Nội dung

GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP MỤC ỤC TÀI LIỆU THAM KHẢO..................................................................................4 THIẾT KẾ KHUNG THÉP NHÀ CÔNG NGHIỆP MỘT TẦNG, MỘT NHỊP....................................................................................................................5 SỐ LIỆU LIỆU THIẾT KẾ................................................................................5 CHƯƠNG 1 : XÁC ĐỊNH KÍCH THƯỚC HÌNH HỌC CỦA NHÀ THÉP...6 1.1 CẦU TRỤC................................................................................................6 1.1.1 Các thông số của cầu trục......................................................................6 1.1.2 Ray cầu trục...........................................................................................6 1.2 DẦM CẦU TRỤC......................................................................................6 1.3 KÍCH THƯỚC KHUNG NGANG THEO PHƯƠNG NGANG.............7 CHƯƠNG 2 : THIẾT KẾ XÀ GỒ.....................................................................9 2.1 XÀ GỒ MÁI...............................................................................................9 2.1.2 Tĩnh tải................................................................................................10 2.1.3 Hoạt tải................................................................................................10 2.1.4 Kiểm tra với xà gồ chữ “Z”.................................................................12 2.1.5 Kiểm tra với xà gồ chữ “C”.................................................................13 2.2 XÀ GỒ TƯỜNG DỌC NHÀ...................................................................15 2.2.1 Chọn tiết diện sơ bộ xà gồ...................................................................15 2.2.2 Tải trọng tác dụng lên xà gồ................................................................15 2.2.3 Sơ đồ tính............................................................................................16 2.2.4 Kiểm tra lại xà gồ đã chọn...................................................................17 2.3 XÀ GỒ TƯỜNG KHUNG DẦU HỒI....................................................17 2.3.2 Tải trọng tác dụng lên xà gồ................................................................18 2.3.3 Kiểm tra lại xà gồ đã chọn...................................................................18 CHƯƠNG 3 : TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG TÁC ĐỘNG LÊN KHUNG NGANG.............................................................................................................. 20 SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 1 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 3.1 TĨNH TẢI.................................................................................................20 3.1.1 Khung chính........................................................................................20 3.1.2 Khung đầu hồi.....................................................................................21 3.2 HOẠT TẢI...............................................................................................22 3.2.1 Hoạt tải mái.........................................................................................22 3.2.2 Hoạt tải do cầu trục..............................................................................22 3.2.3 Tải trọng gió........................................................................................26 CHƯƠNG 4 : TÍNH NỘI LỰC VÀ THIẾT KẾ KHUNG.............................30 4.1 KHUNG CHÍNH......................................................................................30 4.1.1 Sơ đồ tính............................................................................................30 4.1.2 Các trường hợp tải...............................................................................30 4.1.3 Nội lực.................................................................................................35 4.1.4 Thiết kế tiết diện cột............................................................................41 4.1.5 Thiết kế tiết diện xà ngang đoạn 3.5m.................................................49 4.1.6 Thiết kế tiết diện xà ngang đoạn 10.4m...............................................54 4.2 KHUNG ĐẦU HỒI..................................................................................57 4.2.1 Sơ đồ tính............................................................................................57 4.2.2 Các trường hợp tải...............................................................................59 4.2.3 Nội lực.................................................................................................63 4.2.4 Thiết kế tiết diện cột khung.................................................................69 4.2.5 Thiết kế tiết diện cột tường..................................................................74 4.2.6 Thiết kế tiết diện xà ngang...................................................................76 CHƯƠNG 5 : THIẾT KẾ CHI TIẾT KHUNG..............................................80 5.1 CHI TIẾT VAI CỘT...............................................................................80 5.1.1 Nội lực và sơ đồ tính...........................................................................80 5.1.2 Sơ bộ tiết diện......................................................................................80 5.1.3 Kiểm tra tiết diện đã chọn....................................................................81 SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 2 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 5.1.4 Tính toán liên kết hàn vai - cột............................................................83 5.2 CHI TIẾT CHÂN CỘT...........................................................................85 5.2.1 Tính toán bản đế..................................................................................85 5.2.2 Tính dầm đế.........................................................................................87 5.2.3 Tính sườn A.........................................................................................88 5.2.4 Tính sườn B.........................................................................................89 5.2.5 Tính bulông neo ở chân cột:................................................................90 5.3 LIÊN KẾT CỘT VỚI XÀ NGANG........................................................91 5.3.1 Tính bu lông liên kêt............................................................................91 5.3.2 Tính mặt bích.......................................................................................93 5.3.3 Tính toán đường hàn liên kết tiết diện cột với mặt bích.......................93 5.4 MỐI NỐI ĐỊNH XÀ................................................................................94 5.4.1 Tính bu lông liên kêt............................................................................94 5.4.2 Tính mặt bích.......................................................................................96 5.4.3 Tính toán đường hàn liên kết tiết diện xà với mặt bích........................96 5.5 MỐI NỐI XÀ( Ở NHỊP)..........................................................................96 5.5.1 Tính bu lông liên kêt............................................................................96 5.5.2 Tính mặt bích.......................................................................................98 5.5.3 Tính toán đường hàn liên kết tiết diện xà với mặt bích........................98 5.6 THIẾT KẾ DẦM CẦU TRỤC:..............................................................99 5.6.1 Sơ đồ tính và nội lực............................................................................99 5.6.2 Lực dọc cầu trục..................................................................................99 5.6.3 Kiểm tra tiết diện đã chọn..................................................................101 SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 3 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP TÀI LIỆU THAM KHẢO [1]. TS .Phạm Văn Hội (1999), Thiết kế kết cấu thép nhà công nghiệp, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật , Hà Nội, 1998. [2]. Thiết kế kết cấu thép nhà công nghiệp – GS . Đoàn Định Kiến ( Chủ biên ) – Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật – 1995. [3]. "Thiết kế khung thép nhà công nghiệp" - Phạm Minh Hà (Chủ biên) [4]. Tiêu chuẩn xây dựng Việt Nam : TCXDVN 338 : 2005 Kết cấu thép – Tiêu chuẩn thiết kế. [5]. Trần Thị Thôn(2010), Thiết kế kết cấu thép, Nhà xất bảng Đại học Quốc Gia TPHCM, HCM, 2003 SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 4 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP THIẾT KẾ KHUNG THÉP NHÀ CÔNG NGHIỆP MỘT TẦNG, MỘT NHỊP SỐ LIỆU LIỆU THIẾT KẾ. Đề S (mm) B (mm) h (mm) L (mm) Q (tấn) 58 27500 8000 7400 64000 17 STT Mã SV Họ và tên Sinh viên 58 1151160066 Lê Vũ Linh Lớp Mã đề XC11A 58 ◦ i = 15%. ◦ Đầu hồi có 4 khoảng bằng nhau. ◦ Tự chọn phương pháp đường hàn. ◦ Vùng gió TPHCM. ◦ Cường độ thép: ▪ Fy =235 MPa ▪ Fx = 400 Mpa. => Cường độ tính toán : ◦ Theo giới hạn chảy : f= fy γm = 2350 =2238(daN/cm 2 ) 1.05 Theo giới hạn bền : f= f u 4000 = =3809(daN/cm 2 ) γ m 1.05 Ngày nhận đề: 13/10/2015. .2005 Ngày nộp bài và bảo vệ (dự kiến): 17/1/2015. / GVHD ThS Nguyễn Tam Hùng SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 5 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP CHƯƠNG 1 : XÁC ĐỊNH KÍCH THƯỚC HÌNH HỌC CỦA NHÀ THÉP 1.2 CẦU TRỤC 1.2.1 Các thông số của cầu trục Sức trục Q(T) Nhịp cầu trục (m) 20 25.5 Kích thước gabarit chính (mm) Trọng lượng Áp lực bánh xe lên ray (T) (T) Bk Kk Hk Zmin Pmaxc Pminc Xe con Toàn cầu trục 4630 3800 1330 180 13.8 3.92 1.236 15.44 1.2.2 Ray cầu trục Kích thước (mm) Loại ray Khối lượng 28 120 H B b 120 120 70 KP-70 52.83 ◦ Lấy chiều cao ray và lớp đệm là: Hr = 120 + 80 = 200 (mm). 16 1.3 DẦM CẦU TRỤC 500 14 1m dài (kG/m) 120 ◦ Loại ray sử dụng là KP-70 có các thông số kỹ thuật sau: 1 1  1 1  H dct    B    8 0.8 1(m)  8 10   8 10  14 ◦ Từ bước cột và các thông số của cầu trục ta chọn dầm tiết diện chữ I định hình cao 50 cm có các thông số như hình bên. 200 ◦ Chọn Hdct = 0.8 (m) ◦ Kích thước khung ngang theo phương thẳng đứng ◦ Bao gồm chiều cao cột dưới Hd, chiều cao cột trên Ht, chiều cao toàn cột H. ◦ Chiều cao từ mặt ray cầu trục đến đáy xà ngang: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 6 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP H 2 H c  bk 1.33  0.32 1.65(m) ◦ Trong đó: Hc = HK = 1.33 m - chiều cao gabarit cầu trục. bk khoảng hở an toàn giữa cầu trục với xà ngang, lấy không nhỏ hơn 200mm. ◦ Chiều cao của cột khung (tính từ mặt móng): H H1  H 2  H 3 7.4  1.65  0.1 9.15(m) ◦ Trong đó: ▪ H1 =7.4 (m) - cao trình đỉnh ray. ▪ H3 = 0.1 (m) – Phần cột chôn dưới cốt mặt nền, lấy sơ bộ khoảng 0÷1m. ◦ Chiều cao của cột trên: H t =H 2 +H dct +H r = 1.65 + 0.8 + 0.2 = 2.65(m) ◦ Trong đó: ▪ Hdct = 0.8 (m) - chiều cao dầm cầu trục. ▪ H r - chiều cao của ray và đệm, lấy sơ bộ 0.2m. ◦ Chiều cao của cột dưới: H d =H −H t = 9.15– 2.65= 6.5(m) 1.4 KÍCH THƯỚC KHUNG NGANG THEO PHƯƠNG NGANG ◦ Chọn trục định vị trùng với mép ngoài của cột (a = 0). ◦ Chiều cao tiết diện cột (chọn cột không thay đổi tiết diện): ◦ Theo yêu cầu về độ cứng:  1 1   1 1    H    10.2 0.51 0.68(m)  15 20   15 20  . h  ◦ Chọn h = 0.55 (m). ◦ Khoảng cách từ trục định vị đến trục ray cầu trục: L1=(0 .75÷1)(m )   B1  (ht  a )  D = 0.26 + (0.55 – 0) + 0.07 = 0.88 (m) ◦ Trong đó: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 7 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ▪ B1 = 0.26 (m) – Phần đầu của cầu trục bên ngoài ray, tra bảng cầu trục. ▪ D = 0.07 (m) – Khe hở an toàn giữa cầu trục và mặt trong cột, lấy từ 0.06 – 0.075 (m) ◦ Chọn λ = 1 (m) ◦ Nhịp của cầu trục Lc (khoảng cách 2 tim ray): Lc = L - 2λ = 27.5 – 2  1 = 25.5 (m) A B KÍCH THÖÔÙ C KHUNG NGANG SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 8 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP CHƯƠNG 2 : THIẾT KẾ XÀ GỒ 2.1 XÀ GỒ MÁI ◦ Chọn tiết diện sơ bộ xà gồ ◦ Độ dốc mái: i=15%, suy ra: α= 8.53o, sinα= 0.148, cosα= 0.989. ◦ Xà gồ mái chịu tác dụng của tải trọng tấm mái, trọng lượng bản thân xà gồ và xà gồ được chọn trước, sau đó kiểm tra lại theo điều kiện bền và điều kiện biến dạng của xà gồ. ◦ Tấm lợp mái: Chiều dày (mm) Trọng lượng 1 tấm Diện tích 1 tấm Tải trọng cho phép (KG/m2) (m2) (KN/m2) 0.7 6.59 8.39 1.96 ◦ Xà gồ: ta chọn xà gồ chữ “Z” ở bên trong và xà gồ chữ “C” ở ngoài biên nhắm tăng ổn định cho mái.Từ catolog thép hình chữ Z của công ty Ngô Long SJC ta chọn: Tiết diện Z200x62x6 8 Trọng lượng 3 (cm ) (kg/m) Ix Wx Iy (cm4) (cm3) (cm4) 379.5 37.317 48.723 7.405 4.95 SVTH : LÊ VŨ LINH Wy MSSV : 1151160066 Chiều Diện dày tích (mm) (cm2) 1.8 6.3 Trang 9 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Tiết diện Jx Wx Jy Wy (cm4) (cm3) (cm4) (cm3) C20015 353 34.7 39.6 7.17 Trọng lượng (kg/m) Chiều dày (mm) Diện tích (cm2) 4.44 15 5.55 ◦ Tải trọng tác dụng lên xà gồ ◦ Tải trọng tác dụng lên xà gồ gồm : tải trọng tôn lợp mái, tải trọng bản thân xà gồ và tải trọng do hoạt tải sửa chữa mái và gió. ◦ Chọn khoảng cách giữa các xà gồ trên mặt bằng là : 1.5 m ⇒ 1.5 =1, 52 m 0 Khoảng cách giữa các xà gồ trên mặt phẳng mái là : cos 8.53 . (Độ dốc i = 15 ⇒  = 8.53o). 