Đồ án kết cấu thép

I. XÁC ĐỊNH KÍCH THƯỚC SƠ BỘ CỦA KHUNG NGANG:
 Tra catalog mã hiệu cầu trục A-1060500 ta có:
- LCR = 18,29 m
W = 2,9 m
D = 1040 mm
H = 150 mm
- BW = 8030 kg
TW = 2500 kg
Pmax = 7790 kg
Pmin = 2240 kg
 Các kích thước sơ bộ của khung ngang:
 Chiều cao phần cột dưới:
H L  ( H R  )  (hC . g  hR )  8  (0,5  0,07)  7, 43 m
Vậy chọn HL = 7,5 m.
Trong đó: HR - cao trình đỉnh ray.
 - đoạn cột được chơn sâu hoặc đưa lên cao khỏi mặt nền .
hC.g - chiều cao tiết diện dầm đỡ cầu trục.
1 1
hC . g  (  ) B  500 mm
16 10
HR – chiều cao tiết diện ray, chọn sơ bộ 70 mm.
 Chiều cao phần cột trên:
HU  (hC . g  hR )  D  ( F0  F1 )  75 mm  (0,5  0,07)  1,04  0, 075  (0,1)  1,785 m
Vậy chọn HU = 1,8 m.
Trong đó: D – khoảng cách từ đỉnh ray đến điểm cao nhất cầu trục.
F0 – khoảng cách từ mép khung đến điểm thấp nhất thiết bị treo.
F1 – khoảng hở dự phòng.
75 mm – khe hở an toản giữa cầu trục và kết cấu bên trên.
 Chiều cao tiết diện ngang lớn nhất và bé nhất của dầm vì kèo:
1 1
1 1

max
hRafter
 (  ) BW  (  )  ( LCR  2 m)  (507  811) mm
40 20
40 20
max
Vậy chọn hRafter
= 600 mm.
min
max
hRafter
 (0,3  0,5)  hRafter
 (180  300) mm

min
Vậy chọn hRafter
= 300 mm.

 Chiều cao tiết diện ngang của cột:
max
hcolum  hRafter
 600 mm
 Bề rộng cánh dầm , cột :
max
b f  (0,2  0,3)  hRafter
 (120 180) mm
Chọn bf = 150 mm.
 Bề rộng cánh nhà : Chọn BW = 20500 mm = 20,5 m.

Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

7500

8000

1800

1040

 Kiểm tra khe hở an toàn giữa cột và đầu cầu trục:
G0    d wg  hcolum  H  0, 5( BW  LCR )  d wg  hcolum  H
 G0  0,5(20500  18290)  200  600  150  155 mm  75 mm.
Trong đó:  - khoảng cách từ trục định vị tới tim ray.
dwd - chiều cao tiết diện xà gồ vách lấy 200mm ứng với bước cột 8m
H – khoảng cách từ tim ray đến đầu mút cầu trục.
Vậy BW đã chọn là hợp lý.

18290
20500

A

B

II. TẢI TRỌNG VÀ NỘI LỰC CỦA KHUNG NGANG:
 Tĩnh tải:
Tĩnh tải mái tác dụng lên dầm vì kèo:

U
= ( Q ×g roof × B)×102 = (1, 05×10×8)×102 = 0,84 kN/ m
g Rafter
Tĩnh tải vách tác dụng lên cột:
U
g colum
= ( Q ×g wall × B)×102 = (1, 05×10×8)×102 = 0,84 kN/ m
Trong đó:  Q = 1,05 là hệ số vượt tải của tĩnh tải ( vật liệu thép)
groof , gwall : là TLBT của kết cấu mái và vách- tính trên một m2
 Hoạt tải mái:
SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 2 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

U
= ( Q × p roof × B)×102 = (1,3×30×8)×102 = 3,12 kN/ m
pgirder

Trong đó:  Q = 1,3 là hệ số vượt tải của hoạt tải mái
proof = 30 daN/m2 là giá trị tiêu chuẩn hoạt tải mái (TCVN 2737:1995)
 Tải trọng cầu trục:
Áp lực thẳng đứng:
 4 B 2 N 
U
=  Q × n C × Pmax × 

