 0,38 Ab Fub Ns (2-6)trong đó: Ab – diện tích mặt cắt ngang bulông theo đường kính danh định (mm2); Fub – cường độ kéo nhỏ nhất của bulông ( MPa ); Ns – số mặt cắt cho mỗi bulông. Sức kháng danh định của bulông trong các mối nối mà khoảng cách giữa cácbulông xa nhất lớn hơn 1270mm lấy bằng 0,8 lần sức kháng danh định tính theocông thức (2-5) hoặc (2-6). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 29. 29 Với bulông A307 nếu sức kháng danh định xác định theo (2-6) thì khichiều dày tập bản vượt quá 5 lần đường kính bulông, sức kháng phải giảm 1%cho mỗi 1,5mm lớn hơn của chiều dày tập bản với 5 lần đường kính.2.2.4.3 Sức kháng ép mặt Diện tích chịu ép mặt hiệu dụng của bulông lấy bằng đường kính của nó nhânvới chiều dày bản nối nhỏ nhất về một phía. Khi lỗ khoét có miệng loe (chobulông đầu chìm) thì chiều dày phải trừ đi một nửa chiều cao của miệng loe. Đối với các lỗ tiêu chuẩn, lỗ quá cỡ, các lỗ ôvan ngắn có lực tác dụng theomọi hướng và tất cả các lỗ ôvan song song với lực ép mặt thì sức kháng ép mặtdanh định của các lỗ bulông ở phía trong và ở đầu cấu kiện trong trạng thái giớihạn cường độ, Rn được lấy như sau:- Với các bulông có khoảng trống (khoảng cách từ mép lỗ đến mép lỗ) khôngnhỏ hơn 2d và khoảng trống ở đầu không nhỏ hơn 2d: R n = 2,4 d t Fu (2-7)- Nếu khoảng trống giữa các lỗ nhỏ hơn 2d hoặc khoảng trống ở đầu nhỏ hơn2d: Rn = 1,2 Lc t Fu (2-8) Đối với các lỗ ôvan có cạnh dài vuông góc với lực ép tựa, Rn được lấy nhưsau:- Khi khoảng trống giữa các lỗ không nhỏ hơn 2d và khoảng trống ở đầu khôngnhỏ hơn 2d: Rn = 2 d t Fu (2-9)- Khi khoảng trống giữa các lỗ nhỏ hơn 2d và khoảng trống ở đầu nhỏ hơn 2d: Rn = Lc t Fu (2-10)trong đó: d – đường kính danh định của bulông (mm); t – chiều dày tấm bản (mm); Fu – cường độ chịu kéo của vật liệu (MPa); Lc – khoảng trống giữa các lỗ hoặc giữa mép lỗ với đầu cấu kiện (mm).2.2.4.4 Sức kháng kéo Các bulông cường độ cao chịu kéo dọc trục phải được căng đến lực quy địnhnhư trong bảng 2-4. Lực kéo tác dụng lên bulông bao gồm ngoại lực tính toán vàlực nhổ do biến dạng của các bộ phận liên kết.- Sức kháng kéo danh định của bulông (Tn) không phụ thuộc vào lực căng banđầu và lấy như sau: Tn = 0,76 Ab Fub (2-11)trong đó: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 30. 30 Ab – diện tích mặt cắt bulông tương ứng với đường kính danh định (mm2); Fub – cường độ chịu kéo nhỏ nhất quy định của bulông lấy theo phần 2.2.1.1(MPa).- Tác dụng nhổ lên: Lực kéo do tác dụng nhổ lên lấy như sau: ⎛ 3b t2 ⎞ Qu = ⎜ − ⎜ 8a 328000 ⎟Pu ⎟ (2-12) ⎝ ⎠trong đó: Qu – lực kéo nhổ lên trên một bulông do các tải trọng tính toán, lấy bằng 0 khilà âm (N); Pu – lực kéo trực tiếp trên một bulông do các tải trọng tính toán (N); a – khoảng cách từ tim bulông đến mép tấm (mm); b – khoảng cách từ tim bulông đến chân đường hàn của bộ phận liên kết(mm); t – chiều dày nhỏ nhất của bộ phận liên kết (mm).- Sức kháng mỏi: Bulông cường độ cao chịu kéo dọc trục bị mỏi, ứng suất trongbulông do hoạt tải mỏi thiết kế có xét xung kích cộng với lực nhổ lên do tácdụng lặp của tải trọng mỏi phải thỏa mãn điều kiện: γ (ΔF) ≤ (ΔF)n (2-13)trong đó: γ – hệ số tải trọng với tổ hợp tải trọng mỏi, lấy theo bảng 1-2. ΔF – ứng suất trong bulông do hoạt tải mỏi sinh ra (MPa). Hoạt tải mỏi thiết kế là một xe tải thiết kế có khoảng cách giữa hai trục 145kN không đổi là 9m. (ΔF)n – sức kháng mỏi danh định (MPa), xác định theo công thức sau: 1 ⎛ A ⎞3 1 (ΔF)n = ⎜ ⎟ ≥ (ΔF)TH (2-14) ⎝N⎠ 2 với N = (365)(100) n (ADTT) (2-15) trong đó: A – hằng số (MPa3), lấy theo bảng (2-7); n – số chu kỳ ứng suất cho một lần chạy của hoạt tải, lấy theo bảng (2-8); ADTT – số xe tải trong một ngày theo một chiều tính trung bình trong tuổithọ thiết kế; (ΔF)TH – giới hạn mỏi với biên độ không đổi, lấy theo bảng (2-9). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 31. 31 Bảng 2-7. Hằng số loại chi tiết, A Hằng số A Loại chi tiết ( x 1011 MPa3) A 82,0 B 39,3 B’ 20,0 C 14.4 C’ 14,4 D 7,21 E 3,61 E’ 1,28 Bulông M164M (A325M) chịu kéo dọc trục 5,61 Bulông M253M (A490M) chịu kéo dọc trục 10,3 Bảng 2-8. Các chu kỳ đối với mỗi lượt xe tải chạy qua, n Chiều dài nhịp Các cấu kiện dọc > 12000 mm ≤ 12000 mm Dầm giản đơn 1,0 Dầm liên tục 1. Gần gối tựa ở phía trong 1,5 2,0 2. Ở nơi khác 1,0 2,0 Dầm hẫng 5,0 Dàn 1,0 Khoảng cách Các cấu kiện ngang > 6000 mm ≤ 6000 mm 1,0 2,02.2.4.5 Sức kháng kéo và cắt kết hợp Sức kháng kéo danh định của bulông chịu kéo dọc trục và cắt kết hợp (Tn) lấynhư sau: P + Khi u ≤ 0,33 thì Rn Tn = 0,76A b Fub (2-16) Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 32. 32 Bảng 2-9. Giới hạn mỏi - biên độ không đổi Giới hạn Loại chi tiết (MPa) A 165 B 110 B’ 82,7 C 69,0 C’ 82,7 D 48,3 E 31,0 E’ 17,9 Bulông M164M (A325M) chịu kéo dọc trục 214 Bulông M253M (A490M) chịu kéo dọc trục 262 Pu + Nếu > 0,33 thì Rn 2 ⎛ P ⎞ Tn = 0,76A b Fub 1− ⎜ n ⎟ ⎜ϕ R ⎟ (2-17) ⎝ s n⎠ trong đó: Ab – diện tích mặt cắt bulông ứng với đường kính danh định (mm2); Fub – cường độ chịu kéo nhỏ nhất quy định của bulông, lấy theo phần2.2.1.1 (MPa); Pn – lực cắt tác động lên bulông do tải trọng tính toán (N); Rn – sức kháng cắt danh định của bulông (N), lấy theo 2.2.4.2. Sức kháng danh định của bulông trong các liên kết ma sát ở tổ hợp tải trọngtrong trạng thái giới hạn sử dụng (bảng 1-2) khi bulông chịu kéo dọc trục và cắtkết hợp không được vượt quá sức kháng trượt danh định tính theo công thức (2-4) nhân với: T 1− u (2-18) Pttrong đó: Tu – lực kéo do tải trọng tính toán trong tổ hợp tải trọng sử dụng (N); Pt – lực căng tối thiểu yêu cầu của bulông (N), lấy theo bảng (2-4). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 33. 332.3 Liên kết hàn Liên kết hàn được dùng phổ biến trong kết cấu thép nhất là các mối nối trongcông xưởng vì liên kết hàn đơn giản về mặt cấu tạo, tiết kiệm vật liệu, tuy nhiêntrong các mối hàn lớn cần quan tâm đặc biệt đến biến dạng và ứng suất dư. Để giảm biến dạng và ứng suất dư cần phải quan tâm đến công nghệ hàn cũngnhư trình tự hàn, thí dụ khi hàn một dầm chữ I trình tự hàn được thực hiện theothứ tự 1, 2, 3 và 4 (hình 2-3) và khi mối hàn nhiều lớp thì lớp sau được hàn theohướng ngược lại với lớp trước v.v… 4 2 1 3 Hình 2-3. Trình tự hàn ghép Khi hàn kim loại cơ bản, kim loại hàn phải tuân theo các yêu cầu của quychuẩn. Phải sử dụng kim loại hàn (kim loại của que hàn, dây hàn) phù hợp vớikim loại cơ bản (kim loại của vật liệu được hàn) trừ trường hợp có quy địnhriêng.2.3.1 Các liên kết hàn thường gặp2.3.1.1 Hàn góc Mối hàn góc có thể dùng khi hai tấm cơ bản được đặt chồng lên nhau (hình 2-4 a,b) hoặc khi hai tấm cơ bản vuông góc (cũng có thể xiên góc) với nhau (hình2-4c). Mối hàn góc có thể hàn cùng mối hàn rãnh (hình 2-4c). (a) (b) (c) Hình 2-4. Mối hàn góc Trong đường hàn góc trên mặt cắt đường hàn điểm giao giữa hai tấm cơ bảnđược gọi là gốc của đường hàn, mặt tự do của đường hàn là mặt cong nhưng khitính có thể xem đó là mặt phẳng, chiều dài đường vuông góc từ gốc đường hànđến mặt đưòng hàn là chiều cao hay chiều dày của đường hàn (đoạn AI trên hình2-5). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 34. 34 B Chiều cao I A C Gốc đường hàn Hình 2-5. Chi tiết hàn góc Diện tích hiệu dụng là tích của chiều cao đường hàn với chiều dài hiệu dụngcủa đường hàn. AB, AC được gọi là kích thước của đường hàn góc. Kích thước lớn nhất của đường hàn góc lấy như sau:- Bằng chiều dày của tấm cơ bản khi tấm cơ bản có chiều dày nhỏ hơn 6mm.- Nhỏ hơn chiều dày của tấm cơ bản 2mm khi tấm cơ bản có chiều dày lớn hơnhay bằng 6mm. Kích thước nhỏ nhất cần lấy theo bảng 2-7, đồng thời không vượt quá chiềudày của tấm cơ bản mỏng hơn. Bảng 2-7. Kích thước nhỏ nhất của các đường hàn góc Chiều dày kim loại cơ bản của bộ phận Kích thước nhỏ nhất của mỏng hơn được nối ghép T (mm) đường hàn góc (mm) T ≤ 20 6 20 < T 8 Chiều dài hiệu dụng nhỏ nhất của đường hàn góc phải lấy bằng bốn lần kíchthước của nó và không nhỏ hơn 40mm. Sức kháng tính toán của đường hàn góc được lấy như sau:- Khi đường hàn góc chịu kéo hoặc nén song song với trục đường hàn, sứckháng tính toán được lấy bằng sức kháng tính toán của kim loại cơ bản.- Khi đường hàn góc chịu cắt, sức kháng tính toán được lấy trị số nhỏ hơn sứckháng tính toán của vật liệu tấm cơ bản và sức kháng tính toán của kim loại hàn: ⎧ 0,58Φ y Fy R r = min ⎨ (2-19) ⎩ 0,60Φ C 2 Fexxtrong đó: Φy – hệ số sức kháng đối với cắt, lấy theo phần 1-5 đã nêu trên; Fy – cường độ chảy nhỏ nhất của cấu kiện liên kết (MPa); Fexx – cường độ phân loại của kim loại hàn (MPa); Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 35. 35 ΦC2 – hệ số sức kháng đối với kim loại hàn, lấy theo phần 1-5 đã nêu trên.2.3.1.2 Hàn có vát Mối hàn có vát là mối hàn trong rãnh do mép đường hàn được vát đi. Mối hànnày thường được dùng khi hàn đối đầu, tuy nhiên cũng có thể dùng để hàn ởgóc, chẳng hạn bốn góc của mặt cắt thanh hình hộp. Rãnh có thể là rãnh vuôngkhi chiều dày tấm cơ bản nhỏ, rãnh chữ V đơn, chữ X, chữ U… (hình 2-6). (a) Rãnh vuông (b) Rãnh chữ V (c) Rãnh chữ X (a) Rãnh chữ U Hình 2-6. Một số kiểu vát mép khi hàna. Sức kháng tính toán của liên kết hàn có vát ngấu hoàn toàn:- Sức kháng kéo và nén: Sức kháng tính toán của các liên kết hàn có vát ngấuhoàn toàn chịu kéo hoặc nén vuông góc với diện tích hiệu dụng của đường hànhoặc song song với trục đường hàn được lấy như sức kháng tính toán của kimloại cơ bản.- Sức kháng cắt: Sức kháng cắt tính toán của liên kết hàn có vát ngấu hoàn toàntrên diện tích hiệu dụng phải được lấy theo trị số nhỏ hơn cho trong (2-20) hoặc60% sức kháng tính toán của kim loại cơ bản chịu kéo. Rr = 0,60 ΦC1Fexx (2-20)trong đó: Fexx – cường độ phân loại của kim loại hàn (MPa); ΦC1 – hệ số sức kháng đối với kim loại hàn, lấy theo phần 1-5 đã nêu trên.b. Sức kháng tính toán của liên kết hàn có vát ngấu không hoàn toàn:- Sức kháng kéo và nén: Sức kháng kéo, nén của các liên kết hàn có vát ngấukhông hoàn toàn theo phương song song với trục đường hàn hoặc sức kháng nén Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 36. 36 vuông góc với diện tích hiệu dụng lấy như sức kháng tính toán của kim loạicơ bản. Sức kháng kéo của các liên kết hàn có vát ngấu không hoàn toàn chịu kéo trựcgiao với diện tích hiệu dụng lấy theo giá trị nhỏ hơn của (2-21) hoặc sức khángtính toán của kim loại cơ bản. Rr = 0,60 ΦC1 Fexx (2-21)trong đó ΦC1 và Fexx như đã nêu ở trên.- Sức kháng cắt: Sức kháng tính toán về cắt của các liên kết hàn có vát ngấukhông hoàn toàn chịu lực song song với trục đường hàn phải lấy theo giá trị nhỏhơn của sức kháng tính toán của vật liệu cơ bản hoặc sức kháng tính toán củakim loại hàn: ⎧ 0,58Φ y Fy R r = min ⎨ (2-22) ⎩ 0,60Φ C 2 Fexxtrong đó Φy , Fy , ΦC2 , Fexx như đã nêu ở trên.2.4 Sức kháng phá hoại cắt khối Trong các liên kết cần phải xem xét tất cả các mặt phẳng có thể bị phá hoại ởcác bộ phận và tấm bản liên kết bao gồm các bản song song và vuông góc vớilực tác dụng. Các mặt song song với lực tác dụng phải được xét như chỉ chịu cắt,các mặt vuông góc với lực tác dụng được xem như chỉ chịu kéo. Sức kháng tínhtoán của tổ hợp hai mặt phẳng đã nêu là sức phá hoại cắt khối lấy như sau:- Nếu Atn ≥ 0,58 Avn thì Rr = Φbs( 0,58 Fy Avg + Fu Atn) (2-23)- Nếu Atn < 0,58 Avn thì Rr = Φbs ( 0,58 Fu Avn + Fy Atg) (2-24)trong đó: Avg – diện tích nguyên dọc theo mắt cắt chịu cắt (mm2); Avn – diện tích thực dọc theo mắt cắt chịu cắt (mm2); Atg – diện tích nguyên dọc theo mắt cắt chịu kéo (mm2); Atn – diện tích thực dọc theo mắt cắt chịu kéo (mm2); Φbs – hệ số sức kháng đối với cắt khối, lấy theo lấy theo phần 1-5 đã nêu trên; Fy – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của vật liệu liên kết (MPa); Fu – cường độ kéo nhỏ nhất quy định của vật liệu liên kết (MPa). Diện tích nguyên được lấy bằng chiều dài mặt phẳng nhân với chiều dày củachi tiết. Diện tích thực là diện tích nguyên trừ đi tích của chiều dày chi tiết vớisố lỗ trong mặt phẳng nhân với kích thước của lỗ trong phương của mặt phẳngcộng với 2mm.Sức kháng phá hoại cắt khối phải được xét cả liên kết bulông và liên kết hàn. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 37. 372.5 Sức kháng của các cấu kiện liên kết Sức kháng của các cấu kiện liên kết bao gồm sức kháng kéo và sức kháng cắtphải được xét đến khi thiết kế các cấu kiện liên kết như: bản nối, bản nút …2.5.1 Sức kháng kéo Sức kháng kéo tính toán phải lấy giá trị nhỏ nhất về giới hạn chảy (2-25) hoặcvề giới hạn đứt gẫy (2-26), hoặc theo sức kháng phá hủy cắt khối (2-23), (2-24). Rr = Φy Fy Ag (2-25) Rr = Φu Fu An U (2-26)trong đó: Φy – hệ số sức kháng đối với chảy dẻo của bộ phận chịu kéo lấy theo phần 1-5 đã nêu trên. Fy – cường độ chảy (MPa). Ag – diện tích nguyên của bộ phận (mm2). Φu – hệ số sức kháng đối với đứt gẫy của bộ phận chịu kéo lấy theo phần 1-5 đã nêu trên. Fu – cường độ chịu kéo (MPa). An – diện tích thực của bộ phận (mm2). U – hệ số triết giảm; U = 1. Chú ý rằng quy trình cũng quy định diện tích thực An trong công thức (2-26)không được lớn hơn 85% diện tích nguyên của bộ phận.2.5.2 Sức kháng cắt Đối với các cấu kiện liên kết chịu cắt, sức kháng cắt danh định (Rn) và sứckháng cắt tính toán như sau: ⎧R n = 0,58A g Fy ⎨ (2-27) ⎩ R r = Φ yR ntrong đó: Φy – hệ số sức kháng đối với cắt, lấy theo phần 1-5 đã nêu trên; các ký hiệu khác như công thức (2-26).2.6 Các mối nối2.6.1 Tổng quát Ở các phần trên chúng ta đã nghiên cứu liên kết bulông, trong đó có liên kếtép tựa (cắt và ép mặt) và liên kết ma sát cũng như liên kết đường hàn. Vềnguyên tắc cả hai loại liên kết trên đều có thể dùng cho mối nối ở công xưởnghoặc công trường tuy nhiên với các mối nối ở công xưởng nên ưu tiên dùng liên Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 38. 38 kết hàn, còn các mối nối ở công trường nên ưu tiên dùng liên kết bulông.Công việc thiết kế một mối nối thường có các bước như sau:- Xác định tải trọng tính toán tác dụng lên mối nối.- Chọn hình thức liên kết.- Bố trí liên kết (bulông, đường hàn) theo đúng yêu cầu cấu tạo.- Kiểm tra liên kết theo các trạng thái gới hạn theo quy định như đã nêu ở cácphần trên.- Hoàn chỉnh mối nối để bảo đảm các yêu cầu về cấu tạo cũng như về sức kháng. Quy trình quy định: Các liên kết và các mối nối của cấu kiện chính phải đượctính toán ở trạng thái giới hạn cường độ không nhỏ hơn số lớn hơn của mộttrong hai giá trị sau:- Trị số trung bình của mômen uốn, lực cắt hay lực dọc do tải trọng tính toán ởvị trí nối và sức kháng uốn, cắt, hay dọc trục tính toán của cấu kiện hoặc:- 75% sức kháng uốn, cắt hoặc dọc trục tính toán của cấu kiện.2.6.2 Mối nối bulông Khi thiết kế mối nối bulông phải tuân theo một số nguyên tắc sau:- Ở nơi mà tại mối nối thay đổi thì mặt cắt ở bên nhỏ hơn phải được sử dụng đểtính toán thiết kế.- Các mối nối chịu kéo và chịu uốn phải sử dụng liên kết ma sát (bulông cườngđộ cao);- Các mối nối thép góc, bản cánh gồm hai thép góc, mỗi thép góc ở một bên củacấu kiện chịu uốn- Bản táp có chiều dày không nhỏ hơn 8mm.2.6.2.1 Mối nối chịu kéo nén Mối nối của các cấu kiện chịu kéo phải thỏa mãn yêu cầu sức kháng kéo củacấu kiện liên kết (2-25) và (2-26). Mối nối của các cấu kiện chịu nén có thể đượcthiết kế cho không nhỏ hơn 50% sức kháng tính toán thấp hơn của các mặt cắtghép nối (hình 2-7). Hình 2-7. Mối nối cấu kiện chịu kéo-nén Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 39. 392.6.2.2 Mối nối của cấu kiện chịu uốn Hình 2-8. Mối nối cấu kiện chịu uốn Mối nối điển hình là mối nối dầm chữ I (hình 2-8) bao gồm mối nối sườn dầmvà mối nối cánh dầm.a. Mối nối cánh dầm: Trong mối nối cánh dầm của dầm chữ I sẽ có một cánh dầm chịu kéo và mộtcánh dầm chịu nén. Khi tính toán quan niệm cánh dầm chịu toàn bộ mômen đãxác định theo phần 2.6.1 hoặc có thể trừ đi phần mômen do sườn dầm chịu, nhưvậy mỗi cánh chịu một lực kéo hoặc nén dọc trục có trị số bằng mômen chia chokhoảng cách giữa trọng tâm của hai cánh. Với cánh dầm chịu kéo mối nối phải thỏa mãn điều kiện (2-25) và (2-26). Vớicánh dầm chịu nén mối nối phải thỏa mãn điều kiện: Pr = Φc Pn (2-28)trong đó: Φc – hệ số sức kháng đối với nén, lấy theo 6.5.4.2 Quy trình; Pn – sức kháng nén danh định (sẽ nghiên cứu ở phần kết cấu chịu nén). Quy trình cũng khuyên là trong kết cấu chịu uốn không nên dùng mối nốibulông cho bản cánh với các mối nối ở công trường và bất kỳ bản cánh nào cũngkhông có quá một mối nối trong một mặt cắt ngang.b. Mối nối sườn dầm: Khi ghép nối bằng bulông sườn dầm phải được ghép nối đối xứng với hai bảnnối (hay còn gọi là bản táp) ở hai bên. Các bản nối cho lực cắt phải có chiều caobằng chiều cao sườn dầm do lực cắt phân bố trên toàn bộ chiều cao sườn và vớimặt cắt chữ I thì ứng suất tiếp ở mép trên và dưới sườn dầm có giá trị đáng kể sovới ứng suất tiếp lớn nhất. Ở mỗi bên của mối nối có không được ít hơn hai hàngbulông. Với các mối nối sườn dầm khi bề dày chênh lệch nhỏ hơn hoặc bằng 2mm thìkhông cần có bản đệm. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 40. 40 Quy trình quy định các bản nối sườn dầm và các liên kết (bulông) phảiđược tính ở trạng thái giới hạn cường độ cho:- Một phần mômen tính toán bằng tích số giữa mômen xác định theo 2.6.1 nhânvới tỷ số giữa mômen quán tính của sườn dầm với mômen quán tính của toàn bộdiện tích tiết diện.- Lực cắt quy ước (trong quy trình gọi là lực cắt tưởng tượng) lấy bằng lực cắtdo tải trọng tính toán nhân với một hệ số. Hệ số này bằng tỷ số giữa mômenthiết kế xác định theo phần 2.6.1 chia cho mômen gây ra bởi các tải trọng tínhtoán và mômen gây ra do lực cắt (mômen này lấy bằng tích của lực cắt vớikhoảng cách từ trọng tâm nhóm bulông ở một bên mối nối đến lực cắt).- Mômen do sự lệch tâm của lực cắt quy ước bằng tích của lực cắt quy ước vớikhoảng cách từ trọng tâm nhóm bulông của mối nối đến lực cắt này, tức là đếnmặt tiếp xúc giữa hai sườn dầm. Ở trạng thái giới hạn cường độ ứng suất uốn trong các bản nối không đượcvượt quá cường độ chảy nhỏ nhất quy định của bản nối.2.6.3 Mối nối hàn Các mối nối hàn được thiết kế để chịu mômen, lực cắt hoặc lực dọc thiết kếxác định như trong phần 2.6.1. Các bộ phận chịu kéo và nén có thể được nốighép bằng mối nối hàn đối đầu ngấu hoàn toàn, tránh sử dụng các bản nối vì vậytrong mối nối dầm I có thể cánh dầm dùng mối hàn còn sườn dầm ghép nối bằngbulông. Các mối hàn ở công trường cần hạn chế việc hàn ở tư thế ngửa mặt. Khi hàn đối đầu các tấm có bề rộng khác nhau phải có sự chuyển tiếp đốixứng như trên hình 2-9. Khi hàn đối đầu các tấm có bề dày khác nhau, tấm dày hơn phải được màihoặc bào với một độ dốc đều không lớn hơn 1: 2,5. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 41. 41 B¸n kÝnh 610 mm ĐÇu b¸n kÝnh cong 8,7 2,4 19 ĐÇu nèi (a) Chi tiÕt chuyÓn ®æi bÒ réng ChiÒu réng b¶n réng h¬n ĐÇu nèi ChiÒu réng b¶n hÑp h¬n (b) ChuyÓn ®æi vuèt th¼ng B¸n kÝnh 610mm ĐÇu nèi ChiÒu réng b¶n hÑp h¬n (c) ChuyÓn ®æi theo b¸n kÝnh 610mm Hình 2-9. Chuyển tiếp tiết diện tại vị trí hànNguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 42. 42 Chương 3 CẦU DẦM3.1 Khái niệm chung Khi nghiên cứu về cầu thép theo quy trình Thiết kế cầu cống theo các trạngthái giới hạn đã xét ba loại cầu dầm:- Cầu dầm bản hay cầu dầm đặc là các cầu mà giữa dầm thép và bản mặt cầu (cóthể bằng bê tông, gỗ hay thép) chỉ có các liên kết để chống xê dịch tương đối,không có liên kết chống trượt (neo). Ở cầu dầm bản mặt cầu không tham giachịu uốn cùng với dầm chủ. Hiện nay các cầu này chỉ dùng làm cầu tạm để phụcvụ thi công hoặc các cầu có thời gian khai thác ngắn.- Cầu liên hợp dầm thép – bản bê tông cốt thép (gọi tắt là cầu liên hợp) gồm cóbản mặt cầu bằng bê tông cốt thép, dầm chủ bằng thép, giữa bản và dầm có neoliên kết chắc chắn để tạo thành một kết cấu liền khối. Trong cầu liên hợp bảnmặt cầu tham gia làm việc với dầm chủ. Hiện nay với những cầu có bề rộngkhông quá lớn (hơn 20m) trong điều kiện tịnh không thông thuyền cho phépngười ta hay áp dụng cầu liên hợp hai dầm chủ, khi đó khoảng cách giữa haidầm chủ có thể từ 3m đến 14m, dầm ngang với khoảng cách khoảng 4m đượcđẩy lên cao ngang với mặt cánh trên dầm chủ. Neo liên kết được bố trí ở cả dầmchủ và dầm ngang, khi đó tùy khoảng cách giữa hai dầm chủ và khoảng cáchdầm ngang mà bản mặt cầu có thể làm việc như bản kê trên 4 cạnh hoặc trên haicạnh (hai dầm ngang). Cầu liên hợp hai dầm chủ tiết kiệm thép, giảm thời gianthi công và có giá thành thấp nên được dùng khá phổ biến cho cả kết cấu nhịpgiản đơn và liên tục.- Cầu có bản trực hướng là cầu có mặt bằng thép được tăng cường bằng cácsườn tăng cường dọc và ngang. Bản mặt cầu tham gia chịu uốn với dầm chủ. Ưuđiểm của cầu có bản trực hướng là trọng lượng mặt cầu nhẹ nên thường dùngcho các cầu có khẩu độ lớn. Cầu dầm thường có ba bộ phận chính: mặt cầu, dầm chủ và hệ liên kết. Mặtcầu đã được nghiên cứu trong môn học Tổng luận cầu, ở đây chỉ xét cấu tạo củadầm chủ và hệ liên kết, trong đó những khái niệm đã nghiên cứu ở phần trước sẽkhông được nhắc lại.3.2 Cấu tạo của dầm chủ3.2.1 Tỷ lệ cấu tạo chung Dầm chịu uốn phải được cấu tạo theo tỷ lệ sao cho: I yc 0,1 ≤ ≤ 0,9 (3-1) Iytrong đó: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 43. 