2.1.2 Tĩnh tải Vật liệu mái Kí hiệu Hệ số vượt tải Tải trọng tiêu chuẩn Tải trọng tính toán 1 lớp tôn lợp mái g2 1.05 6.59 kG/m2 6.92 kG/m2 Xà gồ mái Z200x62x68 g1z 1.05 4.95 kG/m 5.5 kG/m Xà gồ mái C20015 g1c 1.05 4.44 kG/m 4.66 kG/m 2.1.3 Hoạt tải ◦ Hoạt tải sử dụng lấy ptc = 30 kG/m2 với hệ số vượt tải n = 1.3  p1tt = 301.3 = 39 kG/m2. ◦ Hoạt tải gió : SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 10 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP h1 9.15 = =0.33m ◦ Dựa vào tỉ số : l 27.5 và góc α= 8.53o tra bảng 6 TCVN 2737-1995 ta được hệ số khí động như hình vẽ. Ta chọn trường hợp gió bốc mái hướng gió thổi từ đầu hồi ( φ=90o). q 2 tt =n.q .k.c=1.3×83×1×(0.7)=75.5daN/m 2 o ◦ Trong đó : ▪ k= 1 tra bảng 5; TCVN 2737-1995. ▪ c=0.7 ▪ qo= 83 daN/m2 (áp lực gió TPHCM vùng IIA ). ◦ Kiểm tra lại xà gồ đã chọn ◦ Xà gồ dưới tác dụng của tải trọng lớp mái và hoạt tải sửa chữa và gió được tính toán như cấu kiện chịu uốn xiên. ◦ Ta phân tải trọng tác dụng lên xà gồ tác dụng theo 2 phương với trục x-x tạo với phương ngang một góc  = 8,53o (Độ dốc i = 15). SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 11 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP y y x x x x q.sina q.sina y y a a q q.cos a q q.cos 2.1.4 Kiểm tra với xà gồ chữ “Z” 2.1.4.1 Sơ đồ tính ◦ Xà gồ có chập đôi tại vị trí gối tựa và có thanh giằng ( sag rod ) ở giữa nhịp xà gồ, ta xem là sơ đồ dầm liên tục nhiều nhịp : ▪ lx =8m ▪ ly = l 8 = = 4m 2 2 2.1.4.2 Tải trọng ◦ Tổng tải trọng tác dụng lên xà gồ Z200x62x68: ▪ Tổ hợp 1 : hoạt tải + tỉnh tải. q1 g1ztt  g 2tt  qtt1 5.5  6.92 1.5  39 1.5 74.4daN / m q1c g1zc  g 2c  q c1 4.95  6.59 1.5  30 1.5 59.9daN / m ▪ Tổ hợp 2 : Gió bốc + tỉnh tải. q2 g1ztt  g 2tt  qtt 2 5.5  6.92 1.5  75.5 1.5  97.4daN / m q2 c g1zc  g 2c  q c 2 4.95  6.59 1.5  75.5 1.5  72.3daN / m 1.3 ◦ Chọn kết quả tải trọng từ tổ hợp 2 để tính xà gồ. ◦ Nội lực xà gồ : mô men đạt giá trị lớn nhất ở giữa nhịp. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 12 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP o 2 qxtt l y 2 (qtt 2 sin 8.53o ) 42  97.4 sin 8.53  4 My    21daN .m 11 11 11 o 2 q y tt lx 2 (qtt 2 sin 8.53o ) 82  97.4 cos8.53  8 Mx    560daN .m 11 11 11 2.1.4.3 Kiểm tra tiết diện đã chọn : ◦ Theo điều kiện bền:  td  x   y  Mx My  c f Wx Wy  td  x   y  (c = 1 hệ số điều kiện làm việc). 560 100 21100  1770  2238( KG.cm 2 ) 37.317 7.405 ◦ Kiểm tra theo điều kiện biến dạng: ▪ Xà gồ có độ võng theo cả 2 phương tuy nhiên độ võng theo phương mặt phẳng mái rất nhỏ nên có thể bỏ qua , ta chỉ xét đến độ võng theo phương vuông góc với mặt phẳng mái y .mặt phẳng ▪ Công thức kiểm tra :    1    5.10 3 l  l  200 ▪ Ta có : giải từ phần mểm Sap200 ta được chuyển vị lớn nhất  2.83cm  2.83  3.54 10 3  5 10 3 => l 800 =>Vậy xà gồ giữa Z200x62x68 đảm bảo điều kiện cường độ và điều kiện độ võng. 2.1.5 Kiểm tra với xà gồ chữ “C” 2.1.5.1 Sơ đồ tính ◦ Xà gồ gối tựa lên thanh xà ngang và, ta xem là sơ đồ dầm đơn giản : l x =8m và ly = l 8 = = 4m 2 2 2.1.5.2 Tổng tải trọng tác dụng lên xà gồ C20015: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 13 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Tổ hợp 1 : hoạt tải + tỉnh tải. 1.5 1.5 q1 g1ztt  g 2tt  qtt1 4.66  6.92   39  39.1daN / m 2 2 1.5 1.5 q1c g1zc  g 2c  q c1 4.44  6.59   30  31.9daN / m 2 2 ◦ Tổ hợp 2 : Gió bốc + tỉnh tải. 1.5 1.5 q2 g1ztt  g 2tt  q tt 2 4.66  6.92   75.5   46.78daN / m 2 2 1.5 75.5 1.5 q2 c g1zc  g 2c  q c 2 4.44  6.59     34.2daN / m 2 1.3 2 ◦ Chọn kết quả tải trọng từ tổ hợp 2 để tính xà gồ. ◦ Nội lực xà gồ : mô men đạt giá trị lớn nhất ở giữa nhịp. o 2 qxtt l y 2 (qtt 2 sin 8.53o ) 42  46.78 sin 8.53  4 My    13.88daN .m 8 8 8 o 2 q y tt lx 2 (qtt 2 sin 8.53o ) 82  46.78 cos8.53  8 Mx    370.1daN .m 8 8 8 2.1.5.3 Kiểm tra tiết diện đã chọn : ◦ Theo điều kiện bền:  td  x   y  Mx My  c f Wx Wy  td  x   y  (c = 1 hệ số điều kiện làm việc). 370.1 100 13.88 100  1260.2  2238( KG.cm 2 ) 34.7 7.17 ◦ Kiểm tra theo điều kiện biến dạng: ▪ Xà gồ có độ võng theo cả 2 phương tuy nhiên độ võng theo phương mặt phẳng mái rất nhỏ nên có thể bỏ qua , ta chỉ xét đến độ võng theo phương vuông góc với mặt phẳng mái y .mặt phẳng    1    5.10 3 l l 200   ▪ Công thức kiểm tra : SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 14 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG Ta có : ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP tc 4 5 q y ×lx 5 34.2×10-2 ×800 4 y = × = × =2.46(cm) 384 E×I x 384 2.1×106 ×353  2.46  3.07 10 3  5 10 3 => l 800 ◦ Vậy xà gồ giữa C20015 đảm bảo điều kiện cường độ và điều kiện độ võng. 2.2 XÀ GỒ TƯỜNG DỌC NHÀ. 2.2.1 Chọn tiết diện sơ bộ xà gồ ◦ Xà gồ mái chịu tác dụng của tải trọng tấm bao che, trọng lượng bản thân xà gồ và xà gồ được chọn trước, sau đó kiểm tra lại theo điều kiện bền và điều kiện biến dạng của xà gồ. ◦ Tấm tường : chọn là tôn của mái để bao che. Chiều dày (mm) Trọng lượng 1 tấm Diện tích 1 tấm Tải trọng cho phép (KG/m2) (m2) (KN/m2) 0.7 6.59 8.39 1.96 ◦ Xà gồ: ta chọn xà gồ chữ “Z” Tiết diện Z250x72x7 8 Trọng lượng (kg/m) Ix Wx Iy Wy (cm4) (cm3) (cm4) (cm3) 774.90 7 61.126 79.81 0 10.533 6.59 Chiều dày (mm) Diện tích (cm2) 2 8.4 2.2.2 Tải trọng tác dụng lên xà gồ ◦ Tải trọng tác dụng lên xà gồ gồm : tải trọng tôn tường, tải trọng bản thân xà gồ và tải trọng do hoạt tải gió. ◦ Chọn khoảng cách giữa các xà gồ trên mặt bằng là : 1.5 m ◦ Tĩnh tải : Vật liệu mái Kí Hệ số Tải trọng tiêu Tải trọng tính hiệu vượt tải chuẩn toán 1 lớp tôn lợp mái g2 1.05 6.59 kG/m2 6.92 kG/m2 Xà gồ mái Z250x72x78 g1z 1.05 6.59 kG/m 6.92 kG/m ◦ Hoạt tải : SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 15 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ▪ Hoạt tải gió : tương tự như phần xà gồ mái ta chọn trường hợp gió thổi ngang nhà. q 2 tt =n.q .k.c=1.3×83×1×(0.8) = 86.4 daN/m 2 o ▪ Trong đó : k= 1 tra bảng 5; TCVN 2737-1995. c=0. qo= 83 daN/m2 (áp lực gió TPHCM vùng IIA ). ◦ Tổng tải trọng tác dụng lên xà gồ Z250x72x78: ▪ Tổ hợp 1 : Tỉnh tải (tải theo phương đứng). q1 g1ztt  g 2tt 6.92  6.92 1.5 17.3 daN / m q1tc g1zc  g 2 c 6.59  6.59 1.5 16.5 daN / m ▪ Tổ hợp 2 : Gió đẩy (tải theo phương ngang). q2 qtt 2 s 86.4 1.5 129.6 daN / m 86.4 q2tc q tc 2 s  1.5 99.7 daN / m 1.3 ◦ Chọn kết quả tải trọng từ tổ hợp 2 để tính xà gồ. 2.2.3 Sơ đồ tính Xà gồ có chập đôi tại vị trí gối tựa, ta xem là sơ đồ dầm liên tục nhiều nhịp : l x =8m và l y = 8m SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 16 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Dieä n tíc h truyeà n taû i leâ n xaøgoâ 2.2.4 Kiểm tra lại xà gồ đã chọn ◦ Nội lực xà gồ : mô men đạt giá trị lớn nhất ở giữa nhịp. qx tt l y 2 (q12 ) 82  17.3 82 My    100.7 daN .m 11 11 11 Mx  q y tt lx 2 (q2 2 ) 82  129.6  82   754 daN .m 11 11 11 ◦ Theo điều kiện bền:  td  x   y  Mx My  c f Wx Wy  td  x   y  (c = 1 hệ số điều kiện làm việc). 754 100 100.7 100  2189.6  2238( KG.cm 2 ) 61.126 10.533 ◦ Kiểm tra theo điều kiện biến dạng: ▪ Xà gồ có độ võng theo cả 2 phương tuy nhiên độ võng theo phương mặt phẳng mái rất nhỏ nên có thể bỏ qua , ta chỉ xét đến độ võng theo phương vuông góc với mặt phẳng mái y .mặt phẳng Công thức kiểm tra :    1    5.10 3 l  l  200 ◦ Ta có : giải từ phần mểm Sap200 ta được chuyển vị lớn nhất theo : SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 17 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ▪ Phương x :  x 0.35 cm ▪ Phương y : =>  y 2.07 cm    x 2   y 2  0.352  2.07 2 2.1 cm  2.1  2.63 10 3  5 10 3 l 800 => =>Vậy xà gồ giữa Z250x72x78 đảm bảo điều kiện cường độ và điều kiện độ võng. 2.3 XÀ GỒ TƯỜNG KHUNG DẦU HỒI. ◦ Chọn tiết diện sơ bộ xà gồ Tiết diện Z250x72x7 8 Trọng lượng (kg/m) Ix Wx Iy Wy (cm4) (cm3) (cm4) (cm3) 698.48 5 55.097 71.76 4 10.533 5.93 Chiều dày (mm) Diện tích (cm2) 1.8 7.56 2.3.2 Tải trọng tác dụng lên xà gồ ◦ Tương tự như xà gồ dọc nhà. 2.3.3 Kiểm tra lại xà gồ đã chọn ◦ Xà gồ dưới tác dụng của tải trọng lớp tường (theo phương đứng) và hoạt tải gió (theo phương ngang) được tính toán như cấu kiện chịu uốn xiên. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 18 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Dieä n tíc h truyeà n taû i leâ n xaøgoâ ◦ Tương tự như xà gồ tường dọc : tổ hộp nội lực. ◦ Nội lực xà gồ : mô men đạt giá trị lớn nhất ở giữa nhịp. My  qxtt l y 2 (q12 ) 6.8752  17.3 6.8752   74.4 daN .m 11 11 11 Mx  q y tt lx 2 (q2 2 ) 6.8752  129.6  6.8752   556.9 daN .m 11 11 11 ◦ Theo điều kiện bền:  td  x   y   td  x   y  Mx My  c f Wx Wy (c = 1 hệ số điều kiện làm việc). 556.9 100 74.4 100  1797.4  2238( KG.cm 2 ) 55.097 9.458 ◦ Kiểm tra theo điều kiện biến dạng: Công thức kiểm tra : SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 19 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP    1    5.10 3 l  l  200 ◦ Ta có : giải từ phần mểm Sap200 ta được chuyển vị lớn nhất theo : ▪ Phương x :  x 0.2 cm ▪ Phương y : =>  y 1.1 cm    x 2   y 2  0.22  1.12 1.12 cm  1.12  1.4 10 3  5 10 3 => l 800 =>Vậy xà gồ giữa Z250x72x78 đảm bảo điều kiện cường độ và điều kiện độ võng. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 20 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP CHƯƠNG 3 : TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG TÁC ĐỘNG LÊN KHUNG NGANG. 3.1 TĨNH TẢI 3.1.1 Khung chính 3.1.1.1 Tải trọng mái và xà gồ ◦ Lấy 15 daN/m2 = > g m xg 1.115 8 132 (kG / m) 3.1.1.2 Tải trọng bản thân khung ngang : ◦ Chương trình Sap 2000 sẽ tự tính khi ta giả thiết tiết diện cột và rường ngang . 3.1.1.3 Tải trọng do xà gồ tường tôn ◦ Đặt tại các cao trình của xà gồ tường : ◦ Cột cao 9.15m ◦ Xà gồ tường dùng 6 thanh Z250x72x78, trọng lượng quy thành lực tập trung đặt tại đỉnh cột, còn gây ra mômen ngược chiều với mômen do tải trọng trong nhà gây ra nên không xét đến: Gxago  tuong  gtol tt F  n g Z tt 8 6.92 (8 9.15)  6.92 6 8 839( kG) => Tĩnh tải tác dụng lên đỉnh cột : Gtường = 839 (kG) 3.1.1.4 Tĩnh tải cầu trục: ◦ TLBT dầm cầu trục: Chọn sơ bộ gdct = 1.5 (kN/m). ◦ Tải trọng bản thân dầm cầu trục, ray và các lớp đệm: Tải này tác dụng lên vai cột khi tính toán ta đưa về tim cột dưới dạng 1 lực tập trung và 1 mô men. Gtc= (gdct+gray) B= (150 + 52.83)8 = 1622.7(KG) Gtt = 1.05 Gtc = 1.05  1622.7 = 1703.8 (KG) M tc G tc e 1622.7 ( L1 - 0.5h) 1622.7 (1- 0.5 0.55) 1176.5kG.m M tt G tt e 1703.8 ( L1  0.5h) 1703.8 (1  0.5 0.55) 1235.3kG.m SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 21 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 132 kG/m 132 kG /m 839 kG 839 kG 1703.8 kG 1703.8 kG 1235.3 kG .m 1235.3 kG .m Tónh taû i 3.1.2 Khung đầu hồi ◦ Khung đầu hồi: Giá trị tải trọng bằng một nửa giá trị tải trọng khung chính. ◦ Tĩnh tải cầu trục: ▪ TLBT dầm cầu trục: Chọn sơ bộ gdct = 1.5 (kN/m). ▪ Tải trọng bản thân dầm cầu trục, ray và các lớp đệm: Tải này tác dụng lên vai cột khi tính toán ta đưa về tim cột dưới dạng 1 lực tập trung và 1 mô men. Gtc= (gdct+gray) B= (150 + 52.83)4 = 811.3.