D max
 +1,05× B× w r
B


 4  8  2  3, 45 
 1,1 0,85  7790  102  
  1,05  8  1  237 kN
8


 4 B 2 N 
U
=  Q × n C × Pmin × 
D min
 +1, 05× B× w r
B


 4  8  2  3, 45 
 1,1 0,85  2240 10 2  
  1, 05  8  1  74 kN
8



Trong đó:  Q = 1,1 là hệ số vượt tải của cầu trục
nC = 0,85 là hệ số tổ hợp (TCVN 2737:1995)
B = 8m là bước cột
N = 3,45m là bề rộng cầu trục ( tra trong catalog )

wr = 1 kN/m là trọng lượng bản thân dầm đỡ cầu trục và ray
Lực xơ ngang:
 4 B- 2 N 
 4×8  2×3, 45 
U
=  Q × n C × T1× 
TLA
 = 1,1× 0,85×5× 
  14, 7 kN
8
 B 


-2
Trong đó: T1 = 0,05×(C+ TW ) = 0, 05× (9000 + 950)×10 = 5 kN

T1 : giá trị tiêu chuẩn của lực xô ngang
C = 9000 kg là sức trục ( tra trong catalog )
Tw = 950 kg là trọng lượng của xe con (tra trong catalog)
P

B-W

P

W

P

U

W

N

y2

P

B-N

N

y1

y3

y4

 Dời áp lực thẳng đứng của cầu trục về trọng tâm cột:
Ta phải thêm vào các moment lệch tâm vào trọng tâm cột
Độ lệch tâm của tải trọng thẳng đứng:
SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 3 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

e = 0,5×( BW  LCR )  d wg  0,5  hcolum = 0,5× (20500  18290)  200  0,5  600 = 605 mm
Giá trị của moment lệch tâm:
U
U
= Dmax
M max
 e  143, 4 kNm
U
U
= Dmin
M min
 e  44,8 kNm
 Tải trọng gió:
Áp lực gió tiêu chuẩn của vùng gió III-A , dạng địa hình A: W0 = 110 daN/m3
Hệ số khí động lấy theo sơ đồ 2 – bảng 6 – TCVN 2737 -1995:
Với h/l = 0,51 , b/l > 2 , ta có:
ce = 0,8
ce1 = - 0,6
ce2 = - 0,4
ce3 = - 0,6
Tải trọng phân bố đều trên cột:
Phía đón gió:
C
qw, p =  Q × k0 × ce  W0 102  B = 1, 2  1,18  0,8  110 102  8  9,97 kN / m
Phía khuất gió:
=  Q × k0 × ce3  W0 102  B = 1, 2 1,18  0, 6 110 102  8  7, 48 kN / m

qwC, s

Tải trọng phân bố đều trên kèo:
Phía đón gió:
r
qw, p =  Q × k0 × ce1  W0  102  B = 1, 2 1,18  0, 6 110 102  8  7, 48 kN / m
Phía khuất gió:
=  Q × k0 × ce 2  W0 102  B = 1, 2 1,18  0, 4 110 102  8  4,98 kN / m

qwr , s

III.

PHÂN TÍCH NỘI LỰC KHUNG NGANG:
Ta sử dụng chương trình SAP-2000 để phân tích nội lực khung ngang.