43 Iyc – mômen quán tính của bản cánh chịu nén đối với trục thẳng đứng y(hình 3-1); Iy – mômen quán tính của mặt cắt dầm thép đối với trục thẳng đứng y. Ngoài ra chiều dày của cánh dầm, sườn dầm, trừ sườn dầm của thép I cánkhông được nhỏ hơn 8mm, còn chiều dày sườn dầm của thép I hoặc U cánkhông nhỏ hơn 7mm. y x Hình 3-1. Mặt cắt ngang dầm I3.2.2 Chiều cao dầm Với cầu dầm bản hoặc dầm đặc: chiều cao của dầm thép không nhỏ hơn0,025L, trong đó L là chiều dài nhịp. Với cầu liên hợp: chiều cao của riêng dầmthép, nhịp giản đơn h ≥ 0,033L; nhịp liên tục h ≥ 0,027L. Chiều cao toàn bộ củadầm liên hợp (bao gồm chiều cao dầm thép và chiều dầy bản bê tông kể cả chiềucao vút), với nhịp giản đơn h ≥ 0,04L; với nhịp liên tục h ≥ 0,032L. Chú ý: Các quy định trên áp dụng cho dầm có chiều cao không đổi. Khi dầmcó chiều cao thay đổi phải hiệu chỉnh các giá trị có tính đến những thay đổi vềđộ cứng tương đối của các mặt cắt chịu mômen dương và âm hoặc có thể lấytheo chỉ dẫn sau đây: chiều cao ở trụ giữa h = (0,05 ÷ 0,07)L, chiều cao ở giữanhịp chính và trên hai đầu h = (0,02 ÷ 0,025)L.3.2.3 Độ mảnh của sườn dầm Sườn dầm phải được cấu tạo sao cho:- Khi không có sườn tăng cường dọc (sườn tăng cường theo chiều dọc dầm): 2D c E ≤ 6,77 (3-2) tw fc- Khi có sườn tăng cường dọc: 2D c E ≤ 11,63 (3-3) tw fctrong đó: tw – bề dày sườn dầm; Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 44. 44 Dc – chiều cao vùng chịu nén của sườn dầm trong giai đoạn đàn hồi (mm); fc – ứng suất ở trọng tâm cánh chịu nén do tải trọng tính toán (MPa).3.2.4 Chiều cao vùng chịu nén của các mặt cắt không liên hợp3.2.4.1 Mômen chảy và mômen dẻo Mômen chảy của mặt cắt không liên hợp (My) là mômen cần thiết để gây rachảy đầu tiên ở một trong các bản cánh khi không xét bất kỳ sự chảy nào ở sườndầm của mặt cắt lai (dầm lai hay dầm kết hợp là dầm thép mà sườn dầm đượclàm bằng thép có cường độ chảy dẻo tối thiểu quy định thấp hơn cường độ trêncủa một hoặc cả hai cánh dầm). Nói cách khác, mômen chảy là mômen mà ứngvới nó, điểm đầu tiên trên mặt cắt có ứng suất lớn nhất đạt tới cường độ chảy. Mômen dẻo (Mp) của một mặt cắt không liên hợp là mômen tổng cộng củacác phần trên mặt cắt khi toàn mặt cắt đã đạt đến trạng thái chảy.3.2.4.2 Chiều cao chịu nén trong miền đàn hồi Trục trung hòa của mặt cắt khi vật liệu làm việc trong giai đoạn đàn hồi làtrục đi qua trọng tâm của mặt cắt. Vị trí của trục trung hòa được xác định từ điềukiện tổng mômen tĩnh của các phần diện tích của mặt cắt đối với trục trung hòabằng không. Khi đã xác định được vị trí trục trung hòa dễ dàng xác định được chiều caovùng chịu nén của sườn dầm (Dc).3.2.4.3 Chiều cao chịu nén của sườn dầm ứng với mômen dẻo Nếu Fyw Aw ≥ Fyc Ac - Fyt At thì D D cp = ( Fyt A t + Fyw A w − Fyc A c ) (3-4) 2 A w Fyw Ngược lại thì Dcp = D.Trong đó: Dcp – chiều cao chịu nén của sườn dầm ứng với mômen dẻo; D – chiều cao sườn dầm (mm); At – diện tích cánh chịu kéo (mm2); Ac – diện tích cánh chịu nén (mm2); Aw – diện tích sườn dầm (mm2); Fyc – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh nén (MPa); Fyt – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh kéo (MPa); Fyw – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của sườn dầm (MPa). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 45. 453.2.5 Chiều cao vùng chịu nén của các mặt cắt liên hợp Trong mặt cắt liên hợp quy định tải trọng dài hạn trước khi bê tông bản đạtđược 75% fc (ứng suất trong bản cánh chịu nén do tải trọng tính toán) chỉ do tiếtdiện dầm thép chịu và được gọi là tĩnh tải giai đoạn I. Tải trọng dài hạn (tĩnh tảigiai đoạn II) và hoạt tải do tiết diện liên hợp chịu.3.2.5.1 Trình tự chất tải Ứng suất đàn hồi ở một vị trí bất kỳ trên mặt cắt liên hợp do tải trọng tác dụngphải bằng tổng các ứng suất gây ra bởi các lực riêng rẽ tác dụng vào:- Dầm thép (tĩnh tải giai đoạn I).- Mặt cắt liên hợp ngắn hạn (các tải trọng tác dụng ngắn hạn nên từ biến chưakịp phát sinh như hoạt tải, nhiệt độ …).- Mặt cắt liên hợp dài hạn (các tải trọng giai đoạn II có thời gian tác dụng lâu dàinhư tĩnh tải giai đoạn II, co ngót của bê tông, điều chỉnh nội lực… phải xét đếntừ biến trong bê tông bản).3.2.5.2 Mặt cắt có mômen uốn dương Khi tính ứng suất ở giai đoạn II phải dùng mặt cắt liên hợp, ở đó có tiết diệndầm thép, cốt thép dọc và mặt cắt tính đổi của bản bê tông (trong phạm vi bềrộng cánh tham gia làm việc với dầm chủ gọi là bề rộng hiệu dụng).- Với mặt cắt liên hợp ngắn hạn: A A tđ = b (3-5) n- Với mặt cắt liên hợp dài hạn: A A tđ = b , với n’ = 3n (3-6) nTrong đó: Atđ, A’tđ – diện tích tính đổi của bê tông sang thép khi không xét từ biến vàkhi có xét từ biến; Fb – diện tích tiết diện bản; n, n’ – tỷ số môđun đàn hồi của thép và bê tông khi không xét từ biến và cóxét từ biến. Đối với bê tông thông thường, n có thể lấy như sau: 16 ≤ fc < 20, n = 10 20 ≤ fc < 25, n = 9 25 ≤ fc < 32, n = 8 32 ≤ fc < 41, n = 7 41 ≤ fc, n = 6trong đó fc là ứng suất ở trọng tâm cánh chịu nén do tải trọng tính toán (MPa). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 46. 46 Qua những quy định ở trên có thể nhận thấy để tính được tỷ số môđun đànhồi cần phải thực hiện phép tính lặp, với bước tính đầu tiên có thể lấy như sau: E n= t Ebvới Et = 200000 MPa, E b = 0,043y1,5 f c , ctrong đó: yc – khối lượng riêng của bê tông, với bê tông thông thường có thể lấy yc =2400 kg/m3; fc’ – cường độ quy định của bê tông ở tuổi 28 ngày, trong cầu liên hợp có thểlấy fc’ = 30 MPa (tất nhiên người thiết kế có thể quy định một fc’ nào đó khác 30MPa).3.2.5.3 Mặt cắt có mômen uốn âm Để tính ứng suất do mômen uốn gây ra cả ở giai đọan II không phân biệt dàihạn hay ngắn hạn có xét từ biến hay không xét từ biến mặt cắt liên hợp bao gồmmặt cắt dầm thép và cốt thép dọc trong phạm vi bề rộng hiệu dụng. Cốt thép tối thiểu trong vùng mômen âm: Trong các miền chịu mômen âmcủa bất kỳ nhịp liên tục nào, tổng diện tích mặt cắt ngang của cốt thép dọckhông được nhỏ hơn 1% tổng diện tích mặt cắt ngang của bản hay nói cách kháchàm lượng cốt thép dọc không được nhỏ hơn 1%. Cốt thép dọc phải có cường độchảy dẻo nhỏ nhất không nhỏ hơn 420MPa và có cỡ không lớn hơn thanh N019(là thanh có đường kính 18,8mm). Cốt thép dọc phải được bố trí làm hai lớp và phân bố đều trên suốt bề rộngbản. Hai phần ba số lượng phải đặt ở lớp trên, khoảng cách giữa các cốt théptrong mỗi lớp không được quá 150mm. Có thể bố trí neo chống cắt ở miền chịu uốn âm. Khi không có neo chống cắtthì thông thường cốt thép dọc phải được kéo dài đến miền uốn dương và vượtquá neo chống cắt một đoạn không nhỏ hơn chiều dài khai triển. Chiều dài nàykhông nhỏ hơn:- Chiều cao hữu hiệu của mặt cắt dầm;- 12 lần đường kính cốt thép;- 0,0625 lần chiều dài tính toán của nhịp.3.2.5.4 Bề rộng hữu hiệu của bản bê tông cốt thép Bề rộng hữu hiệu là bề rộng bản bê tông tham gia làm việc với dầm chủ.a. Đối với dầm trong: Bề rộng hữu hiệu được lấy là giá trị nhỏ nhất của:- 1/4 chiều dài nhịp hữu hiệu (với dầm giản đơn lấy bằng chiều dài nhịp thực tế,với dầm liên tục bằng khoảng cách giữa các điểm thay đổi mômen uốn tức làđiểm uốn của biểu đồ mômen uốn do tải trọng thường xuyên). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 47. 47- 12 lần bề dày trung bình của bản bê tông cộng với số lớn hơn của bề dàysườn dầm hoặc 1/2 bề rộng cánh trên dầm thép.- Khoảng cách trung bình của các dầm kề nhau.b. Đối với dầm biên: Bề rộng hữu hiệu được lấy bằng 1/2 bề rộng hữu hiệu của dầm trong cộngthêm trị số nhỏ nhất của:- 1/8 chiều dài nhịp hữu hiệu.- 6 lần chiều dày trung bình của bản cộng với số lớn hơn của hai đại lượng: 1/2chiều dày sườn dầm hoặc 1/4 chiều rộng cánh trên của dầm chủ.- Chiều rộng của phần hẫng.3.2.5.5 Mômen chảy Mômen chảy (My) ở mặt cắt liên hợp được lấy bằng tổng các mômen tác dụngvào dầm thép, mặt cắt liên hợp ngắn hạn và dài hạn để gây ra trạng thái chảy đầutiên ở một trong hai cánh dầm thép (không xét đến chảy sườn dầm của mặt cắtlai). Ký hiệu: My1 – mômen uốn ở mặt cắt xét do tĩnh tải tính toán giai đoạn I; My2 – mômen uốn ở mặt cắt xét do tĩnh tải tính toán giai đoạn II, co ngót...; My3 – mômen uốn ở mặt cắt xét do tải trọng ngắn hạn. Khi đó: M y = M y1 + M y 2 + M y 3 (1) Khi đã bố trí mặt cắt ta sẽ tính được My1, My2, còn cần phải xác định My3. Ứng suất ở mép trên và dưới của dầm thép do My1, My2, và My3 như sau:- Do My1: M M σ tt1 = y1 y tI , t σ d1 = y1 y dI t t It It- Do My2: M y 2 tII M y 2 dII σ tt 2 = y t , σ d2 = t y t I tđ I tđ- Do My3: M y 3 tII M y 3 dII σ tt 3 = yt , σ d3 = t yt I tđ I tđ Từ đó có: σ tt1 + σ tt 2 + σ tt 3 = Fy (2) σ d1 + σ d2 + σ d3 = Fy t t t (3) Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 48. 48 Trong các phương trình (2) và (3) đều có ẩn số là My3. Giải hệ phươngtrình này và lấy giá trị nhỏ hơn của My3 để tính ra mômen chảy của mặt cắt theocông thức (1).3.2.5.6 Mômen dẻo Mômen dẻo (Mp) là mômen ứng với khi toàn mặt cắt trừ phần bê tông chịukéo đạt đến cường độ chảy. Khi tính mômen dẻo phải lấy mômen đối với trụctrung hòa dẻo. Để xác định trục trung hòa dẻo có thể tiến hành theo trình tự sau:- Giả định vị trí trục trung hòa dẻo, chẳng hạn nằm trên sườn dầm khi đó sẽ cómột ẩn số là khoảng cách từ trục trung hòa dẻo đến mép trên hoặc mép dướidầm thép.- Tính lực dẻo của các phần: cánh dầm thép, sườn dầm thép, cốt thép dọc (trongtính toán có khi bỏ qua cốt thép dọc), bê tông ở vùng nén. Lực dẻo ở mỗi phầnbằng diện tích của phần đó nhân với cường độ chảy tương ứng. Lực dẻo trongphần bê tông chịu nén được tính dựa trên cơ sở: quan hệ tự nhiên giữa ứng suấttrong bê tông chịu nén và ứng biến có thể coi như một khối chữ nhật tươngđương có cạnh bằng 0,85 fc’ phân bố trên một vùng giới hạn bởi mặt ngoài cùngchịu nén của mặt cắt và đường thẳng song song với trục trung hòa cách thớ chịunén ngoài cùng một khoảng cách a = β1 c. Khoảng cách c phải được tính vuônggóc với trục trung hòa. Hệ số β1 lấy bằng 0,85 đối với bê tông có cường độkhông lớn hơn 28MPa. Với bê tông có cường độ lớn hơn 28MPa thì β1 giảm đitheo tỷ lệ 0,05 cho từng 7MPa vượt quá 28MPa, nhưng không lấy nhỏ hơn 0,65. Chú ý: c – khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trục trung hòa (mm) nếu trụctrung hòa rơi vào bản bê tông cốt thép. Trường hợp trục trung hòa không rơi vàobản thì c có thể được lấy là: + Chiều dày bản bê tông nếu bản không có vút hoặc xem như bỏ qua phần bêtông chịu nén ở vút; + Chiều dày bản bê tông tương đương lấy bằng diện tích bản và vút chia chobề rộng cánh bê tông của dầm. fc’– cường độ nén quy định của bê tông ở tuổi 28 ngày (MPa).- Cân bằng các lực dẻo ở các phần kéo và nén sẽ xác định được ẩn số khi giảđịnh vị trí trục trung hòa. Kiểm tra lại vị trí trục trung hòa theo ẩn số đã tìmđược, nếu phù hợp thì ngừng tính toán, nếu không phải giả định lại vị trí trụctrung hòa và lặp lại quá trình tính ở trên. Cũng có thể dùng công thức ở phần (b) của 3.2.5.7 để tính ra chiều cao chịunén của sườn dầm (Dcp) từ đó xác định được vị trí trục trung hòa dẻo.3.2.5.7 Chiều cao sườn dầm chịu nén Có hai chiều cao chịu nén của sườn dầm: chiều cao ứng với mômen đàn hồi(Dc) và chiều cao ứng với mômen dẻo (Dcp). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 49. 49a. Với mômen uốn đàn hồi Với mặt cắt có mômen uốn dương, vị trí trục trung hòa là trọng tâm của tiếtdiện tính đổi. Khi đã có trục trụng hòa đàn hồi dễ dàng xác định được chiều caochịu nén của sườn dầm Dc. Với mặt cắt có mômen uốn âm, xác định vị trí trục trung hòa cho tiết diệngồm dầm thép và cốt thép dọc trong bản sau đó tính ra Dc.b. Với mômen dẻo Chiều cao chịu nén của sườn dầm (Dcp) có thể xác định được nhờ trục trunghòa dẻo (xem phần 3.2.5.6), tuy nhiên cũng có thể xác định theo các công thứccho trong quy trình.- Đối với các mặt cắt chịu mômen uốn dương khi trục trung hòa dẻo đi qua sườndầm: D ⎛ Fyt A t − Fyc A c − 0,85f c A s − Fyr A r ⎜ ⎞ D cp = + 1⎟ (3-7) 2⎜⎝ Fyw A w ⎟ ⎠trong đó: D – chiều cao sườn dầm thép (mm); At, Ac – diện tích cánh chịu kéo, cánh chịu nén (mm2); Aw – diện tích sườn dầm (mm2); Ar – diện tích cốt thép dọc (mm2); Fyt, Fyc – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh chịu kéo, cánh chịu nén(MPa); Fyr - cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cốt thép dọc (MPa); Fyw - cường độ chảy nhỏ nhất quy định của sườn dầm (MPa); fc’ - cường độ nén quy định của bê tông ở tuổi 28 ngày (MPa); As – diện tích bản (mm2).- Đối với tất cả các mặt cắt chịu uốn dương khác Dcp phải lấy bằng không và coinhư yêu cầu độ mảnh trong các mặt cắt đặc chắc đã thỏa mãn.- Đối với các mặt cắt chịu mômen uốn âm khi trục trung hòa dẻo đi qua sườndầm: D cp = D (Fyt A t + Fyw A w − Fyc A c ) (3-8) 2Fyw A w- Đối với các mặt cắt chịu mômen uốn âm loại khác, Dcp = D.3.2.6 Cấu tạo của sườn tăng cường Sườn tăng cường gồm các tấm thép cắt từ thép bản hoặc thép góc, được hànhay liên kết bulông vào một hoặc cả hai bên sườn dầm. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 50. 50 Có hai loại sườn tăng cường dầm chủ: sườn tăng cường đứng và sườn tăngcường dọc (trước đây gọi là sườn tăng cường ngang) (hình 3-2). Do tính chất làm việc khác nhau, sườn tăng cường đứng được phân ra hailoại: sườn tăng cường gối và sườn tăng cường đứng trung gian. Để đảm bảo an toàn khi vận chuyển và lao lắp, quy trình quy định: Khi khôngcó sườn tăng cường dọc, phải bố trí sườn tăng cường đứng nếu: D > 150 (3-9) tw Sườn tăng cường gối Sườn tăng cường dọc Sườn tăng cường đứng trung gian Vách ngang Khung ngang Hình 3-2. Sườn tăng cường và liên kết ngangvà khoảng cách giữa các sườn tăng cường đứng (d0) phải thỏa mãn điều kiện: 2 ⎛ 260 ⎞ d 0 ≤ D⎜ ⎜ D/t ⎟⎟ (3-10) ⎝ w ⎠trong đó: tw – chiều dày sườn dầm chủ (mm); D – chiều cao sườn dầm (mm); D/tw – tỷ số giữa chiều cao và chiều dày sườn dầm, khi D/tw = 150 thì d0 ≈3D.3.2.6.1 Sườn tăng cường đứng trung gian Sườn tăng cường đứng trung gian phải được lắp khít chặt vào cánh dầm chịunén nhưng không cần phải ép vào cánh dầm chịu kéo. Các sườn tăng cường đứng để lắp liên kết ngang (vách ngang hoặc khungngang) phải được liên kết vào cả hai cánh dầm bằng hàn hoặc bulông. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 51. 51 Khoảng cách giữa đầu của mối hàn sườn tăng cường vào sườn dầm chủ vàmép gần của đường hàn bản cánh vào sườn dầm phải nằm trong khoảng từ 4twđến 6tw, trong đó tw là chiều dày sườn dầm.a. Chiều rộng sườn tăng cường bt (hình 3-3) bf bt tw b t Hình 3-3. Sườn tăng cường đứng trung gian Chiều rộng (bt) của sườn tăng cường đứng trung gian phải thỏa mãn điềukiện: d E ⎫ 50 + ≤ b t ≤ 0,48t p ⎪ 30 Fys ⎬ (3-11) 0,25bf ≤ b t ≤ 16t p ⎪ ⎭trong đó: d – chiều cao tiết diện thép (mm); tp – chiều dày sườn tăng cường (mm); Fys – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của sườn tăng cường (MPa); bf – chiều rộng toàn bộ của cánh rộng hơn của dầm thép trên một mặt cắt(mm).b. Mômen quán tính (điều 6.10.8.1.3) Mômen quán tính của bất kỳ sườn tăng cường đứng nào đều phải thỏa mãnđiều kiện: I t ≥ d0 t 3 J w (3-12)với 2 ⎛D ⎞ J = 2,5 ⎜ p ⎟ − 2,0 ≥ 0,5 ⎜d ⎟ (3-13) ⎝ o⎠trong đó: It – mômen quán tính của sườn tăng cường đứng quanh mép tiếp xúc với bảnbụng đối với các sườn đơn và quanh trục giữa chiều dày của bản bụng đối vớicác sườn kép (mm4); tw – chiều dày bản bụng (mm); do – khoảng cách giữa các sườn tăng cường đứng (mm); Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 52. 52 Dp – chiều cao bản bụng đối với các bản bụng không có các sườn tăngcường dọc hoặc chiều cao lớn nhất của panen phụ đối với các bản bụng có cácsườn tăng cường dọc (mm). Khi trên dầm có cả sườn tăng cường đứng và dọc, mômen quán tính của sườntăng cường đứng trung gian còn phải thỏa mãn điều kiện: ⎛ b ⎞⎛ D ⎞ I t ≥ ⎜ t ⎟⎜ ⎜ b ⎟⎜ 3d ⎟I1 ⎟ (3-14) ⎝ l ⎠⎝ 0 ⎠trong đó: bl – chiều rộng của sườn tăng cường dọc (mm); Il – mômen quán tính của diện tích hiệu dụng của sườn tăng cường dọc lấy đốivới trục tiếp xúc với sườn dầm chủ (mm4); D – chiều cao bản bụng (mm).c. Diện tích mặt cắt ngang: (6.10.8.1.4)Sườn tăng cường đứng trung gian còn phải thỏa mãn điều kiện về mặt cắt ngang: ⎡ V ⎤⎛ F ⎞ A s ≥ ⎢0,15BDt w (1,0 − C) u − 18,0 t 2 ⎥⎜ yw ⎟ w ⎜ ⎟ (3-14a) ⎣ Vr ⎦⎝ Fys ⎠trong đó: Vr – sức kháng cắt tính toán, xác định trong điều 6.10.2.1 Quy trình; Vu – lực cắt do tải trọng tính toán trong trạng thái giới hạn cường độ (N); As – diện tích của sườn tăng cường, được lấy bằng tổng diện tích các sườntrong trường hợp sườn kép (mm2); B – hệ số lấy bằng 1 cho sườn kép; 1,8 cho sườn đơn bằng thép góc; và 2,4cho sườn đơn bằng thép bản; C – tỷ số giữa ứng suất uốn cắt và cường độ chịu cắt quy định trong điều6.10.7.3.3a Quy trình; Fyw – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của sườn dầm; Fys – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của sườn tăng cường.3.2.6.2 Sườn tăng cường gối Sườn tăng cường gối chịu phản lực gối và các tải trọng tập trung khác nên cầnphải đặt sườn tăng cường gối ở vị trí gối và tại các vị trí có tải trọng tập trungmà ở đó: Vu ≥ 0,75 ϕbVn (3-15)trong đó: Vu – lực cắt do các tải trọng tính toán (N); ϕb – hệ số sức kháng đối với gối; Vn – sức kháng danh định (N) của sườn dầm (xem ở phần sau). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 53. 53 Sườn tăng cường gối cần được bố trí ở cả hai bên sườn dầm và càng khítvới cả hai cánh dầm chủ càng tốt. Đầu sườn tăng cường phải được mài để lắpkhít vào cánh dầm hoặc dùng đường hàn rãnh ngấu hoàn toàn.a. Chiều rộng sườn tăng cường gối: phải đảm bảo điều kiện E b1 ≤ 0,48t p (3-16) Fystrong đó: tp – chiều dày sườn dầm (mm); Fys – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của sườn tăng cường (MPa).b. Mặt cắt hiệu dụng của sườn tăng cường gối:Sườn tăng cường gối chịu nén và được xem như là một cột chịu nén. Khi sườntăng cường liên kết bằng bulông vào sườn dầm, mặt cắt hiệu dụng chỉ bao gồmcác cấu kiện của sườn tăng cường. Khi sườn tăng cường hàn vào sườn dầm chủ,mặt cắt hiệu dụng bao gồm tất cả các cấu kiện của sườn tăng cường cộng với dảinằm ở trung tâm sườn dầm kéo dài ra không quá 9tw sang mỗi bên tính từ timnếu có một đôi sườn tăng cường, tính từ mép nếu có nhiều hơn một đôi sườntăng cường (hình 3-4). Sườn tăng cường Sườn tăng cường Sườn dầm chủ Sườn dầm chủ tw tw 9tw 9tw 9tw 9tw Hình 3-4. Mặt cắt hiệu dụng của tiết diện chịu nén ở sườn tăng cường gối liên kết hàn Diện tích sườn dầm không được tính vào mặt cắt hiệu dụng chịu nén tại cáctrụ trung gian của cầu liên tục trong các bộ phận lai của nhịp khi: Fyw < 0,7 (3-17) Fyttrong đó: Fyw – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của sườn dầm (MPa); Fyt – số lớn hơn trong các cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh dầm(MPa).c. Khoảng cách giữa các sườn tăng cường đứng ở đầu dầm: Quy trình quy địnhkhoảng cách giữa các sườn tăng cường đứng ở đầu dầm:- Không vượt quá 1,5 lần chiều cao sườn dầm khi không có sườn tăng cườngdọc. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 54. 54 - Không vượt quá 1,5 lần chiều cao mảnh sườn dầm lớn nhất khi có sườn tăngcường dọc. Các quy định này không áp dụng cho mặt cắt lai.3.2.6.3 Sườn tăng cường dọc Khi sườn tăng cường đứng không đủ đảm bảo ổn định cho sườn dầm chủ thìcần thiết phải bố trí thêm sườn tăng cường dọc. Sườn tăng cường dọc có thể làthép bản hàn vào một bên sườn dầm hoặc thép góc liên kết bulông vào sườndầm. Khoảng cách từ mép trong của cánh dầm chịu nén đến sườn tăng cườngdọc là 2Dc/5 với Dc là chiều cao phần chịu nén của sườn dầm ở mặt cắt có ứngsuất nén do uốn sinh ra có giá trị tuyệt đối lớn nhất.a. Chiều rộng sườn tăng cường dọc: phải thỏa mãn điều kiện E b1 ≤ 0,48t s (3-18) Fyctrong đó: ts – chiều dày của sườn tăng cường dọc (mm); Fyc – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh chịu nén (MPa).b. Mômen quán tính: Các đặc trưng mặt cắt của sườn tăng cường tính theo diện tích hiệu dụng baogồm có sườn tăng cường dọc và dải trung tâm của sườn dầm không vượt quá18tw. Mômen quán tính của sườn tăng cường dọc phải thỏa mãn điều kiện: ⎡ ⎛ d 0 ⎞2 ⎤ I s ≥ D t ⎢2,4⎜ ⎟ − 0,13⎥ 3 w (3-19) ⎣ ⎝D⎠ ⎦ Bán kính quán tính của diện tích hiệu dụng phải đảm bảo: Fyc r ≥ 0,234d 0 (3-20) Etrong đó: Is, r – mômen quán tính và bán kính quán tính của tiết diện hiệu dụng (mm4,mm); D – chiều cao sườn dầm chủ (mm); d0 – khoảng cách giữa các sườn tăng cường đứng (mm); tw – chiều dày sườn dầm chủ (mm); Fyc – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh nén (MPa). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 55. 553.3 Cấu tạo của hệ liên kết Trong cầu dầm thường có hai hệ liên kết: liên kết ngang bao gồm vách ngang,khung ngang; và hệ liên kết dọc. Nhiệm vụ của hệ liên kết là:- Liên kết các dầm chủ thành một hệ không gian, bảo đảm tính bất biến hình củahệ, tăng độ cứng ngang cho kết cấu nhịp.- Chịu các tải trọng ngang: lực gió ngang cầu, lực động đất, lực ly tâm khi cầunằm trên đường cong …- Truyền tải trọng ngang xuống gối.3.3.1 Liên kết ngang Liên kết ngang có thể là vách ngang hoặc khung ngang (hình 3-5). (a) (b) Vách ngang (a) Khung ngang (b) Vách ngang Hình 3-5. Liên kết ngang Liên kết ngang có thể đặt ở đầu kết cấu nhịp và cách quãng theo nhịp (liên kếtngang trung gian). Sự cần thiết của liên kết ngang trung gian phải được xem xéttrong các giai đoạn vận chuyển, lao lắp và trong giai đoạn khai thác. Cần xemxét các nội dung chính sau:- Sự truyền tải trọng ngang từ đáy dầm tới mặt cầu và từ mặt cầu truyền tới gối.- Sự ổn định của cánh dưới dầm khi chịu nén dưới tác dụng của tải trọng.- Sự ổn định của cánh trên dầm chủ khi chưa hoàn thiện bản mặt cầu.- Sự phân bố của tĩnh tải và hoạt tải thẳng đứng cho các dầm vì liên kết ngang cótác dụng phân phối điều hòa tải trọng cho các dầm chủ. Các bộ phận của liên kết ngang phải đảm bảo điều kiện độ mảnh để truyềnđược tải trọng ngang, cụ thể là: L- Với các bộ phận chịu kéo ≤ 240, trong đó L là chiều dài không giằng (mm); rr là bán kính quán tính nhỏ nhất (mm) (điều 6.8.4 Quy trình). KL- Với các bộ phận chịu nén ≤ 140, trong đó L và r như trên, còn K là hệ số rchiều dài hiệu dụng. Với liên kết bulông hoặc hàn ở cả hai đầu, K = 0,75; vớiliên kết chốt ở cả hai đầu, K = 0,875 (điều 6.9.3 Quy trình). Các bản liên kết của liên kết ngang phải được hàn hoặc bắt bulông vào cảcánh chịu nén và cánh chịu kéo của dầm chủ khi: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 56. 