(kG) Gtt = 1.05 Gtc = 1.05  811.3 = 852 (KG) M tc G tc e 1622.7 ( L1 - 0.5h) 811.3 (1- 0.5 0.35) 669( kG.m) M tt G tt e 1703.8 ( L1  0.5h) 852 (1  0.5 0.35) 703( kG.m) ◦ Cột giữa khung đầu hồi: Đối với 3 cột giữa, lấy cột giữa (có chiều dài lớn nhất) để tính toán : ▪ Tải tường tính lại như sau: Gtuong  xago gtuong tt F  n g z tt L  27.5 27.5  11.15   8 6.92  911 (kG) 4  4  6.92  ▪ Trọng lượng bản thân cột giữa (lấy cột giữa dài nhất để tính toán). SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 22 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 911 kG 911 kG 66 kG/ m 66 kG/ m 911 kG 419.5+455.5 kG 419.5+455.5 kG 852 kG 852 kG 703 kG .m 703 kG.m 3.2 HOẠT TẢI 3.2.1 Hoạt tải mái ◦ Tải trọng tạm thời do sử dụng trên mái được lấy theo TCVN 2737-1995 đối với mái không người qua lại, chỉ có hoạt tải sửa chữa có giá trị tiêu chuẩn: ptc=30kG/m2. 4.2.1.1 Khung chính ◦ ptt =1.3308 = 312 (KG/m) 3.2.1.2 Khung đầu hồi ◦ ptt =1.3304 = 156 (KG/m) 3.2.2 Hoạt tải do cầu trục Thông số cầu trục sức nâng 20 tấn như sau : Sức trục Q(T) 20 Nhịp cầu trục (m) 25.5 Kích thước gabarit chính (mm) Áp lực bánh xe lên ray (T) Trọng lượng (T) Bk Kk Hk Zmin Pmaxc Pminc Xe con Toàn cầu trục 4630 3800 1330 180 13.8 3.92 1.236 15.44 3.2.2.1 Áp lực đứng cầu trục SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 23 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Áp lực thẳng đứng lớn nhất do cầu trục truyền lên vai cột D max xác định theo đường ảnh hưởng phản lực : ▪ Dmax = n.nc.( P tc max. ∑ yi ) ▪ Dmin = n.nc.( P tc min. ∑ yi ) ◦ Trong đó ▪ n = 1.1 ▪ nc = 0.85 là hệ số tổ hợp khi xét tải trọng do hai cầu trục chế độ nhẹ hoặc trung bình. ◦ Khoảng cách từ tâm bánh xe cầu trục tới điểm nhô ra : b Bk  K k 4630  3800  415mm 2 2 ◦ Khoảng cách giữa 2 tâm bánh xe cầu trục : 2b = 830mm P 0.525 0.896 P 1.000 P 0.422 P P 0.473 P P 0.370 P 1.000 0.948 KHUNG C HÍNH KHUNG ÑAÀ U HOÀ I ◦ Từ đó ta tính được áp lực Dmax , Dmin : SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 24 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Khung chính : Dmax = n.nc.( P tc max. ∑ yi ) = 1.10.8513.8(1 + 0.896 + 0.422+0.525) = 36.68(T) Dmin = n.nc.( P tc min. ∑ yi ) = 1.10.853.92(1 + 0.896 + 0.422+0.525) = 10.42(T) Khung đầu hồi : Dmax = n.nc.( P tc max. ∑ yi ) = 1.10.8513.8(0.948 + 0.473+0.370) = 23.11(T) Dmin = n.nc.( P tc min. ∑ yi ) = 1.10.853.92(0.948 + 0.473+0.370) = 6.57(T) ◦ Điểm đặt của Dmax , Dmin trùng với điểm đặt của dầm cầu trục . ◦ Tải này tác dụng lên vai cột khi tính toán ta đưa về tim cột dưới dạng 1 lực tập trung và 1 mô men : ◦ Khung chính : Mmax= Dmax. e = 36.680.725 = 26.6 (T.m) Mmin= Dmin. e = 10.420.725 = 7.6 (T.m) ◦ Khung đầu hồi : Mmax= Dmax. e = 23.110.825 = 19 (T.m) Mmin= Dmin. e = 6.570.825 = 5.42 (T.m) SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 25 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 36.68 T 10.42 T 26.6 T.m 10.42 T 7.6 T.m 36.68 T 7.6 T.m Dmax leâ n c oä t traù i 26.6 T.m Dmax leâ n c oä t phaû i KHUNG C HÍNH 23.11 T 6.57 T 19 T.m 5.42 T.m 6.57 T 23.11 T 5.42 T.m Dmax leâ n c oä t traù i 19 T.m Dmax leâ n c oä t phaû i KHUNG ÑAÀ U HOÀ I 3.2.2.2 Lực hãm ngang T ◦ Lực hãm ngang của toàn cầu trục truyền lên dầm cầu trục trong trường hợp móc mềm xác định theo công thức : T =nc . n .T 1 . ∑ y i Với T1 : lực hãm ngang tiêu chuẩn của 1 bánh xe cầu trục lên ray. T1  To no To : lực hãm tác dụng lên toàn bộ cầu trục. f 0,1 To  .(Q  Gxecon )  .(20  1.236) 1.062T 2 2  T1  To 1.062  0,531T no 2 f = 0,1 – đối với móc mềm. ◦ Khung chính : T nc n T1  yi 0.85 1.1 0.531 (1  0.896  0.422  0.525) 1.412(T ) SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 26 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Khung đầu hồi : + T nc n T1  yi 0.85 1.1 0.531(0.948  0.473  0.370) 0.89(T ) 1.142 T 1.142 T Löïc haõ m leâ n c oä t traù i Löïc haõ m leâ n c oä t phaû i KHUNG C HÍNH 0.89 T 0.89 T Löïc haõ m leâ n c oä t traù i Löïc haõ m leâ n c oä t phaû i KHUNG ÑAÀ U HOÀ I 3.2.3 Tải trọng gió 3.2.3.1 Khung chính ◦ Khung chính chịu tải gió theo 2 phương, gió theo phương dọc nhà và gió phương ngang nhà. Tải trọng gió tác dụng lên khung bao gồm: ▪ Gió thổi lên mặt tường dọc được chuyển thành phân bố trên cột khung. ▪ Gió thổi trong phạm vi mái được tính là tải phân bố trên mái, chuyển thành phân bố lên khung. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 27 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Khu vực xây dựng công trình thuộc vùng gió II-A, áp lực phân bố là: Wo=83 (kG/m2). ◦ Tải trọng gió tác dụng lên khung ngang được tính như sau: q =( nW okcB) ◦ Trong đó : ▪ Wo : là áp lực ở độ cao 10m. ▪ k : là hệ số kể đến sự thay đổi áp lực gió theo chiều cao, phụ thuộc vào dạng địa hình, k xác định ở hai mức, mức đỉnh cột và mức đỉnh mái. ◦ Mức đỉnh cột ở cao trình 9.05 (m) có k1= 0.98 (nội suy). ◦ Mức đỉnh mái ở cao trình 12.1 (m) có k2= 1.03 (nội suy). ◦ Phần tải trọng gió tác dụng lên mái từ đỉnh cột trở lên lấy k hệ số trung bình : k k1  k 2 0.98  1.03  1.01 2 2 ◦ B : bước cột. ◦ n = 1.3 : Hệ số độ tin cậy của tải trọng gió ◦ c : Hệ số khí động , được tra bảng với sơ đồ sau đây: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 28 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Gió ngang nhà : q1 = 1.3830.980.88 = 677 (kG/m). q2 = 1.3831.01(-0.31)8= -270.3 (kG/m). q3 = 1.3831.01(-0.4)8= -348.7 (kG/m). q4 = 1.3830.98(-0.5)8= -423 (kG/m). ◦ Gió dọc nhà : q1 = 1.3830.98(-0.4)8 = -339 (kG/m). q2 = 1.3831.01(-0.7)8= -610 (kG/m). q3 = 1.3831.01(-0.7)8= -610 (kG/m). q4 = 1.3830.98(-0.4)8= -339 (kG/m). 3.2.3.2 Khung đầu hồi ◦ Khung đầu hồi chịu tải gió theo 2 phương, gió theo phương dọc nhà và gió phương ngang nhà. Áp lực gió phương ngang nhà và dọc nhà có giá trị bằng một nửa tải gió khung chính. ◦ Gió thổi phương dọc nhà, khung đầu hồi chịu áp lực gió đẩy có c=+0.8 và gió hút có c=-0.6. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 29 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Gió theo phương ngang nhà cũng gây ra gió hút tại khung đầu hồi nhưng trị số nhỏ hơn gió dọc nhà nên ta không xét đến. G ioùdoïc nhaø ◦ Vậy ta lấy giá trị áp lực gió lớn nhất có c=+0.8 để tính toán cột giữa khung đầu hồi. ◦ Sơ đồ tính cột giữa khung đầu hồi: ▪ Tải gió tác dụng lên cột : P ▪ Tải gió : q = ( nW okcB).α = 12100 (1.3830.98(+0.8)6.875)1.04 = +605 (kG/m). SÔ ÑOÀTÍNH C OÄ T GIÖÕ A KHUNG ÑAÀ U HOÀ I SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 30 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP CHƯƠNG 4 : TÍNH NỘI LỰC VÀ THIẾT KẾ KHUNG 4.1 KHUNG CHÍNH 4.1.1 Sơ đồ tính Sô ñoàtính N M Q M N Q Qui ước chiều dương của nội lực ◦ Giả thiết cột (cột khung chính, cột khung đầu hồi, cột giữa khung đầu hồi)có kích thước như sau: t 12mm ▪ H = 9150 mm , b = 300 mm , h = 550 mm , tw 10mm , f ◦ Rường ngang có kích thước : t 12mm ▪ Đầu rường : h = 550mm , b = 200 mm , tw 10mm , f t 12mm ▪ Đỉnh rường : h = 300mm , b = 200 mm , tw 10mm , f 4.1.2 Các trường hợp tải SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 31 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Phương án 1 : Tĩnh tải 132 kG /m 132 kG /m 839 kG 839 kG 1703.8 kG 1703.8 kG 1235.3 kG.m 1235.3 kG .m Tónh taû i ◦ Phương án 2: Hoạt tải nửa trái. 312 kG /m Hoaït taû i nöõ a maù i traù i ◦ Phương án 3: Hoạt tải nửa phải. 312 kG / m Hoaït taû i nöõ a maù i phaû i ◦ Phương án 4: Hoạt tải cả mái. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 32 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 312 kG /m 312 kG /m Hoaït taû i toaø n maù i ◦ Phương án 5: Dmax trái. 36.68 T 10.42 T 7.6 T.m 26.6 T.m Dmax leâ n coä t traù i ◦ Phương án 6: Dmax phải. 10.42 T 36.68 T 7.6 T.m 26.6 T.m Dmax leâ n c oä t phaû i ◦ Phương án 7: T trái + SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 33 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 1.142 T Löïc haõ m leâ n c oä t traù i+ ◦ Phương án 8: T trái – 1.142 T Löïc haõ m leâ n c oä t traù i- ◦ Phương án 9: T phải + 1.142 T Löïc haõ m leâ n c oä t phaû i+ ◦ Phương án 10: T phải – SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 34 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 1.142 T Löïc haõ m leâ n c oä t phaû i- ◦ Phương án 11: Gió trái ( gió theo phương ngang nhà ). 270.3 kG /m 348.7 kG/m 677 kG /m 423 kG/m Hoaït taû i gioùtraù i ◦ Phương án 12: Gió phải ( gió theo phương ngang nhà ). 348.7 kG / m 270.3 kG /m 423 kG/ m 677 kG/m ◦ Phương án 13: Gió dọc nhà SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 35 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG 610kG /m 339 kG /m ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 610 kG /m 339 kG /m 4.1.3 Nội lực 4.1.3.1 Biểu đồ nội lực ◦ Phương án 1 : Tĩnh tải ◦ Phương án 2: Hoạt tải nửa trái. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 36 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Phương án 3: Hoạt tải nửa phải. ◦ Phương án 4: Hoạt tải cả mái. ◦ Phương án 5: Dmax trái. ◦ Phương án 6: Dmax phải. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 37 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Phương án 7: T trái + ◦ Phương án 8: T trái – ◦ Phương án 9: T phải + ◦ Phương án 10: T phải – SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 38 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Phương án 11: Gió trái ( gió theo phương ngang nhà ). ◦ Phương án 12: Gió phải ( gió theo phương ngang nhà ). ◦ Phương án 13: Gió dọc nhà ◦ Biểu đồ bao: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 39 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 4.1.3.2 Bảng tổng hợp moment Phương án chất tải Cấu kiện Tiết diện Nội lực Tĩnh tải (1) Cột Chân cột Dưới vai Trên vai SVTH : LÊ VŨ LINH HT mái HT mái trái phải (2) (3) T phải T phải HT cả Gió Gió Gió Dmax Dmax T trái mái trái phải dọc trái phải + (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) (12) (13) 378.29 -49.86 242.02 33.67 -107.90 42.37 -21.72 42.37 21.72 -358.08 -103.81 -0.32 -0.32 0.32 0.32 + T trái - - M -96.08 -45.51 N -60.06 -34.11 -8.41 -42.51 40.51 42.96 82.25 V -23.27 -17.77 -17.77 -35.54 92.52 -7.72 46.42 -19.90 -19.90 -8.64 -2.56 8.64 2.56 M 55.18 69.98 8.92 78.90 -82.85 -87.31 -129.92 162.99 21.41 13.78 -5.08 13.78 5.08 N -53.82 -34.11 -8.41 -42.51 40.51 42.96 82.25 -358.08 -103.81 -0.32 -0.32 0.32 0.32 V -23.27 -17.77 -17.77 -35.54 49.37 19.24 68.03 -19.90 -19.90 -8.64 -2.56 8.64 2.56 M 43.07 69.98 8.92 78.90 -82.85 -87.31 -129.92 -97.87 -53.12 13.78 -5.08 13.78 5.08 -106.57 -152.08 MSSV : 1151160066 Trang 40 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Phương án chất tải Cấu kiện Tiết diện Nội lực Tĩnh tải (1) Đỉnh cột Xà 3.5m Cuối xà Xà 10.4m Đầu xà Cuối xà SVTH : LÊ VŨ LINH HT mái trái phải (2) (3) T phải HT cả Gió Gió Gió Dmax Dmax T trái mái trái phải dọc trái phải + (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) + T phải T trái - - (12) (13) N -37.11 -34.11 -8.41 -42.51 40.51 42.96 82.25 1.63 -1.63 -0.32 -0.32 0.32 0.32 V -23.27 -17.77 -17.77 -35.54 49.37 19.24 68.03 -19.90 -19.90 2.56 -2.56 -2.56 2.56 M 104.74 117.06 56.00 173.06 -190.36 -321.86 152.87 -45.15 -0.40 6.99 1.71 -6.99 -1.71 N -34.57 -34.11 -8.41 -42.51 40.51 42.96 82.25 1.63 -1.63 -0.32 -0.32 0.32 0.32 V -23.27 104.74 -17.77 -17.77 -35.54 31.77 30.24 76.84 -19.90 -19.90 2.56 -2.56 -2.56 2.56 -117.06 -56.00 -173.06 190.36 152.87 321.86 45.15 0.40 -6.99 -1.71 6.99 1.71 N -26.82 -22.49 -18.79 -41.29 37.27 36.10 87.88 -19.45 -19.92 2.49 -2.58 -2.49 2.58 V -22.72 -31.19 -5.76 -36.96 35.51 38.16 70.34 4.47 1.25 -0.68 0.06 0.68 -0.06 M -37.22 -26.43 -35.83 -62.27 82.30 40.27 112.32 29.49 -3.99 -4.61 -1.90 4.61 1.90 N -25.84 -20.95 -18.79 -39.74 37.27 36.10 87.88 -19.45 -19.92 2.49 -2.58 -2.49 2.58 V -15.95 -20.60 -5.76 -26.36 26.24 26.19 49.40 4.47 1.25 -0.68 0.06 0.68 -0.06 M -37.22 -26.43 -35.83 -62.27 82.30 40.27 112.32 29.49 -3.99 -4.61 -1.90 4.61 1.90 N -25.84 -20.95 -18.79 -39.74 37.27 36.10 87.88 -19.45 -19.92 2.49 -2.58 -2.49 2.58 V -15.95 -20.60 -5.76 -26.36 26.24 26.19 49.40 4.47 1.25 -0.68 0.06 0.68 -0.06 M 28.28 24.07 24.07 48.14 -47.22 -47.22 -77.99 -17.02 -17.02 2.48 -2.48 -2.48 2.48 N -23.03 -16.37 -18.79 -35.17 37.27 36.10 87.88 -19.45 -19.92 2.49 -2.58 -2.49 2.58 M Đầu xà HT mái MSSV : 1151160066 Trang 41 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Phương án chất tải Cấu kiện Tiết diện Nội lực Tĩnh tải (1) V SVTH : LÊ VŨ LINH 3.35 HT mái HT mái trái phải (2) (3) 10.88 -5.76 HT cả Gió Gió Gió Dmax Dmax T trái mái trái phải dọc trái phải + (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) -1.32 -9.36 5.12 -12.78 MSSV : 1151160066 4.47 1.25 -0.68 T phải + (11) 0.06 T phải T trái - - (12) (13) 0.68 -0.06 Trang 42 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 4.1.4 Thiết kế tiết diện cột. 4.1.4.1 Xác định chiều dài tính toán ◦ Với tiết diện tính toán như trên ta tính moment quán tính của cột và xà ngang: ▪ Cột: b f h3  0.5(b f  tw ) hw3  Ix   2   12 12   3  0.5 (30  1) (55  2 1.2) 3  30 55 4   2  64236cm 12 12   ▪ Xà ngang: b f h3  0.5(b f  tw )hw3  Ix   2   12 12   3  0.5 (20  1) (55  2 1.2) 3  20 55 4   2  46867cm 12 12   ◦ Chọn phương án cột tiết diện không đổi. Với tỷ số độ cứng của xà và cột ta có: n I x H 46867 9.15 .   0.243 I c L 64236 27.5 ◦ Trong đó: Ixà,Icột – momen quán tính của tiết diện xà và cột. ◦ Trường hợp liên kết cột khung với móng và ngàm:  n  0.56 0.243  0.56  1.45 n  0.14 0.243  0.14 ◦ Vậy chiều dài tính toán trong mặt phẳng khung của cột xác định theo công thức: lx = μ×H = 1.45×9,15 = 13.26 (m) ◦ Trong đó: μ – hệ số chiều dài tính toán. H - Chiều dài thực tế của cột, tính từ mặt móng đến đỉnh cột. ◦ Chiều dài tính toán của cột theo phương ngoài mặt phẳng khung (l y) lấy bằng khoảng cách giữa các điểm cố định không cho cột chuyển vị theo phương dọc nhà. Cố định theo phương dọc nhà gồm có xà gồ tường và dầm cầu trục. Liên kết xà gồ với cột SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 43 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP không đủ cứng nên chiều dái tính toán ngoài mặt phằng lấy từ chân cốt tới dầm cầu trục là 6.5m nên ly = 6.5m. 4.1.4.2 Chọn tổ hợp tải ◦ Từ bảng tổng hợp nội lực ta chọn ra cặp nội tính toán (bất lợi nhất): ▪ Trường hợp 1: N max , M tu , Vtu : Tổ hợp: (1)+0.9{(4)+(8)+(10)} => N max  420.89( kN ),M tu  240.9( kN .m), Vtu 80.9(kN) ▪ Trường hợp 2: M max , N tu ,,Vtu : Tổ hợp: (1)+0.9{(4)+(6)+(9)+(10)} => M max  413.07( kN .m), N tu  153.4( kN ), Vtu 87.9(kN) 4.1.4.3 Kiểm tra tiết diện chọn sơ bộ với tổ hợp Nmax N max  420.89( kN ),M tu  420.9( kN .m ), Vtu 80.9(kN) ◦ Như tiết diện sơ bộ đã chọn : H = 9150 mm , b = 300 mm , h = 550 mm , tw 10mm , t f 12mm . ◦ Tính các đặc trưng hình học của tiết diện đã chọn: hw 55  2 1.2 52.6cm A hw t w  2 (t f b f ) 52.6 1  2 (1.2 30) 124.6cm 2 b f h3  0.5(b f  t w )hw3  Ix   2   12 12   3  0.5 (30  1) (52.6) 3  30 55 4   2  64236cm 12 12   t f b3f (52.6) 13  1.2 303  hw tw3 4 Iy  2   2  5404(cm ) 12 12 12  12  Wx  2 I x 2 64236  2335.8cm3 ) h 55 ix  Ix 64236  22.7(cm) A 124.6 SVTH : LÊ VŨ LINH iy  Iy A  5404 6.58(cm) 124.6 MSSV : 1151160066 Trang 44 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP lx 13.26 102 x   58.4  [ ] 120 ix 22.7  x x  y  ly iy  6.5 102 98.8  [ ] 120 6.58  f 2238 f 2238 58.4   1.91  98.8  3.23 y  y  6 E 2,1 10 E 2.1106  55 1.2  3 S f (30 1.2)    968.4(cm ) 2   2 ◦ Độ lệch tâm tương đối: mx  M A 237.44 100 124.6 .   =3 N Wx 420.89 2335.8 ◦ Độ lệch tâm quy đổi: me  .mx ▪ Tra bảng IV.5 phụ lục - với loại tiết diện số 5 ta có: Af Aw 0.5 :  (1.75  0.1mx )  0.02(5  mx )  x (1.75  0.13)  0.02 (5  3) 1.91 1.373 Af Aw 1:  (1.9  0.1mx )  0.02(6  mx ) x (1.9  0.13)  0.02 (6  3) 1.91 1.495 Af Với Aw  30 1.2 0.68 52.6 1 nội suy có η = 1.415 Suy ra: me  .mx 1.414 3 4.25 ◦ Kiểm tra bền: x  N M 420.89 102 237.44 10 4    1354( daN / cm 2 ) An Wxn 124.6 2335.8   x 1354( daN / cm 2 )  c . f 12238( daN / cm 2 ) ◦ Điều kiện ổn định tổng thể của cột trong mặt phẳng khung được kiểm tra theo công thức sau: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 45 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP N x   .f e . A c 420.89 102 x  1330(daN / cm 2 )  12238(daN / cm 2 ) 0.254 124.6  ◦ Với  x 1,91 và me =4.25 , Tra bảng IV.3 Phục lục Thiết kế khung thép [3]., nội suy φe = 0.254 ◦ Điều kiện ổn định tổng thể của cột ngoài mặt phẳng khung được kiểm tra theo công thức (TCXDVN : 338:2005 [4].) : y  N c . f C. y . A ◦ Trước hết ta cần tính trị số momen ở 1/3 chiều cao cột dưới kể từ phía có mômen lớn hơn. Vì cặp nội lực dùng tính toán cột là tại tiết diên dưới vai cột và do trường hợp tải trọng (1)+0.9{(4)+(8)+(10)} gây ra nên trị số mômen tại tiết diện chân cột do các trường hợp tải trọng tương ứng gây ra là: M = -237.44(kN.m) ◦ Mômen tưng ứng với trường hợp tải đó tại đỉnh cột: M1 = 56.59 + 0.9× (81.18 +161.8  13.98) = 287.9(kN.m) ◦ Momen tại tiết diện 1/3 cột từ phia co momen lớn hơn: M= 2 2 M 1  M )   M   287.9  237.44   237.44 112.8(kN .m)  3 3 ◦ M là mômen tại 1/3 đoạn cột: M’= max( M; M 287.9 112.8; 2 ) = max( 2 ) = 143.95 (kN.m) ◦ Độ lệch tâm tương đối theo M’: mx  M ' A 143.95 100 124.6 .   =1.82 N Wx 420.89 2335.8  C 1   mx ◦ Do mx =1.82<5 nên ta có ◦ Trong đó: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 46 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ▪ Theo bảng 2.1 [3]. ta có:  0.65  0.05 mx 0.65  0.05 1.82 0.741 E 2.1106  3.14 3.14 99   y 98.8 f 2238   1 ▪ vì  1 C  0, 426 1    m 1  0.741  1.82 x Từ đó: Với λy = 98.8 tra bảng IV.2 [3]., nội suy có y = 0.607 ◦ Do vậy điều kiện ổn định tổng thể của cột theo phương ngoài mặt phẳng được kiểm tra theo công thức: N 420.89 10 2 y   1306(daN / cm 2 )  2238(daN / cm 2 ) C  y A 0, 426 0,607 124.6 ◦ Điều kiện ổn định cục bộ của bản cánh và bản bụng cột được kiểm tra theo các công thức b  b0 E   0  (0,36  0,1 x ) t f  t f  ◦ Với bản cánh cột: f b  b0 0,5 (30  1) 2.1106  12,08   0  (0,36  0,1 1.91) 16.87 tf 1, 2 2238  t f   ◦ Với bản bụng cột: do mx 3  1 và x 1.19  2 nên:   hw  E 2.1106 2 2  (1,3  0,15  )  (1,3  0,15  1.91 ) 56.58   1 t f 2238  w hw 52.6  52.6 t 1 w Ta có: hw h 52.6  [ w ] 56.58 tw tw => Bảng bụng và bảng cánh không bị mất ổn định. 4.1.4.4 Kiểm tra tiết diện chọn sơ bộ với tổ hợp Mmax M max  413.07( kN .m ), N tu  153.4( kN ), Vtu 87.9(kN) SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 47 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Độ lệch tâm tương đối: mx  M A 410.02 100 124.6 .   =14.2 N Wx 153.56 2335.8 ◦ Độ lệch tâm quy đổi: me  .mx ▪ Tra bảng IV.5 phụ lục - với loại tiết diện số 5 ta có: Af Aw 0.5 :  (1.75  0.1mx )  0.02(5  mx )  x (1.75  0.114.2)  0.02 (5  14.2) 1.91 0.681 Af Aw 1:  (1.9  0.1mx )  0.02(6  mx ) x (1.9  0.114.2)  0.02 (6  14.2) 1.91 0.793 Af Với Aw  30 1.2 0.68 52.6 1 nội suy có η = 0.719 Suy ra: me  .mx 0.719 14.2 10.24 ◦ Kiểm tra bền: N M 153.56 102 410.02 10 4 x     1879(daN / cm 2 ) An Wxn 124.6 2335.8   x 1879( daN / cm 2 )  c . f 12238( daN / cm 2 ) ◦ Điều kiện ổn định tổng thể của cột trong mặt phẳng khung được kiểm tra theo công thức sau: N x   .f e . A c x  153.56 10 2 994(daN / cm 2 )  12238(daN / cm 2 ) 0.124 124.6  ◦ Với  x 1,91 và me =10.24 , Tra bảng IV.3 Phục lục Thiết kế khung thép [3]., nội suy φe = 0.124 ◦ Điều kiện ổn định tổng thể của cột ngoài mặt phẳng khung được kiểm tra theo công thức (TCXDVN : 338:2005 [4].) : SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 48 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG y  ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP N c . f C. y . A ◦ Trước hết ta cần tính trị số momen ở 1/3 chiều cao cột dưới kể từ phía có mômen lớn hơn. Vì cặp nội lực dùng tính toán cột là tại tiết diên dưới vai cột và do trường hợp tải trọng (1)+0.9{(4)+(6)+(9)+(10)} gây ra nên trị số mômen tại tiết diện chân cột do các trường hợp tải trọng tương ứng gây ra là: M  410.02(kN.m) ◦ Mômen tưng ứng với trường hợp tải đó tại đỉnh cột: M1 = 56.59 + 0.9× (81.18 +  88.7  21.91  13.98) = 82.114(kN.m) ◦ Momen tại tiết diện 1/3 cột từ phia co momen lớn hơn: M= 2 2 M  M 1   M 1   410.02  82.11  82.11 246( kN .m)  3 3 ◦ M là mômen tại 1/3 đoạn cột: M’= max( M; M 410.02 246; 2 ) = max( 2 ) = 246 (kN.m) ◦ Độ lệch tâm tương đối theo M’: mx  M ' A 246 100 124.6 .   8.54 N Wx 153.56 2335.8 ◦ Do 510 : Với b xác định như theo Sách Thiết Kế Kết Cấu Thép [5].: I l   1.54 t  o  Iy  h  2 Trong đó: I t : momen quán tính chống xoắn của tiết diện cột. 1.25(2 b f t f 3  hw tw3 It  3 1.25(2 30 1.23  52.6 13  65.12(cm 4 ) 3 lo: chiều dài tính toán ở ngoài mặt phẳng cột lo=1.5m. 2 65.12  650   1.54   2.6 5404 55   => Theo bảng 3.4 [5].: 2.25  0.07 2.25  0.07 2.6 2.43 2 I h E 1  y   I x  lo  f 2 => 5404  55  2.1 106 2.43   1.37   64236  650  2238 1  0.85  b 0.68  0.211 0.68  0.21 1.37 0.97  1 = > 0.97 1 C10  0.092 0.96 1 10 0.97 Từ đó: C C5 (2  0.2mx )  C10 (0.2mx  1) => 0.182(2  0.2 8.54)  0.092(0.2 8.54  1) 0.12 SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 50 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Do vậy điều kiện ổn định tổng thể của cột theo phương ngoài mặt phẳng được kiểm tra theo công thức: y  N 153.56 10 2  1692( daN / cm 2 )  2238( daN / cm 2 ) C  y A 0.12 0,607 124.6 ◦ Điều kiện ổn định cục bộ của bản cánh và bản bụng cột được kiểm tra theo các công thức Kiềm tra tương tự với tổ hợp 1. 4.1.4.5 Thiết kế đường hàn bản cánh với bản dụng cột ▪ Đường hàn sẽ bị phá hoại do ứng suất tiếp tại vị trí tiếp giáp bản cánh với bản bụng. Lực cắt lớn nhất: Vmax , M tu , N tu : Tổ hợp: (1)+0.9{(4)+(6)+(9)+(10)} => Vmax 87.9(kN) M tu  413.07( kN .m), N tu  153.4( kN ) Chọn đường hàn có hf = 6 mm, N42 có: ▪ Cường độ chịu cắt của đường hàn: f wf 1800(daN / cm 2 ) . 2 ▪ Cường độ chịu cắt của thép cơ bản: f ws 0.45 4000 1800(daN / cm ) Chọn  min(  f f wf ,  s f ws ) Min(0.7 1800,1 1800) 1260( daN / cm 2 ) Vmax Sf   f f wv I x (h f 2) 87.9 10 2 968.4  110( daN / cm 2 )  1260(daN / cm 2 ) 64236 (0.6 2) 4.1.5 Thiết kế tiết diện xà ngang đoạn 3.5m. 4.1.5.1 Chọn tổ hợp tải ◦ Trường hợp 1: N max , M tu , Vtu : Tổ hợp: (1)+0.9{(4)+(8)+(11)} => N max  83.81( kN ), M tu  221.4(kN .m), Vtu 51.91(kN) ◦ Trường hợp 2: M max , N tu ,,Vtu : Tổ hợp: (1)+(4) => M max  277.8( kN .m), N tu  68.11( kN ), Vtu 59.68(kN) 4.1.5.2 Kiểm tra tiết diện chọn sơ bộ với tổ hợp Mmax SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 51 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP t 12mm ◦ Như tiết diện sơ bộ đã chọn: b = 200 mm , h = 500 mm , tw 10mm , f . ◦ Tính các đặc trưng hình học của tiết diện đã chọn: hw 50  2 1.2 47.6cm A hw tw  2 (t f b f ) 47.6 1  2 (1.2 20) 95.6cm 2 b f h3  0.5(b f  t w )hw3  Ix   2   12 12   3  0.5 (20  1) (47.6) 3  20 50 4   2  37570cm 12 12   t f b3f (47.6) 13  1.2 203  hw tw3 4 Iy  2   2  1604(cm ) 12 12 12  12  Wx  2 I x 2 37570  1502.8cm3 ) h 50 S f (20 1.2) ( 50 1.2  ) 585.6cm 3 ) 2 2 ◦ Độ lệch tâm tương đối: mx  M A 277.8 100 95.6 .   =25.94 N Wx 68.11 1502.8 ◦ Kiềm tra điều kiện bền Do mx 25.94>20=>m e = m x >20 (vì   1 ) nên tiết diện xà ngang phải kiểm tra bền. Tại tiết diện Mmax: x  N M 68.11 10 2 277.8 10 4    1920( daN / cm 2 ) An Wx 95.6 1502.8   x 1920( daN / cm 2 )  c . f 12238( daN / cm 2 ) ◦ Tại tiết diện đầu xà vừa có M và V:  td   12  3 12 1.15c f Trong đó: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 52 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG 1  ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP N M hw 68.11 102 277.8 104 47.6      1831( daN / cm 2 ) A Wx h 95.6 1502.8 50 VS 59.68 10 2 585.6 1  f  93.02(daN / cm 2 ) I xt w 37570 1 2 2 2 2 = >  td  1831  3 93.02 1838( daN / cm ) 1.15 2238( daN / cm ) ◦ Kiểm tra ổn định tổng thể M y  c . f b .W c Với b xác định như theo Sách Thiết Kế Kết Cấu Thép [5].:  lt  8  o f h b  w f    2  0.5hwtw3   1   3 b t f f    150 1.2  8    47.6 20  2  0.5 47.6 13  1  0.483 3 20  1.2   Trong đó: lo: chiều dài tính toán ở ngoài mặt phẳng cột lo=1.5m. Theo bảng 3.4 [5].: 2.25  0.07 2.25  0.07 0.483 2.28 2 I h E 1  y   I x  lo  f 2 => 1604  50  2.1 106 2.28   10.15   37570  150  2238 1  0.85  b 0.68  0.211 0.68  0.2110.15 2.8  1 = > 1 1 => y  277.8 104 1849(daN / cm 2 ) 2238(daN / cm 2 ) 11502.8 Vậy tiết diện thỏa điểu kiện ổn định tổng thể ◦ Kiểm tra ổn định cục bộ tiết diện xà ngang SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 53 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP b  1 E b0   0   t  t f  2 f ◦ Với bản cánh cột: f  b  1 2.1 106 b0 0,5 (20  1)  7.92   0   15.32 tf 1, 2 2238  t f  2 ◦ Với bản bụng cột: hw 47.6 E 2.1106  47.6  5.5 5.5 168 tw 1 f 2238 = > Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp nén. hw 47.6 E 2.1106  47.6  5.5 3.2 98 tw 1 f 2238 = > Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất tiếp. hw 47.6 E 2.1106  47.6  5.5 2.5 76.5 tw 1 f 2238 = > Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp và ứng suất tiếp. = > Tiết diện đã chọn đảm bảo yêu cầu. 4.1.5.3 Kiểm tra tiết diện chọn sơ bộ với tổ hợp Nmax N max  83.81( kN ), M tu  221.4(kN .m), Vtu 51.91(kN) ◦ Độ lệch tâm tương đối: mx  M A 221.4 100 95.6 .   =16.8 N Wx 83.81 1502.8 ◦ Kiềm tra điều kiện bền ◦ Tại tiết diện Mmax: x  N M 83.8110 2 221.4 104    1561(daN / cm 2 ) An Wx 95.6 1502.8   x 1561(daN / cm 2 )  c . f 12238( daN / cm 2 ) SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 54 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Tại tiết diện đầu xà vừa có M và V:  td   12  3 12 1.15c f Trong đó: 1  N M hw 83.81 102 221.4 104 47.6      1490( daN / cm 2 ) A Wx h 95.6 1502.8 50 VS 51.9110 2 585.6 1  f  80.9( daN / cm 2 ) I xtw 37570 1 2 2 2 2 = >  td  1490  3 80.9 1497(daN / cm ) 1.15 2238( daN / cm ) ◦ Kiểm tra ổn định tổng thể M y  c . f b .W c Với b xác định như theo Sách Thiết Kế Kết Cấu Thép [5].:  lt  8  o f h b  w f    2  0.5hwtw3   1   3 b t f f    150 1.2  8    47.6 20  2  0.5 47.6 13  1  0.483 3 20  1.2   Trong đó: lo: chiều dài tính toán ở ngoài mặt phẳng cột lo=1.5m. Theo bảng 3.4 [5].: 2.25  0.07 2.25  0.07 0.483 2.28 2 I h E 1  y   I x  lo  f 2 => 1604  50  2.1 106 2.28   10.15   37570  150  2238 1  0.85  b 0.68  0.211 0.68  0.21 10.15 2.8  1 = > 1 1 SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 55 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG => y  ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 221.4 10 4 11473(daN / cm 2 ) 0.95 2238(daN / cm 2 ) 11502.8 Vậy tiết diện thỏa điểu kiện ổn định tổng thể ◦ Kiểm tra ổn định cục bộ tiết diện xà ngang ◦ Tương tự như với 4.1.5.2.c 4.1.5.4 Thiết kế đường hàn bản cánh với bản dụng Đường hàn sẽ bị phá hoại do ứng suất tiếp tại vị trí tiếp giáp bản cánh với bản bụng. Lực cắt lớn nhất: Tổ hợp: (1)+(4) Vmax 59.68(kN) M tu  277.8( kN .m), N tu  68.11( kN )( kN ) Chọn đường hàn có hf = 6(mm), N42 có: ▪ Cường độ chịu cắt của đường hàn: f wf 1800(daN / cm 2 ) . 2 ▪ Cường độ chịu cắt của thép cơ bản: f ws 0.45 4000 1800(daN / cm ) Chọn   min(  f f wf ,  s f ws ) Min(0.7 1800,1 1800) 1260( daN / cm 2 ) Vmax Sf   f f wv I x (h f 2) 59.68 103 585.6 581(daN / cm 2 )  1260(daN / cm 2 ) 37570 (0.8 2) 4.1.6 Thiết kế tiết diện xà ngang đoạn 10.4m. 4.1.6.1 Chọn tổ hợp tải ◦ Trường hợp 1: N max , M tu , Vtu : Tổ hợp: (1)+0.9{(4)+(9)+(11)} => N max  81.43(kN ), M tu  98.56( kN .m), Vtu 38.5(kN) ◦ Trường hợp 2: M max , N tu ,,Vtu : Tổ hợp: (1)+ 0.9{(4)+(9)+(10)} => M max  101( kN .m), N tu  77.3( kN ), Vtu  39.2(kN) 4.1.6.2 Kiểm tra tiết diện chọn sơ bộ với tổ hợp Nmax N max  81.43(kN ), M tu  98.56(kN .m), Vtu 38.5(kN) ◦ Tính các đặc trưng hình học của tiết diện đã chọn: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 56 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP t 12mm ◦ Như tiết diện sơ bộ đã chọn: b = 200 mm , h = 300 mm , tw 10mm , f . hw 30  2 1.2 27.6cm A hw t w  2 (t f b f ) 27.6 1  2 (1.2 20) 75.6cm 2 b f h3  0.5(b f  t w )hw3  Ix   2   12 12    0.5 (20  1) (27.6) 3  20 303 4   2  11711cm 12 12   t f b3f (27.6) 13  1.2 203  hw tw3 4 Iy  2   2  1602(cm ) 12 12 12  12  Wx  2 I x 2 11711  780.7cm 3 ) h 30 S f (20 1.2) ( 30 1.2  ) 345.6(cm3 ) 2 2 ◦ Độ lệch tâm tương đối: mx  M A 98.56 100 75.6 .   =11.7 N Wx 81.43 780.7 ◦ Kiềm tra điều kiện bền Tại tiết diện Mmax: x  N M 81.43 10 2 98.56 104    1370( daN / cm 2 ) An Wx 75.6 780.7   x 1370( daN / cm 2 )  c . f 12238( daN / cm 2 ) ◦ Tại tiết diện đầu xà vừa có M và V:  td   12  3 12 1.15c f Trong đó: 1  N M hw 81.43 102 98.56 104 27.6      1269( daN / cm 2 ) A Wx h 75.6 780.7 30 SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 57 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP VS 38.5 10 2 345.6 1  f  113.6( daN / cm 2 ) I xtw 11711 1 2 2 2 2 = >  td  1269  3 113.6 1284( daN / cm ) 1.15 2238( daN / cm ) ◦ Kiểm tra ổn định tổng thể M y  c . f b .W c Với b xác định như theo Sách Thiết Kế Kết Cấu Thép [5].:  lt  8  o f h b  w f    2  0.5hwt w3   1   3 b t f f    150 1.2  8    27.6 20  2  0.5 27.6 13  1   1.11 3 20  1.2   Trong đó: lo: chiều dài tính toán ở ngoài mặt phẳng cột lo=1.5m. Theo bảng 3.4 [5].: 2.25  0.07 2.25  0.07 1.11 2.32 2 I h E 1  y   I x  lo  f 2 => 1602  30  2.1 106 2.32   11.9   11711  150  2238 1  0.85  b 0.68  0.211 0.68  0.2111.9 3.18  1 = > 1 1 => y  98.56 104 1262(daN / cm 2 ) 0.95 2238(daN / cm 2 ) 1780.7 Vậy tiết diện thỏa điểu kiện ổn định tổng thể ◦ Kiểm tra ổn định cục bộ tiết diện xà ngang b  1 E b0   0   t  t f  2 f ◦ Với bản cánh cột: f SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 58 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP  b0  1 2.1 106 b0 0,5 (20  1)  7.92     15.32 tf 1, 2 2238  t f  2 ◦ Với bản bụng cột: hw 27.6 E 2.1106  27.6  5.5 5.5 168 tw 1 f 2238 = > Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp nén. hw 27.6 E 2.1106  27.6  5.5 3.2 98 tw 1 f 2238 = > Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất tiếp. hw 27.6 E 2.1106  27.6  5.5 2.5 76.5 tw 1 f 2238 = > Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp và ứng suất tiếp. = > Tiết diện đã chọn đảm bảo yêu cầu. 4.1.6.3 Thiết kế đường hàn bản cánh với bản dụng Đường hàn sẽ bị phá hoại do ứng suất tiếp tại vị trí tiếp giáp bản cánh với bản bụng. Lực cắt lớn nhất: Tổ hợp: (1)+(4) Vmax 42.19(kN) M tu  99.49( kN .m), N tu  65.58( kN )( kN ) Chọn đường hàn có hf = 6(mm), N42 có: ▪ Cường độ chịu cắt của đường hàn: f wf 1800(daN / cm 2 ) . 2 ▪ Cường độ chịu cắt của thép cơ bản: f ws 0.45 4000 1800(daN / cm ) Chọn  min(  f f wf ,  s f ws ) Min(0.7 1800,1 1800) 1260( daN / cm 2 ) Vmax Sf   f f wv I x (h f 2) 42.19 10 2 345.6  103( daN / cm 2 )  1260( daN / cm 2 ) 11711 (0.6 2) SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 59 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 4.2 KHUNG ĐẦU HỒI 4.2.1 Sơ đồ tính Qui ước chiều dương của nội lực ◦ Giả thiết cột (cột khung chính, cột khung đầu hồi, cột giữa khung đầu hồi)có kích thước như sau: t 10mm ▪ H = 9150 mm , b = 200 mm , h = 350 mm , tw 10mm , f ◦ Rường ngang có kích thước : t 10mm ▪ Đầu rường : h = 250mm , b = 120 mm , tw 10mm , f SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 60 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 4.2.2 Các trường hợp tải ◦ Phương án 1 : Tĩnh tải 911 kG 911 kG 66 kG / m 66 kG / m 911 kG 419.5+455.5 kG 419.5+455.5 kG 852 kG 852 kG 703 kG .m 703 kG .m ◦ Phương án 2: Hoạt tải nửa trái. 156 kG / m Hoaït taû i nöõ a maù i traù i ◦ Phương án 3: Hoạt tải nửa phải. 156 kG/ m Hoaït taû i nöõ a maù i phaû i SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 61 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Phương án 4: Hoạt tải cả mái. 156 kG/ m 156 kG/ m Hoaït taû i toaø n maù i ◦ Phương án 5: Dmax trái. 6.57 T 23.11 T 19 T.m 5.42 T.m ◦ Phương án 6: Dmax phải. 6.57 T 23.11 T 5.42 T.m 19 T.m Dmax leâ n c oä t phaû i SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 62 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Phương án 7: T trái + 0.89 T Löïc haõ m leâ n c oä t traù i+ ◦ Phương án 8: T trái – 0.89 T ◦ Phương án 9: T phải + 0.89 T SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 63 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Phương án 10: T phải – 0.89 T ◦ Phương án 11: Gió trái ( gió theo phương ngang nhà ). 135 kG/ m 175 kG/m 339 kG/m 212 kG/m ◦ Phương án 12: Gió phải ( gió theo phương ngang nhà ). 175 kG /m 135 kG/m 212 kG /m 339 kG/m ◦ Phương án 13: Gió dọc nhà SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 64 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG 305 kG/m 170 kG/m ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 305 kG /m 170 kG /m 4.2.3 Nội lực 4.2.3.1 Biểu đồ nội lực ◦ Phương án 1 : Tĩnh tải ◦ Phương án 2: Hoạt tải nửa trái. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 65 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Phương án 3: Hoạt tải nửa phải. ◦ Phương án 4: Hoạt tải cả mái. ◦ Phương án 5: Dmax trái. ◦ Phương án 6: Dmax phải. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 66 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Phương án 7: T trái + ◦ Phương án 8: T trái – ◦ Phương án 9: T phải + ◦ Phương án 10: T phải – SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 67 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Phương án 11: Gió trái ( gió theo phương ngang nhà ). ◦ Phương án 12: Gió phải ( gió theo phương ngang nhà ). ◦ Phương án 13: Gió dọc nhà ◦ Biểu đồ bao: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 68 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 4.2.3.2 Bảng tổng hợp moment Phương án chất tải Cấu kiện Tiết diện Cột Chân cột Dưới vai Trên vai SVTH : LÊ VŨ LINH HT mái HT mái trái phải (1) (2) M -4.02 N Tĩnh T phải Gió Gió Gió Dmax Dmax T trái mái trái phải dọc trái phải + (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) (12) (13) -0.10 -2.29 -2.40 100.34 -83.32 -11.68 -4.42 -79.49 26.65 17.15 26.65 -17.15 -25.98 -4.86 -0.34 -5.20 7.64 1.82 11.61 -224.32 -70.52 -0.26 1.49 0.26 -1.49 V -1.53 -0.43 -0.36 -0.79 28.60 -20.17 -7.60 -18.02 -16.62 -5.83 2.52 5.83 -2.52 M 5.90 2.70 0.07 2.76 -15.34 3.85 2.49 112.69 28.55 11.22 0.77 11.22 -0.77 N -22.08 -4.86 -0.34 -5.20 7.64 1.82 11.61 -224.32 -70.52 -0.26 1.49 0.26 -1.49 V -1.53 -0.43 -0.36 -0.79 6.99 -6.65 3.24 -18.02 -16.62 -5.83 2.52 5.83 -2.52 M -0.99 2.70 0.07 2.76 -15.34 3.85 2.49 -73.64 -24.60 11.22 0.77 - -0.77 tải MSSV : 1151160066 + T trái T phải HT cả Nội lực - - Trang 69 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Phương án chất tải Cấu kiện Tiết diện Nội lực Tĩnh tải (1) HT mái HT mái trái phải (2) (3) HT cả Gió Gió Gió Dmax Dmax T trái mái trái phải dọc trái phải + (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) T phải + (11) T trái (12) T phải (13) 11.22 Đỉnh cột Chân cột Cột tường Đỉnh cột Đầu xà Xà 10.4m Cuối xà SVTH : LÊ VŨ LINH N -13.72 -4.86 -0.34 -5.20 7.64 1.82 11.61 2.31 -6.09 -0.26 1.49 0.26 -1.49 V -1.53 -0.43 -0.36 -0.79 6.99 -6.65 3.24 -18.02 -16.62 2.90 2.52 -2.90 -2.52 M 3.05 3.84 1.03 4.87 -22.20 14.19 -11.95 -25.89 19.45 3.54 -5.90 -3.54 5.90 N -12.13 -4.86 -0.34 -5.20 7.64 1.82 11.61 2.31 -6.09 -0.26 1.49 0.26 -1.49 V -1.53 -0.43 -0.36 -0.79 -1.82 -1.15 7.66 -18.02 -16.62 2.90 2.52 -2.90 -2.52 M 0.00 -0.19 0.19 0.00 -2.02 2.02 0.00 -1.81 1.81 0.52 -0.52 -0.52 0.52 N -19.94 -5.13 -5.13 -10.26 10.02 9.99 17.05 5.46 5.46 -0.65 -0.65 0.65 0.65 V 0.00 -0.05 0.05 0.00 -0.36 0.35 0.00 -0.31 0.31 0.09 -0.09 -0.09 0.09 M 0.00 0.32 -0.32 0.00 1.93 -1.93 0.00 1.66 -1.66 -0.49 0.49 0.49 -0.49 N -15.39 -5.13 -5.13 -10.26 10.02 9.99 17.05 5.46 5.46 -0.65 -0.65 0.65 0.65 V 0.00 -0.05 0.05 0.00 -0.36 0.35 0.00 -0.31 0.31 0.09 -0.09 -0.09 0.09 M -3.05 -3.84 -1.03 -4.87 22.20 -14.19 11.95 25.89 -19.45 -3.54 5.90 3.54 -5.90 N -2.02 -1.13 -0.41 -1.54 -0.70 -0.87 9.25 -17.50 -17.33 2.83 2.71 -2.83 -2.71 V -3.29 -4.75 -0.28 -5.03 7.82 1.96 10.38 4.88 -3.63 -0.67 1.11 0.67 -1.11 M -3.89 -3.13 -2.81 -5.94 4.90 6.81 12.07 -0.38 1.29 0.41 -0.08 -0.41 0.08 N -1.04 0.26 -0.30 -0.04 0.68 0.95 12.27 -17.74 -17.29 2.79 2.68 -2.79 -2.68 V 3.41 4.66 0.54 5.19 -4.92 -5.41 -10.40 -0.67 0.25 0.00 -0.14 0.00 0.14 MSSV : 1151160066 Trang 70 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG SVTH : LÊ VŨ LINH ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP MSSV : 1151160066 Trang 71 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 4.2.4 Thiết kế tiết diện cột khung 4.2.4.1 Xác định chiều dài tính toán ◦ Với tiết diện tính toán như trên ta tính moment quán tính của cột và xà ngang: ▪ Cột: b f h3  0.5(b f  tw )hw3  Ix   2   12 12     0.5 (20  1) (40  2 1) 3  20 403 4  2  19786cm 12 12   ▪ Xà ngang: b f h3  0.5(b f  t w )hw3  Ix   2   12 12    0.5 (12  1) (25  2 1) 3  12 253 4   2  4472cm 12 12   ◦ Chọn phương án cột tiết diện không đổi. Với tỷ số độ cứng của xà và cột ta có: n Ix H 4472 9.15 .   