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 4 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

Sơ đồ tính của khung ngang

Tĩnh tải

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 5 -

Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

Hoạt tải mái

Dmax tác dụng vào cột bên trái
SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 6 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

Dmax tác dụng vào cột bên phải

Lực hãm ngang tác dụng cột bên trái
SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 7 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

Lực hãm ngang tác dụng cột bên phải

Gió trái

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 8 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

Gió phải

Bảng tổ hợp nội lực:
TH1 : 1 TT + 1 HT
TH2 : 1 TT + 1 D trái
TH3 : 1 TT + 1 D phải
TH4 : 1 TT + 1 T trái + 1 D trái
TH5 : 1 TT + 1 T phải + 1 D phải
TH6 : 1 TT + 1 T trái + 1 D phải
TH7 : 1 TT + 1 T phải + 1 D trái
TH8 : 1 TT + 1 G trái
TH9 : 1 TT + 1 G phải
TH10 : 1 TT + 0.9 HT + 0.9 D trái
TH11 : 1 TT + 0.9 HT + 0.9 D phải
TH12 : 1 TT + 0.9 HT + 0.9 T trái + 0.9 D trái
TH13 : 1 TT + 0.9 HT + 0.9 T phải + 0.9 D phải
TH14 : 1 TT + 0.9 HT + 0.9 T trái + 0.9 D phải

TH15 : 1 TT + 0.9 HT + 0.9 T phải + 0.9 D trái
TH16 : 1 TT + 0.9 HT + 0.9 G trái
TH17 : 1 TT + 0.9 HT + 0.9 G phải
TH18 : 1 TT + 1 D trái + 0.9 G trái
TH19 : 1 TT + 1 D trái + 0.9 G phải
TH20 : 1 TT + 1 D phải + 0.9 G trái
TH21 : 1 TT + 1 D phải + 0.9 G phải
TH22 : 1 TT + 0.9 T trái + 0.9 D trái +0.9 G trái
TH23 : 1 TT + 0.9 T trái + 0.9 D trái +0.9 G phải
TH24 : 1 TT + 0.9 T trái + 0.9 D phải +0.9 G trái
TH25 : 1 TT + 0.9 T trái + 0.9 D phải +0.9 G phải
TH26 : 1 TT + 0.9 T phải + 0.9 D trái +0.9 G trái
SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 9 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN
TH27 : 1 TT + 0.9 T phải + 0.9 D trái +0.9 G phải
TH28 : 1 TT + 0.9 T phải + 0.9 D phải +0.9 G trái
TH29 : 1 TT + 0.9 T phải + 0.9 D phải +0.9 G phải

Biểu đồ bao moment

Biểu đồ bao lực dọc
SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 10 -

Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

Biểu đồ bao lực cắt

Cấu
kiện

Mặt cắt
Chân cột

Cột

Dầm
thay đổi
tiết diện
Dầm
không
thay đổi
tiết diện

Bảng kết quả tổ hợp nội lực
Mmax Ntu
Vtu
Mmin
Ntu
(kNm) (kN)

(kN) (kNm) (kN)
380
-16
111
-372
260

Vtu
(kN)
-115

Vmax Mtu
(kN) (kNm)
-115
-372

Ntu
(kN)
260

Dưới vai

239

269

-48

-197

-7

43

-48

239

269

Trên vai

182

65

-36

-224

61

25

48

-133

58

Đỉnh cột

230

67

-18

-254

63

9

34

-39

33

Đầu dầm

254

15

62

-118

-24

-42

65

230

25

Giữa dầm

113

15

48

-62

-8

37

49

83

25

Cuối dầm

230

25

-65

-170

-9

48

-65

230

25

Đầu dầm

93

-4

4

-104

25

5

33

9

15

Giữa dầm

90

-5

-7

-105

25

5

19

-59

16

Cuối dầm

93

-4

4

-104

26

-5

-32

-21

25

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 11 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

IV.THIẾT KẾ TIẾT DIỆN CỘT:

 Xác định chiều dài tính tốn:
Chọn phương án cột tiết diện không đổi với tỷ số độ cứng của xà và cột đã giả thiết là
bằng nhau ta có:
9,3
I   H 
n   xà   
 0, 508
  1
18, 29
 L   I c ôt 