56 - Liên kết ngang được gắn nối vào bản liên kết hoặc sườn tăng cường đứngthực hiện chức năng như các bản liên kết.- Các dầm mặt cầu được gắn nối vào bản liên kết, hoặc sườn tăng cường đứngthực hiện chức năng như các bản nối. Khi không có thông tin, cần thiết kế liên kết hàn hoặc bulông chịu được tảitrọng nằm ngang 90 kN đối với cầu thẳng.3.3.1.1 Liên kết ngang trong cầu dầm thẳng mặt cắt chữ I Liên kết ngang bằng dầm thép định hình (thép cán) phải cao ít nhất bằng nửachiều cao dầm và càng cao càng tốt (trong phạm vi chiều cao dầm). Liên kếtngang ở đầu dầm phải vuông góc với trục dầm để đảm bảo truyền hết lực ngangxuống gối, nếu liên kết ngang ở đầu chéo thì phải xem xét thành phần dọc doliên kết ngang truyền tới. Khi các trụ đều chéo hơn 200 thì các liên kết ngangtrung gian phải bố trí trực giao với cấu kiện chính. Nếu các trụ đều chéo thì liênkết ngang không cần song song với đường qua tim các gối.3.3.1.2 Liên kết ngang trong cầu dầm thẳng mặt cắt hình hộp Phải bố trí liên kết ngang ở trong các tiết diện hình hộp ở tại mố, trụ để chốnglại chuyển vị và cong vênh. Liên kết ngang phải được thiết kế để truyền mômenxoắn và các lực ngang từ hộp tới gối cầu. Nếu liên kết ngang là thép bản thì phải được liên kết vào sườn và cánh củamặt cắt hộp. Trên liên kết ngang cần bố trí khoảng hở đủ rộng để người chuiqua. Tác động của các cửa này đến ứng suất trong tấm vách cần được xem xétvà cân nhắc có cần gia cố vách không. Trong các hộp đơn phải có các liên kết ngang trung gian và phải xem xétkhoảng cách giữa các liên kết ngang để hạn chế biến dạng của mặt cắt nganghộp.3.3.2 Liên kết dọc Liên kết dọc trước đây được gọi là giằng gió còn quy trình mới gọi là hệgiằng ngang. Liên kết dọc phải được xét đến cả trong giai đoạn thi công và trong giai đoạnkhai thác. Có những liên kết dọc chỉ cần trong giai đoạn thi công và không cầntrong giai đoạn khai thác thì sau khi thi công có thể tháo bỏ và gọi là liên kết dọctạm. Ở vị trí cần thiết nên bố trí liên kết dọc trong hoặc gần mặt phẳng cánh dầm. Liên kết dọc phải được thiết kế để:- Truyền tải trọng gió ngang xuống gối.- Truyền các tải trọng ngang theo điều 4.6.2.8 Quy trình.- Bảo đảm tính bất biến hình của kết cấu nhịp trong quá trình chế tạo và lao lắp. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 57. 57 Các bộ phận của liên kết dọc phải đảm bảo yêu cầu về độ mảnh như hệ liênkết ngang (xem 3.3.1). Các bản nút (bản liên kết) của hệ liên kết dọc phải được liên kết vào sườndầm chủ. Khi sườn dầm chủ có sườn tăng cường, khoảng cách thẳng đứng từbản nút đến cánh dầm ở gần phải đảm bảo:- Không nhỏ hơn một nửa chiều rộng bản cánh ở gần.- Không nhỏ hơn 150mm. Đầu các thanh của hệ liên kết dọc trên bản nút phải có khoảng cách tối thiểu100mm đến sườn dầm và đến bất kỳ sườn tăng cường nào. Ở vị trí có sườn tăng cường thì bản nút của hệ liên kết dọc phải được định tâmtrên sườn tăng cường dù bản nút ở cùng hoặc khác bên với sườn tăng cường.Nếu bản nút cùng bên với sườn tăng cường thì bản nút phải được liên kết vớisườn tăng cường. Khi có thiết kế cho liên kết dọc chịu tải trọng động đất phải tham khảo cácquy định ở điều 4.6.2.8 của quy trình.3.4 Neo chống cắt Trong cầu liên hợp neo liên kết dầm thép với bản bê tông cốt thép thành mộtkết cấu liền khối, do đó bản mặt cầu cùng tham gia chịu uốn với dầm chủ. Ở phần trước đã nghiên cứu cấu tạo neo gồm các loại neo mềm (chế tạo từthép tròn), neo cứng và neo đinh (goujon). Trong quy trình 22TCN-272-05 phổbiến là neo chữ [ và neo đinh, các neo này vừa chống được trượt của bản bê tôngtrên dầm thép vừa chống được bóc bê tông khỏi dầm thép. Việc bố trí các neo phụ thuộc vào nhịp giản đơn hay liên tục và nếu là nhịpliên tục thì phụ thuộc vào vùng mômen âm hay mômen dương. Xuất phát từ đóquy trình đã có những chỉ dẫn như sau:- Trên nhịp giản đơn phải bố trí neo chống cắt trên suốt chiều dài nhịp.- Trên các nhịp liên tục cũng nên bố trí neo chống cắt trên suốt chiều dài nhịp.Trong vùng mômen âm phải bố trí neo chống cắt ở nơi mà cốt thép dọc trongbản được xem là một phần của mặt cắt liên hợp. Tuy nhiên trong vùng mômenuốn âm mà mặt cắt không liên hợp thì không cần bố trí neo nhưng cần bố trí neobổ sung ở các vùng biểu đồ mômen uốn do tĩnh tải có điểm uốn để tránh hiệntượng chuyển đột ngột từ tiết diện liên hợp sang tiết diện không liên hợp.- Trong vùng mômen uốn âm của dầm liên hợp liên tục có bố trí neo chống cắt,cốt thép dọc trong bản phải được kéo dài vào vùng mômen uốn dương và vượtra ngoài neo một khoảng cách không nhỏ hơn: + Chiều cao dầm. + 12 lần đường kính danh định của cốt thép; + 0,0625 lần chiều dài nhịp tính theo khoảng cách tim gối. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 58. 58 3.4.1 Cấu tạo neo3.4.1.1 Neo chữ [ Neo chữ [ được đặt trên cánh dầm như trên hình 3-6 và được hàn vào cánhdầm bằng đường hàn có chiều cao không nhỏ hơn 5mm. 50 hb h Hình 3-6. Neo chữ [ Chiều cao lớn nhất của neo phải đảm bảo để neo được chôn sâu ít nhất 50mmtrong bê tông và chiều dày lớp bê tông trên mặt neo không nhỏ hơn 50mm, cónghĩa chiều cao neo chữ [ phải thỏa mãn điều kiện: 50 ≤ h ≤ hb -50 (3-21)trong đó: h – chiều cao neo (mm); hb – chiều dày bản bê tông tại vị trí neo (mm). Với neo chữ [ khi đổ bê tông cần đầm sao cho bê tông tiếp xúc trên toàn bộ bềmặt neo trừ phần đặt trên dầm thép.3.4.1.2 Neo đinh Neo đinh (hình 3-7) được làm từ các loại thép tròn kéo nguội với các cấp1015; 1018 hoặc 1020 khử một phần hoặc hoàn toàn ôxy, tuân theo tiêu chuẩnkỹ thuật đối với các thanh thép cácbon gia công nguội và có giới hạn chảy nhỏnhất là 345MPa, cường độ chịu kéo là 400MPa. Neo đinh gồm thân đinh và mũ đinh, cả hai đều có mặt cắt là hình tròn. Nhờcó mũ đinh mà neo đinh chống được cả lực trượt và lực bóc. h Hình 3-7. Neo đinh Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 59. 59 Quy trình quy định tỷ lệ giữa chiều cao toàn bộ và đường kính thân của neođinh không được nhỏ hơn 4. Theo chiều dọc dầm, bước của neo đinh (khoảng cách từ tim đến tim đinh)không được vượt quá 600mm và không nhỏ hơn 6 lần đường kính thân đinh. Theo phương ngang, khoảng cách từ tim đến tim của neo đinh không đượcnhỏ hơn 4 lần đường kính thân đinh, đồng thời khoảng cách từ mép thân đinhđến mép cánh dầm chủ không được nhỏ hơn 25mm. Chiều cao của neo đinh cũng phải thỏa mãn điều kiện (3-21).3.5 Tổng quan về thiết kế cầu dầm Ở chương I đã nghiên cứu nguyên lý thiết kế theo hệ số tải trọng và hệ số sứckháng (LRFD) là: ∑ ηi γi Qi ≤ Φ Rn = Rrtrong đó các hệ số điều chỉnh tải trọng ηi, hệ số tải trọng γi và hệ số sức kháng Φđã được xét ở chương I, ở đây còn phải xét nội lực hay ứng suất Qi và sức khángdanh định của bộ phận kết cấu hay của vật liệu Rn. Để thiết kế một cầu dầm, trước hết cần lựa chọn các kích thước chung sơ bộsao cho thỏa mãn các yêu cầu về cấu tạo, từ đó xác định được nội lực hay ứngsuất (Qi) do tải trọng thường xuyên, do hoạt tải và các nguyên nhân khác sinh ra,đồng thời cũng xác định được sức kháng danh định hay tính toán của các bộphận kết cấu để kiểm tra theo điều kiện ở trên. Cầu dầm thép có thể là cầu dầm I, dầm hộp thẳng hoặc cong, ở chương nàychỉ giới hạn cho cầu dầm có mặt cắt chữ I bằng thép cán hay tổ hợp đối xứngvới trục thẳng đứng và trục dầm thẳng hoặc gần như thẳng. Thỏa mãn điều kiệntrên kết cấu chịu uốn được thiết kế theo các nội dung sau:- Sức kháng uốn theo trạng thái giới hạn cường độ.- Kiểm tra độ võng dài hạn trong trạng thái giới hạn sử dụng.- Kiểm tra trạng thái giới hạn mỏi và đứt gẫy của các cấu kiện và yêu cầu mỏiđối với sườn dầm.- Sức kháng cắt theo trạng thái giới hạn cường độ.- Kiểm tra tính khả thi của kết cấu. Trước khi đi vào nghiên cứu các nội dung cụ thể cần nghiên cứu thêm một sốkhái niệm.- Dầm lai: là dầm thép được thiết kế với thép sườn dầm có cường độ chảy tốithiểu quy định thấp hơn của một hoặc cả hai bản cánh.- Tiết diện đặc chắc: Tiết diện hay mặt cắt đặc chắc là tiết diện có khả năng pháttriển sự phân bố ứng suất dẻo hoàn toàn khi chịu uốn trước khi xảy ra mất ổnđịnh. Từ đây về sau sẽ gọi là mặt cắt đặc. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 60. 60 - Tiết diện không đặc chắc: tiết diện hay mặt cắt không đặc chắc là tiết diệncó thể phát triển cường độ chảy dẻo trong các phần chịu nén trước khi xảy ramất ổn định uốn dọc cục bộ nhưng không thể chống lại mất ổn định cục bộ phiđàn hồi khi yêu cầu có sự phân bố ứng suất dẻo hoàn toàn trên cả tiết diện. Từđây về sau sẽ gọi là mặt cắt không đặc. Qua các định nghĩa ở trên có thể nhận thấy tiết diện đặc khi toàn tiết diện đạtđến mômen dẻo trước khi mất ổn định, trái lại tiết diện không đặc là tiết diệnxảy ra mất ổn định trước khi đạt đến mômen dẻo. Yêu cầu về tính dẻo: Mặt cắt liên hợp muốn tiến dần đến mômen dẻo Mp thì bê tông bản phải đượcbảo vệ không bị nứt vỡ như không được thi công tĩnh tải giai đoạn hai khi bêtông chưa đạt cường độ theo yêu cầu. Quy định dưới đây nhằm đảm bảo yêu cầutrên:- Đối với mặt cắt liên hợp đặc chịu mômen uốn dương do tác dụng của tải trọngtính toán gây ra ứng suất trong mỗi bản cánh vượt quá cường độ chảy của nónhân với hệ số lai Rh thì mặt cắt phải thỏa mãn: Dp ⎫ ≤5 ⎪ D ⎪ ⎬ (3-22) d + ts + t h ⎪ D = β 7,5 ⎪ ⎭Trong đó: β = 0,9 đối với thép có Fy = 250 MPa β = 0,7 đối với thép có Fy = 345 MPa th, ts = chiều cao vút bê tông và chiều dày bản bê tông Mặt cắt thực của tiết diện chịu uốn: trong các cấu kiện chịu uốn có thể bỏ quacác lỗ để bắt bulông cường độ cao hoặc các lỗ để hở có đường kính không quá32mm miễn là diện tích bị khuyết đi không vượt quá 15% diện tích của bản cánhđó. Đối với mọi diện tích bị tiêu hao vượt quá 15% diện tích bản cánh thì khitính toán phải trừ phần diện tích bị tiêu hao. Đối với cầu liên hợp nếu không bố trí liên kết dọc dưới thì khi tính toán mặtcắt thực để tính mọi sức kháng, chiều rộng cánh dưới phải được trừ đi hai lần bwlà bề rộng để chịu lực gió ngang, bw được lấy theo điều 6.10.3.5.1 của Quy trình.3.6 Sức kháng uốn theo trạng thái giới hạn cường độ Theo các trạng thái giới hạn cường độ sức kháng uốn tính toán đối vớimômen uốn và ứng suất được tính như sau: M r = Φf M n ⎫ ⎬ (3-23) Fr = Φ f Fn ⎭trong đó: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 61. 61 Φf – hệ số sức kháng khi uốn lấy theo phần 1-5; Mn – sức kháng uốn danh định (Nmm); Fn – sức kháng uốn danh định ở mỗi bản cánh (MPa). Chú ý:- Không áp dụng các quy định về phân phối lại mômen uốn cho nhịp giản đơn.- Với kết cấu nhịp liên tục có thể dùng các quy định đàn hồi hoặc không đàn hồiđể tính toán trong trạng thái giới hạn cường độ. Chỉ có các cấu kiện liên hợphoặc không liên hợp với mặt cắt chữ I chiều cao không đổi, mặt cắt đặc và cócường độ chảy dẻo nhỏ nhất không vượt quá 345MPa mới được phép áp dụngcác phân tích không đàn hồi.3.6.1 Phân loại sức kháng uốn Khi dầm có mặt cắt chữ I thỏa mãn các điều kiện cấu tạo như đã nêu ở trên,nếu cường độ chảy dẻo nhỏ nhất quy định của thép không vượt quá 345MPa vàchiều cao mặt cắt không đổi thì phải kiểm tra độ mảnh của sườn dầm có mặt cắtđặc theo công thức ở phần 3.6.1.1. Nếu cường độ chảy dẻo nhỏ nhất quy địnhcủa thép lớn hơn 345MPa và chiều cao mặt cắt thay đổi phải kiểm tra độ mảnhcủa bản cánh chịu nén mặt cắt không đặc theo công thức ở phần 3.6.1.3.3.6.1.1 Độ mảnh của sườn dầm có mặt cắt đặc Nếu điều kiện sau được thỏa mãn: 2D cp E ≤ 3,76 (3-24) tw Fycthì sườn dầm được xem là đặc tức là toàn bộ mặt cắt đạt đến cường độ chảy màchưa xảy ra mất ổn định và tuân theo các chỉ dẫn sau:- Đối với mặt cắt liên hợp chịu mômen uốn dương, sức kháng uốn phải được xácđịnh theo phần 3.6.2.2 về sức kháng uốn dương của mặt cắt liên hợp đặc.- Đối với các mặt cắt khác việc tính toán phải thực hiện theo phần 3.6.1.2 về độmảnh của bản cánh chịu nén của mặt cắt đặc. Nếu điều kiện (3-24) không được thỏa mãn thì sườn dầm không được coi làđặc và nếu không sử dụng công thức Q (Q là mômen tĩnh của diện tích bản tínhđổi ngắn hạn đối với trục trung hòa của mặt cắt liên hợp ngắn hạn trong cácvùng uốn dương hoặc là mômen tĩnh của diện tích cốt thép dọc đối với trụctrung hòa của mặt cắt liên hợp trong các vùng mômen uốn âm) thì:- Đối với các mặt cắt liên hợp chịu mômen uốn dương phải xác định sức khánguốn của mỗi bản cánh theo mặt cắt không đặc như phần 3.6.2.4.- Đối với các mặt cắt khác phải tính toán độ mảnh của cánh chịu nén có mặt cắtkhông đặc như phần 3.6.1.3. Nếu điều kiện (3-24) không được thỏa mãn và có sử dụng công thức Q thìphải tuân theo các điều kiện sử dụng công thức Q như phần 3.6.1.4. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 62. 62 3.6.1.2 Độ mảnh của cánh chịu nén mặt cắt đặc Xét quan hệ sau: bf E ≤ 0,382 (3-25) 2t f Fyctrong đó: bf – chiều rộng bản cánh chịu nén (mm); tf - chiều dày bản cánh chịu nén (mm). Nếu (3-25) thỏa mãn thì phải tính sự tác động qua lại của sườn dầm mặt cắtđặc và bản cánh chịu nén như trong phần 3.6.1.5. Nếu (3-25) không thỏa mãn thìbản cánh chịu nén không được coi là đặc và:- Khi không xét công thức Q phải xét độ mảnh của bản cánh chịu nén có mặt cắtkhông đặc theo phần 3.6.1.3.- Khi có sử dụng công thức Q thì phải tính toán theo phần 3.6.1.4 về điều kiệnsử dụng công thức này.3.6.1.3 Độ mảnh của cánh chịu nén có mặt cắt không đặc Xét quan hệ sau: Khi không có sườn tăng cường dọc: bf E ≤ 1,38 2t f 2D c fc tw (3-26) Khi có sườn tăng cường dọc: bf E ≤ 0,408 2t f fctrong đó: fc – ứng suất trong bản cánh chịu nén do tác dụng của tải trọng tính toán(MPa); tf, bf, Dc, tw – như đã nêu trên. Nếu (3-26) thỏa mãn thì phải tính toán theo các quy định như ở phần 3.6.1.8về việc giằng bản cánh chịu nén có mặt cắt không đặc. Ngược lại thì mặt cắtkhông đảm bảo điều kiện ổn định, cần chọn mặt cắt khác và tính lại.3.6.1.4 Điều kiện sử dụng công thức Q Nếu mặt cắt đang xét chịu mômen uốn âm và không có sườn tăng cường dọcthì phải xét theo các quy định ở phần 3.6.1.7 về độ mảnh của sườn dầm theocông thức Q theo cách tùy chọn của bản cánh chịu nén. Nếu không thỏa mãn như ở trên thì phải tính theo phần 3.6.1.3 về độ mảnhcủa cánh nén có mặt cắt không đặc. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 63. 633.6.1.5 Tương tác giữa sườn dầm và cánh nén của mặt cắt đặc Xét quan hệ sau: ⎧ 2D cp E ⎪ ≤ 3,76 ⎪ tw Fyc ⎨ (3-27) ⎪ bf ≤ 0,382 E ⎪ 2t f Fyc ⎩ Nếu (3-27) thỏa mãn thì phải tuân theo quy định của phần 3.6.1.6 về việcgiằng bản cánh. Ngược lại thì phải tính toán tác động qua lại giữa sườn dầm vàcánh nén của mặt cắt đặc theo điều kiện (3-28): D cp b E + 9,35 f ≤ 6,25 (3-28) tw 2t f Fyc Khi đó xảy ra các trường hợp sau:- Nếu (3-28) thỏa mãn thì phải xét giằng cánh chịu nén như phần 3.6.1.6.- Nếu (3-28) không thỏa mãn thì: + Nếu không dùng công thức Q thì phải xét theo quy định của phần 3.6.1.3 vềđộ mảnh của cánh chịu nén có mặt cắt không đặc. + Nếu áp dụng công thức Q thì xét điều kiện áp dụng công thức này như phần3.6.1.4.3.6.1.6 Giằng bản cánh chịu nén của mặt cắt đặc Xét quan hệ sau: ⎡ ⎛ M ⎞⎤⎛ ry E ⎞ L b ≤ ⎢0,124 − 0,0759⎜ l ⎟⎥⎜ ⎜M ⎟ ⎜ F ⎟ ⎟ (3-29) ⎢ ⎣ ⎝ p ⎠⎥⎝ yc ⎠ ⎦trong đó: Lb – chiều dài không được giằng (mm); ry – bán kính quán tính của mặt cắt thép đối với trục thẳng đứng (mm); Ml – mômen nhỏ hơn do tải trọng tính toán trong hai mômen ở hai đầu củađoạn không được giằng (Nmm); Mp – mômen dẻo (Nmm); Fyc – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh nén (MPa). M Tỷ số l phải lấy dấu âm nếu phần cấu kiện trong phạm vi chiều dài không Mpđược giằng bị uốn đổi dấu. Nếu (3-29) thỏa mãn và các quy định theo (3-27), (3-28) thỏa mãn thì bảncánh chịu nén coi như đặc, sức kháng uốn được xác định theo phần 3.6.2.1 vềsức kháng uốn của mặt cắt đặc thông thường. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 64. 64 Nếu (3-29) thỏa mãn nhưng (3-27) hoặc (3-28) không thỏa mãn thì sứckháng uốn xác định theo phần 3.6.2.3 dựa trên công thức Q. Nếu (3-29) không thỏa mãn thì phải xét theo phần 3.6.1.8 về việc giằng bảncánh chịu nén mặt cắt không đặc.3.6.1.7 Độ mảnh của sườn dầm và cánh chịu nén dùng công thức Q Xét quan hệ sau: ⎧ 2D cp E ⎪ ≤ 6,77 ⎪ tw Fyc ⎪ ⎨ bf E (3-30) ⎪ 2t ≤ 2,52 2D cp ⎪ f f yc ⎪ ⎩ tw Nếu (3-30) thỏa mãn thì xét theo phần 3.6.1.6 về việc giằng bản cánh chịu nénmặt cắt đặc. Nếu (3-30) không thỏa mãn thì xét theo quy định phần 3.6.1.3 về độ mảnh củacánh nén có mặt cắt không đặc.3.6.1.8 Giằng bản cánh chịu nén mặt cắt không đặc Xét quan hệ sau: E L b ≤ L p = 1,76 rt (3-31) Fyctrong đó: rt – bán kính quán tính đối với trục thẳng đứng của mặt cắt quy ước bao gồmcánh nén của mặt cắt thép cộng thêm 1/3 chiều cao chịu nén của sườn dầm (mm)(xem hình 3-8). y tf Dc/3 bf tf Dc/3 tw Hình 3-8. Mất ổn định ngang do xoắn Fyc – như trên (MPa). Nếu (3-31) thỏa mãn phải xác định sức kháng uốn của mỗi cánh dầm theo sứckháng uốn của bản cánh mặt cắt không đặc như trong phần 3.6.2.4. Nếu (3-31) không thỏa mãn thì: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 65. 65- Với các mặt cắt liên hợp nghiên cứu trong trạng thái làm việc cuối cùng phảitiến hành theo phần 3.6.2.5 về ổn định do xoắn mặt cắt liên hợp.- Với mặt cắt không liên hợp hoặc trong giai đoạn thi công cầu liên hợp (bê tôngbản mặt cầu chưa đông cứng) phải tiến hành tính theo phần 3.6.2.6 về ổn địnhdo xoắn của mặt cắt không liên hợp.3.6.2 Tính toán sức kháng uốn Quy trình quy định mọi mặt cắt được dự kiến đạt tới mômen dẻo phải bố tríliên kết dọc (giằng ngang).3.6.2.1 Sức kháng uốn của mặt cắt đặc thông thường Sức kháng uốn danh định Mn: Mn = Mp (3-32)3.6.2.2 Sức kháng uốn dương của mặt cắt liên hợp đặc Với các mặt cắt của cầu một nhịp hoặc của cầu liên tục nằm trong vùng chịuuốn âm trên các gối trung gian, sức kháng uốn danh định của mặt cắt liên hợpđặc trong vùng uốn dương được lấy theo:- Nếu Dp ≤ D’ thì Mn = Mp (3-33)- Nếu D’ < Dp ≤ 5D’ thì 5M p − 0,85M y 0,85M y − M p ⎛ D p ⎞ Mn = + ⎜ ⎜ D ⎟⎟ (3-34) 4 4 ⎝ ⎠trong đó: Dp – khoảng cách từ mép trên bản bê tông tới trục trung hòa dẻo (mm); D’ – khoảng cách, lấy theo (3-22) (mm); My – mômen chảy của mặt cắt liên hợp ngắn hạn chịu mômen dương (Nmm); Mp – mômen dẻo (Nmm). Với các mặt cắt khác:- Tính theo phương pháp gần đúng: Mn = 1,3 Rh My (3-35)- Tính theo phương pháp chính xác: Mn = Rh My + A (Mnp – Mcp) (3-36) Trong các công thức (3-35) và (3-36): Rh – hệ số lai lấy theo phần 3.6.2.7.a. A – hệ số lấy như sau: với nhịp biên lấy bằng khoảng cách từ gối biên đếnmặt cắt tính toán chia cho chiều dài nhịp biên, với nhịp trong lấy A=1. Mcp – mômen uốn do tải trọng tính toán ở gối đỡ trong ứng với tải trọng sinhra mômen uốn dương lớn nhất ở mặt cắt xét (Nmm). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 66. 66 Mnp – sức kháng danh định của gối đỡ trong (Nmm). Trị số ( Mnp - Mcp) đối với các nhịp trong phải lấy số nhỏ hơn trong hai giá trịở hai nhịp biên. Chú ý: Khi dùng phương pháp chính xác (công thức 3-36) mômen Mn tươngứng không được vượt quá RhMy đối với tải trọng tính toán gây ra mômen âm lớnnhất ở gối liền kề.3.6.2.3 Tính sức kháng uốn dựa trên công thức Q Sức kháng uốn danh định Mn lấy theo giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị tínhtheo (3-37) và theo (3-38). Mn = Mp (3-37) ⎧ ⎡ ⎪ ⎛ M y ⎞⎤⎛ Q p − Q π ⎞ ⎫ M n = ⎨1 − ⎢1 − 0,7⎜ ⎟⎥⎜ ⎟ ⎪M p (3-38) ⎪ ⎢ ⎜ M ⎟ ⎜ Q − 0,7 ⎟⎬ ⎩ ⎣ ⎝ p ⎠⎥⎝ p ⎦ ⎠⎪⎭trong đó: ⎛ Mp ⎞ Qp = 5,47 ⎜ ⎟ ⎜ M ⎟ - 3,13 (3-39) ⎝ y⎠ Nếu mặt cắt đối xứng: Qp = 3 (3-40) Nếu bf E ≤ 0,382 (3-41) 2t f Fycthì: 30,5 Qπ = (3-42) 2D cp tw Nếu (3-41) không thỏa mãn thì: 4,45 E Qπ = 2 (3-43) ⎛ bf ⎞ 2D cp Fyc ⎜ ⎜ 2t ⎟ ⎟ ⎝ f ⎠ twtrong đó: Mp – mômen dẻo (Nmm); Fyc – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh nén (MPa); My – mômen chảy (xem 2.5.5) (MPa); bf, tf – chiều rộng và chiều dày cánh chịu nén của dầm thép (mm). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 67. 673.6.2.4 Sức kháng uốn của bản cánh không đặc Sức kháng uốn (tính theo ứng suất) danh định của mỗi bản cánh dầm Fn = Rb Rh Fyf (3-44)trong đó: Rh – hệ số lai; Rb – hệ số truyền tải trọng; Fyf – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh dầm (MPa).3.6.2.5 Sức kháng uốn của bản cánh của mặt cắt liên hợp mất ổn định ngang do xoắna. Các bản cánh chịu nén Sức kháng uốn (tính theo ứng suất) của cánh nén được tính theo các công thứcsau: E- Nếu Lb ≤ Lr = 4,44 rt thì Fyc ⎡ ⎛ L ⎞ Fyc ⎤ Fn = Cb Rb Rh Fyc ⎢1,33 − 0,187⎜ b ⎟ ⎜ r ⎟ E ⎥ ≤ Rb Rh Fyc (3-45) ⎢ ⎣ ⎝ t ⎠ ⎥ ⎦- Ngược lại thì ⎡ ⎛ rt ⎞ ⎤ 2 Fn = Cb Rb Rh ⎢9,86 E ⎜ ⎟ ⎥ ≤ Rb Rh Fyc ⎜L ⎟ (3-46) ⎢ ⎣ ⎝ b⎠ ⎥ ⎦ Đối với dầm mút thừa không có liên kết hoặc đối với các cấu kiện mà mômenlớn của đoạn dầm không được giằng vượt quá giá trị lớn hơn của hai mômen ởhai đầu đoạn thì lấy Cb = 1; ngược lại thì tính Cb theo công thức sau: 2 ⎛P ⎞ ⎛P ⎞ Cb = 1,75 – 1,05 ⎜ 1 ⎟ + 0,3 ⎜ l ⎟ ≤ 2,3 ⎜P ⎟ ⎜P ⎟ (3-47) ⎝ h⎠ ⎝ h⎠trong các công thức trên: Cb – hệ số điều chỉnh gradient mômen (hay hệ số điều chỉnh khi mômen thayđổi); Pl – lực trong bản cánh chịu nén tại điểm liên kết có lực nhỏ hơn do tải trọngtính toán sinh ra (N); Ph - lực trong bản cánh chịu nén tại điểm liên kết có lực lớn hơn do tải trọngtính toán sinh ra (N); Lb – chiều dài đoạn không liên kết (mm); rt – bán kính quán tính của mặt cắt quy ước gồm bản cánh chịu nén của mặtcắt thép cộng với một phần ba chiều cao sườn dầm lấy đối với trục thẳng đứng(mm) (xem hình 3-8); Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 68. 