0.075 I c L 19786 27.5 ◦ Trong đó: Ixà,Icột – momen quán tính của tiết diện xà và cột. ◦ Trường hợp liên kết cột khung với móng và ngàm:  n  0.56 0.075  0.56  1.72 n  0.14 0.075  0.14 ◦ Vậy chiều dài tính toán trong mặt phẳng khung của cột xác định theo công thức: lx = μ×H = 1.72×9.15 = 15.7 (m) ◦ Trong đó: μ – hệ số chiều dài tính toán. H - Chiều dài thực tế của cột, tính từ mặt móng đến đỉnh cột. ◦ Chiều dài tính toán của cột theo phương ngoài mặt phẳng khung (l y) lấy bằng khoảng cách giữa các điểm cố định không cho cột chuyển vị theo phương dọc nhà. Cố định theo phương dọc nhà gồm có xà gồ tường và dầm cầu trục. Liên kết xà gồ với cột SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 72 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP không đủ cứng nên chiều dái tính toán ngoài mặt phằng lấy từ chân cốt tới dầm cầu trục là 6.5m và liên kết 1 đầu ngàm 1 đầu khớp nên ly = 0.7×6.5=4.55m. 4.2.4.2 Chọn tổ hợp tải ◦ Từ bảng tổng hợp nội lực ta chọn ra cặp nội tính toán (bất lợi nhất): ▪ Trường hợp 1: N max , M tu , Vtu : Tổ hợp: (1)+(8) => N max  250.3( kN ), M tu  8.5( kN .m), Vtu  19.6(kN) ▪ Trường hợp 2: M max , N tu ,, Vtu : Tổ hợp: (1)+0.9{(4)+(6)+(9)} => M max  176.7( kN .m), N tu  92.7( kN ), Vtu  40.6(kN) 4.2.4.3 Kiểm tra tiết diện chọn sơ bộ với tổ hợp Nmax N max  250.3(kN),M tu  8.5(kN.m), Vtu  19.6(kN) ◦ Như tiết diện sơ bộ đã chọn : H = 9150 mm , b = 200 mm , h = 400 mm , tw 10mm , t f 10mm . ◦ Tính các đặc trưng hình học của tiết diện đã chọn: hw 40  2 1 38cm A hw t w  2 (t f b f ) 38 1  2 (120) 78cm 2 b f h3  0.5(b f  tw )hw3  Ix   2   12 12    0.5 (20  1) (38)3  20 383 4   2  19786cm 12 12   t f b3f (38) 13  1 203  hw tw3 4 Iy  2   2  1336(cm ) 12 12 12  12  Wx  2 I x 2 19786  989cm3 ) h 40 ix  Ix 19786  15.9(cm 2 ) A 78 SVTH : LÊ VŨ LINH iy  Iy A  1336 4.1(cm 2 ) 78 MSSV : 1151160066 Trang 73 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP l 15.7 102 x  x  99  [ ] 120 ix 15.9  x x  f 2238 99  3.22 E 2.1106 ly 4.55 102 y   110  [ ] 120 iy 4.1   y  y  f 2238 110  3.59 E 2.1 106  40 1  S f (20 1)    380(cm3 )  2 2 ◦ Độ lệch tâm tương đối: mx  M A 8.5 10 2 78 .   =0.27 N Wx 250.3 989 ◦ Độ lệch tâm quy đổi: me  .mx ▪ Tra bảng IV.5 phụ lục - với loại tiết diện số 5 ta có: Af Aw 0.5 :  (1.75  0.1mx )  0.02(5  mx )  x (1.75  0.10.27)  0.02 (5  0.27) 3.22 1.418 Af Aw 1:  (1.9  0.1mx )  0.02(6  mx )  x (1.9  0.10.27)  0.02 (6  0.27) 3.22 1.504 Af Với Aw  20 1 0.67 38 1 nội suy có η = 1.423 Suy ra: me  .mx 1.423 0.27 0.378 ◦ Kiểm tra bền: N M 250.3 102 8.5 104 x     406( daN / cm 2 ) An Wxn 78 989   x 406( daN / cm 2 )  c . f 12238( daN / cm 2 ) ◦ Điều kiện ổn định tổng thể của cột trong mặt phẳng khung được kiểm tra theo công thức sau: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 74 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP N x   .f e . A c x  250.3 102 617(daN / cm 2 )  12238(daN / cm 2 ) 0.52 78  ◦ Với  x 3.22 và me = 0.378 , Tra bảng IV.3 Phục lục Thiết kế khung thép [3]., nội suy φe = 0.52 ◦ Điều kiện ổn định tổng thể của cột ngoài mặt phẳng khung được kiểm tra theo công thức (TCXDVN : 338:2005 [4].) : y  N c . f C. y . A ◦ Trước hết ta cần tính trị số momen ở 1/3 chiều cao cột dưới kể từ phía có mômen lớn hơn. Vì cặp nội lực dùng tính toán cột là tại tiết diên dưới vai cột và do trường hợp tải trọng (1)+0.9{(4)+(8)+(10)} gây ra nên trị số mômen tại tiết diện chân cột do các trường hợp tải trọng tương ứng gây ra là: M = -11.28(kN.m) ◦ Mômen tưng ứng với trường hợp tải đó tại đỉnh cột: M1 = 5.9  112.69 = 118.6(kN.m) ◦ Momen tại tiết diện 1/3 cột từ phia co momen lớn hơn: M= 2 2 M 1  M )   M   118.6  8.5   8.5 76.2( kN .m)  3 3 ◦ M là mômen tại 1/3 đoạn cột: M’= max( M; M 118.6 76.2; 2 ) = max( 2 ) = 76.2 (kN.m) ◦ Độ lệch tâm tương đối theo M’: mx  M ' A 76.2 100 78 .   =2.4 N Wx 250.3 989  C 1   mx ◦ Do mx =2.4<5 nên ta có ◦ Trong đó: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 75 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ▪ Theo bảng 2.1 [3]. ta có:  0.65  0.05 mx 0.65  0.05 2.4 0.77  ▪ c 99  0.95 y 110  3.14 vì E 2.1106 3.14 99   y 110 f 2238  0.95 C  0.33 1    m 1  0.77  2.4 x Từ đó: Với λy = 110 tra bảng IV.2 [3]., nội suy có y = 0.537 ◦ Do vậy điều kiện ổn định tổng thể của cột theo phương ngoài mặt phẳng được kiểm tra theo công thức: y  N 250.3 10 2  1834( daN / cm 2 )  2238(daN / cm 2 ) C  y A 0.33 0.537 77 ◦ Điều kiện ổn định cục bộ của bản cánh và bản bụng cột được kiểm tra theo các công thức b  b0 E   0  (0,36  0,1 x ) t f  t f  ◦ Với bản cánh cột: f  b0  b0 0,5 (20  1) 2.1 106  9.5    (0,36  0,13.5) 21.75 tf 1 2238  t f   ◦ Với bản bụng cột: do mx 0.378  1 và x 3.22  2 nên:   hw  E 2.1106 2 2  (1, 2  0,35  )  (1, 2  0,35  3.5 ) 168   1 f 2238  tw   hw  E 2.1 106 2.3 70.45    2.3 f 2238  tw  hw 38  38 t 1 w Ta có: hw h 38  [ w ] 70.45 tw tw => Bảng bụng và bảng cánh không bị mất ổn định. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 76 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 4.2.4.4 Thiết kế đường hàn bản cánh với bản dụng Đường hàn sẽ bị phá hoại do ứng suất tiếp tại vị trí tiếp giáp bản cánh với bản bụng. Lực cắt lớn nhất: tổ hộp : 1+0.9{4+7+8+10} Vmax  41.86(kN), M tu  ( kN .m), N tu  44.65( kN )( kN ) Chọn đường hàn có hf = 6mm, N42 có: ▪ Cường độ chịu cắt của đường hàn: f wf 1800(daN / cm 2 ) . 2 ▪ Cường độ chịu cắt của thép cơ bản: f ws 0.45 4000 1800(daN / cm ) Chọn  min(  f f wf ,  s f ws ) Min(0.7 1800,1 1800) 1260( daN / cm 2 ) Vmax Sf   f f wv I x (h f 2) 41.86 102 380  66.5( daN / cm 2 )  1260( daN / cm 2 ) 19786 (0.6 2) 4.2.5 Thiết kế tiết diện cột tường 4.2.5.1 Xác định chiều dài tính toán ◦ Sơ đồ tính của cột tường là 1 đầu ngàm và 1 đầu khớp ◦ Vậy chiều dài tính toán trong mặt phẳng khung của cột xác định theo công thức: lx = μ×H = 0.7×11.5 = 8.05 (m) ly = 0.7×1.5= 1.05 (m) ◦ Trong đó: μ – hệ số chiều dài tính toán. H - Chiều dài thực tế của cột, tính từ mặt móng đến đỉnh cột. 4.2.5.2 Chọn tổ hợp tải ◦ Từ bảng tổng hợp nội lực ta chọn ra cặp nội tính toán (bất lợi nhất): ▪ Trường hợp 1: N max , M tu , Vtu : Tổ hợp: (1)+0.9{(1)+(4)+(8)} => N max  29.8( kN ), M tu  0.58(kN .m), Vtu  0.1(kN) 4.2.5.3 Kiểm tra tiết diện chọn sơ bộ với tổ hợp Nmax N max  29.8(kN ),M tu  0.58(kN.m ), Vtu  0.1(kN) SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 77 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Ta nhận thấy lực dọc lớn rất nhiều so với moment nên tính toán cột tường theo cấu kiện chịu nén đúng tâm. t 10mm ◦ Như tiết diện sơ bộ đã chọn : b = 150 mm , h = 250 mm , tw 10mm , f . ◦ Tính các đặc trưng hình học của tiết diện đã chọn: hw 25  2 1 23cm A hw tw  2 (t f b f ) 23 1  2 (115) 53cm 2 b f h3  0.5(b f  tw )hw3  Ix   2   12 12    0.5 (15  1) (23) 3  15 233 4   2  5336(cm ) 12 12   t f b3f (38) 13  1203  hw t w3 4 Iy  2   2  564(cm ) 12 12 12  12  ix  Ix 5336  10(cm ) A 53 lx 8.05 102 x   80.5  [ ] 120 ix 10  x x  Iy iy  y  A  564 3.26(cm) 53 ly 1.05 10 2  32  [ ] 120 iy 3.26 f 2238  25 1  3 80.5  2.63 S f (15 1)    172.5(cm ) 6 E 2.1 10  2 2  25 1  S f (15 1)    180(cm3 )  2 2 ◦ Kiểm tra bền: N 29.8 102 x   75(daN / cm 2 )  An 0.753 53   x 406( daN / cm 2 )  c . f 12238( daN / cm 2 )  max(x ;  y ) 80.5 Với  0.734 tra bảng phục lục IV.2 [3]. ứng với ◦ Điều kiện ổn định cục bộ của bản cánh và bản bụng cột được kiểm tra theo các công thức SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 78 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP b  b0 E   0  (0,36  0,1 x ) t f  t f  ◦ Với bản cánh cột: f  b0  b0 0.5 (12  1) 2.1106  9.5    (0.36  0.12.63) 19 tf 1 2238  t f   ◦ Với bản bụng cột: x 2.63  2 nên:   hw  E 2.1 106 2 2 (1, 2  0.35 2.63 ) 110   (1.2  0.35 1 ) f 2238  tw   hw  E 2.1 106 2.3 70.45    2.3 f 2238  tw  hw 23  23 t 1 w Ta có: hw h 23  [ w ] 70.45 tw tw => Bảng bụng và bảng cánh không bị mất ổn định. 4.2.5.4 Thiết kế đường hàn bản cánh với bản dụng Đường hàn sẽ bị phá hoại do ứng suất tiếp tại vị trí tiếp giáp bản cánh với bản bụng. Lực cắt lớn nhất Vmax 0.405( kN ) Chọn đường hàn có hf = 6(mm), N42 có: ▪ Cường độ chịu cắt của đường hàn: f wf 1800(daN / cm 2 ) . 2 ▪ Cường độ chịu cắt của thép cơ bản: f ws 0.45 4000 1800(daN / cm ) Chọn  min(  f f wf ,  s f ws ) Min(0.7 1800,1 1800) 1260( daN / cm 2 ) Vmax Sf   f f wv I x (h f 2) 0.405 10 2 180  1.14(daN / cm2 )  1260( daN / cm2 ) 5336 (0.6 2) 4.2.6 Thiết kế tiết diện xà ngang. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 79 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 4.2.6.1 Chọn tổ hợp tải ◦ Trường hợp 1: N max , M tu , Vtu : Tổ hợp: (1)+0.9{(4)+(6)+(8)+(12)} => N max  22.5(kN ), M tu 6.3(kN .m), Vtu  1.1(kN) ◦ Trường hợp 2: M max , N tu ,,Vtu : Tổ hợp: (1)+0.9{(4)+(6)+(9)+(13)} => M max  43.1( kN .m), N tu  22.3( kN ), Vtu  10.4(kN) 4.2.6.2 Kiểm tra tiết diện chọn sơ bộ với tổ hợp Mmax M max  43.1( kN .m ), N tu  22.3( kN ), Vtu  10.4(kN) ◦ Tính các đặc trưng hình học của tiết diện đã chọn: t 10mm ◦ Như tiết diện sơ bộ đã chọn: b = 120 mm , h = 250 mm , tw 10mm , f . hw 25  2 1 23cm A hw t w  2 (t f b f ) 23 1  2 (12) 47 cm 2 b f h3  0.5(b f  tw )hw3  Ix   2   12 12   3  0.5 (12  1) (23) 3  12 25 4   2  4472cm 12 12   t f b3f (23) 13  1123  hw t w3 4 Iy  2   2  290(cm ) 12 12 12  12  Wx  2 I x 2 4771  358cm 3 ) h 25 S f (12 1) ( 25 1  ) 144(cm3 ) 2 2 ◦ Độ lệch tâm tương đối: mx  M A 43.1100 47 .   =25.4 N Wx 22.3 358 ◦ Kiềm tra điều kiện bền Tại tiết diện Mmax: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 80 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP N M 22.3 102 43.110 4 x     1250(daN / cm 2 ) An Wx 47 358   x 1250( daN / cm 2 )  c . f 12238( daN / cm 2 ) ◦ Tại tiết diện đầu xà vừa có M và V:  td   12  3 12 1.15c f Trong đó: N M hw 22.3 102 43.1 10 4 23 1       1155(daN / cm 2 ) A Wx h 47 358 25 VS f 10.4 102 144 1   34(daN / cm 2 ) I xt w 4472 1 2 2 2 2 = >  td  1155  3 34 1157(daN / cm ) 1.15 2238( daN / cm ) ◦ Kiểm tra ổn định tổng thể M y  c . f b .W c Với b xác định như theo Sách Thiết Kế Kết Cấu Thép [5].:  lt  8  o f hb  w f    2  0.5hwt w3   1   b f t f 3    150 1  8    23 12  2  0.5 23 13  1   4.62 12 13   Trong đó: lo: chiều dài tính toán ở ngoài mặt phẳng cột lo=1.5m. Theo bảng 3.4 [5].: 2.25  0.07 2.25  0.07 4.62 2.57 2 I h E 1  y   I x  lo  f 2 => 290  25  2.1 106 2.57   4.34   4472  150  2238 SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 81 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 1  0.85  b 0.68  0.211 0.68  0.214.34 1.59  1 = > 1 1 43.1 104 y  1204(daN / cm 2 ) 0.95 2238( daN / cm 2 ) 1358 => Vậy tiết diện thỏa điểu kiện ổn định tổng thể ◦ Kiểm tra ổn định cục bộ tiết diện xà ngang b  1 E b0   0   t  t f  2 f ◦ Với bản cánh cột: f  b  1 2.1 106 b0 0,5 (12  1)  5.5   0   15.32 tf 1 t 2 2238  f  ◦ Với bản bụng cột: hw 23 E 2.1106  23  5.5 5.5 168 tw 1 f 2238 = > Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp nén. hw 23 E 2.1 106  23  5.5 3.2 98 tw 1 f 2238 = > Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất tiếp. hw 23 E 2.1 106  23  5.5 2.5 76.5 tw 1 f 2238 = > Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp và ứng suất tiếp. = > Tiết diện đã chọn đảm bảo yêu cầu. Đường hàn sẽ bị phá hoại do ứng suất tiếp tại vị trí tiếp giáp bản cánh với bản bụng. Lực cắt lớn nhất: tổ hộp : 1+0.9{4+9+13} Vmax  12.083(kN),M tu  ( kN .m), N tu ( kN ) Chọn đường hàn có hf = 6mm, N42 có: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 82 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ▪ Cường độ chịu cắt của đường hàn: f wf 1800(daN / cm 2 ) . 