Theo TCVN 338-2005 (1), khi liên kết cột khung với móng là liên kết ngàm:


n  0,56
0,508  0,56

 1, 283
n  0,14
0, 508  0,14

Vậy chiều dài tính tốn trong mặt phẳng khung của cột được xác định theo công thức
lx    H  1, 283  9, 3  11, 93 (m)
Chiều dài tính tốn của cột theo phương ngồi mặt phẳng khung lấy bằng khoảng
cách giữa các điểm cố định không cho cột chuyển vị theo phương dọc nhà. Giả thiết
bố trí giằng cột nhà bằng thép hình chữ C tại cao trình 3,4m nên ly=3,4 (m).
 Chọn và kiểm tra tiết diện:
Từ bảng tổ hợp nội lực chọn cặp nội lực tính tốn
N = 260 kN,
M = -372 kNm,

V = -115 kN.
Chiều cao của tiết diện cột chọn từ điều kiện độ cứng
1 1 
h      9300   465  620  mm → chọn h = 600 (mm)
 15 20 

Bề rộng tiết diện cột chọn theo các điều kiện cấu tạo và độ cứng
b f  (0, 3  0, 5)  h  (0, 3  0, 5)  600  (180  300) (mm)
1 
1 
 1
 1
b f     lc      9300  (310  465) → bf =300 (mm)
 20 30 
 20 30 

Xác định sơ bộ diện tích của cột:
Ayc 


Trong đó:

1
N
M 
 

f   c  N  x 

 1

260
372 102 


 (77, 2  95,1) cm2
24, 5  0, 9  0,8 260  (21  27) 

f : cường độ tiêu chuẩn của thép

 c = 0,9 : hệ số điều kiện làm việc
 = 0,8 : hệ số uốn dọc

 x  (0,35  0, 45)  h  (210  270) mm
SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 12 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

Bề dày bản bụng
1 
 1
tw   
  h  0, 6  tw  (0, 6  0,85) (cm). Chọn tw=8 mm
 70 100 

Bề dày bản cánh

 1 1  f
 1 1  24,5
t f       bf     
 30  tw  (1, 2  1, 6) (cm). Chọn tf = 12 mm
 28 35  21
 28 35  21

8

300

Vậy ta có tiết diện cột:

576

12

12

600
Tính các đặc trưng hình học của tiết diện đã chọn
 A  1, 2  30  2  57, 6  0,8  129, 6 cm2
 Ix 

30  603 (30  0,8)  57, 63

 78168 (cm 4 )
12
12

0,83  57, 6
1, 2  303
4
 2
 5405 (cm )
12
12
I  2 78168  2

 2606 (cm3 )
 Wx  x
h
60

 Iy 

 ix 
 iy 

Ix
78168

 34, 7(cm)
A
64,8

Iy
A



5405
 9,1 (cm)
64,8
2

l 11, 93  10
 34, 4      120
 x  x 
ix
34, 7

 y 

ly
iy



3, 4  10 2
 37, 4      120
9,1

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 13 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

 x  x 

f
27, 5
 34, 4 
 1, 28
E
2  104

 y   y 

f
27,5
 37, 4 
 1,37
E
2  104

M
A 372  102 129, 6


 7,11
 mx  
N WX
260
2606

Với

-

A diện tích tiết diện cột
Ix,Iy các momen quán tính của tiết diên đối với các trục chính
ix,iy các bán kính quán tính của tiết diện đối các trục chính
x ,  y -độ mảnh tính tốn của tiết diện cột theo cả hai phương x và y

-

x ,  y - độ mảnh quy đổi theo cả 2 phương x và y

-

mx độ lệch tâm tương đối
me độ lệch tâm quy đổi
 - hệ số ảnh hưởng của hình dạng tiết diện
Wx momen chống uốn theo phương x
 x ,  y ứng suất pháp song song với các trục tương ứng x-x ,y-y

-

e - hệ số uốn dọc của cấu kiện chịu nén lệch tâm

-

 y -hệ số uốn dọc của cấu kiện chịu nén đúng tâm

-

c- hệ số xét dến ảnh hưởng của momen uốn và hình dạng của tiết diện đển khả
năng ổn định ngoài mặt phẳng cột
Af

36
 0, 625 tra bảng II.4 phụ lục II sách Kết cấu thép
Aw 57, 6
– Cấu kiện cơ bản ( chủ biên Phạm Văn Hội ) ta có:   1, 25