68 Fyc, Rb, Rh – như ở trên. Chú ý: Tỷ số Pl/Ph lấy dấu âm nếu Pl là lực kéo.b. Cánh chịu kéo Sức kháng uốn danh định (khi tính theo ứng suất) của cánh kéo: Fn = Rb Rh Fyt (3-48)trong đó: Fyt – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh kéo (MPa); Rb, Rh – như ở trên.3.6.2.6 Sức kháng uốn của mặt cắt không liên hợp khi xét mất ổn định ngang do xoắna. Các bản cánh chịu nén Nếu có sườn tăng cường dọc và: 2D c E ≤ λb (3-49) tw Fycthì sức kháng uốn danh định tính như sau: 2 I ⎛ J ⎞ ⎛ d ⎞ Mn = 3,14 E CbRh yc 0,772⎜ ⎟ + 9,87⎜ ⎟ ≤ Rh My ⎜I ⎟ ⎜L ⎟ (3-50) Lb ⎝ b⎠ ⎝ yc ⎠ Ngược lại nếu không có sườn tăng cường dọc hoặc (3-49) không thỏa mãn thìxét các công thức sau:- Nếu I ycd.E Lb ≤ Lr = 4,44 (3-51) S xc Fycthì ⎡ ⎛ L b − L p ⎞⎤ Mn = Cb Rb Rh My ⎢1 − 0,5⎜ ⎟ ⎜ L − L ⎟⎥ ≤ Rb Rh My (3-52) ⎢ ⎣ ⎝ r p ⎠⎥ ⎦- Nếu không thỏa mãn (3-51) thì 2 M y ⎛ Lr ⎞ Mn = Cb Rb Rh ⎜ ⎟ ≤ Rb Rh My (3-53) 2 ⎜ Lb ⎟ ⎝ ⎠trong đó: Dt 3 bt J= w +∑ f f (3-54) 3 3 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 69. 69 E Lp = 1,76 rt (3-55) Fyc λb – hệ số lấy như sau: + λb = 5,76 khi diện tích tiết diện cánh nén lớn hơn hoặc bằng diện tích tiếtdiện cánh kéo. + λb = 4,64 trong trường hợp ngược lại; Iyc – mômen quán tính của cánh nén đối với trục thẳng đứng (mm4) (xem hình3-9). Sxc – mômen tĩnh của diện tích cánh chịu nén đối với trục nằm ngang (mm3)(xem hình 3-8). rt – bán kính quán tính của cánh nén đối với trục thẳng đứng (mm). tf, Rh, Fyc – như ở trên. y bf tf tf Phần chịu nén h1 của mặt cắt x x tw tw Sxc=bf tf hf Hình 3-9. Mặt cắt không liên hợpb. Cánh chịu kéo. Sức kháng uốn danh định (tính theo ứng suất) của cánh chịu kéo được tínhtheo công thức: Fn = Rb Rh Fyt (3-56)3.6.2.7 Các hệ số triết giảm ứng suất bản cánha. Hệ số lai Rh Đối với các mặt cắt đồng nhất (toàn bộ mặt cắt bằng cùng loại thép) Rh = 1. Đối với mặt cắt lai khi ứng suất ở cả hai cánh dầm dưới tác dụng của tải trọngtính toán không vượt quá cường độ chảy của sườn dầm thì Rh =1. Đối với mặt cắt lai dưới tác dụng cuả tải trọng tính toán một bản cánh đạt đếncường độ chảy thì tính theo mặt cắt chịu uốn dương hoặc uốn âm dưới đây:- Mặt cắt chịu uốn dương: ⎛ βψ (1 − ρ )2 (3 − ψ − ρψ ) ⎞ Rh = 1 - ⎜ ⎜ ⎟ ⎟ (3-57) ⎝ 6 + βψ (3 − ψ ) ⎠ Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 70. 70 với Fyw ρ= Fyb Aw β= (3-58) A fb dn ψ= dtrong đó: dn – khoảng cách từ mép dưới của cánh dưới đến trục trung hòa của tiết diệntính đổi ngắn hạn (mm); d – chiều cao của mặt cắt thép (mm); Fyb – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh dưới (MPa); Fyw – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của sườn dầm (MPa); Afb, Aw – diện tích cánh dưới và diện tích sừơn dầm (mm2).- Mắt cắt chịu uốn âm: + Khi trục trung hòa của mặt cắt lai liên hợp (trục trung hòa tại mômen đànhồi) nằm trong phạm vi 10% chiều cao sườn dầm tính từ giữa sườn dầm, hệ sốlai tính theo công thức sau: 12 + β(3ρ − ρ 3 ) Rh = (3-59) 12 + 2βvới Fyw ⎫ ρ= Ffl ⎪⎪ ⎬ (3-60) 2A w ⎪ β= A tf ⎪ ⎭ Atf – tổng diện tích (mm2). Đối với các mặt cắt liên hợp Atf là tổng diện tíchcủa hai bản cánh thép và cốt thép dọc nằm trong mặt cắt. Đối với mặt cắt khôngliên hợp Atf là tổng diện tích của hai bản cánh thép. ffl – Trị số nhỏ hơn giữa cường độ chảy nhỏ nhất quy định và ứng suất ở mỗibản cánh do tải trọng tính toán (MPa). + Đối với mặt cắt lai liên hợp khác M yr Rh = (3-61) Mytrong đó: Myr – mômen chảy có tính đến sự chảy ở sườn dầm (Nmm); Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 71. 71 My – như ở trên (MPa).b. Hệ số truyền tải trọng Rb Với cánh chịu nén:- Nếu có sườn tăng cường và 2D c E ≤ λb (3-62) tw fcthì Rb =1.- Nếu không có sườn tăng cường hoặc (3-62) không thỏa mãn thì: ⎛ ar ⎞⎛ 2 D c E⎞ Rb = 1- ⎜ ⎟⎜ ⎜ 1200 + 300a ⎟⎜ t − λb ⎟ (3-63) ⎝ r ⎠⎝ w Fc ⎟ ⎠với 2D c t w ar = (3-64) Actrong đó: λb – lấy như ở phần 3.6.2.6; fc – ứng suất ở bản cánh chịu nén đang xét do tải trọng tính toán (MPa); Ac – diện tích cánh chịu nén (mm2). Với cánh chịu kéo: Rb = 1. Qua các công thức ở trên, có thể tóm tắt các bước tính toán để xác định sứckháng uốn theo hai sơ đồ sau:- Sơ đồ 1: Dùng cho trường hợp cường độ chảy dẻo nhỏ nhất quy định của théplớn hơn 345MPa và chiều cao mặt cắt thay đổi.- Sơ đồ 2: Dùng cho trường hợp cường độ chảy dẻo nhỏ nhất quy định của thépkhông lớn hơn 345MPa và chiều cao mặt cắt không đổi. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 72. 72 Sơ đồ 1 + Độ mảnh của cánh nén – có mặt cắt không đặc + Giằng bản cánh nén – Mặt cắt không đảm mặt cắt không đặc bảo điều kiện ổn định Tính sức + Mặt cắt – kháng uốn liên hợp của mỗi bản cánh dầm theo (3-44) - Sức kháng uốn của cánh nén theo - Cánh chịu nén Mn theo (3-50) (3-45) hoặc (3-46). hoặc (3-53). - Sức kháng uốn của cánh kéo theo - Cánh chịu kéo Mn theo (3-56) (3-48). + Mặt cắt – Sơ đồ 2 liên hợp Sườn dầm đặc + Uốn dương – + Uốn dương – (3-44) Sơ đồ 1 (3-33) + – (3-25) + – (3-27) + Cánh nén (3-28) – không đặc + Điều kiện – + (3-29) – dùng Q Sơ đồ 1 + (3-30) – (2-32) (3-31) hoặc (3-37) (2-32) hoặc (3-38) + – Sơ đồ 1 hoặc (3-37) (3-29) hoặc (3-38) (3-31) Ghi chú: số ghi trong sơ đồ là công thức phải áp dụng để tính toán Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 73. 733.7 Sức kháng cắt theo trạng thái giới hạn cường độ Sức kháng cắt tính toán của sườn dầm (Vr) Vr = Φv Vn (3-65)trong đó: Φv – hệ số kháng cắt lấy theo (1-5); Vn – sức kháng cắt danh định.3.7.1 Sức kháng cắt danh định của sườn dầm không có sườn tăng cường Cả dầm lai và dầm làm bằng một loại thép sức kháng cắt danh định được lấynhư sau: D E- Nếu ≤ 2,46 thì tw Fyw Vn = Vp = 0,58 Fyw Dtw (3-66) E D E- Nếu 2,46 < ≤ 3,07 thì Fyw tw Fyw Vn = 1,48 tw2 E Fyw (3-67) E D- Nếu 3,07 < thì Fyw tw 4,55 t 3 E w Vn = (3-68) D3.7.2 Sức kháng cắt danh định của sườn dầm có sườn tăng cường3.7.2.1 Các mặt cắt một loại thépa. Mảnh sườn dầm ở phía trong của mặt cắt đặc: Sức kháng danh định của mảnh sườn dầm:- Nếu Mu ≤ 0,5 Φf Mp thì: ⎛ ⎞ ⎜ ⎟ ⎜ 0,87(1 − c ) ⎟ Vn = Vp ⎜ c + 2 ⎟ ≥ cVp (3-69) ⎜ ⎛ d0 ⎞ ⎟ ⎜ 1+ ⎜ ⎟ ⎟ ⎝ ⎝D⎠ ⎠- Nếu Mu > 0,5 Φf Mp thì: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 74. 74 ⎡ ⎤ ⎢ ⎥ Vn = R.Vp ⎢c + 0,87(1 − c ) ⎥ ≥ cV (3-70) ⎢ 2 ⎥ p ⎢ ⎛ d0 ⎞ ⎥ 1+ ⎜ ⎟ ⎢ ⎣ ⎝D⎠ ⎥ ⎦với ⎛ Mr − Mu ⎞ R = 0,6 + 0,4 ⎜ ⎟ ⎜ M − 0,75φ .M ⎟ ≤ 1 (3-71) ⎝ r f y ⎠ Vp = 0,58 FywDtw (3-72)trong đó: Mu – mômen lớn nhất trong mảnh sườn dầm đang xét do tải trọng tính toán(Nmm); Vp – Lực cắt dẻo (N); Mr – sức kháng uốn tính toán (Nmm); Φf – hệ số sức kháng đối với uốn; My – mômen chảy (Nmm); D – chiều cao sườn dầm (mm); do – khoảng cách giữa các sườn tăng cường đứng (mm); c – tỷ số giữa ứng suất oằn cắt và cường độ chảy cắt, lấy như sau: D Ek + Nếu ≤ 1,10 thì tw Fyw c=1 (3-73) Ek D Ek + Nếu 1,10 ≤ ≤ 1,38 thì Fyw tw Fyw 1,10 E k c= (3-74) ⎛ D ⎞ Fyw ⎜ ⎟ ⎜t ⎟ ⎝ w⎠ Ek D + Nếu 1,38 < thì Fyw tw 1,52 ⎛ E k ⎞ ⎜ ⎟ c= 2 ⎜ (3-75) ⎛D⎞ ⎝ Fyw ⎟ ⎠ ⎜ ⎟ ⎜t ⎟ ⎝ w⎠ Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 75. 75với 5 k=5+ 2 (3-76) ⎛ do ⎞ ⎜ ⎟ ⎝D⎠b. Mảnh sườn dầm ở phía trong của mặt cắt không đặc: Sức kháng danh định của mảnh sườn dầm được tính theo các công thức sau:- Nếu fu ≤ 0,75 Φf Fy thì ⎡ ⎤ ⎢ ⎥ Vn = Vp ⎢c + 0,87(1 − c ) ⎥ (3-77) ⎢ 2 ⎥ ⎢ ⎛ do ⎞ ⎥ 1+ ⎜ ⎟ ⎢ ⎣ ⎝D⎠ ⎥ ⎦- Nếu fu > 0,75 Φf Fy thì ⎡ ⎤ ⎢ ⎥ Vn = R.Vp ⎢c + 0,87(1 − c ) ⎥ ≥ cV (3-78) ⎢ 2 ⎥ p ⎢ ⎛ do ⎞ ⎥ 1+ ⎜ ⎟ ⎢ ⎣ ⎝D⎠ ⎥ ⎦với ⎛ Fr − Fu ⎞ R = 0,6 + 0,4 ⎜ ⎜ F − 0,75φ F ⎟ ⎟ (3-79) ⎝ r y y ⎠trong đó: fu – ứng suất lớn nhất trong cánh nén ở mảnh sườn dầm đang xét do tải trọngtính toán (MPa). Fr – sức kháng uốn tính toán của cánh nén (MPa). c – lấy theo các công thức từ (3-73) đến (3-76).c. Mảnh sườn dầm ở hai đầu dầm: Các mảnh sườn dầm ở hai đầu dầm không có mảnh sườn dầm ở một cạnh nênnó làm việc bất lợi hơn các mảnh sườn dầm trong, khi đó sức kháng danh địnhđược tính như sau: Vn = CVp (3-80)với Vp = 0,58 Fyw D tw (3-81) Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 76. 76 3.7.2.2 Mặt cắt lai Sức kháng cắt danh định ở cả mảnh sườn dầm ở phía trong và đầu dầm đềuđược tính theo một công thức: Vn = CVp (3-82)3.8 Yêu cầu về mỏi đối với sườn dầm Xét yêu cầu về mỏi đối với sườn dầm để kiểm tra uốn ngoài mặt phẳng củasườn dầm do mômen uốn hoặc lực cắt dưới tác dụng lặp đi lặp lại của hoạt tải(xe tải thiết kế với khoảng cách hai trục nặng không đổi bằng 9m có xung kíchvà hệ số làn xe cho một làn, tải trọng người đi bộ 3.10-3MPa tính đồng thời vớixe tải thiết kế nếu đường bộ hành rộng hơn 0,6m). Ứng suất uốn và ứng suất cắt do tải trọng mỏi như đã nêu ở trên sinh ra phảiđược lấy bằng hai lần các giá trị tương ứng tính theo tổ hợp tải trọng mỏi quyđịnh trong bảng 1-2.3.8.1 Ứng suất uốn Khi sườn dầm không có sườn tăng cường dọc thì: - Nếu 2D c E ≤ 5,70 (3-83) tw Fywthì fcf ≤ Fyw (3-84) - Nếu (3-83) không thỏa mãn thì: 2 ⎛ t ⎞ fcf ≤ 32,5 ⎜ w ⎟ ⎜ 2D ⎟ (3-85) ⎝ c ⎠trong đó: fcf – ứng suất nén đàn hồi bất lợi nhất trong cánh nén dưới tác dụng của tĩnhtải tiêu chuẩn (tĩnh tải không nhân với hệ số tải trọng) và hoạt tải để tính mỏinhư đã nêu ở trên (MPa); Fyw – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của sườn dầm (MPa); Dc –chiều cao chịu nén đàn hồi của sườn dầm (mm); tw – chiều dày sườn dầm (mm).3.8.2 Ứng suất cắt Với các dầm đồng nhất ( dùng một loại thép cho cả cánh và sườn dầm) cầnphải bố trí sườn tăng cường đứng, còn sườn tăng cường dọc có thể bố trí hoặckhông để thỏa mãn điều kiện: Fcf ≤ 0,58 c Fyw (3-86) Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 77. 77trong đó: Fcf – ứng suất cắt đàn hồi lớn nhất trong sườn dầm do tĩnh tải tiêu chuẩn vàhoạt tải để tính mỏi (MPa); c – lấy như ở phần 2.7.2.1.3.9 Kiểm tra độ võng trong trạng thái giới hạn sử dụng Kiểm tra độ võng trong trạng thái giới hạn sử dụng bao gồm kiểm tra độ võngdo tĩnh tải và kiểm tra độ võng do hoạt tải nếu có yêu cầu. Kiểm tra độ võng tĩnhtải có thể theo phân tích đàn hồi hoặc ngoài miền đàn hồi (có sự phân bố lạimômen) ở đây chỉ xét theo phân tích đàn hồi.3.9.1 Kiểm tra độ võng do tĩnh tải theo phân tích đàn hồi Mục đích của kiểm tra độ võng do tĩnh tải là để độ võng do tĩnh tải không làmảnh hưởng đến giao thông trên cầu. Phương pháp kiểm tra độ võng do tĩnh tải làthông qua ứng suất trong cánh dầm. Do đó điều kiện độ võng ở đây là ứng suấttrong cánh dầm khi uốn dương hay uốn âm phải thỏa mãn:- Đối với cả hai cánh dầm thép của mặt cắt liên hợp: ff ≤ 0,95 Rb Rh Fyf (3-87)- Đối với cả hai cánh dầm thép của mặt cắt khôngliên hợp: ff ≤ 0,80 Rb Rh Fyf (3-88)trong đó: ff – ứng suất đàn hồi trong cánh dầm do tải trọng tính toán sinh ra (MPa); Fyf – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh dầm (MPa); Rh, Rb – như ở trên.3.9.2 Kiểm tra độ võng do hoạt tải theo phân tích đàn hồi Khi có yêu cầu thì phải kiểm toán độ võng, sao cho độ võng trong trạng tháigiới hạn sử dụng (bảng 1-2) kể cả xung kích không vượt quá độ võng giới hạn.3.9.2.1 Các nguyên tắc để kiểm tra độ võng Khi tính độ võng tuyệt đối lớn nhất phải đặt tải ở tất cả các làn xe và đườngbộ hành. Trong cầu liên hợp mặt cắt ngang thiết kế phải bao gồm toàn bộ chiều rộngcầu và những bộ phận liên tục về kết cấu của lan can, đường người đi và ràochắn ở giữa. Khi tính chuyển vị tương đối lớn nhất số lượng và vị trí các làn đặt tải phảichọn để sao cho hiệu ứng chênh lệch lớn nhất. Phải dùng các hoạt tải của tổ hợp tải trọng sử dụng như trong bảng 1-2 kể cảlực xung kích IM. Độ võng do hoạt tải cần lấy theo trị số lớn hơn của: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 78. 78 - Kết quả tính toán chỉ do một mình xe tải thiết kế trong mỗi làn xe, hoặc:- Kết quả tính của 25% xe tải thiết kế cùng với tải trọng làn thiết kế. Phải áp dụng hệ số làn xe. Đối với cầu chéo khi tính toán có thể dùng mặt cắt ngang thẳng góc, với cầucong và cầu vừa cong vừa chéo có thể dùng mặt cắt ngang xuyên tâm.3.9.2.2 Độ võng giới hạn Khi không có các tiêu chuẩn khác, độ võng giới hạn sau đây được áp dụngcho kết cấu thép, nhôm và cả bê tông. Đối với cầu độ võng giới hạn cho:- Tải trọng xe nói chung L/800;- Tải trọng xe hoặc người đi bộ hoặc tải trọng xe và người đi bộ L/1000;- Tải trọng xe ở phần mút thừa của cầu mút thừa L/300;- Tải trọng xe hoặc người đi bộ hoặc tải trọng xe và người đi bộ L/375;trong đó L là chiều dài nhịp. Đối với mặt cầu bằng bản trực hướng (bản orthotrope):- Tải trọng xe trên bản mặt cầu L/300;- Tải trọng xe trên sườn tăng cường của bản mặt cầu L/1000;- Độ võng tương đối lớn nhất giữa hai sườn tăng cường cạnh nhau khi tải trọngxe đặt trên sườn tăng cường của bản mặt cầu là 2,5mm.3.10 Sườn tăng cường gối Sườn tăng cường gối được đặt ở gối và các vị trí có tải trọng tập trung do đósườn tăng cường gối chịu phản lực gối hay tải trọng tập trung ở trạng thái cuốicùng hoặc trong giai đoạn thi công. Ở phần cấu tạo sườn tăng cường gối được quy định phải kéo dài hết chiều caocủa sườn dầm chủ và lắp khít với cánh của dầm chủ do vậy sườn tăng cường gốisẽ làm việc theo ép mặt ở diện tích tiếp xúc giữa đầu sườn tăng cường với cánhdầm và làm việc theo nén dọc trục trên diện tích hiệu dụng.3.10.1 Sức kháng ép mặt Bf = Φb ApnFys (3-89)trong đó: Φb – hệ số sức kháng ép mặt (tựa), lấy theo phần 1-5 (Chương 1); Apn – diện tích phần tiếp xúc giữa sườn tăng cường gối với cánh dầm phầnnằm ngoài đường hàn sườn dầm vào cánh dầm nhưng không vượt ra ngoài mépcủa cánh dầm (mm2); Fys – cường độ chảy nhỏ nhất. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 79. 793.10.2 Sức kháng nén dọc trục P r = Φc P n (3-90)trong đó: Φc – hệ số sức kháng đối với nén, lấy theo 1-5; Pn - sức kháng nén danh định, lấy như sau: + Nếu độ mảnh λ ≤ 2,25 thì: Pn = 0,66λ Fy As (3-91) + Nếu độ mảnh λ > 2,25 thì: 0,88Fy A s Pn = (3-92) λ với 2 ⎛ K L ⎞ Fy ⎜rΠ⎟ E λ= ⎜ ⎟ (3-93) ⎝ s ⎠trong đó: As – diện tích nguyên của mặt cắt hiệu dụng (mm2); Fy – cường độ chảy nhỏ nhất quy định (MPa); L – chiều dài, lấy bằng chiều cao sườn dầm (mm); K – hệ số chiều dài hiệu dụng, có thể lấy K = 0,75. rs – bán kính quán tính của mặt cắt hiệu dụng lấy đối với trục đi qua giữachiều dày sườn dầm (mm).3.11 Neo chống trượt Các neo chống trượt để chống lại lực trượt ở mặt tiếp xúc giữa bản bê tông vàcánh dầm thép do vậy để tính toán neo cần phải xác định lực cắt (hay lực trượt)nằm ngang và sức kháng cắt của neo.3.11.1 Lực trượt danh định Tổng lực trượt (Vh) giữa điểm mômen dương lớn nhất và điểm có mômenbằng không gần kề phải nhỏ hơn hoặc: Vh = 0,85 fc’ b ts (3-94)hoặc Vh = Fyw D tw + Fyt bt tt + Fyc bf tf (3-95)trong đó: fc’ – cường độ nén 28 ngày quy định của bê tông bản (MPa). b – chiều rộng hiệu dụng của bản (mm). ts – chiều dày bản (mm). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 80. 80 Fyw, Fyt, Fyc – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của sườn dầm, cánh chịukéo và cánh chịu nén của dầm thép (MPa). D – chiều cao sườn dầm chủ (mm). bt, bf – chiều rộng cánh kéo, chiều rộng cánh nén (mm). tw, tt, tf – chiều dày sườn dầm, cánh chịu kéo và cánh chịu nén (mm). Đối với kết cấu nhịp liên hợp liên tục tổng lực trượt giữa tim gối và điểm cómômen bằng không gần kề phải lấy bằng: Vh = Ar Fyr (3-96)trong đó: Ar – tổng diện tích của cốt thép dọc trên trụ phía trong ở phạm vi chiều rộnghiệu dụng của bản (mm2). Fyr – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cốt thép dọc (MPa).3.11.2 Sức kháng cắt danh định Sức kháng cắt danh định của một neo kiểu đinh được tính theo công thức: Qn = 0,5Asc f c E c ≤ Asc Fu (3-97)trong đó: Asc – diện tích mặt cắt ngang của một neo đinh chịu cắt (mm2); fc’ – cường độ nén 28 ngày quy định của bê tông bản (MPa); Ec – môđun đàn hồi của bê tông bản (MPa), nếu không có số liệu chính xác,các loại bê tông có khối lượng riêng từ 1440 đến 2500kg/m3 có thể lấy môđunđàn hồi như sau: Ec = 0,043 y1,5 f c c (3-98)với yc là khối lượng riêng của bê tông tính bằng kg/m3. Fu – cường độ kéo nhỏ nhất quy định của neo đinh chịu cắt (MPa), thôngthường Fu = 400MPa. Sức kháng cắt danh định của neo hình [ được tính theo: Qn = 0,3 ( tf + 0,5 tw) Lc f c E c (3-99)trong đó: tf – chiều dày cánh của neo [ (mm); tw – chiều dày sườn của neo [ (mm); Lc – chiều dài của neo [ (mm); fc’, Ec – như ở trên.3.11.3 Tính số neo trong trạng thái giới hạn cường độ Sức kháng cắt tính toán của neo được tính theo: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 81. 81 Qr = Φsc Qn (3-100)trong đó: Φsc – hệ số sức kháng đối với neo chống cắt, lấy theo 1-5; Qn – sức kháng cắt danh định. Số lượng neo chống cắt bố trí giữa mặt cắt có mômen dương lớn nhất và mặtcắt có mômen bằng không liền kề hoặc giữa tim gối của trụ phía trong và mặtcắt có mômen bằng không liền kề là: V n≥ h (3-101) Qr Từ giá trị của n chọn số neo và bố trí neo cho từng đoạn dầm.3.11.4 Sức kháng mỏi của neo đinh Sức kháng mỏi của một neo đinh riêng lẻ lấy như sau: Zr = αd2 ≥ 19d2 (3-102)với α = 238 – 29,5logN (3-103)trong đó: d - đường kính neo đinh (mm); N – số chu kỳ, tính theo công thức (2-15) ở Chương 2.3.11.5 Kiểm tra bước của neo đinh theo sức kháng mỏi Theo điều kiện cường độ đã tính được số neo và sau khi bố trí neo đã có bướccủa neo p (khoảng cách các neo theo chiều dọc dầm) theo sức kháng mỏi bướcneo phải thỏa mãn: n ZI p≤ n r (3-104) Vsr Qtrong đó: p – bước neo (mm); n – số lượng neo trong một mặt cắt ngang; I – mômen quán tính của mặt cắt liên hợp ngắn hạn (mm4); Q – mômen tĩnh của diện tích tiết diện tính đổi của bản đối với trục trung hòacủa mặt cắt liên hợp ngắn hạn (mm3); Vsr – lực cắt do xe tải thiết kế có xét xung kích xác định cho trạng thái giớihạn mỏi; Zr – sức kháng mỏi của một neo riêng lẻ. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 82. 82 3.12 Tính hiệu ứng của tải trọng3.12.1 Tổng quan về tính nội lực do tải trọng Trong một tổ hợp có nhiều tải trọng, do đó nội lực sẽ là tổng các nội lực dotừng tải trọng riêng rẽ: Q = ∑ ηi γi Qi (3-105)trong đó: ηi – hệ số điều chỉnh tải trọng. γi - hệ số tải trọng của tải trọng thứ i. Qi – nội lực do tải trọng thứ i sinh ra, trong cầu dầm đó là mômen uốn, lực cắtdo một số nguyên nhân như: tĩnh tải, hoạt tải (HL-93), co ngót, nhiệt độ, gió … Trong cầu liên hợp với những tải trọng lâu dài phải tính tới tác động của từbiến. Trong trường hợp này ảnh hưởng của từ biến được thể hiện bằng cách tínhvới các đặc trưng của tiết diện liên hợp dài hạn.3.12.2 Tính nội lực do tĩnh tải Tính nội lực do tĩnh tải (bao gồm mômen uốn và lực cắt) có thể thực hiện theotrình tự sau:- Vẽ đường ảnh hưởng nội lực (M và V), trên mỗi đường ảnh hưởng tính diệntích của từng phần (ωi).- Xác định tĩnh tải phân bố tác dụng lên dầm. Đa số các cầu trọng lượng từ bảnmặt cầu trở lên được xem là phân bố đều cho các dầm do đó dễ dàng xác địnhđược tĩnh tải phân bố tác dụng lên dầm. Do cấu kiện và thiết bị phụ có hệ số tảitrọng khác với lớp phủ mặt cầu và các tiện ích nên tĩnh tải cũng phân làm hailoại: tĩnh tải do cấu kiện và thiết bị phụ (qDC), tĩnh tải do lớp phủ mặt cầu và cáctiện ích (qDW). Trường hợp tĩnh tải phân bố không đều theo chiều dài, chẳng hạn dầm cóchiều cao thay đổi cách tính thực tế thường dùng là: chia dầm thành nhiều đoạnsao cho trên mỗi đoạn có thể xem là phân bố đều và tính tĩnh tải qDCi, qDwi chotừng đoạn.- Tính nội lực tiêu chuẩn cho từng phần diện tích của đường ảnh hưởng (vì mỗiphần có thể lấy hệ số tải trọng là lớn nhất hoặc nhỏ nhất tùy theo nó làm tănghay giảm tác động tính toán). Khi đó nội lực ứng với từng phần diện tích đườngảnh hưởng là: + Nếu tĩnh tải phân bố đều qDC ω và qDW ω. + Nếu tĩnh tải phân bố không đều ∑ qDCi ωi và ∑ qDWi ωi, trong đó ωi là phầndiện tích đường ảnh hưởng tương ứng với qDCi hay qDWi. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 83. 833.12.3 Tính nội lực do HL-93 và tải trọng người Trừ trường hợp tính trực tiếp nội lực theo các phương pháp không gian bằngcác chương trình có sẵn còn nếu tính thông qua hệ số phân bố ngang thì trình tựtính như sau:- Tính hệ số phân bố ngang (g) của tải trọng làn, xe tải thiết kế, xe hai trục thiếtkế (xem phần 1.7.1).- Tính hệ số phân bố ngang cho tải trọng người đi nếu chiều rộng đường ngườiđi lớn hơn 0,6m. Trong quy trình không trình bầy cách tính hệ số phân bố ngangcho tải trọng người đi, khi đó có thể tính như sau: + Đối với dầm biên tính theo phương pháp đòn bẩy khi xếp người đi ở làn sátdầm biên đang tính. Hệ số này dùng chung cho cả mômen uốn và lực cắt. + Đối với dầm trong có thể chất tải lên cả hai đường bộ hành ở hai bên vàxem như tải trọng này phân bố đều cho các dầm, từ đó dễ dàng tính được hệ sốphân bố ngang.- Vẽ đường ảnh hưởng nội lực, bao gồm đường ảnh hưởng mômen uốn và lựccắt.- Tính hệ số xung kích cho xe tải thiết kế và xe hai trục thiết kế. Với dầm chủ IMtrong trạng thái giới hạn mỏi và giòn (1+ ) = 1,15; Còn trong các trạng thái 100 IMgiới hạn khác (1+ ) = 1,25. 100- Tính nội lực N (mômen uốn hoặc lực cắt) + Do xe tải thiết kế hoặc do xe hai trục thiết kế: IM N = g (1+ ) ∑ Pi yi (3-106) 100 + Do tải trọng làn: N = g ql ∑ωi (3-107) + Do tải trọng người đi: N = g1qn ∑ωi (3-108)trong đó: g – hệ số phân bố ngang của xe tải, xe hai trục, tải trọng làn; g1 – hệ số phân bố ngang của tải trọng người; Pi – tải trọng trục của xe tải hoặc xe hai trục thiết kế; yi – tung độ đường ảnh hưởng tương ứng với tải trọng Pi; ql – tải trọng làn (ql = 9,3 N/mm); qn – tải trọng người (khi hệ số phân bố ngang của người đi hai bên là Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 84. 84 1 g1 = , trong đó n là số dầm thì qn = 2 b1.3.10-3, trong đó b1 là chiều rộng nđường người đi ở một bên); ∑ωi – tổng các diện tích phần dương hoặc phần âm của đường ảnh hưởng khichất tải trọng làn hoặc chất tải trọng người đi.- Tổ hợp tải trọng: + Tổ hợp 1 gồm nội lực do xe tải thiết kế, tải trọng làn và tải trọng người đibộ. + Tổ hợp 2 gồm nội lực do xe hai trục thiết kế, tải trọng làn và tải trọng ngườiđi bộ. Trong thực tế chỉ cần so sánh nội lực do xe tải và xe hai trục sinh ra sẽ biết tổhợp bất lợi và dễ dàng tính được nội lực tổng cộng bất lợi. Chú ý:(a) Khi đường ảnh hưởng có hai dấu (gọi là hai phần âm và dương) và mỗi phầnlại có nhiều diện tích thì cần phải: + Tính nội lực nào (dương hay âm) thì xếp tải lên các diện tích của phần ấy.Trong mỗi phần xe tải thiết kế và xe hai trục thiết kế được xếp vào diện tích nàođể có ΣPi y i là lớn nhất, còn tải trọng làn, tải trọng người đi xếp vào tất cả cácdiện tích cùng dấu của phần ấy. + Đối với mômen âm giữa các điểm uốn ngược chiều khi chịu tải trọng phânbố đều (chẳng hạn mômen uốn của mặt cắt trên gối tựa trung gian của dầm liêntục) và chỉ đối với phản lực gối trong của cầu nhiều nhịp thì xếp hai xe tải thiếtkế với khoảng cách từ trục sau của xe trước đến trục trước của xe sau là 15m vàkhoảng cách hai trục sau của mỗi xe (hai trục 145kN) là 4300mm và lấy bằng90% hiệu ứng của hai xe tải thiết kế cộng với 90% hiệu ứng của tải trọng làn.