2 ▪ Cường độ chịu cắt của thép cơ bản: f ws 0.45 4000 1800(daN / cm ) Chọn  min(  f f wf ,  s f ws ) Min(0.7 1800,1 1800) 1260( daN / cm 2 ) Vmax Sf   f f wv I x (h f 2) 12.083 102 144  32(daN / cm 2 )  1260( daN / cm 2 ) 4472 (0.6 2) SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 83 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP CHƯƠNG 5 : THIẾT KẾ CHI TIẾT KHUNG 5.1 CHI TIẾT VAI CỘT 5.1.1 Nội lực và sơ đồ tính ◦ Vai cột chịu tác dụng của tải trọng tĩnh của dầm cầu trục và tải trọng động của cầu trục. Tải trọng tính toán tác dụng lên vai cột là : Gdct = 852 (kG) ; Dmax = 36680 (kG) ◦ Vai cột là 1 dầm côngxon có tiết diện không đổi, moment và lực cắt tại vị trí liên kết công xôn vai cột với bản cánh cột : M = (D max + G dct )(L1 - h c ) = (36680 + 852) × (1- 0.55) = 16899(kG.m) V = D max + G dct ) = 36680 + 852 = 37532(kG) 5.1.2 Sơ bộ tiết diện ◦ Bề rộng bản cánh dầm vai chọn bằng bề rộng cánh cột b dv f 20cm . Giả thiết bề rộng của sườn gối dầm cầu trục bdct 20cm . Chọn sơ bộ bề dày các bản cánh dầm vai t dv f 1(cm) . Từ đó bề dày bản bụng dầm vai xác định từ điều kiện chịu ép cục bộ do phản lực dầm cầu trục truyền vào : t dv w  D max + G dct 37532  0.76(cm) dv dv (bdct + 2 t f ) f c (20  2 1) 2238 1 => chọn t w 1(cm) ◦ Chiều cao của dầm vai xác định sơ bộ từ điều kiện bản bụng dầm vai đủ khả năng chịu cắt (bỏ qua chịu cắt của cánh ) : 3  D + G dct  3  37532  h dv w   max    43(cm) dv dv 2  t dv w f v c  2  1 1298 1  => chọn h h w  2t f 45(cm) 2 f  0.58  f  0.58  2238  1298(daN / cm ) v ◦ Trong đó : ◦ Tính đặc trưng hình học của tiết diện dầm vai: hw 45  2 1 43cm SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 84 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP b f h3  0.5(b f  tw )hw3  Ix   2   12 12    0.5 (20  1) (43)3  20 453 4   2  25989cm 12 12   Wx  2 I x 2 25989  1155(cm3 ) h 40 43  45 1.2  43 3 S x (20 1)     1 671(cm ) 2  2 4  2  45 1  S f (20 1)    440(cm3 )  2 2 120 Bu loâ ng cöôø ng ñoä 5.6 Þ16 hf=6mm Bu loâ ng cöôø ng ñoä 5.6 Þ16 hf=6mm hf=6mm Theù p giaè ng C20024 hf=10mm hf=6mm Bu loâ ng cöôø ng ñoä 5.6 Þ25 2 450 hf=8mm hf=10mm hf=6mm hf=6mm hf=10mm hf=10mm hf=6mm hf=8mm 445 hf=10mm 10 195 2 12 526 12 5.1.3 Kiểm tra tiết diện đã chọn SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 85 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 5.1.3.1 Tại tiết diện có ứng suất pháp lớn: M 16899 10 2  max   1463(daN / cm 2 )  c . f 12238(daN / cm 2 ) Wx 1155 5.1.3.2 Tại tiết diện có ứng suất cắt lớn: V .S 37532 671  max  x  969( daN / cm 2 )  c . f v 11298( daN / cm 2 ) I x .t 25989 1 5.1.3.3 Tại tiết diện tiếp xúc của bảng cánh và bảng bụng: σ td =√ σ 21 +3×τ 12≤1 .15×γ c f ▪ Trong đó: M hw 16899 102 43  max    1398(daN / cm 2 ) Wx h 1155 45 V .S f 37532 440 1   635(daN / cm 2 ) I x .t 25989 1 σ td  13982  3 6352 1779(kG / cm 2 )  1.15f 1.15 2238 2573(kG / cm 2 )  Vậy điều kiện bền được thoả mãn. 5.1.3.4 Kiểm tra ổn định cục bộ cánh nén dầm : b  1 E b0   0   t  t f  2 f ◦ Với bản cánh cột: f  b0  1 2.1 106 b0 0.5 (20  1)  9.5     15.32 tf 1 2238  t f  2 ◦ Với bản bụng cột: hw 43 E 2.1106  23  5.5 5.5 168 tw 1 f 2238 = > Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp nén. hw 43 E 2.1 106  23  3.2 3.2 98 tw 1 f 2238 SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 86 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP = > Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất tiếp. hw 43 E 2.1 106  23  2.5 2.5 76.5 tw 1 f 2238 = > Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp và ứng suất tiếp. = > Tiết diện đã chọn đảm bảo yêu cầu. Vậy điều kiện ổn định được thoả mãn. 5.1.4 Tính toán liên kết hàn vai - cột ◦ Vai và cột liên kết với nhau bằng đường hàn góc. ◦ Chọn chiều cao đường hàn : h f 1.2t min 1.2 1 1.2cm 12mm h f h min 6mm = > chọn h f 10mm ◦ Đường hàn liên kết giữa vai và cánh cột chịu mô men uốn M và lực cắt Q. Chọn đường N42 có: ▪ Cường độ chịu cắt của đường hàn: f wf 1800(daN / cm 2 ) . 2 ▪ Cường độ chịu cắt của thép cơ bản: f ws 0.45 4000 1800(daN / cm ) ◦ Dùng phương pháp hàn tay nên: f 0.7, s 1 5.1.4.2 Kiểm tra đường hàn theo tiết diện 1 f Chiều dày đường hàn : h w f h w 0.7 1 0.7 mm  td  2M  Q2 f wf .c SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 87 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Ax 2  (20  1)  (43  1)  2 (8.5  1)  0.7 106.4(cm 2 ) 2   0.7 (43  1)3   45 0.7   I x 2     0.7 (20  1)     12 2    2    2   43 0.7   4 4  (8.5  1) 0.7     31926(cm )  2    2  Wx  2 I x 2 31926  1419(cm3 ) h 45 2 2 2 2  M   V   16899 10 2   37532  2  td            1242(daN / cm ) W A 1419 106.4      x  w => 2 2 = > td 1242(daN / cm )  11800(daN / cm ) Vậy đường hàn thỏa. 5.1.4.3 Kiểm tra đường hàn theo tiết diện 2 s Chiều dày đường hàn : h w s h w 11 1mm  td  2M  Q2 f wf .c Ax 2  (20  1)  (43  1)  2 (8.5  1)  1 152(cm 2 ) SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 88 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 2   1 (43  1)3   45 0.7   I x 2     1(20  1)     12 2    2    2   43 0.7   4 4  (8.5  1) 1    45608(cm )  2    2  Wx  2 I x 2 45608  2027(cm3 ) h 45 2 2 2 2  M   V   16899 10 2   37532  2  td           869(daN / cm ) 2027   152    Wx   A w  => 2 2 = >  td 869(daN / cm )  1 1800(daN / cm ) Vậy đường hàn thỏa. 5.2 CHI TIẾT CHÂN CỘT 5.2.1 Tính toán bản đế 5.2.1.1 Nội lực Nội lực để tính chân cột ta lấy nội lực thiết kế cột: M max  413.07(kN .m), N tu  153.4( kN ), Vtu 87.9(kN) 5.2.1.2 Kích thướt bản đế ◦ Kích thước dài rộng LxB của bản đế được xác định do điều kiện cường độ của vật liệu làm móng. ◦ Chiều rộng B của bản đế ( cạnh vuông góc với mặt phẳng uốn ) được cấu tạo trước theo các kích thước của tiết diện cột: B = b + 2.t dđ + 2.c1 ◦ Trong đó: ▪ b - bề rộng của tiết diện phần cột dưới( kích thước vuông góc với mặt phẳng uốn của tiết diện cột ). ▪ tdđ - Chiều dày dầm đế ( lấy sơ bộ tdđ = 10 mm). ▪ c1 - phần nhô ra của conxon bản đế lấy c1 = 50 mm. ⇒ B = 300 + 2×10 + 2×50 = 420 (mm) ◦ Chiều dài L của bản đế được tính theo công thức: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 89 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 2 N L 2.B.R n .m   N 6.M      2.B.R n .m  B.R n .m cb cb  cb  ◦ Trong đó : mcb - hệ số tăng Rn khi chịu nén cục bộ: ▪ Chọn trước mcb = 1.2 ▪ Bêtông móng B25, Rn = 14.5 (MPa) = 145 (kG/cm2) 2   6 413.07 106 153.4 103 153.4 103 L   592(mm)   2 420 14.5 1.2 420 14.5 1.2  2 420 14.5 1.2  Chọn chiều dài bản đế : L = 800 (mm). 5.2.1.3 Kiểm tra bảng đế ◦ Tính ứng suất tại mép bản đế theo phương pháp mặt phẳng uốn : N 6M  m cb R n BL BL2 153.4 103 6 413.07 106   9.7(MPa) m cb R n 17.4(MPa) 420 800 420 800 2  max  N 6M  m cb R n BL BL2 153.4 103 6 413.07 106    8.8(MPa) m cb R n 17.4(MPa) 420 800 420 8002  max  ◦ Ta cấu tạo cho trục giữa của bản đế trùng với trục cột dưới, thân cột và các sườn chia bản đế thành các ô bản có các điều kiện biên khác nhau như hình vẽ: Daà m ñeá Söôø nA Söôø nB 205 10 420 205 OÂ1 OÂ2 115 10 91 91 10 166 10 182 10 115 SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 8.8 2.6 4.7 6.8 9.7 (MPa) Trang 90 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Mô men uốn lớn nhất ở mỗi ô này tính cho dải rộng 1 đơn vị. 2 M i=σ bt ×α i ×d i Trong đó : ▪ σ bt - ứng suất nén của bê tông móng bên dưới ô bản được suy ra từ giá trị σ σ min đã tính ở trên và lấy giá trị lớn nhất tương ứng với mỗi ô để tính cho ô max và đó. ▪ di : nhịp tính toán của ô bản thứ i ▪ α i : hệ số tra bảng phụ thuộc vào loại ô bản ◦ Tại ô 1(bản kê 2 cạnh liền kề): 2 a2 = 23.5 cm ; b2 = 10 cm,  bt = 97(kG/ cm ) b2 10  0.42 a 2 23.5 =>  0.06,d a 2 23.5cm 2 = > M1 97 0.06 23.5 3124(kG.cm) ◦ Tại ô 2 (bản kê 3 canh): 2 a2 = 18.2 cm ; b2 = 20.5 cm,  bt = 68(kG/ cm ) b 2 20.5  1.3 a 2 18.2 =>  0.123,d a 2 18.2cm 2 = > M 2 68 0.123 18.2 2770(kG.cm) = > Mmax = M2 = 3214 (kG.cm) Vậy ta lấy trị số mômen này để tính chiều dày bản đế cột . t 6 M 6 3214  2.9cm c f 1 2238 , chọn t = 3 cm 5.2.2 Tính dầm đế ▪ Bề dày( đã chọn): t dd 1cm ▪ Bề rộng dầm đế bố trí hết chiều rộng bản đế như hình vẽ: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 91 ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 205 10 420 205 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG OÂ2 115 10 91 91 10 166 10 182 10 115 8.8 2.6 4.7 6.8 9.7 (MPa) Lực truyền xuống vào một dầm đế do ứng suất phản lực của bê tông móng: 97  47 N dd  (11.5  9.1  1) 42  65318(kG) 2 Giả thiết chiều cao đường hàn hf = 8mm. Tổng chiều dài đường hàn tính theo công thức : l f  N nh 65318  64.8(cm) (f w )min .h f (0.7 1800) 0.8 l f 1  Chiều cao dầm đế : hdđ = 4 64.8  1 33.4(cm) 2 Chọn chiều cao dầm đế hdđ = 34 (cm). 205 10 420 205 5.2.3 Tính sườn A OÂ2 115 10 91 91 10 166 10 182 10 115 8.8 0.5 2.6 4.7 6.8 9.7 (MPa) ◦ Sơ đồ tính là công xon ngàm vào bản cánh cột chịu tác dụng của tải trọng phân bố đều do áp lực dưới đáy móng:  47  5   18.2  16.6  q d  tba d     452(kG/ cm) 2  2    SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 92 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP q d ls 2 452 20.52 Ms   94977(kG.cm) 2 2 Vs q d ls 452 20.5 9266(kG) ◦ Tính chiều cao dầm đế từ điều kiện bền của cấu kiện chịu uốn: 6M max 6 94977  15.95(cm) t dd .f.c 12238 1 h dd  => chọn hdđ = 18 (cm) ◦ Kiểm tra lại tiết diện sườn đã chọn theo ứng suất tương đương: 2 2 2 2  M   V   6 94977   9266  2  td           1833(kG / cm ) 2  1 18   1 18   Wx   A w   td 1833(kG / cm 2 )  1.15 2238 2574(kG / cm 2 ) = > Thõa điều kiện ◦ Kiểm tra tiết diện đường hàn: ▪ Giả thiết chiều cao đường hàn hf = 8(mm). A w 2 (18  1) 0.7 0.8 19.04(cm 2 ) 0.7 0.8 (18  1)3 Ww 2  917(cm 2 ) 6 Kiểm tra ứng suất đường hàn: 2 2 2 2  M   V   94766   9246  2 2  td           487(kG / cm )  f wt 1800(kG / cm )  917   19.4   Wx   A w  Vậy chọn hdđ=18 (cm) 5.2.4 Tính sườn B ◦ Sơ đồ tính là công xon ngàm vào bản cánh cột chịu tác dụng của tải trọng phân bố đều do áp lực dưới đáy móng: ▪ Bề rộng truyền tải vào sườn là: 1.5 ls 1.5 11.5 17.25(cm)  97  68  q d  tb a d   17.25 1424(kG/ cm)  2  SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 93 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP q d ls 2 1424 11.52 Ms   94162(kG.cm) 2 2 Vs q d ls 1424 11.5 16376(kG) ◦ Sơ bộ chọn chiều dày dầm đế t dd 10mm . ◦ Tính chiều cao sườn từ điều kiện bền của cấu kiện chịu uốn: 6M max 6 94162  15.9(cm) t dd .f.c 12238 1 h dd  => chọn hdđ = 18 (cm) ◦ Kiểm tra lại tiết diện sườn đã chọn theo ứng suất tương đương: 2 2 2 2  M   V   6 94162   16376  2  td           1967(kG / cm ) 2  1 18   1 18   Wx   A w   td 1967(kG / cm 2 )  1.15 2238 2574(kG / cm 2 ) = > Thõa điều kiện ◦ Kiểm tra tiết diện đường hàn: ▪ Giả thiết chiều cao đường hàn hf = 8(mm). A w 2 (18  1) 0.7 0.8 19.04(cm 2 ) 0.7 0.8 (18  1)3 Ww 2  917(cm 2 ) 6 Kiểm tra ứng suất đường hàn: 2 2 2 2  M   V   91162   16376  2  td           865.8(kG / cm )  917   19.04   Wx   A w  Vậy chọn hdđ=18 (cm) 5.2.5 Tính bulông neo ở chân cột: ◦ Từ bảng chọn tổ hợp nội lực