Với x  1, 28  5 , 5  m  20 ,



Từ đó me    mx  1, 25  7,11  8,89  20 → Không cần kiểm tra bền.
 Kiểm tra ổn định tổng thể trong mặt phẳng uốn:
Với x  1, 28 , m  8,89 tra bảng II.2 phụ lục II sách Kết cấu thép – Cấu kiện cơ bản
( chủ biên Phạm Văn Hội ) ta có: e  0, 0097
Điều kiện ổn định tổng thể của cột trong mặt phẳng khung được kiểm tra theo công thức
N
260
x 

 20,68 (kN / cm2 )  f   c  24,5 (kN / cm2 )
e  A 0,097 129,6
 Kiểm tra ổn định tổng thể ngoài mặt phẳng uốn:
Theo phương uốn cột có sơ đồ là thanh cơng xơn,nên có 5  mx  m  7,11  10 vậy c
được xác định theo công thức:
c  c1 (2  0, 2  mx )  c2 (0, 2  mx  1)
SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 14 -


Đồ án : Kết cấu thép
Trong đó c1 

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN


1

 0,182 với m = 5
1    mx 1  0, 9  5

  1 ,   0, 65  0, 05  mx  0,65  0, 05  5  0,9

c2 
1

1

mx   y

b

1
 0,1 với b  1 , mx  10
10  0,895
1

1

Vậy c  0,182  (2  0, 2  7,11)  0,1 (0, 2  7,11  1)  0,147
Với  y  1,37  2,5 ta có:
f
2450 
 y  1   0, 073  5,53        1   0, 073  5,53 
 1,37  1,37  0,89
6 
E





2  10 

Điều kiện ổn định tổng thể của cột ngoài mặt phẳng khung được kiểm tra theo công
thức:
N
260
y 

 15,34(kN / cm2 )  f   c  24,5 (kN / cm 2 )
c   y  A 0,147  0,89 129,6
 Kiểm tra ổn định cục bộ của bản cánh:
Với bản cánh được kiểm tra theo công thức:
b 
E
2 106

 (0,36  0,11, 28) 
 13,16
 0   (0,36  0,1  ) 
f
2450
 t f 

Vậy có:

b0 30  1

 12,08  13,16 đảm bảo ổn định cục bộ bản cánh.
t f 2 1, 2

 Kiểm tra ổn định cục bộ của bản bụng:
Với  y  1,37  2 , m  7,11  1 , và khả năng chịu lực của cột được xác định theo ổn định
tổng thể trong mặt phẳng uốn nên độ mảnh giới hạn của bản bụng được xác định theo
công thức:
 hw 
2
E
2 106
2

(1,3

0,15


)


(1,3

0,15

1,
28
)

 41,69
 
f
2450
 tw 

57,6
 72  41,69 bản bụng bị mất ổn định cục bộ. Coi như phần bụng cột
tw
0,8
tiếp giáp giữa 2 bản cánh còn làm việc. Bề rộng của phần bụng cột này là:
Vậy có:

hw



 hw 
  0,85  0,8  41,69  35, 44
 tw 

C1  0,85  tw  

Diện tích của phần cột không kể đến phần bản bụng bị mất ổn định cục bộ
A '  2  1 35, 44  2  (1, 2  30)  142,88 cm 2  A  129, 6 cm 2

→ Không cần kiểm tra lại các điều kiện ổn định tổng thể.