(b) Đối với dầm giản đơn chịu tác dụng của các tải trọng tập trung di động thìmômen uốn tuyệt đối lớn nhất do các tải trọng này sinh ra thường không phải ởmặt cắt giữa nhịp mà dưới một tải trọng tập trung nào đó đặt đối xứng với điểmđặt của hợp lực qua điểm giữa nhịp, trong khi đó dưới tác dụng của tải trọngphân bố đều mômen uốn ở mặt cắt giữa nhịp lớn nhất do vậy cần phải tính toánvà so sánh mômen uốn tổng cộng ở hai mặt cắt để có giá trị bất lợi nhất. Trên hình 3-10 và 3-11 giới thiệu cách xếp xe hai trục thiết kế và xe tải thiếtkế để tính mômen tuyệt đối lớn nhất, đối với xe tải thiết kế trên hình 3-11 chỉ xétcho trường hợp khoảng cách giữa hai trục 145kN là 4,3m. Ở cả hai hình trên mặtcắt có mômen tuyệt đối lớn nhất là mặt cắt C với đường ảnh hưởng mômen uốnở mặt cắt đó (bên dưới) để tính ra mômen tuyệt đối lớn nhất. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 85. 85 110kN R 110kN (a) C I 0,3 0,3 0,6 L/2 L/2 (b) y2 y1 Hình 3-10: Xếp xe hai trục thiết kế trên đường ảnh hưởng R 145kN 145kN 35kN (a) 1,455m 2,845m L/2 L/2 R 145kN 145kN 35kN (b) I C 1,455/2 1,455/2 L/2 L/2 (c) y2 y3 y1 Hình 3-11: Xếp xe tải thiết kế trên đường ảnh hưởng Ghi chú hình 3-10: a- Cách xếp xe hai trục để có MC là mômen uốn tuyệt đốilớn nhất (ở đây I là điểm giữa dầm, R là hợp lực); b- Đường ảnh hưởng mômen 1 ⎛L ⎞⎛ L ⎞uốn của mặt cắt C, trong đó y1 = ⎜ − 0,3⎟⎜ + 0,3⎟ với L tính bằng mét và L⎝2 ⎠⎝ 2 ⎠∑Pi yi = 110 (y1 + y2) (kNm). Ghi chú hình 3-11: a- Hợp lực R ứng với khi khoảng cách hai trục sau 4,3m;b- Cách xếp xe để có Mc là mômen tuyệt đối lớn nhất (ở đây I là điểm giữadầm); c- Đường ảnh hưởng mômen uốn của mặt cắt C, trong đó L ⎛ L 1,455 ⎞⎛ L 1,455 ⎞y1 = ⎜ − ⎟⎜ + ⎟ với L tính bằng mét và ∑ Pi yi = 145 (y1 + y2) + 4⎝2 2 ⎠⎝ 2 2 ⎠35 y3 (kNm). Chú ý trường hợp cầu ngắn hơn 8,6m chỉ đặt hai trục sau lên cầuvà tính tương tự như xe hai trục. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 86. 86 3.12.4 Tính nội lực do nhiệt độ Khi tính nội lực do nhiệt độ cần phải phân biệt nhiệt độ phân bố đều và chênhlệch nhiệt độ. Nhiệt độ phân bố đều (TU) dùng để tính biến dạng nhiệt và tính nội lực khicầu có từ hai gối cố định trở lên, trong cầu thép rất ít gặp loại cầu này cho nên ởđây không xét cách tính nội lực do nhiệt độ phân bố đều. Khi có nhiệt độ phânbố đều biến dạng nhiệt Δl = α t l, trong đó α là hệ số dãn nở vì nhiệt; l là chiềudài, còn t được tính như sau:- Lấy nhiệt độ cao nhất ở vị trí xây dựng cầu (bảng 3.12.2.1-1 trong quy trình)trừ đi nhiệt độ lắp đặt cầu.- Lấy nhiệt độ lắp đặt cầu (trị số trung bình thực tế của nhiệt độ không khí trong24 giờ ngay trước khi tiến hành lắp đặt) trừ đi nhiệt độ thấp nhất (bảng 3.12.2.1-1, quy trình) Bảng 3.12.2.1-1 phân chia khí hậu nước ta thành hai vùng: vùng 1 từ đèo HảiVân ra hết miền Bắc, vùng 2 từ đèo Hải Vân vào hết miền Nam. Nếu một cầu cómặt cầu là bản BTCT đặt trên dầm thép được lắp đặt ở nhiệt độ 25oC thì ở nhiệtđộ cao nhất có chênh lệch nhiệt độ là 55 – 25 = 30oC, còn ở nhiệt độ thấp nhấtcó chênh lệch nhiệt độ là 30 – 1 = 29oC (55oC và 1oC là nhiệt độ cao nhất vàthấp nhất cho trong bảng). Chênh lệch nhệt độ (TG). Chênh lệch nhiệt độ (gradien nhiệt độ) được xétnhư quy định ở điều 3.12.3, quy trình. Như đã biết với dầm bằng một loại vậtliệu, chênh lệch nhiệt độ chỉ gây ra nội lực trong hệ siêu tĩnh. Với dầm liên hợpbản mặt cầu bằng bê tông cốt thép, dầm bằng thép là hai loại vật liệu có khảnăng hấp thu nhiệt và tản nhiệt khác nhau nên chênh lệch nhiệt độ gây ra nội lựccả trong hệ tĩnh định, sau đây chúng ta nghiên cứu cách tính nội lực do chênhlệch nhiệt độ trong dầm giản đơn (hệ tĩnh định) và trong dầm liên tục (hệ siêutĩnh). Chênh lệch nhiệt độ theo chiều thẳng đứng trong kết cấu nhịp bê tông hay liênhợp có thể được lấy như trên hình 3-12, trong đó các giá trị T1, T2, và T3 lấy nhưtrong bảng 3-1 cho cả hai trường hợp chênh lệch nhiệt độ dương và âm. Chiềucao “A” trong hình 3-12 được lấy như sau:- Bằng 300mm cho kết cấu nhịp bê tông cốt thép có chiều cao lớn hơn hay bằng400mm;- Bằng chiều cao thực tế trừ đi 100mm khi kết cấu nhịp bê tông cốt thép cóchiều cao nhỏ hơn 400mm.- Bằng 300mm cho dầm thép. Đối với kết cấu nhịp liên hợp thép – bê tông cốtthép, cự ly “t” phải được lấy bằng chiều dày bản bê tông kể cả vút nếu có. Ghi chú: Theo tài liệu Richard M. Barker and Jay A. Puckett (1997). Designof Highway Bridges Based on AASHTO LRFD Bridge Design Specifications.John Wiley & Sons. New York, chiều cao A được lấy theo A = t-100mm, với tlà chiều cao bản bê tông cốt thép kể cả vút. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 87. 87 chØ dïng cho dÇm thÐp chiÒu cao kÕt cÊu phÇn trªn Hình 3-12. Chênh lệch nhiệt độ không đều Bảng 3-1. Gradient nhiệt độ theo phương thẳng đứng trong kết cấu nhịp thép và bê tông Thông số Gradien nhiệt dương (oC) Gradien nhiệt âm (oC) T1 +23 -7 T2 +6 -1 T3 +3 0 Chênh lệch nhiệt độ gây ra nội lực trong kết cấu nhịp. Ảnh hưởng của chênhlệch nhiệt độ được chia thành hai phần phần gây ra biến dạng dọc và phần gây rabiến dạng uốn. Sau đây ta xét lần lượt các ảnh hưởng này.a. Biến dạng dọc trục do chênh lệch nhiệt độ được tính theo công thức : α ε = ∫ T( y )dA (3-109) Atrong đó : A – diện tích mặt cắt; T(y) – chênh lệch nhiệt độ không đều được lấy như trong hình 3-12; y – khoảng cách từ trục trung hòa của mặt cắt đến trọng tâm của phân tố diệntích mặt cắt ngang dA; Tích phân này được lấy trên toàn bộ diện tích mặt cắt ngang. Do hệ số dãn nở vì nhiệt của thép và bê tông chênh nhau không nhiều nêntrong các mặt cắt liên hợp có thể sử dụng mặt cắt tính đổi để thực hiện phép lấytích phân. Chia diện tích mặt cắt ngang thành nhiều phần tử, khi đó phép lấy tích phânđược chuyển thành phép cộng (Σ). Xét một phần tử của mặt cắt như trên hình Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 88. 88 3-13, khoảng cách từ trục trung tâm của phần tử đến trục trung hòa của mặtcắt là yi*. Gọi diện tích và mômen quán tính cuả phần tử là Ai và Ii. Vì phần tửcó thể có hình dạng bất kỳ nên trong phần tử xét phân tố diện tích dA nằm cáchtrục trung hòa của mặt cắt là y, khi đó khoảng cách từ trọng tâm phân tố dA đếntrục trung hòa của phần tử là yi và ta có quan hệ yi = y – yi* (hình 3-13). Nhiệt độ tại trọng tâm phân tố dA là: ΔT T( y ) = Tai + i y i (3-110) ditrong đó: Tai – nhiệt độ tại trọng tâm phần tử; ΔTi – chênh lệch nhiệt độ giữa mép dưới và trên phần tử; di – chiều cao phần tử. Thay yi = y – yi* vào (3-110) ta có: ΔT T( y ) = Tai + i ( y − y* ) i (3-111) di Thay T(y) ở (3-111) vào (3-109) được: α ⎡ ΔT ⎤ ε= A ∑ ∫ ⎢Tai + d i ( y − y*i )⎥dA i (3-112) ⎣ i ⎦trong đó dấu Σ là tổng của các phần tử trên mặt cắt ngang; dấu tích phân ∫ đượclấy cho từng phần tử. ∫ dA = Ai , ∫ ydA = ∫ y dA∫ ydA * Với chú ý i i i i do i là mômen tĩnh của diệntích Ai đối với trục trung hòa của mặt cắt, còn ∫ y dA * i i = y* ∫ dA i = y* A i cũng là i imômen tĩnh của diện tích Ai đối với trục trung hòa của mặt cắt, vế phải của côngthức (3-112) được khai triển thành: ⎡ ΔTi * ⎤ ΔTi ∫⎣ ⎢Tai + d ( y − y i )⎥dA i = Tai ∫ dA i + d ∫ ( y − y i )dA i = Tai A i (3-113) * i ⎦ i Như vậy, (3-112) trở thành: α ε = ∑ Tai A i (3-114) A Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 89. 89 dy T(y) yi dA di Tai y ΔTi y*i Trục trung tâm của phần tử Trục trung hòa của mặt cắt Hình 3-13. Ví dụ một phần tử trên mặt cắt ngangb. Biến dạng uốn do chênh lệch nhiệt độ: Biến dạng uốn do chênh lệch nhiệt độ là độ cong được tính theo α ψ = ∫ T( y ) ydA (3-115) Itrong đó: α – hệ số dãn nở vì nhiệt; I – mômen quán tính của mặt cắt ngang đối với trục trung hòa của mặt cắt; T(y), dA, y – như đã nêu ở trên. Chia diện tích thành nhiều phần tử có diện tích Ai và mômen quán tính Ii,tương tự như trên khi đó phép lấy tích phân được chuyển thành phép tính tổng.Xét phân tố dA của phần tử, tương tự như trên yi = y – yi* và: α ψ = ∑ ∫ T( y ) ydA i (3-116) I Thay T(y) ở (3-110) vào (3-116) được α ⎡ ΔT ⎤ ψ= I ∑ ∫ ⎢Tai + d i ( y − y*i )⎥ydAi ⎣ i ⎦ (3-117) α ⎡ ΔT ⎤ = I ∑ ⎢Tai ∫ ydAi + d i ∫ ( y 2 − y*i y)dA i ⎥ ⎣ i ⎦ Tính các tích phân trong (3-117) như sau: ∫ ydA i = y* A i = Q A i là mômen tĩnh của diện tích phần tử Ai đối với trục trung ihòa của mặt cắt. ∫ y dA = I A i là mômen quán tính của diện tích phần tử Ai đối với trục trung 2 ihòa của mặt cắt.∫ y ydA = y* ∫ ydAi = y*2 A i = y*Q A i * i i i i i Thay các tích phân đã tính vào biểu thức (3-117) sẽ được: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 90. 90 α ⎡ ΔT ⎤ ψ= I ∑ ⎢Tai y*iA i + d i (Ii − y*i2 A i )⎥ ⎣ i ⎦ Do I i = I* + y*2 A i nên i i α ⎡ ΔT ⎤ ψ= I ∑ ⎢Tai y*iA i + d i I*i ⎥ (3-118) ⎣ i ⎦ Từ biến dạng dọc tương đối ε và biến dạng uốn ψ ở (3-114) và (3-118), dễdàng tính được lực dọc trục N và mômen uốn M do chênh lệch nhiệt độ như sau: α N = EAε = EA ∑ Tai A i = Eα∑ Tai A i (3-119) A α ⎡ ΔT ⎤ ⎡ ΔT ⎤ M = EIψ = EI I ∑ ⎢Tai y*i A i + d i I*i ⎥ = Eα∑ ⎢Tai y*i A i + d i I*i ⎥ (3-120) ⎣ i ⎦ ⎣ i ⎦trong đó: E – môđun đàn hồi của vật liệu (với mặt cắt liên hợp do đã đổi sang diện tíchthép tương đương nên đó là môđun đàn hồi của thép Et); Tai – nhiệt độ tại trọng tâm diện tích Ai (lấy trên hình 3-13); y* - khoảng cách từ trọng tâm diện tích Ai đến trục trung hòa của mặt cắt; i Ai – diện tích của phần tử thứ i; di – chiều cao của phần tử thứ i; I* - mômen quán tính của diện tích phần tử thứ i đối với trục trung hòa của ibản thân phần tử đó; ΔTi - chênh lệch nhiệt độ giữa mép dưới và mép trên của phần tử; Các lực dọc N và mômen M lần lượt tính theo các công thức (3-119) và (3-120) ở trên được xem như không đổi theo chiều dài đoạn dầm. Trong quy trình quy định phải xét cả chênh lệch nhiệt độ dương (mặt trênnhiệt độ cao hơn) và chênh lệch nhiệt độ âm (mặt trên nhiệt độ thấp hơn), căn cứtheo bảng 3.12.3-1 thì chênh lệch nhiệt độ âm nhỏ hơn chênh lệch nhiệt độdương nhưng tùy theo trường hợp để lấy kết quả tính với chênh lệch dương hoặcâm sao cho làm tăng giá trị tính toán. Để tính ứng suất do chênh lệch nhiệt độ ta vẫn chấp nhận hai giả thiết: vậtliệu làm việc trong giai đoạn đàn hồi, tiết diện trước và sau biến dạng vẫn phẳng.Đồng thời nhiệt độ không phải là tải trọng lâu dài do đó không xét tới tác độngcủa từ biến nên trong tính toán vẫn dùng các đặc trưng hình học của tiết diệnliên hợp ngắn hạn như khi tính nội lực, ứng suất do tải trọng sinh ra. Khi tính chênh lệch nhiệt độ dương cũng như chênh lệch nhiệt độ âm, trênhình 2.12.3-1 quy trình cho thấy chênh lệch nhiệt độ thay đổi trong bản bê tôngcốt thép, còn trong dầm thép nhiệt độ không thay đổi theo chiều cao. Từ biểu đồ Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 91. 91chênh lệch nhiệt độ sẽ tính được nội lực N và M trên mặt cắt theo các côngthức (3-119) và (3-120). Căn cứ vào N và M đã tính, dễ dàng vẽ được biểu đồứng suất của mặt cắt. Trong quy trình cũ người ta xem như nhiệt độ trong bản bê tông không thayđổi theo chiều cao vì chiều dày của bản bê tông thông thường chỉ từ 150mm đến200mm và nếu chấp nhận trong dầm thép nhiệt độ cũng không thay đổi theochiều cao thì cách tính mômen uốn do chênh lệch nhiệt độ sẽ đơn giản hơn. Sauđây là cách tính mômen này khi xem như nhiệt độ trong bản bê tông không đổitheo chiều cao bản.3.12.4.1 Tính nội lực do chênh lệch nhiệt độ âm trong cầu liên hợp giản đơn Gọi Δt là chênh lệch nhiệt độ giữa bản bê tông cốt thép và dầm thép (nhiệt độbản bê tông thấp hơn). Trên chiều dài l chênh lệch nhiệt độ trên nếu không bịcản trở bởi các neo sẽ gây ra biến dạng tuyệt đối là Δl = αb Δt l và có biến dạng Δltương đối ε = = αb Δt. Chênh lệch biến dạng tương đối ε tương ứng với ứng lsuất σ = Eb ε = αb Δt Eb, trong đó αb là hệ số giãn nở vì nhiệt, từ đó có chênhlệch nội lực N = αb Δt Eb Ab. Thay Eb = Et/n có: N = αb Δt Et/n Ab. Vì Ab/n = Abtlà diện tích bản bê tông đã đổi sang thép nên N = αb Δt Et Abt. Chuyển N vềtrọng tâm tiết diện liên hợp phải thêm vào một ngẫu lực có mômen M (hình3-14): M = N yb = αb Δt Et Abt yb (3-121) yb C N Xtđ N Z M Xt Hình 3 -14. Chênh lệch nhiệt độ âmtrong đó Abt yb là mômen tĩnh của bản bê tông đã đổi sang thép đối với trụctrung hòa xtđ, At yb bằng với mômen tĩnh của tiết diện dầm thép đối với trục xtđlà Qt = At Z, từ đó có: M = αb Δt Et Qt (3-122) Chú ý rằng hệ số dãn nở vì nhiệt của bêtông αb xấp xỉ bằng hệ số dãn nở vìnhiệt của thép αt (Điều 5.4.2.2 cho hệ số dãn nở vì nhiệt của bêtông có tỷ trọngthông thường là 10,8.10-6 mm/mm/oC, còn điều 6.4.1 cho hệ số dãn nở vì nhiệtcủa thép là 11,7.10-6 mm/mm/oC. Khi xem như nhiệt độ trong bản bê tông không đổi theo chiều dài nhịp, chênhlệch nhiệt độ cũng không thay đổi theo chiều dài nhịp ta có mômen M không đổi Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 92. 92 theo và có biểu đồ mômen như trên hình 3-15. Chú ý rằng M làm cho thớ trêncủa mặt cắt liên hợp chịu nén nên là mômen dương. M Hình 3-15. Biểu đồ mômen khi chênh lệch nhiệt độ âm3.12.4.2 Tính nội lực do chênh lệch nhiệt độ dương trong cầu liên hợp giản đơn Gọi chênh lệch nhiệt độ dương là Δt, (nhiệt độ trên bản bê tông cốt thépkhông đổi và cao hơn nhiệt độ không đổi trên dầm thép Δt0C) nếu không có sựcản trở của các neo sẽ có sự chênh lệch về biến dạng tuyệt đối Δl = αb Δt l, Δltương ứng có sự chênh lệch về biến dạng tương đối εb = = αb Δt và chênh llệch về ứng suất là σ = αb Δt Eb. Từ đó có nội lực là N = αb Δt Eb Ab, đặt ở trọngtâm bản bê tông cốt thép (hình 3-16). N C yb xtđ O N M xt Hình 3-16. Chênh lệch nhiệt độ dương Chuyển N từ trọng tâm bản bê tông cốt thép (điểm C) về trọng tâm tiết diệnliên hợp ngắn hạn đàn hồi phải thêm vào một mômen là M: M = N yb = αb Δt Eb Ab yb (3-123) Et Thay Eb = vào ta được n Et M = αb Δt Ab yb (3-124) n Ab A = Abt là diện tích tiết diện bản bê tông đã đổi sang thép và thay b vào (3- n n124) ta có: M = αb Δt Abt yb Et (3-125)ở đây Abt yb chính là mômen tĩnh của diện tích bê tông đã đổi sang thép đối vớitrục xtđ nên Abt yb = Qbt. Mặt khác do xtđ là trục trung hòa của tiết diện liên hợp Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 93. 93đàn hồi nên nếu gọi Qt là mômen tĩnh của tiết diện dầm thép đối với trục xtđthì về mặt giá trị tuyệt đối Qbt = Qt nên Abt yt = Qbt = Qt. Thay Abt yt vào (3-125)có: M = αb Δt Qt Et (3-126)trong đó: αb – hệ số dãn nở vì nhiệt độ của bê tông, αb≈αt; Δt – chênh lệch nhiệt độ dương; St – mômen tĩnh của tiết diện dầm thép đối với trục trung hòa đàn hồi của tiếtdiện liên hợp ngắn hạn; Et – môđun đàn hồi của thép. Trên hình 3-16 nhận thấy mômen M làm thớ dưới chịu nén nên là mômen âm.Tương tự như trên nếu nhiệt độ trong bản bê tông không đổi theo chiều dài nhịp,nhiệt độ trên dầm thép cũng như vậy, dầm có chiều cao không đổi ta có biểu đồmômen uốn do chênh lệch nhiệt độ dương như ở trên hình 3-17. M Hình 3-17. Biểu đồ M khi chênh lệch nhiệt độ dương3.12.4.3 Tính nội lực do chênh lệch nhiệt độ âm trong cầu liên hợp liên tục Giả sử ta có một dầm liên tục như trên hình 3-18a. Chọn hệ cơ bản như hình(3-18b), ẩn lực thừa ở đây là các mômen gối Mi. Căn cứ vào công thức (3-106)dễ dàng vẽ được biểu đồ mômen uốn do chênh lệch nhiệt độ âm như trên hình(3-18c) với giả thiết chiều cao dầm không thay đổi, đó là biểu đồ mômen uốn dochênh lệch nhiệt độ âm vẽ trên hệ cơ bản, ký hiệu biểu đồ Mt. Viết phương trình chính tắc của phương pháp lực cho hệ siêu tĩnh bậc hai (vớibậc siêu tĩnh bậc n cũng tương tự, ở đây xét dầm liên tục ba nhịp cho đơn giảnvà cũng là hệ hay gặp trong thực tế): ⎧δ11M1 + δ11M 2 + Δ1t = 0 ⎨ (3-127) ⎩δ 21M1 + δ 21M 2 + Δ 2 t = 0trong đó: δik là chuyển vị theo phương của ẩn lực thừa Mi do nguyên nhân Mk = 1 gâyra, được tính như trong cơ học kết cấu. Δit là chuyển vị theo phương của ẩn lực thừa Mi do nguyên nhân chênh lệchnhiệt độ. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 94. 94 l l MM M α ΔtE t Q t Δit = ∑ ∫ i t dx = ∑ ∫ i t dx 0 E t I td 0 E t I td l Qthay Δit = αt Δt ∑ ∫ M i dx (3-128) 0 I td 0 1 2 3 (a) M1 M2 (b) (c) Mt (d) 1 M1 (e) 1 M2 (g) M1 M2 Mg (h) Mtc (i) V Hình 3-18. Nội lực trong dầm liên hợp liên tục do chênh nhiệt độ âm Nếu trên từng đoạn, chiều cao dầm không đổi l Q Δit = αt Δt ∑ t ∫ M i dx (3-129) I td 0trong các công thức (3-128) và (3-129): αt – hệ số dãn nở vì nhiệt của thép; Δt - chênh lệch nhiệt độ âm; Qt – mômen tĩnh của tiết diện dầm thép đối với trục trung hòa đàn hồi của tiếtdiện liên hợp ngắn hạn (xtđ); Itđ – mômen quán tính tính đổi của diện tích liên hợp đối với trục xtđ; l ∫ M dx - chính là diện tích biểu đồ M 0 i i . Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 95. 95 Sau khi tính đựơc các hệ số δik và số hạng tự do Δit, thay δik và Δit vàophương trình chính tắc (3-127) và giải phương trình ta có các ẩn lực thừa, đóchính là M1, M2 ở gối 1 và 2, từ đó vẽ được biểu đồ mômen gối Mg (hình 3-18g).Biểu đồ mômen cuối cùng Mtc là tổng của hai biểu đồ Mt và Mg (hình 3-18h), đóchính là biểu đồ mômen của hệ siêu tĩnh do chênh lệch nhiệt độ âm.Từ biểu đồ Mtc dễ dàng vẽ được biểu đồ lực cắt V (hình 3-18i) khi sử dụng côngthức: ⎧ 1 qL ⎪Vtr = L ( M ph − M tr ) + 2 ⎪ ⎨ (3-130) ⎪V = 1 ( M − M ) − qL ⎪ ph L ⎩ ph tr 2trong đó: Vtr, Vph – lực cắt ở đầu trái và đầu phải của đoạn; Mtr, Mph – mômen uốn ở đầu trái và đầu phải của đoạn; q – tải trọng phân bố trên đoạn, trong trường hợp này q = 0; l – chiều dài đoạn. Cũng có thể xác định mômen gối Mi bằng cách viết các phương trình bamômen cho gối trung gian: Li ⎛ L L ⎞ L ωa ω b M i−1 + ⎜ i + i+1 ⎟M i + i+1 M i+1 + i i + i+1 i+1 = 0 ⎜ 3EI 3EI ⎟ (3-131) 6EI i ⎝ i i +1 ⎠ 6EI i+1 L i EI i L i+1EI i+1trong đó: Li, Li+1 – chiều dài nhịp thứ i và i+1; EIi, EIi+1 – độ cứng chống uốn của tiết diện liên hợp ngắn hạn, trong đó E làmôđun đàn hồi của thép, còn I là mômen quán tính tính đổi đối với trục trunghòa đàn hồi (xtđ); Mi-1, Mi, Mi+1 – mômen gối; ωi, ωi+1 – diện tích biểu đồ mômen do chênh lệch nhiệt độ trên hệ cơ bản ởnhịp i và nhịp i+1. ai, bi+1 – khoảng cách từ trọng tâm diện tích ωi và ωi+1 đến đầu trái và đầu phảinhịp i và nhịp i+1. Giải phương trình ba mômen sẽ có các mômen gối Mi, công việc tiếp theo làvẽ biểu đồ mômen gối, biểu đồ mômen uốn tổng cộng và biểu đồ lực cắt hoàntoàn giống như khi giải bằng phương trình chính tắc. Với các tính toán như trên có các biểu đồ mômen và lực cắt cho cả hai nhịpliên tục (L1 = L2), bốn nhịp liên tục (L1 = L4; L2 = L3), năm nhịp liên tục (L1 =L5; L2 = L4) khi trên mỗi nhịp chiều cao dầm không đổi, các nhịp có chiều caonhư nhau và chênh lệch nhiệt độ âm như trên hình 3-19; 3-20 và 3-21. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 96. 96 (a) 0 1 2 (b) Mt (c) M1 Mg (d) Mtc (e) V = Hình 3-19. Cầu hai nhịp liên tục 0 1 2 3 4 L1, EI1 L2, EI2 L3, EI3 L4, EI4 (a) (b) Mt Mt M1 M2 (c) Mg (d) Mtc Mt (e) V Hình 3-20. Cầu bốn nhịp liên tục L1, EI1 L2, EI2 L3, EI3 L4, EI4 L5, EI5 (a) 0 1 2 3 4 5 (b) Mt M1 M2 M3 M4 (c) Mg (d) Mtc (e) V Hình 3-21. Cầu năm nhịp liên tục Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 97. 973.12.4.4 Tính nội lực do chênh lệch nhiệt độ dương trong cầu liên hợp liên tục Với cách tính tương tự như chênh lệch nhiệt độ âm, nhưng ở đây Mt âm nên: l Qt Δit = -α Δ ∑∫ I M i dx (3-132) 0 tdhay l Q Δit = -α Δt ∑ t ∫ M i dx (3-133) I td 0 Bằng cách giải phương trình chính tắc hoặc viết và giải các phương trình bamômen ta sẽ có các ẩn lực thừa là các mômen gối, từ đó vẽ được biểu đồ mômengối. Cộng các biểu đồ mômen gối Mg và biểu đồ mômen do chênh lệch nhiệt độsinh ra trên hệ cơ bản Mt ta sẽ có biểu đồ mômen tổng cộng Mtc, trên biểu đồnày dễ dàng tìm đựơc mômen uốn ở bất kỳ mặt cắt nào do chênh lệch nhiệt độsinh ra. Từ biểu đồ Mtc, nhờ công thức (3-110) vẽ đựơc biểu đồ lực cắt do chênhlệch nhiệt độ dương. Trên hình 3-22 giới thiệu các biểu đồ Mt, Mg, Mtc và V cho dầm liên tục banhịp có L1 = L3 và có chiều cao không đổi trên cả ba nhịp. Với các trường hợpdầm liên tục 2 nhịp, 4 nhịp, 5 nhịp bạn đọc có thể tự vẽ. 0 L1, EI1 1 L2, EI2 2 L3, EI3 3 (a) (b) Mt (c) Mg M1 (d) Mtc (e) V Hình 3-22. Nội lực trong dầm liên hợp liên tục do chênh nhiệt độ dương3.12.5 Tính nội lực do co ngót Dầm liên hợp có hai loại vật liệu: bản bê tông cốt thép và dầm thép, bê tông bịco ngót theo thời gian còn thép không co ngót làm phát sinh nội lực trong cácmặt cắt dầm kể cả trong kết cấu tĩnh định. Co ngót là tải trọng lâu dài vì vậy khitính nội lực do co ngót phải xét đến tác động của từ biến bằng cách dùng các đặctrưng hình học của tiết diện liên hợp dài hạn n’ = 3n; A’tđ, x’tđ, I’tđ (xem phần3.2.5.2) Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 98. 98 Trong quá trình đông cứng và sau khi đã đông cứng, theo thời gian bê tôngbị co ngót, co ngót của bê tông đựơc đặc trưng bằng biến dạng tương đối εsh. εshphụ thuộc vào phương pháp bảo dưỡng và chất lượng cốt liệu của bê tông. Để tính tác động của co ngót ở đây ta cũng chấp nhận hai giả thiết đó là vậtliệu làm việc trong giai đoạn đàn hồi và tiết diện phẳng.3.12.5.1 Biến dạng tương đối do co ngót Bằng thực nghiệm, kết quả được quy trình quy định như sau:- Đối với bê tông được bảo dưỡng ẩm, cốt liệu không co ngót: t εsh = -0,51 ks kh ( ) 10-3 (3-134) 35 + t- Đối với bê tông được bảo dưỡng bằng hơi nước, cốt liệu không co ngót: t εsh = -0,56 ks kh ( ) 10-3 (3-135) 55 + ttrong đó: t – thời gian khô (ngày); ks – hệ số kích thước lấy theo hình 3-23; kh – hệ số độ ẩm, nói chung lấy bằng 1,00; ở những nơi có độ ẩm tương đốitrung bình hàng năm vượt quá 80% có thể lấy kh =0,86. Chú ý: Khi tính biến dạng tương đối do co ngót theo công thức (3-114) nếu bêtông được bảo dưỡng ẩm có bề mặt để lộ ra ngoài trước khi bắt đầu bảo dưỡng 5ngày thì εsh cần tăng thêm 20%. 