chân cột gây kéo nhiều nhất ho các bu lông neo: M max  413.07(kN.m),N tu  153.4(kN), Vtu 87.9(kN) SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 94 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Chiều cao vùng bê tông chịu nén dưới bản đế là c 41.9(cm) . Chọn khoảng cách từ mép biên bản đế chân cột đến trọng tâm nhóm bu lông neo là 12.6 (cm). Trục tung hòa ngay vị trí có ứng suất bằng 0. ◦ Ta xác định được: ▪ Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện cột đến trọng tâm vùng chịu nén: a L bd 1 80 1  c   41.9 26(cm) 2 3 2 3 ▪ Khoảng cách từ trọng tâm vùng bê tông chịu nén đến trọng tâm nhóm bu lông chịu kéo : y L bd  1 1 c  12.6 80  41.9  12.6 53.4(cm) 3 3 F 8.8 0.5 2.6 4.7 6.8 9.7 T 260 419 381 534 Xét tổng momen tại trọng tâm vùng nén ta có phương trình: T1.y  N.a M = > Tổng lực kéo trong thân các con bu lông neo ở phía chân cột: T1  M  N.a 413.07  153.4 0.26  687.3(kN) y 0.543 Chọn bu lông có cấp độ bền la 5.6 có: f vb 190(MPa), f tb 210(MPa) Diện tích cần thiết của 1 bu lông neo: A yc b  T1 687.3 103  409(mm 2 ) 4.09(m 2 ) n.f tb 8 210 A 4.52  cm 2  Chọn bu lông 24 có b Vậy bố trí 8 con bu lông có 24 . SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 95 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 125 550 125 60 Söôø nA 55 180 hf=8mm hf=8mm Bu loâ ng cöôø ng ñoä 5.6 Þ24 Söôø nB 55 hf=8mm 30 340 180 100 80 Söôø nA 1 hf=8mm 1 hf=6mm hf=6mm Daà m ñeá 132 416 132 60 5.3 LIÊN KẾT CỘT VỚI XÀ NGANG 5.3.1 Tính bu lông liên kêt Từ bảng tổ hợp nội lực chọn tổ hợp nội lực gây kéo bu lông nhiều nhất, chọn tổ hợp (1)+(7) có moment tương đối lớn và lực dọc là lực gây kéo: M  217.12(kN.m), N tu 47.68(kN), Vtu 53.57(kN) Chọn bu lông cường có cấp độ bền 5.6 và bố trí như hình vẽ: 594 472 412 352 292 232 172 82 Phía cánh ngoài của cột bố trí một cặp sườn gia cường cho mặt bích, vơi kích thước lấy như sau: ▪ Bề dày: t s 1cm SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 96 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ▪ Bề rộng: bs 11.5cm ▪ Chiều cao: h s 1.5 b s 1.5 11.5 18cm Ta có tâm quay của mặt bích tại trọng tâm cánh nén tiết diện cột. Chuyển nội lực về trục quay(cánh nén tiết diện cột): M ' M  N.e 271.12  47.68 0.269 284(kN.m) Lực tác dụng lên 1 bu lông ngoài cùng do momen và lực dọc tác dụng vào: N1   My i N  2 2  yi 16 284 106 594 47.68 103  2(5942  4722  4122  3522  292 2  232 2  172 2  82 2 ) 16 83721(N) = > Đường kính bu lông từ điều kiện chịu kéo:  d 2  N1 b f tb  b   4  db  => 4N1 4 83721  22.5(mm) b f tb  1210  Chọn d b 24(mm) Kiểm tra bu lông chịu lực cắt: 2  d  V b f vb  b  n c 16  4    252  53.57 103 1 190   1 16  4   3348 93266(N)  Vậy bu lông đủ khả năng chịu cắt. Kiểm tra điề kiện ép mặt của bu lông: V b .f cb .d.t min 16 53.57 103 1 505 25 12 16  3348 151500(N)  Vậy thép đủ khả năng chịu ép mặt. 5.3.2 Tính mặt bích SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 97 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Xác định từ điều kiện cân bằng giới hạn khi uốn: b 1 N bmax 140 83721 1.1 12.4mm (b  b1 )f (300  140)210 t 1.1 Và b 1  Ni (b  h1 )f t 1.1 1.1 140 83721(594  472  412  352  292  232  172  82) 16.6mm 594(300  594)210 = > chọn t = 1.8cm. 5.3.3 Tính toán đường hàn liên kết tiết diện cột với mặt bích ◦ Chiều dài đường hàn cánh ▪ Tổng chiều dài tính toán của các đường hàn phía cánh ngoài(kể cả sườn):  lw 4 (14.5  1)  2 (10  1) 72(cm) ▪ Lực kéo trong bản cánh ngoài do momen và lực dọc: Nk  M N 217.12 47.68    418.6(kN) hc 2 0.55 2 ▪ Vậy chiều cao đường hàn cần thiết: hf yc Nk 418.6 103   4.6(mm)  l w ( f w ) min c 720 (0.7 180) 1 ◦ Chiều dài đường hàn bụng: h w yc  V 53.57 103  4.6(mm)  l w ( f w ) min c 2 (47.6  1) (0.7 180) 1 Vậy ta chọn h f 6mm cho cả bụng và cánh. SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 98 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 115 526 20 80 65 hf=6mm 65 50 60 60 60 60 60 60 90 300 hf=6mm 145 10 145 65 80 Loãoâvan 26mm 76 20 685 5.4 MỐI NỐI ĐỊNH XÀ 5.4.1 Tính bu lông liên kêt Từ bảng tổ hợp nội lực chọn tổ hợp nội lực gây kéo bu lông nhiều nhất, chọn tổ hợp (1)+(7) có moment tương đối lớn và lực dọc là lực gây kéo: M  49.71(kN.m), N tu 64.85(kN), Vtu  9.43(kN) Chọn bu lông cường có cấp độ bền 5.6 và bố trí như hình vẽ: hình Phía cánh ngoài của xà bố trí một cặp sườn gia cường cho mặt bích, vơi kích thước lấy như sau: ▪ Bề dày: t s 1cm ▪ Bề rộng: bs 11.5cm ▪ Chiều cao: h s 1.5 b s 1.5 11.5 18cm Ta có tâm quay của mặt bích tại trọng tâm cánh nén tiết diện cột. Chuyển nội lực về trục quay(cánh nén tiết diện cột): M ' M  N.e 49.71  64.85 0.144 59(kN.m) Lực tác dụng lên 1 bu lông ngoài cùng do momen và lực dọc tác dụng vào: N1  Myi N  2 2  yi 8 59 106 344 64.85 103   2(347 2  2302  562 ) 8 65620(N) = > Đường kính bu lông từ điều kiện chịu kéo: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 99 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP  d b 2  N1 b f tb    4  db  => 4N1 4 65997  20(mm) b f tb  1 210  Chọn d b 20(mm) Kiểm tra bu lông chịu lực cắt: 9.43 103  20 2   1 4  1190   d 2   V 8  b f vb  b  n c 8 4    1179 59690(N) Vậy bu lông đủ khả năng chịu cắt. Kiểm tra điề kiện ép mặt của bu lông: V b .f cb .d.t min 8 9.43 103 1 505 20 12 8  1179 121200(N)  Vậy thép đủ khả năng chịu ép mặt. 5.4.2 Tính mặt bích Xác định từ điều kiện cân bằng giới hạn khi uốn: t 1.1 b 1 N bmax 100 65997 1.1 10.2mm (200  b1 )f (200  100) 210 Và t 1.1 1.1 b 1  Ni (b  h1 )f 100 65997 (344  232  56) 15.3mm 344(200  100) 210 = > chọn t = 1.6 (cm). 5.4.3 Tính toán đường hàn liên kết tiết diện xà với mặt bích ◦ Chiều dài đường hàn cánh ▪ Tổng chiều dài tính toán của các đường hàn phía cánh ngoài(kể cả sườn): SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 100 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP  lw 4 (9.5  1)  2 (10  1) 52(cm) ▪ Lực kéo trong bản cánh ngoài do momen và lực dọc: Nk  M N 49.71 64.85    198.1(kN) hx 2 0.3 2 ▪ Vậy chiều cao đường hàn cần thiết: h f yc  Nk 198.1 103  3(mm)  l w ( f w ) min c 520 (0.7 180) 1 ◦ Chiều dài đường hàn bụng: hw yc V 9.43 103   1.4(mm)  l w ( f w ) min c 2 (27.6  1) (0.7 180) 1 Vậy ta chọn h f 6mm cho cả bụng và cánh. 5.5 MỐI NỐI XÀ( Ở NHỊP) 5.5.1 Tính bu lông liên kêt Từ bảng tổ hợp nội lực chọn tổ hợp nội lực gây kéo bu lông nhiều nhất, chọn tổ hợp (1)+(7) có moment tương đối lớn và lực dọc là lực gây kéo: M  75.1(kN.m), N tu 62.64(kN), Vtu  33.45(kN) Chọn bu lông cường có cấp độ bền 5.6 và bố trí như hình vẽ: Hình Phía cánh ngoài của xà bố trí một cặp sườn gia cường cho mặt bích, vơi kích thước lấy như sau: ▪ Bề dày: t s 1cm ▪ Bề rộng: bs 11.5cm ▪ Chiều cao: h s 1.5 bs 1.5 11.5 18cm Ta có tâm quay của mặt bích tại trọng tâm cánh nén tiết diện cột. Chuyển nội lực về trục quay(hàng bu long đầu tiên): M ' M  N.e 75.1  62.64 0.144 84(kN.m) Lực tác dụng lên 1 bu lông ngoài cùng do momen và lực dọc tác dụng vào: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 101 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG N1  ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Myi N  2 2  y i 10 84 106 344 62.64 103   2(3442  2322  144 2  56 2 ) 10 79966(N) = > Đường kính bu lông từ điều kiện chịu kéo:  d 2  N1 b f tb  b   4  db  => 4N1 4 79966  22(mm) b f tb  1 210  Chọn d b 25(mm) Kiểm tra bu lông chịu lực cắt: 2  d  V b f vb  b  n c 10  4   252  33.45 103 1 190   1 10  4   3345 93266(N)  Vậy bu lông đủ khả năng chịu cắt. Kiểm tra điề kiện ép mặt của bu lông: V b .f cb .d.t min 10 33.45 103 1 505 25 12 10  3345 151500(N)  Vậy thép đủ khả năng chịu ép mặt. 5.5.2 Tính mặt bích Xác định từ điều kiện cân bằng giới hạn khi uốn: t 1.1 b 1 N bmax 100 79966 1.1 12.4mm (b  b1 )f (200  100) 210 Và SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 102 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG t 1.1 1.1 ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP b 1  Ni (b  h1 )f 100 79966 (344  232  144  56) 13.8mm 344(200  344) 210 = > chọn t = 1.4 (cm). 5.5.3 Tính toán đường hàn liên kết tiết diện xà với mặt bích ◦ Chiều dài đường hàn cánh ▪ Tổng chiều dài tính toán của các đường hàn phía cánh ngoài(kể cả sườn):  lw 4 (9.5  1)  2 (10  1) 52(cm) ▪ Lực kéo trong bản cánh ngoài do momen và lực dọc: Nk  M N 75.1 62.64    282(kN) hx 2 0.3 2 ▪ Vậy chiều cao đường hàn cần thiết: hf yc Nk 282 103   4.3(mm)  l w ( f w ) min c 520 (0.7 180) 1 ◦ Chiều dài đường hàn bụng: hw yc V 33.45 103   5(mm)  l w ( f w ) min c 2 (27.6  1) (0.7 180) 1 Vậy ta chọn h f 6mm cho cả bụng và cánh. 5.6 THIẾT KẾ DẦM CẦU TRỤC: Chọn dầm cầu trục chữ I có các kích thước như sau: h = 800 mm, b = 300 mm, t f = 14 mm, tw = 10 mm. Dầm cầu trục sử dụng có sức tải Q = 20(T), nên chọn tiết diện dầm hãm chính là cánh trên của dầm cầu trục. Dầm cầu trục làm việc như dầm đơn giản gối tại các vai cột. Liên kết cánh trên của dầm cầu trục với cánh cột bằng thép L90x9 và bản thép tiết diện 360x120x10. 5.6.1 Sơ đồ tính và nội lực 5.6.2 Lực dọc cầu trục SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 103 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP ◦ Sơ đồ kiểm tra ứng suất tiết diện dầm cầu trục theo giả thiết đơn giản. ◦ Nội lực tính toán do áp lực thẳng đứng P gây ra: ◦ Với dầm đơn giản, nội lực tính toán được xác định dựa theo nguyên tắc Vinke, tức là momen Mmax sẽ xuất hiện nếu như hợp lực R của tất cả các lực tác dụng lên dầm đối xứng qua điểm giữa dầm với một lực P gần R nhất, thì tại tiết diện đặt lực P đó sẽ có giá trị Mmax. Theo đó ta xác định được vi trí tải trọng nguy hiểm như sau: ◦ Hình vẽ: 3800 695 415 415 2810 P 3800 415 495 R=3P P P 4000 Mmax 4008 P Ta tính được phản lực gối: Vtr 1.686P, Vph 1.314P Dựa vào sơ đồ tải trọng ta tính được momen lớn nhất trong dầm là: M max 3.78 P 3.78 129.03 487.7(kN .m) ◦ Trong đó: P = k1.n.nc.Pmax ▪ k1 : hệ số động lực, với dầm cầu trục làm việc trung bình k1 = 1. ▪ n = 1.1: Hệ số vượt tải. ▪ nc : Hệ số tổ hợp, khi tính với hai dầm cầu trục làm việc trung bình thì nc = 0,85. ▪ Pmax = 13.8 (T). = > P 11.1 0.85 138 129.03(T) Lực cắt lớn nhất Qmax trong dầm đơn giản sẽ xuất hiện khi một trong các lực tác dụng đặt trực tiếp lên gối, các lực còn lại đặt gần gối nhất: SVTH : LÊ VŨ LINH MSSV : 1151160066 Trang 104 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG 415 415 P ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP 3800 P 415 P 4000 ◦ Ta tính được phản lực gối: 4000 Vtr 2.318P, Vph 0.683P ◦ Dựa vào sơ đồ nên tính được lực cắt lớn nhất trong dầm là: Q max 1.318P 1.318 138 181.9(kN) ◦ Trọng lượng bản thân dầm cầu trục và hoạt tải sữa chữa chưa trên dầm chưa kể đến bằng cách nhân Mmax và Qmax với hệ số α. M x  M max ; Q y  Qmax ▪ α = 1,03; 1,05; 1,08 ứng với nhịp dầm = 6m, 12m, 18m. ▪ Chọn α = 1,05 M x 1.05M max 1.05 487.7 512.1(kNm) Qy 1.05Qmax 1.05 181.9 191( kN ) 5.6.2.2 Lực hãm T ◦ Vì điểm đặt lực ngang T cùng vị trí với áp lực thẳng đứng P nên mô men uốn tính toán My và lực cắt tính toán Qy do lực hãm ngang T gây ra cũng được xác định như khi tính Mmax và Qmax: T = k .n .n c .TR = 1×1.1×0.85×5.31 = 4.96(kN) T 4.96 = 512.1× = 19.7(kNm) P 129.03 T 4.96 Q y = Q max . = 191× = 7.34(kN) P 129.03 M y = M max . 5.6.3 Kiểm tra tiết diện đã chọn Do dầm cầu trục có tiết diện đối xứng nên ứng xuất pháp lớn nhất tại điểm A ở cánh trên dầm cầu trục chịu uốn đồng thời Mx và My: SVTH : LÊ VŨ LINH t = My Mx + A A Wx Wy,dh MSSV : 1151160066 Trang 105 GVHD : NGUYỄN TAM HÙNG ĐỒ ÁN MÔN HỌC KẾT CẤU THÉP Các đặc trưng hình học: 393 14 y 10 x 14 772 x 300 y I xA   0.5 (30  1) 77.63  30 803 4  2   150719.2(cm ) 12 12   1.2 303 77.6 13 I yA 2   5406(cm 4 ) 12 12 I A .2 W  x 3767(cm3 ) h A x A y W  I yA .2 b 360.4(cm3 )  80 1.2  3 S f (30 1.2)    1418.4(cm ) 2   2 38.8  80 1.2  S (30 1.2)   2171(cm3 )   38.8 1 2  2  2 Điều kiện bền:  t  512.1104 19.7 104  1906(daN / cm 2 )  2238(daN / cm 2 ) 3767 360.4 Ứng xuất tiếp ở bụng dầm cầu trục kiểm tra theo lực cắt lớn nhất Qx:  Qx .S  c  f v I x .tw 191102 2171  275(daN / cm 2 )  10.58 2238 1298(...