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 15 -


Đồ án : Kết cấu thép
Đồng thời

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

hw
E
2  104
 57, 6  2, 3 
 2,3 
 65, 7 →Không phải đặt sườn ngang.
tw
f
24,5

V. THIẾT KẾ TIẾT DIỆN DẦM KHÔNG THAY ĐỔI TIẾT DIỆN:
Từ bảng tổ hợp nội lực chọn cặp nội lực tính tốn
V = 5 kN

M = -105 kNm
Momen chống uốn cần thiết của tiết diện xà ngang xác định theo công thức
Wxyc 

M
105  10 2
3

 476, 2 (cm )
f   c 24,5  0,9

Chọn chiều cao của tiết diện xà xác định từ điều kiện tối ưu về vật liệu theo công thức
Wxyc
476, 2
hkt  k 
 (1,15  1, 2) 
 (25,1  26, 2) cm
tw
1
hmin 

5 f l  l
5 2, 45  103
450
  
 
 400 
 35,19 cm
6
24 E     tb 24

2  10
1, 2

Vậy chọn h = 400 mm.
Kiểm tra bề dày bản bụng từ điều kiện chịu cắt:
3
V
3
5 103
tf  
 
 0,13 cm
2 hw  f v   c 2 38 1519 1
Vậy chọn tw = 8 mm.
Trong đó:

fv 

0, 58  f y
1, 05



0,58  2750
 1519 daN / cm 2
1, 05

hw  h  2  t f  40  2 1  38 cm

380

8

10

400

10

Theo các yêu cầu cấu tạo và ổn định cục bộ,tiết diện của bản cánh chọn là tf =10 mm và
bf = 200 mm.

200
SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 16 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

Các đặc trưng hình học:
 A  0,8  38  2 1 20  78 (cm 2 )
 Ix 



1 383
13

 2   20   20 119,52   19786 (cm 4 )
12
12



I x  2 19786  2

 989 (cm3 )
h
40
h
h2
382
39
 20 1  570 cm 2
 S x  S w  S f  tw w  b f t f fk  0,8 
8
2
8
2

 Wx 

Ứng suất pháp lớn nhất:
M 105 102
x 

 10,6  f   c  1 24,5  24,5 kN / cm2
Wx

989
Ứng suất tiếp lớn nhất:
V  S x 5 103  570


 144  f   v  11519  1519 daN / cm 2
I x  tw 19786  0,8
Ứng suất tương đương:

 td   x2  3  2  10602  3 1442  1089  1,15  f   c  2817 daN / cm2
 Kiểm tra ổn định cục bộ của bản bụng và bản cánh:
b0 20  1
1
E 1
2  104

 7, 92  
 
 14, 29
t f 2  1, 2
2
f 2
24,5

hw 38
E
2 10 4

 48  5, 5 
 5,5 

 148
tw 0,8
f
24,5

→ Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp nén (không
phải đặt sườn dọc)
hw 38
E
2 104

 48  3, 2 
 3, 2 
 86
tw 0,8
f
24, 5

→ Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất tiếp(không phải
đặt sườn ngang)
hw 38
E
2 104

 48  2,5 
 2, 5 
 67
tw 0,8
f
24,5

→ Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp và ứng suất
tiếp(không phải kiểm tra các ổ bủng)
Vậy tiết diện xà đã chọn là đạt yêu cầu.

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 17 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

VI.THIẾT KẾ TIẾT DIỆN DẦM THAY ĐỔI TIẾT DIỆN:
Từ bảng tổ hợp nội lực chọn cặp nội lực tính tốn
V = 65 kN
M = 230 kNm
Momen chống uốn cần thiết của tiết diện xà ngang xác định theo công thức
yc
x

W

M
230 10 2


 1043 (cm3)
f   c 24,5  0,9

Chọn chiều cao của tiết diện xà xác định từ điều kiện tối ưu về vật liệu theo công thức
hkt  k 
hmin 

Wxyc
1043
 (1,15  1, 2) 
 (37  39) cm
tw
1

5 f l  l
5 2, 45  103
650
  
 
 400 
 50,83 cm
6
24 E     tb 24
2  10
1, 2

Vậy chọn h = 600 mm.
Kiểm tra bề dày bản bụng từ điều kiện chịu cắt:
3
V
3
65 103

tf  
 
 0,98 cm
2 hw  f v   c 2 58 1519 1
Vậy chọn tw = 8 mm.
Trong đó:

fv 

0, 58  f y
1, 05



0,58  2750
 1519 daN / cm 2
1, 05

hw  h  2  t f  60  2 1  58 cm

580

600

10

Theo các yêu cầu cấu tạo và ổn định cục bộ,tiết diện của bản cánh chọn là tf =10 mm và
bf =200 m.