1,4 Hệ số hiệu chỉnh 1,2 25mm 38mm 1,0 50mm 0,8 75mm 0,6 100mm 0,4 125mm 150mm 0,2 0 1 2 5 10 100 1000 10000 Thời gian khô (ngày) Hình 3-23. Hệ số hiệu chỉnh khi tính biến dạng do co ngót của bê tông3.12.5.2 Tính nội lực do co ngót trong dầm liên hợp giản đơn Biến dạng tương đối của bê tông bản là εsh, tương ứng với ứng suất σb = Eh εsh 1(trong đó Eh là môđun đàn hồi giả định của bê tông; Eh = K Eb; K = nên 3 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 99. 99 Etn’ = = 3n). Ứng suất này tương ứng với nội lực N = σb Ab = Eh εsh Ab đặt Ehở trọng tâm bản bê tông (hình 3-24). Chuyển N từ trọng tâm C của bản bê tôngvề trọng tâm O’ của tiết diện liên hợp dài hạn, phải thêm vào một ngẫu lực cómômen là: Mc = N yb’ = Eh εsh Ab yb’ (3-136) N C yb’ N O’ xtđ Z’ Mc xt Hình 3-24. Nội lực do co ngót Vì diện tích tính đổi của bê tông sang thép trong trường hợp này là A EA’bt = b nên Ab = n’ A’bt = t A’bt. thay Ab vào (3-136) ta có: n Eh Et Mc = Eh εsh A bt y b = Et εsh Q bt (3-137) EhỞ đây Qbt = A bt yb là mômen tĩnh của tiết diện tính đổi dài hạn của bê tông đốivới trục trung hòa (x’tđ) đàn hồi của tiết diện liên hợp dài hạn. vì Q bt = Q t nêntừ (3-137) có: Mc = εsh Et Q’t (3-138)trong đó: εsh – biến dạng tương đối của bê tông do co ngót tính theo (3-134) hoặc (3-135); Et – Môđun đàn hồi của bê tông; Q’t – mômen tĩnh của tiết diện dầm thép (At) đối với trục trung hòa đàn hồi(x’tđ) của tiết diện liên hợp dài hạn. Q’t = At Z’ với Z’ là khoảng cách từ trục Xtđến trục X’tđ. Mc làm thớ dưới dầm chịu kéo nên là mômen dương, từ đó có biểu đồ Mc chodầm giản đơn như hình 3-25. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 100. 100 Mc Hình 3-25. Biểu đồ mômen do co ngót trong dầm liên hợp giản đơn3.12.5.3 Tính nội lực do co ngót trong dầm liên hợp liên tục Trong dầm liên hợp liên tục, co ngót gây ra nội lực phụ. Nội lực này đượctính theo phương pháp lực. Phương trình chính tắc của phương pháp lực códạng: ⎧δ11M1 + δ11M 2 + ..... + Δ1t = 0 ⎪δ M + δ M + ..... + Δ = 0 ⎪ 21 1 ⎨ 21 2 2t (3-139) ⎪............................................... ⎪δ n1M1 + δ n1M 2 + ..... + Δ nt = 0 ⎩trong đó: δik – là chuyển vị theo phương của Mi do Mk = 1 sinh ra, tính theo phươngpháp của cơ học kết cấu. Mic – chuyển vị theo phương của Mi do co ngót sinh ra. l MiMc Δic = ∑ ∫ dx với Mc = εsh Et Q’t do đó 0 E t I td l l M ε Q Q Δic = ∑ ∫ i sh t dx = εsh ∑ ∫ t M i dx (3-140) 0 Itd 0 Itd Nếu trên từng nhịp chiều cao dầm không đổi thì: Q t l Δic = εsh ∑ I ∫ M dx 0 i (3-141) td Thay các hệ số δik và các số hạng tự do Δic vào phương trình chính tắc và giảiphương trình ta có các ẩn lực thừa đó chính là các mômen gối Mi. Sau khi cóbiểu đồ mômen gối tương tự như khi tính với chênh lệch nhiệt độ vẽ đựơc biểuđồ mômen uốn tổng cộng và từ biểu đồ Mtc dễ dàng vẽ được biểu đồ lực cắt V,đó chính là các biểu đồ nội lực do co ngót sinh ra trên dầm liên tục. Trên hình 3-26 giới thiệu các biểu đồ này cho dầm liên tục 3 nhịp.Cũng có thể tính nội lực do co ngót trong dầm liên hợp liên tục theo phươngtrình 3 mômen:Viết phương trình 3 mômen cho các gối trung gian, ở gối i có phương trình: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 101. 101 li ⎛ l l i +1 ⎞ l i +1 M i −1 + ⎜ i + ⎜ 3 EI ⎟M i + ⎟ M i +1 + 6 EI i ⎝ i 3 EI i + 1 ⎠ 6 EI i + 1 (3-142) ω ia i ω b + + i +1 i +1 = 0 l i EI i l i + 1 EI i + 1trong đó: li, li+1 – chiều dài nhịp i và nhịp i+1; EI’i, EI’i+1 – độ cứng chống uốn ở nhịp i và nhịp i+1 với E là môđun đàn hồicủa thép, I’ là mômen quán tính của tiết diện liên hợp dài hạn đối với trục trunghòa đàn hồi của tiết diện đó (X’tđ) (đáng lẽ phải viết là X’tđi và X’tđ(i+1) nhưng đểcho gọn quy ước viết là X’i và X’i+1); ωi và ωi+1 – diện tích biểu đồ mômen do co ngót sinh ra ở nhịp i và i+1; ai, bi+1 – khoảng cách từ trọng tâm diện tích ωi và diện tích ωi+1 đến gối trái vàphải của nhịp i và nhịp i+1. Nếu dầm liên tục có n nhịp thì sẽ viết được (n-1) phương trình ba mômen(3-142) cho n-1 gối trung gian. Giải các phương trình này ta sẽ có các ẩn lựcthừa đó là các mômen gối Mi, từ đó vẽ được biểu đồ mômen gối Mg. Cộng hai biểu đồ Mc và biểu đồ Mg có biểu đồ mômen uốn tổng cộng haybiểu đồ mômen uốn cuối cùng, đó chính là biểu đồ mômen do co ngót sinh racho dầm liên tục. Từ biểu đồ Mtc dễ dàng vẽ được biểu đồ lực cắt V. Các biểu đồ Mtc và V do co ngót sinh ra có dạng giống như biểu đồ này dochênh lệch nhiệt độ âm (nhiệt độ bản mặt cầu thấp hơn nhiệt độ dầm thép). Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 102. 102 (a) 0 1 2 3 M1 M2 (b) (c) M1 1 (d) M2 1 (e) Mc (g) M1 M2 Mg (h) Mtc (i) V Hình 3-26. Nội lực do co ngót trên dầm liên hợp liên tục Ghi chú hình 3-26: a- Sơ đồ nhịp; b- hệ cơ bản; c,d – các biểu đồ đơn vịM1 , M 2 ; e- biểu đồ Mc (do co ngót sinh ra trên hệ cơ bản); g – Biểu đồ mômengối Mg; h – biểu đồ mômen tổng cộng; i – biểu đồ lực cắt.3.12.6 Tính toán liên kết dọc Hệ liên kết dọc chịu tác dụng của lực gió ngang cầu và trong trường hợp cóthiết kế cho động đất thì liên kết dọc còn chịu tác dụng của lực ngang do độngđất. Ở đây chỉ xét liên kết dọc chịu lực gió ngang. Cách tính tác dụng của lựcgió nói chung đã xét ở chương I, trong đó bao gồm cả gió ngang, gió dọc, gióthẳng đứng. Ở đây để tính liên kết dọc chỉ xét lực gió ngang. Trong cầu dầm sựphân chia lực gió ngang lên liên kết dọc trên và dưới hoặc liên kết dọc và mặtcầu được quy định ở điều 6.4.2.7. Trong cầu liên hợp hoặc cầu không liên hợp nhưng mặt cầu có khả năng làmviệc như một tấm cứng nằm ngang thì xem như tải trọng gió ngang lên nửa trêndầm biên, lên mặt cầu, lan can, các phụ kiện trên cầu và hoạt tải truyền lên mặtcầu đang làm việc như tấm cứng ngang rồi truyền đến các gối tựa. Phần tải trọnggió ở nửa dưới của dầm biên sẽ tác dụng vào cánh dưới dầm chủ hoặc liên kếtdọc dưới. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 103. 103 Đối với kết cấu nhịp không liên hợp mà mặt cầu không đủ cứng để làmviệc được như một tấm cứng nằm ngang thì tải trọng gió tác dụng lên kết cấunhịp phân cho cánh trên và cánh dưới dầm chủ theo nguyên tắc đòn bẩy. Cánh trên và cánh dưới dầm chủ khi nhận được lực ngang do gió ngang cầusẽ truyền tải trọng ngang đến nút của hệ liên kết dọc nếu có nhờ tác động uốn,chính vì vậy ở phần cấu tạo đã nêu nên bố trí liên kết dọc ở trong hoặc gần mặtphẳng cánh dầm. Lực gió ngang từ cánh dầm truyền xuống gối khi không có liên kết dọc hoặctừ cánh dầm truyền đến nút của liên kết dọc rồi truyền đến gối cầu theo mộttrong các đường truyền sau:- Tác dụng dàn của hệ liên kết dọc trong mặt phẳng nằm ngang. Hệ liên kết dọclàm việc như một dàn, phản lực ở hai đầu sát ngay hai vị trí gối sẽ truyền xuốngcánh dầm và truyền xuống gối.- Tác dụng khung của liên kết ngang truyền tải trọng ngang lên mặt cầu hoặcliên kết dọc còn lại và sau đó qua liên kết ngang ở đầu cầu hoặc tác dụng dàncủa liên kết dọc để truyền xuống gối tựa.- Khi mặt cầu không có tác dụng như một tấm cứng nằm ngang hoặc không cócả liên kết dọc trên và dưới thì lực gió ngang đựoc truyền đến gối qua uốn ngangcủa cánh dầm sẽ truyền lực ngang đến đầu và cuối dầm và truyền đến gối. Trình tự tính liên kết dọc:- Tính lực gió ngang tác dụng lên kết cấu nhịp và phân tải trọng ngang cho liênkết dọc như đã nêu ở trên.- Tính sức kháng của các bộ phận của liên kết dọc (xem chương 4) vì hệ liên kếtdọc được xem là một dàn.- Tính nội lực của các bộ phận dàn và kiểm tra theo điều kiện: ∑ηi γi Qi ≤ Φ Rn = Rr Chú ý: Trước khi tính liên kết dọc cần kiểm tra điều kiện độ mảnh theo yêucầu cấu tạo. Nếu cánh dầm chịu tác dụng của gió ngang (khi không có liên kết dọc) thìphải tính mômen uốn lớn nhất do tải trọng gió tính toán tác dụng lên cánh dầm.Nếu dầm giản đơn thì mômen này đựơc tính theo sơ đồ giản đơn, nếu dầm liêntục thì tính như sơ đồ liên tục hoặc để đơn giản cho tính toán và thiên về an toànthì tính như sơ đồ giản đơn cho từng nhịp. Để chịu được mômen uốn ngang cánh dưới dầm phải có một bề rộng (bw)thích hợp, bề rộng đó được tính cho mỗi bên của cánh dưới như sau:- Đối với mặt cắt đặc: 4M w b fb − 2 t fb Fyb bfb bw = ≤ (3-143) 2 2 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 104. 104 trong đó: bfb – chiều rộng cánh dưới (mm); tfb – chiều dày cánh dưới (mm); Fyb – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của cánh dưới (MPa); Mw – mômen uốn ngang lớn nhất ở bản cánh dưới do tải trọng gió tính toán(Nmm); bw – Bề rộng ở mỗi bên của cánh dưới cần thiết để chịu lực gió ngang. Nhưvậy đối với cầu liên hợp khi không có liên kết dọc dưới thì khi tính toán với tảitrọng thẳng đứng bề rộng cánh dưới hữu ích chỉ là bề rộng thực của cánh dầmdưới trừ đi hai lần bw, bề rộng đó được dùng để tính mọi sức kháng cần thiết.Nếu gọi bề rộng hữu ích của cánh dưới dầm liên hợp để tính tải trọng thẳngdứng là bhb thì có: bhb = bfb – 2bw (3-144)- Đối với mặt cắt không đặc:Các ứng suất ở bản cánh dưới được tổ hợp như sau: ( Fu + Fw ) ≤ Fr ⎫ ⎪ 6M w ⎬ (3-145) Fw = t fb bfb ⎪ 2 ⎭trong đó: Fw – ứng suất uốn ở mép cánh dưới do tác dụng của lực gió ngang tính theo MFw = w , trong đó W là mômen chống uốn của cánh dưới dầm, Fw tính theo WMPa; Fu – ứng suất uốn ở cánh dưới do các tải trọng tính toán không kể tải trọng gióngang (MPa); Fr – sức kháng uốn tính toán của cánh dưới (MPa). Không cần tính uốn ngang do gió ngang đối với bản cánh trên dầm chủ. Qua các tính toán ở trên nhận thấy đối với cầu liên hợp (trừ cầu có khẩu độnhỏ) nên bố trí hệ liên kết dọc dưới, nếu không khi tính mọi sức kháng cần thiếtcánh dưới dầm phải được trừ đi hai lần bề rộng cần thiết bw để chịu lực gióngang.3.13 Khái niệm về điều chỉnh nội lực trong cầu liên hợp3.13.1 Điều chỉnh nội lực trong cầu giản đơn Trong cầu liên hợp giản đơn mục đích chính của điều chỉnh nội lực là chuyểntĩnh tải giai đoạn I cho tiết diện liên hợp chịu vì tĩnh tải giai đoạn I (giai đoạn chỉcó dầm thép làm việc, bê tông bản có cường độ còn nhỏ hơn 75%fc’, trong đó fc’là cường độ chịu nén nhỏ nhất quy định của bê tông bản) khá lớn, trong khi đó Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 105. 105đặc trưng hình học giai đoạn I nhỏ hơn nhiều so với đặc trưng hình họctương ứng của giai đoạn II. Điều chỉnh nội lực trong dầm giản đơn cũng có thểcòn nhằm tạo ra trong các mặt cắt dầm một mômen uốn ngược dấu với mômenuốn do tải trọng sinh ra để nâng cao khả năng chịu tải trọng của kết cấu nhịp. Thông thường đối với cầu liên hợp giản đơn có hai giải pháp điều chỉnh nộilực có thể sử dụng, đó là phương pháp làm đà giáo liên tục hoặc làm trụ tạm, sauđây ta nghiên cứu những công việc chính của từng phương pháp.3.13.1.1 Điều chỉnh nội lực trong dầm liên hợp giản đơn bằng đà giáo liên tục Phương pháp này thường được sử dụng khi sông không sâu, cầu không cao vàcó điều kiện làm đà giáo. Trình tự tiến hành điều chỉnh theo phương pháp đàgiáo liên tục như sau:- Làm đà giáo liên tục ở ngay vị trí cầu chính.- Lắp đặt kết cấu nhịp thép trên đà giáo đã xây dựng bao gồm cả dầm chủ và hệliên kết.- Kê các điểm ở đáy dầm theo đúng độ vồng đã tính toán để sau khi xây dựngxong cầu các dầm có vị trí đúng như thiết kế.- Làm ván khuôn, lắp đặt cốt thép bản mặt cầu.- Đổ bê tông bản mặt cầu. Khi bê tông bản mặt cầu đạt cường độ, tháo dỡ vánkhuôn đà giáo.- Thi công tĩnh tải giai đoạn II và hoàn thiện. Chú ý: Đà giáo phải đảm bảo vững chắc và không bị lún khi đổ bê tông bản,do đó trước khi lắp dầm tốt nhất nên chất tải trọng tĩnh để khử lún.3.13.1.2 Điều chỉnh nội lực trong dầm giản đơn bằng trụ tạm Điều chỉnh nội lực trong dầm giản đơn bằng trụ tạm thường dùng khi làm đàgiáo liên tục gặp khó khăn, trình tự thực hiện như sau:- Làm trụ tạm, có thể làm một trụ tạm ở giữa nhịp hoặc hai trụ tạm ở hai bên, khiđó vị trí trụ tạm phải được xác định theo yêu cầu điều chỉnh nội lực.- Chất tải trọng tĩnh lên trụ tạm, trọng lượng tải trọng tĩnh xác định theo phảnlực của dầm liên tục do trọng lượng dầm thép, bản bê tông và ván khuôn.- Lắp đặt hệ dầm thép trên mố, trụ chính và các trụ tạm đã được lắp gối tạmđúng cao độ để đảm bảo độ vồng thiết kế.- Làm ván khuôn, lắp đặt cốt thép bản mặt cầu.- Đổ bê tông bản mặt cầu, chú ý đổ bê tông vùng mômen dương trước, vùngmômen âm sau. Vùng mômen dương và mômen âm được xác định trên sơ đồdầm liên tục (vì có thên gối tạm trên trụ tạm) với tải trọng phân bố đều do tĩnhtải của hệ dầm thép và bê tông bản, tiết diện chịu lực là tiết diện dầm thép.- Khi bê tông bản đạt cường độ, tháo dỡ trụ tạm. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 106. 106 - Thi công tĩnh tải giai đoạn II, hoàn thiện cầu.3.13.2 Các giải pháp trong vùng mômen âm của dầm liên hợp liên tục Cho đến nay đối với dầm liên hợp người ta đã sử dụng 5 giải pháp cho vùngmômen âm đó là các giải pháp:- Không đặt neo liên hợp ở vùng mômen âm.- Chấp nhận nứt bản bê tông ở vùng mômen âm.- Kết hợp trình tự đổ bê tông và chất tĩnh tải.- Kích gối trung gian.- Dự ứng lực bản theo phương dọc cầu.3.13.2.1 Không đặt neo liên hợp ở vùng mômen âm Vùng mômen âm được xác định theo biểu đồ mômen uốn do tĩnh tải, ở cácvùng này khi không đặt neo chống cắt mặt cắt làm việc không liên hợp nên chỉcó dầm thép do đó thường phải tăng cường thêm tiết diện dầm để chịu đựơcmômen âm. Điều 6.10.7.4.3, quy trình quy định phải đặt neo chống cắt bổ sung trong vùngcác điểm uốn tĩnh tải. Các neo chống cắt bổ sung phải được đặt trong phạm vikhoảng cách bằng một phần ba của chiều rộng hiệu dụng của bản về mỗi bêncủa điểm uốn tĩnh tải, số lượng các neo bổ sung lấy như sau: A r f sr nAC = (3-146) Zrtrong đó: Ar – tổng diện tích cốt thép trong phạm vi chiều rộng hiệu dụng của cánh(mm2);Fsr – biên độ ứng suất trong cốt thép dọc ở mặt cắt trên trụ (MPa), biên độ nàyđược xác định theo tải trọng tính mỏi, tức là một xe tải thiết kế có khoảng cáchhai trục 145kN là 9m và có xét xung kích cũng như lực ly tâm nếu có (xem bảng1-2); Zr – sức kháng mỏi chịu cắt của một neo riêng lẻ (N), lấy theo (3-102) và (3-103). Quy trình cũng quy định khi không có neo chống cắt ở vùng mômen âm thìcốt thép dọc phải đựơc kéo dài đến miền uốn dương và vượt quá neo chống cắtmột đoạn như quy định ở phần 2.5.2 của tài liệu này.3.13.2.2 Chấp nhận nứt bản bê tông Ở vùng mômen uốn âm tiết diện vẫn là liên hợp nếu có bố trí neo chống cắt,khi đó bê tông nằm trong vùng chịu kéo nên sẽ bị nứt, trong trường hợp này cầnchú ý: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 107. 107- Mặt cắt làm việc chỉ có dầm thép và cốt thép dọc nằm trong phạm vi bềrộng hiệu dụng của cánh dầm, bố trí cốt thép dọc phải tuân theo quy định đã nêuở phần 2.5.2, chẳng hạn hàm lượng cốt thép dọc không đựơc nhỏ hơn 1%....- Do bản bê tông có thể bị nứt nên phải làm lớp chống thấm tốt, có khả năngngăn không cho nước thấm vào làm gỉ cốt thép bản và cánh trên dầm thép.Trong phần 2.5.2 quy định chặt chẽ về cốt thép ở vùng mômen âm ngoài tácdụng tăng khả năng chịu mômen uốn còn có ý nghĩa hạn chế độ mở rông vết nứtcủa bê tông bản.3.13.2.3 Kết hợp giữa trình tự đổ bê tông bản và chất tĩnh tải Trong trường hợp này thường đổ bê tông ở vùng mômen dương, sau khi bêtông ở các vùng mômen dương đạt cường độ thì chất tĩnh tải lên các vùng đó rồiđổ bê tông ở vùng mômen âm. Khi bê tông ở vùng mômen âm đạt cường độ thìdỡ tĩnh tải, lúc dỡ tĩnh tải bê tông ở vùng mômen âm sẽ chịu một ứng suất nén.Ứng suất nén trong bê tông ở vùng mômen âm có giá trị lớn hay nhỏ phụ thuộctrọng lượng của tĩnh tải đã chất lên vùng mômen dương, tất nhiên cần tính toántrọng lượng của tĩnh tải để đảm bảo an toàn cho dầm thép khi chưa đổ bê tôngvùng mômen âm. Trên hình 3-27 giới thiệu trình tự đổ bê tông cho một dầm liên tục ba nhịp:đầu tiên đổ bê tông các vùng1, 2, 3, sau khi chất tải lên các vùng 1, 2, 3 đổ bêtông các vùng 4 và 5, khi bê tông các vùng 4 và 5 đạt cường độ thì dỡ tĩnh tải ởvùng 1, 2, 3. 1 4 2 5 3 Hình 3-27. Trình tự đổ bê tông3.13.2.4 Kích gối trung gian Phương pháp này đã được áp dụng ở việt nam, như cầu Đò Quan (Nam định),cầu Sông Mới (Hải Phòng). Ở cầu Sông Mới (ba nhịp liên hợp liên tục 42m +63m + 42m) chiều cao kích gối trung gian (trên hai trụ) là 60cm. Có thể tiến hành điều chỉnh nội lực bằng phương pháp kích gối trung giantheo trình tự sau đây:- Lắp đặt kết cấu nhịp thép bao gồm toàn bộ phần kết cấu nhịp thép.- Kích các gối trụng gian, khi kích gối trung gian cần giải quyết các vấn đề sauđây: + Xác định chiều cao cần kích gối theo phương trình ∑σbt + σbg = F (3-147) trong đó: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 108. 108 ∑ σbt – tổng các ứng suất ở mép trên của bản bê tông, không kể ứngsuất do hạ gối sinh ra; σbg - ứng suất ở mép trên bản bê tông do hạ dầm xuống gối sinh ra; F – ứng suất mong muốn ở mép trên bản bê tông, ứng suất này có thể làmột giá trị âm nào đó, hoặc bằng không, hoặc bằng cường độ chịu kéo của bêtông. Trong (3-147) có chứa ẩn số là chiều cao kích gối Δi, giải phương trình này sẽxác định được chiều cao cần kích gối. + Từ các chiều cao cần kích gối Δi kiểm tra dầm thép theo các trạng thái giớihạn cường độ để đàm bảo an toàn cho dầm thép trong giai đoạn kích dầm. + Cũng từ chiều cao kích gối tính được phản lực ở các gối, nếu phản lực ở cácgối biên có giá trị âm hoặc rất nhỏ cần thiết phải neo đầu kết cấu nhịp hoặc chấttĩnh tải lên hai đầu kết cấu nhịp để đảm bảo an toàn khi kích dầm. Sau khi kích gối trung gian đến cao độ tính toán cần kê gối trung gian, các gốikê phải đủ chắc chắn để chịu được áp lực khi đổ bê tông bản.- Tiến hành đổ bê tông bản. Cần xác định trình tự đổ bê tông bản sao cho khônggây ra nứt bê tông. Thí dụ dầm liên tục ba nhịp như trên hình 3-27 có thể tiếnhành đổ theo một trong các trình tự sau: + Trước tiên đổ bê tông bản đồng thời ở các phần1, 2 và 3, sau đó đổ bê tôngđồng thời ở các phần 4, 5. + Đổ bê tông lần lượt ở các phần 1, 2, 4, 3 và cuối cùng là phần 5. Khi toàn bộ bê tông bản đã đủ cường độ tiến hành kích hạ xuống gối, khi hạkết cấu nhịp xuống gối trung gian cần đảm bảo các nguyên tắc sau đây: + Ở mỗi mặt cắt các dầm phải được kích hạ đều. + Hạ lần lượt từng mặt cắt theo từng cấp đảm bảo chênh lệch cao độ giữa cácgối không lớn và không gây ra nứt bản bê tông. + Đến cấp hạ cuối cùng cần hạ xuống gối cố định (nếu có) trước, gối di độngđược hạ sau. Phương pháp kích gối trung gian đã đựơc áp dụng ở nước ta khá nhiều, tuynhiên hiện nay nhiều người cho rằng mất mát do từ biến và co ngót khá lớn(nhất là ở quy trình 22TCN-272-05 lại quy định n’ = 3n), đó là ý kiến xác đángcần được quan tâm khi chọn giải pháp cho vùng mômen âm.3.13.2.5 Dự ứng lực theo phương dọc cầu ở vùng mômen âm Căn cứ vào các ứng suất ở mép trên bản bê tông do các nguyên nhân trừ dựứng lực ∑σbt dễ dàng xác định được ứng suất cần thiết do dự ứng lực (σd) sinh rađể thỏa mãn phương trình: ∑σbt + σd = F (3-148)trong đó: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 109. 109 ∑σbt và F như đã nêu ở (3-147); σd – ứng suất do dự ứng lực sinh ra. Từ (3-148) xác định được σd và từ σd xác định được số lượng bó cốt thép dựứng lực cần thiết, để với số bó cốt thép dự ứng lực này sau khi đã trừ mất mát dựứng lực còn gây ra trong bê tông một ứng lực nén là σd. Trong giải pháp dự ứng lực có hai cách thực hiện như sau:- Kéo dự ứng lực bê tông bản sau đó mới lấp bê tông các hố neo chống cắt, nhưvậy ở giai đoạn kéo dự ứng lực chỉ có ứng suất trong bản bê tông, tất nhiên saukhi bê tông lấp hố neo đã đông cứng, tiết diện đã liên hợp thì trong dầm thépcũng có ứng suất do từ biến của bê tông, ứng suất này sẽ xuất hiện theo thờigian.- Mặt cắt đã liên hợp mới kéo cốt thép dự ứng lực dọc bản khi đó lực kéo dự ứnglực sẽ truyền cho cả dầm thép và bản bê tông ngay trong giai đoạn kéo dự ứnglực. Cả hai phương pháp đều đã được áp dụng trong thực tế và đang là phươngpháp được dùng nhiều hiện nay, bạn đọc có thể lựa chọn phương pháp nào chothích hợp tương ứng với kết cấu cụ thể. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 110. 110 Chương 4 CẦU DÀN4.1 Cấu tạo của cầu dàn Ở nước ta hiện tại cầu dàn được dùng nhiều nhất trong cầu đường sắt, do vậykhi thiết kế cầu dàn vẫn đang dùng quy trình 22TCN-18-79 vì chưa có quy trìnhmới cho cầu đường sắt. Phần đầu khi nghiên cứu về tính cầu thép theo quy trìnhcũ đã nghiên cứu kỹ về cấu tạo, ở đây chỉ giới thiệu những vấn đề khác với quytrình cũ hoặc là những vấn đề mà quy trình cũ chưa đề cập đến.4.1.1 Cấu tạo dàn chủ4.1.1.1 Quy định chung Các cấu kiện của dàn phải bố trí đối xứng qua mặt phẳng trung tâm dàn. Nếuhình dạng dàn cho phép nên bố trí các thanh biên chịu nén liên tục. Khi cácthanh bụng (thanh xiên và thanh đứng) chịu ứng suất đổi dấu, các liên kết ở đầucủa chúng không được là chốt. Nên tránh dùng các thanh xiên phụ.4.1.1.2 Chiều cao dàn chủ Nếu không có quy định riêng, khi thiết kế nếu chiều cao dàn không đổi, cả đốivới nhịp giản đơn và liên tục, chiều cao toàn bộ tối thiểu của dàn là 0,10L, trongđó L là chiều dài nhịp. Chiều cao hiệu dụng lấy là:- Khoảng cách trục của thanh biên trên và biên dưới nếu liên kết bulông.