10

8

200

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 18 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

Các đặc trưng hình học:
 A  0,8  58  2 1 20  98 (cm2 )


1 583
13
 2   20   20 1 29,52   51071 (cm 4 )
 Ix 
12
12


I x  2 51071 2

 1702 (cm3 )
h

60
h
h2
582
59
 S x  S w  S f  tw w  b f t f fk  1
 20 1  1011 cm 2
8
2
8
2

 Wx 

Ứng suất pháp lớn nhất:
M 230 102
x 

 13,5  f   c  1 24,5  24,5 kN / cm 2
Wx
1702
Ứng suất tiếp lớn nhất:
V  S x 65 103 1011


 1288  f   v  11519  1519 daN / cm2
I x  tw
51071 0,8
Ứng suất tương đương:

 td   x2  3  2  13502  3 12862  2705  1,15  f   c  2817 daN / cm2
 Kiểm tra ổn định cục bộ của bản bụng và bản cánh:
b0 20  1
1
E 1
2  104

 7,92  
 
 14, 29
t f 2  1, 2
2
f 2
24,5

hw 68
E
2 104

 85  5, 5 
 5, 5 
 148
tw 0,8
f
24, 5

→ Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp nén (không
phải đặt sườn dọc)
hw 68
E

2 104

 85  3, 2 
 3, 2 
 86
tw 0,8
f
24,5

→ Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất tiếp(không phải
đặt sườn ngang)
hw 68
E
2 104

 68  2,5 
 2,5 
 71
tw
1
f
24,5

→ Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp và ứng suất
tiếp(không phải kiểm tra các ổ bủng)
Vậy tiết diện xà đã chọn là đạt yêu cầu.

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 19 -

Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

VII. THIẾT KẾ CÁC CHI TIẾT:
Bu lông neo được chế từ thép JIS-G 3101 – SS 400 có fu = 400 Mpa , fba = 160 Mpa
Bê tơng móng/ cổ cột B20 có Rb = 11,5 Mpa
Sử dụng que hàn N42 với fwf = 2000 daN/cm2
A. Thiết kế chân cột – liên kết cột với móng:
Ta phân tích được các cặp nội lực (M,N) nguy hiểm tại chân cột:
Nmin = -264 kN
;
Mtu = -120 kNm
Nmax = 260 kN
;
Mtu = -372 kNm
Mmax = 380 kNm
;
Ntu = -16 kN
Mmin = -372 kNm
;
Ntu = 260 kN
Vmax = 111 kN
 Chọn sơ bộ kích thước bản đế:
D = 600 + 250 = 850 mm ; B = 350 mm
Điều kiện bền nén của bê tông là:
N
6 M


 Rb  1,15 kN / cm 2
B  L B  L2
N
6 M
2 

 Rb  1,15 kN / cm2
2
B L B L

1 

Bảng kiểm tra điều kiện bền nén của bê tông ứng với các cặp nội lực:
N
M
Rb
Điều kiện
 (kN/cm2)  (kN/cm2)
(kN)
(kNm)
(kN/cm2)
-264
-120
-0.373
0.196
1,15
thỏa
260
-372

-0.795
0.970
1,15
thỏa
-16
380
0.896
-0.907
1,15
thỏa
260
-372
-0.795
0.970
1,15
thỏa
 Kiểm tra lại diện tích của bản đế:
Ta sử dụng cặp nội lực Mmax = 380 kNm ; Ntu = -16 kN để kiểm tra đầu tiên
Độ lệch tâm của tải trọng:
M 38000
D
e

 2375 cm   14, 2 cm
N
16
6
→ Có vùng kéo dưới bản đế , áp lực dưới bản đế phân bố dạng tam giác trong khoảng y:
r  Rb  ( D  c) 8 11,5  (85  12)
y