- Khoảng cách tim các chốt nếu liên kết chốt.4.1.1.3 Khoảng cách các tim dàn Khoảng cách tim các dàn chủ phụ thuộc vào số làn xe cho cầu đi dưới, chiềucao dàn cho cầu đi trên v.v... nhưng quan trọng nhất là khoảng cách tim hai dànphải đảm bảo ổn định chống lật ngang dưới tác dụng của tải trọng ngang.4.1.1.4 Mặt cắt các thanh dàn chủ Trước đây các thanh dàn thường có cấu tạo phức tạp nhằm tiết kiệm vật liệu,trong các cầu hiện đại mặt cắt các thanh dàn gồm chủ yếu hai loại: mặt cắt chữH và mặt cắt hình hộp. Các mặt cắt này là tổ hợp hàn từ các thép bản mà ít khidùng thêm thép góc. Nếu thanh dàn có khoét lỗ thì phải tuân thủ các quy định sau đây:- Tỷ lệ giữa chiều dài lỗ theo phương dọc thanh và chiều rộng lỗ theo phươngngang thanh không được lớn hơn 2.- Khoảng cách tịnh của các lỗ theo phương dọc thanh không được nhỏ hơnkhoảng cách ngang giữa các hàng bulông hoặc đường hàn gần nhất. Khoảng Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 111. 111cách tịnh giữa đầu bản thép và lỗ thứ nhất không được nhỏ hơn 1,25 lầnkhoảng cách ngang giữa các bulông hoặc đường hàn.- Đường tròn đầu lỗ phải có bán kính tối thiểu 38mm.- Diện tích thực của tiết diện thanh có khoét lỗ là diện tích ở mặt cắt I-I hình 4-1,trong đó phần diện tích của hai bên lỗ khoét vẫn tham gia vào diện tích thực củathanh.- Khi thanh có khoét lỗ ở cả hai mặt đối nhau và lỗ được bố trí so le thì diện tíchthực phải lấy ở mặt cắt có các lỗ trong cùng mặt cắt, đó là mặt cắt yếu nhất củathanh vì tiết diện giảm yếu là nhiều nhất. Trong thực tế rất ít khi gặp các thanhcó khoét lỗ ở hai mặt. I b c a1 a2 a3 I Hình 4-1. Cấu tạo thanh ghép Ghi chú hình 4-1: a1 – chiều dài lỗ; b – chiều rộng lỗ; a2 – khoảng cách tịnhgiữa các lỗ; a3 - khoảng cách tịnh từ lỗ đến đầu thanh; c – khoảng cách giữa cáchàng bulông.4.1.1.5 Bản nút dàn Nút dàn là nơi liên kết đầu các thanh, thông thường tại nút dàn người ta dùngbản nút để liên kết đầu các thanh. Bản nút dàn cần thỏa mãn các yêu cầu sauđây:- Các bản nút được dùng để liên kết các cấu kiện chính, trừ những nút cấu kiệnđược liên kết chốt. Các chi tiết liên kết (bulông, đường hàn …) để liên kết từngcấu kiện phải đối xứng qua trục của cấu kiện.- Cần tránh tạo ra các chỗ cắt góc lõm trừ các đường cong tạo dáng. 0,5 ⎛E⎞- Nếu chiều dài bản nút không được giằng, chống vượt quá 2,06 ⎜ ⎟ nhân với ⎜F ⎟ ⎝ y⎠chiều dày bản nút thì mép bản nút phải được tăng cường. Các mép bản nút đượctăng cường hoặc không được tăng cường phải được xem xét như mặt cắt cột đãsơ đồ hóa.4.1.1.6 Yêu cầu về độ mảnh cho các cấu kiệna. Cấu kiện chịu nén: Cấu kiện chịu nén phải thỏa mãn các yêu cầu sau: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 112. 112 - Đối với các bộ phận chính: KL ≤ 120 (4-1) r- Đối với các bộ phận liên kết: KL ≤ 140 (4-2) rtrong đó: K – hệ số chiều dài hiệu dụng: với thanh có hai đầu liên kết bulông hoặc hàn,K = 0,75; với thanh hai đầu liên kết chốt, K = 0,875; L – chiều dài không giằng (mm); r – bán kính quán tính nhỏ nhất (mm).b. Cấu kiện chịu kéo: Không có quy định về độ mảnh của thanh kéo. Tuy nhiên các bộ phận chịukéo khác với thanh kéo, thanh có tai treo, dây cáp và các bản phải thỏa mãn cácyêu cầu về độ mảnh như sau: L- Đối với các cấu kiện chính chịu lực đổi dấu ≤ 140 . r L- Đối với các cấu kiện chính không chịu lực đổi dấu ≤ 200 . r L- Đối với các cấu kiện giằng ≤ 240 . rtrong đó: L – chiều dài không giằng (mm); r – bán kính quán tính nhỏ nhất (mm).4.1.1.7 Độ vồng tĩnh tải Cầu thép nói chung khi chế tạo cần tạo độ vồng để đảm bảo trắc dọc tuyến vàkhắc phục độ võng do tĩnh tải. Với cầu dàn có thể tạo vồng bằng cách lựa chọn chiều dài các bộ phận để điềuchỉnh độ võng tĩnh tải sao cho phù hợp với vị trí hình học cuối cùng và có thể đểđiều chỉnh biểu đồ mômen do tĩnh tải trong dàn siêu tĩnh.4.1.2 Cấu tạo hệ liên kết Hệ liên kết trong cầu dàn bao gồm liên kết ngang và liên kết dọc.4.1.2.1 Hệ liên kết dọc Trong cầu chạy trên bố trí liên kết dọc ở cả trên và dưới. Đối với cầu chạy dưới khi có đủ chiều cao cần bố trí cả liên kết dọc trên vàdưới. Khi chiều cao dàn không cho phép chỉ bố trí liên kết dọc dưới, trong Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 113. 113trường hợp này có dàn biên hở, ở dàn biên hở cần quan tâm đến ổn định củabiên chịu nén trong mặt phẳng nằm ngang. Việc bố trí liên kết dọc phải xem xét trong cả giai đoạn thi công và khai thácvới mục đích truyền tải trọng ngang đến gối cầu và kiểm soát biến dạng trongquá trình chế tạo, lắp ráp. Nếu không cần thiết cho giai đoạn khai thác mà chỉcần cho giai đoạn thi công thì sau khi thi công có thể tháo dỡ và gọi là liên kếtdọc tạm. Các thanh của liên kết dọc phải đảm bảo điều kiện độ mảnh như đã nêu ởtrên. Nếu sử dụng liên kết dọc dạng chữ X thì mỗi cấu kiện có thể làm việc theohai hướng kéo và nén, cần phải liên kết các thanh ở chỗ giao nhau. Ở biên chịu nén hệ liên kết dọc bố trí càng gần thanh biên càng tốt. Đối với cầu đường sắt có hai dầm dọc thì hai dầm này cũng cần bố trí hệ liênkết.4.1.2.2 Hệ liên kết ngang Trong cầu dàn hệ liên kết ngang làm nhiệm vụ chính là truyền tải trọng ngangxuống gối do vậy các liên kết ngang ở đầu nhịp thường có cấu tạo chắc chắn hơncác liên kết ngang trung gian. Liên kết ngang ở đầu nhịp gọi là cổng cầu. Khung cổng cầu có thể có dạng hộp hàn hoặc liên kết bulông vào thanh đứnghoặc thanh xiên đầu nhịp, cũng có thể là dạng dàn, dù dạng nào thì cổng cầu vẫnphải đảm bảo truyền được tải trọng ngang đến gối cầu.4.2 Tính toán dàn chủ Khi chấp nhận giả thiết các nút dàn là khớp và tải trọng chỉ đặt ở nút, cácthanh trong dàn chỉ chịu kéo hoặc nén hoặc lúc chịu kéo lúc chịu nén. Nếu xétđến trọng lượng bản thân, nút cứng v.v… các thanh sẽ còn chịu thêm mômenuốn nên các thanh sẽ chịu kéo đồng thời uốn hoặc nén đồng thời uốn. Cũng như với kết cấu chịu uốn ở đây trước hết cần nghiên cứu tính toán sứckháng của cấu kiện hay vật liệu sau đó nghiên cứu tính toán nội lực theo cáctrạng thái giới hạn để từ đó có giải pháp kết cấu hợp lý và an toàn.4.2.1 Cấu kiện chịu kéo4.2.1.1 Khái niệm chung Cấu kiện và các mối nối đối đầu chịu lực kéo cần phải xét hai điều kiện:- Chảy của mặt cắt nguyên.- Đứt ở mặt cắt thực.Mặt cắt thực có thể lấy như sau:- Lấy diện tích nguyên khấu trừ đi phần tiêu hao hoặc sử dụng hệ số triết giảm từdiện tích nguyên.- Trừ tất cả các lỗ trên mặt cắt ngang ở mặt cắt có diện tích lỗ lớn nhất. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 114. 114 - Hiệu chỉnh khấu trừ lỗ bulông khi bố trí theo hình chữ chi.- Áp dụng hệ số triết giảm U đối với các bộ phận, bản táp nối và các cấu kiện tápnối khác để xét đến sự trượt không đồng thời.- Áp dụng hệ số diện tích hiệu dụng lớn nhất là 0,85 đối với các bản táp nối vàcác cấu kiện táp nối khi không áp dụng hệ số triết giảm U.4.2.1.2 Sức kháng kéo Sức kháng kéo tính toán Pr lấy như sau: ⎧Φ y Pny = Φ y Fy A g Pr = min⎨ (4-3) ⎩Φ u Pnu = Φ u Fu A n Utrong đó: Pny – sức kháng kéo danh định khi chảy ở mặt cắt nguyên (N); Fy – cường độ chảy nhỏ nhất quy định (MPa); Ag – diện tích nguyên của mặt cắt ngang (mm2); Φy – hệ số sức kháng đối với chảy dẻo; Φu – hệ số sức kháng đối với đứt gẫy của bộ phận chịu kéo; Fu – cường độ chịu kéo nhỏ nhất quy định (MPa); Pnu – sức kháng kéo danh định đối với đứt gẫy ở mặt cắt thực (N); An – diện tích thực của mặt cắt ngang (mm2); U – hệ số triết giảm lấy như sau: + U = 1 với các bộ phận trong đó các tác dụng lực được truyền tới tất cảcác cấu kiện; + Với thép hình mặt cắt chữ I hoặc mặt cắt chữ T cắt từ thép I chịu tải trọng truyền trực tiếp đến một số mà không phải đến tất cả các cấu kiện thì: Đối với các liên kết chỉ có mối hàn ngang ở đầu: A U = ne (4-4) A gn trong đó: Ane – diện tích thực nhỏ nhất trong phạm vi chiều dài liên kết(mm2); Agn – diện tích thực nhỏ nhất ở ngoài chiều dài liên kết (mm2). Với các cấu kiện khác chịu tải trọng truyền trực tiếp đến một số cấu kiện qua các liên kết từ ba hoặc trên ba bulông mỗi hàng trong phương của tải trọng hoặc liên kết hàn trừ các trường hợp như ở phần sau U = 0,85. Với các liên kết có đường hàn dọc theo cả hai mép của phần được liên kết: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 115. 115 Nếu L > 2W thì U = 1. Nếu 2W > L > 1,5W thì U = 0,87. Nếu 1,5W >L > W thì U = 0,75. trong đó: L – chiều dài đường hàn (mm); W – chiều rộng của cấu kiện liên kết (mm).4.2.1.3 Kéo và uốn đồng thời Cấu kiện chịu kéo đồng thời chịu uốn phải thỏa mãn: Pu P ⎛M M ⎞- Nếu < 0,2 thì u + ⎜ ux + uy ⎟ ≤ 1 (4-5) Pr 2Pr ⎜ M rx M ry ⎟ ⎝ ⎠ Pu P 8⎛M M ⎞- Nếu ≥ 0,2 thì u + ⎜ ux + uy ⎟ ≤ 1 ⎜ (4-6) Pr Pr 9 ⎝ M rx M ry ⎟ ⎠trong đó: Pr – sức kháng kéo tính toán (N) lấy theo công thức (4-3); Pu – lực dọc do tải trọng tính toán sinh ra (N); Mrx, Mry – sức kháng uốn tính toán theo x và y (Nmm), lấy theo phần 4.2.1.4; Mux, Muy – sức kháng uốn theo trục x và y do tải trọng tính toán sinh ra (Nmm), tính theo đàn hồi.4.2.1.4 Sức kháng uốn tính toán của cấu kiện chữ H và hình hộp không liên hợpa. Sức kháng uốn tính toán: Mr = Φf Mn (4-7)trong đó: Φf – hệ số sức kháng đối với uốn, lấy theo 1-5; Mn – sức kháng uốn danh định (Nmm).b. Sức kháng uốn danh định của cấu kiện hình chữ H: Công thức tính sức kháng uốn ở đây được áp dụng cho mặt cắt chữ H hoặcmặt cắt ghép từ 2 chữ [ liên kết với nhau ở sườn dầm. Sức kháng uốn theo trục song song với cánh, hay vuông góc với sườn (trục ytrên hình 4-2) được tính như ở chương 3. Sức kháng uốn theo trục song song với sườn, hay vuông góc với cánh (trục xnhư trên hình 4-2) lấy như sau: Mn = Mp (4-8)trong đó Mp là mômen dẻo theo trục x. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 116. 116 y y x x Hình 4-2. Mặt cắt hình chữ Hc. Sức kháng uốn danh định của cấu kiện hình hộp: ⎧ ⎡ b⎤ ⎫ 0,5 ⎪ 0,064FySl ⎢ ∑ ⎥ ⎪ ⎪ ⎪ M n = FyS⎨1 − t (4-9) ⎢ ⎥ ⎬ ⎪ AE ⎢ I ⎥ ⎪ ⎪ ⎩ ⎣ ⎦ ⎪ ⎭trong đó: S – mômen tĩnh của phần diện tích từ trục uốn ra đến mép song song với trục uốn đối với trục uốn; A – diện tích giới hạn bởi bốn đường tim của bốn tấm tạo thành hình hộp; l – chiều dài không được giằng (mm); I – mômen quán tính của mặt cắt đối với trục vuông góc với trục uốn (mm4); b – khoảng cách tịnh giữa các tấm (mm); t – chiều dày các tấm (mm). Chú ý: ở đây chỉ nghiên cứu sức kháng uốn cho mặt cắt chữ H và hình hộpkhông liên hợp là các mặt cắt thường dùng cho các thanh dàn, đối với các thanhkhác và các cấu kiện liên hợp bạn đọc có thể tham khảo điều 6.12, quy trình22TCN-272-05.4.2.2 Cấu kiện chịu nén Các tính toán ở đây chỉ xét cho cấu kiện không liên hợp và liên hợp có mặtcắt không đổi và có ít nhất một mặt phẳng đối xứng chịu nén dọc trục hoặc néndọc trục đồng thời uốn đối với trục đối xứng của mặt cắt.4.2.2.1 Cấu kiện chịu nén dọc trục P r = Φc P n (4-10)trong đó: Φc – hệ số sức kháng đối với nén, lấy theo phần 1-5; Pn – sức kháng danh định (N), đối với cấu kiện không liên hợp lấy như sau: + Tỷ số giữa chiều rộng và chiều dày của các bản ghép thành mặt cắt chịu nén phải thỏa mãn điều kiện: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 117. 117 b E ≤k (4-11) t Fy trong đó: b – bề rộng của bản như quy định trong bảng 4-1 (mm); t – chiều dày của bản (mm); k – hệ số lấy theo quy định của bảng 4-1. Bảng 4-1. Các tỷ số chiều rộng, chiều dày giới hạnCác bản được đỡ dọc một mép k b Chiều rộng nửa bản cánh của mặt cắt I Chiều rộng bản cánh của mặt cắt [Các bản cánh và các cạnh nhô ra Khoảng cách giữa mép tự do và hàng bulông 0,56hoặc các bản thứ nhất hoặc các đường hàn trong các bản Chiều rộng của cạnh bên nhô ra đối với các đôi thép góc trong tiếp xúc liên tục.Các thân của thép T cán 0,75 Chiều cao của T Chiều rộng của cạnh bên nhô ra đối với thanh chống thép góc đơn hoặc thanh chống thép gócCác cấu kiện nhô ra khác 0,45 đôi với tấm ngăn. Chiều rộng nhô ra đối với các cấu kiện khácCác bản được đỡ dọc hai mép k b Khoảng cách tĩnh giữa các bản bụng trừ đi bán kính góc trong trên mỗi bên đối với các bảnCác bản cánh hộp và các bản táp 1,40 cánh hộp Khoảng cách giữa các đường hàn hoặc bulông đối với các bản phủ bản cánh Khoảng cách tĩnh giữa các bản cánh trừ đi bán kính đường hàn đối với các bản bụng của dầmCác bản bụng và các cấu kiện bản cán 1,49khác Khoảng cách tĩnh giữa các thanh đỡ mép đối với các cấu kiện khácCác bản táp có khoét lỗ 1,86 Khoảng cách tĩnh giữa các thanh đỡ mép Khi các bản đã thỏa mãn điều kiện (4-11) thì:- Nếu λ ≤ 2,25 thì Pn = 0,66λ Fy As (4-12) 2 ⎛ KL ⎞ Fy- Nếu λ > 2,25 thì Pn = ⎜ ⎜ Πr ⎟ E ⎟ (4-13) ⎝ s⎠ Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 118. 118 2 ⎛ KL ⎞ Fy với λ = ⎜ ⎜ Πr ⎟ E ⎟ (4-14) ⎝ s⎠trong đó: As – diện tích nguyên của mặt cắt ngang (mm2); Fy – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của thép (MPa); E – môđun đàn hồi của thép (MPa); K – hệ số chiều dài hiệu dụng, được lấy như phần 4.1.1.6; L– chiều dài không giằng (mm); rs – bán kính quán tính đối với trục vuông góc với mặt phẳng uốn, nếu hệ số K trong mặt phẳng dàn và ngoài mặt phẳng dàn như nhau thì rs là bán kính quán tính nhỏ nhất (mm).4.2.2.2 Cấu kiện chịu nén dọc trục đồng thời uốn Pu ⎛ M ux M uy ⎞- Nếu λ < 0,2 thì +⎜ + ⎟ ≤1 (4-15) 2Pr ⎜ M rx M ry ⎟ ⎝ ⎠ Pu 8 ⎛ M ux M uy ⎞ ⎜ ⎟ ≤1- Nếu λ ≥ 0,2 thì + ⎜ + (4-16) Pr 9 ⎝ M rx M ry ⎟ ⎠trong đó: Pr – sức kháng nén tính toán (N) lấy theo công thức (4-10); Pu – lực dọc do tải trọng tính toán sinh ra (N), tính theo đàn hồi; Mrx, Mry – sức kháng uốn tính toán theo trục x và y (Nmm), đối với mặt cắt chữ H và hình hộp thông thường tính như trong kéo đồng thời uốn, đối với mặt cắt hình hộp khác chẳng hạn có giằng ngang cánh chịu nén… được tính theo điều 6.11 trong quy trình, các mặt cắt này ít gặp trong thanh nén của dàn nên không nêu ở đây. Mux, Muy – Mômen uốn tính toán theo trục x và y có xét đến sự tăng mômen do ảnh hưởng của biến dạng (Nmm).4.2.3 Tính toán nút dàn Tính toán nút dàn bao gồm việc tính liên kết thanh vào bản nút và tính bảnthân bản nút.4.2.3.1 Tính liên kết thanh vào bản nút Các thanh liên kết vào bản nút bằng bulông hoặc bằng hàn nên liên kết cácthanh vào bản nút đựơc tính như ở chương 2 để xác định sức kháng của liên kết,còn nội lực trong thanh sẽ được xét ở phần sau. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 119. 1194.2.3.2 Tính toán bản nút Khi tính toán bản nút cần xét các mặt cắt bất lợi trên bản nút ở chỗ liên kếtthanh vào nút. Quy trình quy định phải xem xét tất cả các mặt phẳng có thể bị hưhỏng ở bản nút bao gồm mặt song song và mặt vuông góc với tải trọng tác dụng.Các mặt song song với lực tác dụng được xem là chỉ để chịu lực cắt, các mặtvuông góc với lực đặt lên chỉ được xem là chịu ứng suất kéo hoặc nén. Φ F Ứng suất cắt lớn nhất trên mặt cắt do tải trọng tính toán là v u đối với lực 3 Φ 0,74Fucắt đều và v đối với lực cắt do uốn tính như lực cắt tính toán chia cho 3diện tích cắt. Trong đó Fu là cường độ kéo nhỏ nhất quy định của thép bản nút,còn Φv là hệ số sức kháng đối với cắt.a. Sức kháng kéo tính toán: ⎧Φ y Pny = Φ y Fy A g R r = min ⎨ (4-17) ⎩Φ u Pnu = Φ u Fu A n Utrong đó: Pny – sức kháng kéo danh định khi chảy ở mặt cắt nguyên (N); Fy – cường độ chảy nhỏ nhất quy định (MPa); Ag – diện tích nguyên của mặt cắt ngang (mm2); Φy – hệ số sức kháng đối với chảy dẻo; Φu – hệ số sức kháng đối với đứt gẫy của bộ phận chịu kéo; Fu – cường độ chịu kéo nhỏ nhất quy định (MPa); Pnu – sức kháng kéo danh định đối với đứt gẫy ở mặt cắt thực (N); An – diện tích thực của mặt cắt ngang (mm2); U – hệ số triết giảm lấy như sau: U = 1 và diện tích thực An không được lớn hơn 85% của diện tích nguyên.b. Sức kháng cắt: Với cấu kiện chịu cắt, sức kháng cắt tính toán được lấy như sau: R r = ΦvR n (4-18) R n = 0,58A g Fytrong đó: Φv – hệ số sức kháng cắt, lấy theo 1-5; Ag – diện tích nguyên (mm2); Fy – cường độ chảy nhỏ nhất quy định của thép (MPa).c. Sức kháng phá hoại cắt khối: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 120. 120 Sức kháng phá hoại cắt khối là sức kháng tính toán của tổ hợp các mặtphẳng song song (chịu cắt) và vuông góc (chịu kéo nén).- Nếu Atn ≥ 0,58 Avn thì: Rr = Φbs (0,58 Fy Avg + Fu Atn) (4-19)- Nếu Atn < 0,58 Avn thì: R = Φbs (0,58 Fy Avn + Fy Atg) (4-20)trong đó: Atg – diện tích nguyên dọc theo mặt phẳng chịu cắt (mm2); Atn – diện tích thực dọc theo mặt phẳng chịu cắt (mm2); Avg – diện tích nguyên của mặt phẳng chịu kéo (mm2); Avn – diện tích thực của mặt phẳng chịu kéo (mm2); Fy, Fu – như đã nêu ở trên; Φbs – hệ số sức kháng đối với cắt khối, lấy theo phần 1-5.4.2.4 Tính nội lực các thanh trong dàn Cầu dàn là một kết cấu không gian do vậy có thể sử dụng các chương trìnhsẵn có để tính nội lực các thanh dưới tác dụng của tĩnh tải, người đi, HL-93v.v… Trong số liệu nhập vào nếu xem như các thanh có khớp ở hai đầu thì cácthanh có nội lực kéo hoặc nén; còn nếu xem các thanh có hai đầu ngàm, cácthanh sẽ chịu kéo hoặc nén đồng thời uốn. Nếu không dùng phương pháp tính không gian có thể dùng hệ số phân bốngang để tính tác dụng của tải trọng lên từng dàn chủ sau đó tính các dàn chủnày như hệ phẳng. Cách tính nội lực các thanh trong dàn đã nghiên cứu kỹ ở cơhọc kết cấu, ở đây chỉ nêu lên trình tự và những chú ý trong tính toán. Để tính nội lực theo công thức Q = Σηiγi Qi cho mỗi trạng thái giới hạn, có thểthực hiện theo trình tự sau: IM- Xác định các hệ số ηi, γi, (1+ ), m, g, … Trong đó chú ý với cầu dàn chạy 100dưới (loại cầu thường dùng nhất hiện nay) hệ số phân bố ngang được tính theođòn bẩy. Khi tính theo đòn bẩy do đường người đi thường được đặt ở phía ngoàihai dàn chủ nên để tính hệ số phân bố ngang cho người đi chỉ xếp tải một bên.Với xe tải thiết kế, xe hai trục thiết kế, tải trọng làn cần đặt lệch tối đa về mộtbên và hệ số phân bố ngang tính ra phải nhân với hệ số làn xe m.- Vẽ đường ảnh hưởng nội lực của các thanh.- Xếp tải trọng ở vị trí bất lợi nhất để tính nội lực tương tự như đối với cầu dầmở chương 3.4.3 Tính hệ dầm mặt cầu Hệ dầm mặt cầu bao gồm: Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 121. 121- Dầm dọc.- Dầm ngang.- Liên kết dầm dọc với dầm ngang.- Liên kết dầm ngang với dàn chủ. Liên kết dầm dọc với dầm ngang và liên kết dầm ngang với dàn chủ có thể làliên kết bulông hoặc liên kết hàn, cách tính sức kháng giồng như đã xét ởchương 2. Quy trình 22TCN272-05 không quy định tải trọng để tính mối nối dovậy có thể lấy theo quy định cũ là: Tải trọng để tính mối nối dầm dọc dầm nganglà lực cắt lớn nhất ở dầm dọc do tải trọng tính toán và 0,5 hoặc 0,6 mômen lớnnhất của dầm dọc do tải trọng tính toán nếu liên kết ở hai đầu dầm dọc như nhauhoặc khác nhau. Đối với liên kết dầm ngang với dàn chủ, tải trọng để tính mốinối cũng giống như trên nhưng đó là lực cắt và mômen uốn lớn nhất trong dầmngang do tải trọng tính toán sinh ra. Khi tính chính xác có thể xem dầm dọc vàdầm ngang ngàm cứng ở hai đầu, xếp tải lên dầm để tính ra lực cắt và mômenuốn ở ngàm, đó chính là tải trọng để tính các liên kết nêu trên.4.3.1 Tính dầm dọc Tính gần đúng có thể xem dầm dọc là một dầm giản đơn có chiều dài tínhtoán bằng khoảng cách tim hai dầm ngang chịu tác dụng của tĩnh tải, của mặtcầu và trọng lượng bản thân dầm dọc, hoạt tải từ mặt cầu truyền xuống dầm dọcthông qua hệ số phân bố ngang (g). Nếu mặt cầu bằng bê tông có bố trí neochống cắt thì dầm dọc làm việc như dầm liên hợp. Việc tính toán được thực hiệnnhư một dầm giản đơn bao gồm:- Tính nội lực lớn nhất Q = Σηiγi Qi.- Tính sức kháng uốn, sức kháng cắt theo các công thức đã nghiên cứu ở chương3.- Tính toán neo nếu là dầm liên hợp. Khi tính chính xác, có thể xem như dầm dọc liên kết cứng ở hai đầu với haidầm ngang rồi thực hiện trình tự tính toán như trên.4.3.2 Tính dầm ngang Tính gần đúng có thể xem dầm ngang là một dầm giản đơn có khẩu độ tínhtoán là khoảng cách hai dàn chủ. Tĩnh tải tác dụng gồm trọng lượng bản mặt cầuvà của dầm dọc ở hai khoang hai bên dầm ngang, tĩnh tải này là lực tập trungtruyền xuống dầm ngang qua các dầm dọc, ngoài ra còn có tĩnh tải của bản thândầm ngang phân bố đều theo chiều dài dầm. Hoạt tải truyền xuống dầm ngangthông qua các dầm dọc ở hai khoang hai bên dầm ngang. Để có nội lực lớn nhấtcủa dầm ngang cần chú ý:- Đặt tải ở cả hai khoang hai bên của dầm ngang. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 122. 122 - Khi tính mômen lớn nhất cần xếp tải đúng tâm cầu, tính hệ số phân bốngang cho từng dầm dọc, khi tính hệ số phân bố ngang có thể dùng phương phápđòn bẩy và tải trọng tác dụng lên dầm ngang chính là phản lực gối của các dầmdọc.- Khi tính lực cắt lớn nhất cần xếp tải lệch tâm tối đa về một bên và thực hiệntính toán.- Hoạt tải tác dụng lên dầm ngang là các lực tập trung đặt tại các vị trí của dầmdọc. Sơ đồ tính dầm ngang như trên hình 4-3, trong đó Pt là tĩnh tải do trọng lượngmặt cầu và dầm dọc, q là tĩnh tải bản thân dầm ngang, còn Ph là hoạt tải truyềnxuống dầm ngang qua dầm dọc. Căn cứ vào sơ đồ này dễ dàng tính được mômenuốn lớn nhất và lực cắt lớn nhất của dầm ngang. Phi Pti q L Hình 4-3. Sơ đồ tính dầm ngang Khi tính chính xác, vẫn với các tải trọng như trên nhưng hai đầu dầm ngangđược xem là liên kết cứng vào dàn chủ, khi đó dầm ngang là một dầm siêu tĩnhbậc 3.4.4 Tính hệ liên kết4.4.1 Tính hệ liên kết dọc Thông thường liên kết dọc chịu lực gió ngang. Trong trường hợp có thiết kếcho liên kết dọc chịu động đất thì phải xét đến lực ngang do động đất, ở đây chỉxét lực ngang do gió. Tải trọng gió ngang tác dụng lên kết cấu nhịp phân chia cho liên kết dọc theonguyên tắc sau:- Khi cầu chỉ có một hệ liên kết dọc thì liên kết dọc này chịu toàn bộ lực ngang.- Khi cầu có hai hệ liên kết dọc thì tải trọng ngang phân bố cho liên kết dọc theonguyên tắc đòn bẩy. Khi đã xác định đựơc lực ngang tác dụng lên từng hệ liên kết dọc, cần đưa cáctải trọng này về nút và tính hệ liên kết dọc đó như một dàn với gối ở các đỉnhcổng cầu hoặc tại chân cổng cầu tùy theo vị trí của hệ liên kết dọc. Trên hình 4-4và 4-5 giới thiệu một số sơ đồ tính hệ liên kết dọc. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 123. 123 (a) 1 2 (b) (c) Hình 4-4. Các sơ đồ tính toán dàn giản đơn Ghi chú hình 4-4: a- Sơ đồ dàn chủ; b- sơ đồ tính hệ liên kết dọc trên; c- sơ đồtính hệ liên kết dọc dưới; 1,2- cổng cầu. 2 3 4 5 (a) 1 6 (b) (c) (d) Hình 4-5. Các sơ đồ tính toán dàn liên tục Ghi chú hình 4-5: a- Sơ đồ dàn liên tục; b- sơ đồ tính hệ liên kết dọc trên (sơđồ liên tục); c- sơ đồ tính hệ liên kết dọc trên (sơ đồ giản đơn); d- sơ đồ tính hệliên kết dọc dưới; 1,2,3,4,5,6 - cổng cầu4.4.2 Tính cổng cầu Cổng cầu được bố trí ở hai đầu mỗi nhịp, cấu tạo cổng cầu đã nghiên cứu kỹ ởphần 1 (theo quy trình 22TCN-18-79), ở đó đã xét cách tính nội lực. Căn cứ vàonội lực đã tính (có thay đổi các hệ số cho phù hợp với quy trình 22TCN-272-05)sẽ xác định được điều kiện làm việc của các thanh để tính sức kháng và kiểm tratheo điều kiện Σηiγi Qi ≤ Φ Rn = Rr. Ngoài ra các thanh còn phải bảo đảm điềukiện về độ mảnh như quy định ở trên. Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 124. 124 Mục lụcChương 1. Mở đầu1.1 Nguyên lý thiết kế ........................................................................................... 11.2 Các trạng thái giới hạn .................................................................................... 11.3 Hệ số điều chỉnh tải trọng ............................................................................... 2 1.3.1 Hệ số độ dẻo ηD ........................................................................................ 2 1.3.2 Hệ số dư.................................................................................................... 3 1.3.3 Hệ số tầm quan trọng trong khai thác ...................................................... 41.4 Hệ số sức kháng của kết cấu thép ................................................................... 4 1.4.1 Đối với trạng thái giới hạn cường độ ....................................................... 4 1.4.2 Đối với các trạng thái giới hạn đặc biệt ................................................... 51.5 Hệ số tải trọng ................................................................................................. 51.6 Tải trọng và các hệ số...................................................................................... 7 1.6.1 Tải trọng thường xuyên............................................................................ 7 1.6.2 Hoạt tải và các hệ số................................................................................. 8 1.6.2.1 Xe tải thiết kế .................................................................................... 8 1.6.2.2 Xe hai trục thiết kế ............................................................................ 8 1.6.2.3 Tải trọng làn thiết kế ......................................................................... 8 1.6.2.4 Tải trọng người đi ............................................................................. 8 1.6.2.5 Hoạt tải thiết kế HL - 93 ................................................................... 9 1.6.2.6 Hệ số làn xe ....................................................................................... 9 1.6.2.7 Hệ số xung kích............................................................................... 10 1.6.2.8 Lực ly tâm ....................................................................................... 10 1.6.2.9 Lực hãm xe...................................................................................... 10 1.6.2.10 Lực va của xe ................................................................................ 10 1.6.2.11 Tải trọng gió .................................................................................. 121.7 Phân bố ngang của tải trọng .......................................................................... 15 1.7.1 Tính hệ số phân bố ngang cho các cầu dầm - bản ................................. 16 1.7.1.1 Tính tham số độ cứng dọc............................................................... 16 1.7.1.2 Xác định công thức tính hệ số phân bố ngang ................................ 17 1.7.2 Tính hệ số phân bố ngang cho các cầu dầm hộp.................................... 20 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 125. 125Chương 2. Thép và các liên kết212.1 Các loại thép kết cấu ..................................................................................... 212.2 Liên kết bulông ......................................................................................... 22 2.2.1 Cấu tạo bulông cường độ cao................................................................. 23 2.2.1.1 Bulông ......................................................................................... 23 2.2.1.2 Đai ốc .......................................................................................... 24 2.2.1.3 Vòng đệm .................................................................................... 24 2.2.2 Lỗ bulông ............................................................................................... 24 2.2.3 Khoảng cách giữa các bulông ................................................................ 25 2.2.3.1 Khoảng trống và khoảng cách tối thiểu .......................................... 25 2.2.3.2 Khoảng cách tối đa.......................................................................... 25 2.2.3.3 Bước tối đa cho bulông ghép tổ hợp ............................................... 26 2.2.3.4 Khoảng cách dọc tối đa cho bulông ghép tổ hợp ở đầu cấu kiện chịu nén ............................................................................................................... 26 2.2.3.5 Khoảng cách bulông ở đầu mút cấu kiện........................................ 26 2.2.3.6 Khoảng cách đến mép bên cấu kiện................................................ 27 2.2.4 Sức kháng của bulông ............................................................................ 27 2.2.4.1 Sức kháng trượt ............................................................................... 27 2.2.4.2 Sức kháng cắt .................................................................................. 27 2.2.4.3 Sức kháng ép mặt ............................................................................ 29 2.2.4.4 Sức kháng kéo ................................................................................. 29 2.2.4.5 Sức kháng kéo và cắt kết hợp.......................................................... 312.3 Liên kết hàn ................................................................................................... 33 2.3.1 Các liên kết hàn thường gặp................................................................... 33 2.3.1.1 Hàn góc ........................................................................................... 33 2.3.1.2 Hàn có vát........................................................................................ 352.4 Sức kháng phá hoại cắt khối ......................................................................... 362.5 Sức kháng của các cấu kiện liên kết.............................................................. 37 2.5.1 Sức kháng kéo ........................................................................................ 37 2.5.2 Sức kháng cắt ......................................................................................... 372.6 Các mối nối ................................................................................................... 37 2.6.1 Tổng quát................................................................................................ 37 2.6.2 Mối nối bulông ....................................................................................... 38 2.6.2.1 Mối nối chịu kéo nén....................................................................... 38 2.6.2.2 Mối nối của cấu kiện chịu uốn ........................................................ 39 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 126. 126 2.6.3 Mối nối hàn ................................................................................................ 40Chương 3. Cầu dầm 423.1 Khái niệm chung ........................................................................................... 423.2 Cấu tạo của dầm chủ ..................................................................................... 42 3.2.1 Tỷ lệ cấu tạo chung ................................................................................ 42 3.2.2 Chiều cao dầm........................................................................................ 43 3.2.3 Độ mảnh của sườn dầm.......................................................................... 43 3.2.4 Chiều cao vùng chịu nén của các mặt cắt không liên hợp ..................... 44 3.2.4.1 Mômen chảy và mômen dẻo ........................................................... 44 3.2.4.2 Chiều cao chịu nén trong miền đàn hồi .......................................... 44 3.2.4.3 Chiều cao chịu nén của sườn dầm ứng với mômen dẻo ................. 44 3.2.5 Chiều cao vùng chịu nén của các mặt cắt liên hợp ................................ 45 3.2.5.1 Trình tự chất tải ............................................................................... 45 3.2.5.2 Mặt cắt có mômen uốn dương......................................................... 45 3.2.5.3 Mặt cắt có mômen uốn âm .............................................................. 46 3.2.5.4 Bề rộng hữu hiệu của bản bê tông cốt thép..................................... 46 3.2.5.5 Mômen chảy.................................................................................... 47 3.2.5.6 Mômen dẻo...................................................................................... 48 3.2.5.7 Chiều cao sườn dầm chịu nén ......................................................... 48 3.2.6 Cấu tạo của sườn tăng cường ................................................................. 49 3.2.6.1 Sườn tăng cường đứng trung gian................................................... 50 3.2.6.2 Sườn tăng cường gối ....................................................................... 52 3.2.6.3 Sườn tăng cường dọc....................................................................... 543.3 Cấu tạo của hệ liên kết .................................................................................. 55 3.3.1 Liên kết ngang........................................................................................ 55 3.3.1.1 Liên kết ngang trong cầu dầm thẳng mặt cắt chữ I......................... 56 3.3.1.2 Liên kết ngang trong cầu dầm thẳng mặt cắt hình hộp................... 56 3.3.2 Liên kết dọc............................................................................................ 563.4 Neo chống cắt................................................................................................ 57 3.4.1 Cấu tạo neo............................................................................................. 58 3.4.1.1 Neo chữ [......................................................................................... 58 3.4.1.2 Neo đinh .......................................................................................... 583.5 Tổng quan về thiết kế cầu dầm ..................................................................... 593.6 Sức kháng uốn theo trạng thái giới hạn cường độ ........................................ 60 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 127. 127 3.6.1 Phân loại sức kháng uốn ........................................................................ 61 3.6.1.1 Độ mảnh của sườn dầm có mặt cắt đặc........................................... 61 3.6.1.2 Độ mảnh của cánh chịu nén mặt cắt đặc......................................... 62 3.6.1.3 Độ mảnh của cánh chịu nén có mặt cắt không đặc ......................... 62 3.6.1.4 Điều kiện sử dụng công thức Q....................................................... 62 3.6.1.5 Tương tác giữa sườn dầm và cánh nén của mặt cắt đặc ................. 63 3.6.1.6 Giằng bản cánh chịu nén của mặt cắt đặc ....................................... 63 3.6.1.7 Độ mảnh của sườn dầm và cánh chịu nén dùng công thức Q......... 64 3.6.1.8 Giằng bản cánh chịu nén mặt cắt không đặc................................... 64 3.6.2 Tính toán sức kháng uốn ........................................................................ 65 3.6.2.1 Sức kháng uốn của mặt cắt đặc thông thường ................................ 65 3.6.2.2 Sức kháng uốn dương của mặt cắt liên hợp đặc ............................. 65 3.6.2.3 Tính sức kháng uốn dựa trên công thức Q...................................... 66 3.6.2.4 Sức kháng uốn của bản cánh không đặc ......................................... 67 3.6.2.5 Sức kháng uốn của bản cánh của mặt cắt liên hợp mất ổn định ngang do xoắn ............................................................................................. 67 3.6.2.6 Sức kháng uốn của mặt cắt không liên hợp khi xét mất ổn định ngang do xoắn ............................................................................................. 68 3.6.2.7 Các hệ số triết giảm ứng suất bản cánh........................................... 693.7 Sức kháng cắt theo trạng thái giới hạn cường độ.......................................... 73 3.7.1 Sức kháng cắt danh định của sườn dầm không có sườn tăng cường ..... 73 3.7.2 Sức kháng cắt danh định của sườn dầm có sườn tăng cường ................ 73 3.7.2.1 Các mặt cắt một loại thép................................................................ 73 3.7.2.2 Mặt cắt lai........................................................................................ 763.8 Yêu cầu về mỏi đối với sườn dầm ................................................................ 76 3.8.1 Ứng suất uốn .......................................................................................... 76 3.8.2 Ứng suất cắt............................................................................................ 763.9 Kiểm tra độ võng trong trạng thái giới hạn sử dụng ..................................... 77 3.9.1 Kiểm tra độ võng do tĩnh tải theo phân tích đàn hồi.............................. 77 3.9.2 Kiểm tra độ võng do hoạt tải theo phân tích đàn hồi ............................. 77 3.9.2.1 Các nguyên tắc để kiểm tra độ võng ............................................... 77 3.9.2.2 Độ võng giới hạn............................................................................. 783.10 Sườn tăng cường gối ................................................................................... 78 3.10.1 Sức kháng ép mặt ................................................................................. 78 3.10.2 Sức kháng nén dọc trục ........................................................................ 79 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 128. 128 3.11 Neo chống trượt........................................................................................... 79 3.11.1 Lực trượt danh định.............................................................................. 79 3.11.2 Sức kháng cắt danh định ...................................................................... 80 3.11.3 Tính số neo trong trạng thái giới hạn cường độ................................... 80 3.11.4 Sức kháng mỏi của neo đinh ................................................................ 81 3.11.5 Kiểm tra bước của neo đinh theo sức kháng mỏi................................. 813.12 Tính hiệu ứng của tải trọng ......................................................................... 82 3.12.1 Tổng quan về tính nội lực do tải trọng................................................. 82 3.12.2 Tính nội lực do tĩnh tải......................................................................... 82 3.12.3 Tính nội lực do HL-93 và tải trọng người............................................ 83 3.12.4 Tính nội lực do nhiệt độ ....................................................................... 86 3.12.4.1 Tính nội lực do chênh lệch nhiệt độ âm trong cầu liên hợp giản đơn............................................................................................................... 91 3.12.4.2 Tính nội lực do chênh lệch nhiệt độ dương trong cầu liên hợp giản đơn............................................................................................................... 92 3.12.4.3 Tính nội lực do chênh lệch nhiệt độ âm trong cầu liên hợp liên tục ..................................................................................................................... 93 3.12.4.4 Tính nội lực do chênh lệch nhiệt độ dương trong cầu liên hợp liên tục ................................................................................................................ 97 3.12.5 Tính nội lực do co ngót ........................................................................ 97 3.12.5.1 Biến dạng tương đối do co ngót.................................................... 98 3.12.5.2 Tính nội lực do co ngót trong dầm liên hợp giản đơn .................. 98 3.12.5.3 Tính nội lực do co ngót trong dầm liên hợp liên tục................... 100 3.12.6 Tính toán liên kết dọc......................................................................... 1023.13 Khái niệm về điều chỉnh nội lực trong cầu liên hợp ................................. 104 3.13.1 Điều chỉnh nội lực trong cầu giản đơn............................................... 104 3.13.1.1 Điều chỉnh nội lực trong dầm liên hợp giản đơn bằng đà giáo liên tục .............................................................................................................. 105 3.13.1.2 Điều chỉnh nội lực trong dầm giản đơn bằng trụ tạm ................. 105 3.13.2 Các giải pháp trong vùng mômen âm của dầm liên hợp liên tục....... 106 3.13.2.1 Không đặt neo liên hợp ở vùng mômen âm................................ 106 3.13.2.2 Chấp nhận nứt bản bê tông.......................................................... 106 3.13.2.3 Kết hợp giữa trình tự đổ bê tông bản và chất tĩnh tải ................. 107 3.13.2.4 Kích gối trung gian...................................................................... 107 3.13.2.5 Dự ứng lực theo phương dọc cầu ở vùng mômen âm................. 108 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn
  • 129. 129Chương 4. Cầu dàn1104.1 Cấu tạo của cầu dàn..................................................................................... 110 4.1.1 Cấu tạo dàn chủ .................................................................................... 110 4.1.1.1 Quy định chung ............................................................................. 110 4.1.1.2 Chiều cao dàn chủ ......................................................................... 110 4.1.1.3 Khoảng cách các tim dàn .............................................................. 110 4.1.1.4 Mặt cắt các thanh dàn chủ............................................................. 110 4.1.1.5 Bản nút dàn.................................................................................... 111 4.1.1.6 Yêu cầu về độ mảnh cho các cấu kiện .......................................... 111 4.1.1.7 Độ vồng tĩnh tải............................................................................. 112 4.1.2 Cấu tạo hệ liên kết................................................................................ 112 4.1.2.1 Hệ liên kết dọc .............................................................................. 112 4.1.2.2 Hệ liên kết ngang .......................................................................... 1134.2 Tính toán dàn chủ........................................................................................ 113 4.2.1 Cấu kiện chịu kéo................................................................................. 113 4.2.1.1 Khái niệm chung ........................................................................... 113 4.2.1.2 Sức kháng kéo ............................................................................... 114 4.2.1.3 Kéo và uốn đồng thời .................................................................... 115 4.2.1.4 Sức kháng uốn tính toán của cấu kiện chữ H và hình hộp không liên hợp............................................................................................................. 115 4.2.2 Cấu kiện chịu nén................................................................................. 116 4.2.2.1 Cấu kiện chịu nén dọc trục............................................................ 116 4.2.2.2 Cấu kiện chịu nén dọc trục đồng thời uốn .................................... 118 4.2.3 Tính toán nút dàn ................................................................................. 118 4.2.3.1 Tính liên kết thanh vào bản nút..................................................... 118 4.2.3.2 Tính toán bản nút .......................................................................... 119 4.2.4 Tính nội lực các thanh trong dàn.......................................................... 1204.3 Tính hệ dầm mặt cầu ................................................................................... 120 4.3.1 Tính dầm dọc........................................................................................ 121 4.3.2 Tính dầm ngang.................................................................................... 1214.4 Tính hệ liên kết............................................................................................ 122 4.4.1 Tính hệ liên kết dọc.............................................................................. 122 4.4.2 Tính cổng cầu ....................................................................................... 123 Nguyễn Văn Nhậm – Nguyễn Ngọc Long – Nguyễn Mạnh – Ngô Ngọc Sơn