 26,65 cm
f ba  r  Rb
160  8 11,5
Trong đó: c = 12 cm là khoảng cách từ trọng tâm nhóm bu lông chịu kéo đến mép bản đế
r = 8 là tỷ số mô đun đàn hồi của thép và bê tơng
Tổng lực kéo trong nhóm 4 bu lơng kéo là:
SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 20 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN
T  R  N  0,5  ( B  y )  Rb  N  0,5  (35  26, 65)  1,15  16  536 kN

Diện tích tiết diện cần thiết cho mỗi bu lơng là:
T
536
Abl 

 8,375 cm 2
4  f ba 4 16
Vậy chọn bu lơng 36 có A = 10,18 cm2
Lực kéo trong các bu lông:
y D

3
2  16  2375  8,88  42,5  584 kN

T  N
y
85  12  8,88
Dc
3
e

Ứng suất trong các bu lông là:

s 

T
584

 14,35 kN / cm 2  fba  16 kN / cm2
4  Abl 4 10,18

Vậy bu lông đủ khả năng chịu lực.
Ứng suất nén lớn nhất dưới bản đế:
s  y
14,35  26,65
c 

 1, 03 kN / cm2  Rb  1,15 kN / cm 2
r  ( D  y  c) 8  (85  26,65  12)
Vậy bê tơng móng đủ khả năng chịu nén
Moment uốn lớn nhất dưới bản đế được xác định bởi công thức:
M PL  Max M m , M n , M n ' 
Trong đó:

M m  1 

m 2   1   2  m3
12, 62  0,896  0,907  12, 63



0,896


 64,1 kNcm


2  D  y6
2
85

 26, 65  6
2

2

  1   2  n  0,896  0,907  5,5
 13, 64 kNcm
  

2
 2  2 
 2
D  hw  t f 85  58,8  1


 12, 6 cm
Với cột tổ hợp hàn thì : m 
2
2
B  0,8  b f 35  0,8  30
n

 5, 5 cm
2
2

Mn  

Vậy MPL = 64,1 kNcm
Chiều dày bản đế tính với áp lực dưới bản đế:

tPL 

6  M PL
6  64,1

 4, 2 cm
c  f
0,9  24,5

Vậy chọn bản đế dày 5 cm

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 21 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

588

131

300

55

8

240

350

55

131

576

12

12

600
Thực hiện tương tự các bước trên với các tổ hợp tải trọng khác ,ta có bảng:

N
(kN)

M
(kNm)

-264
260

-120
-372

e
(cm)

Chọn bu lơng
Abl

(cm2)
24
4.52
32
8.04

T
(kN)

45.5 272.3
143.1 276.3

Ts
(kN)
48.74
443.87

MPL
s
c
(kN/cm2) (kN/cm2) (kNcm)
2.70
13.81

0.1937
0.9922

12.952
66.346

Vậy ta chọn bố trí 8 bu lơng 36 (4x2) , bản đế dày 5 cm.
 Kiểm tra bu lông neo với tổ hợp Nmax ; Mtu :
Nmax = 260 kN ; Mtu = -372 kNm
Tổng lực kéo trong 4 bu lông neo:
T

M N 37200 260
 


 643 kN
Lb 2
58,8
2

Ứng suất kéo trong bu lông neo:
T
643
s 

 15,79 kN / cm 2  fba  16 kN / cm 2
4  Abl 4 10,18
Vậy bu lông chọn đã thỏa
 Tính chiều dày bản đế khi chịu nhổ :
Moment uốn trong bản đế do sự nhấc lên của cánh:

M PL  T 

( p  0, 5  d bl )
13  1,8
 643 
 900, 2 kNcm
8
8

Trong đó: p = 13 cm là khoảng cách giữa hàng bu lông phía ngồi và phía trong cánh
SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 22 -

tPL
(cm)
1.88
4.25


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

dbl = 3,6 là đường kính của bu lơng
Chiều dày bản đế do sự nhấc lên của cánh là :

tPL 

6  M PL
6  900, 2

 2,87 cm  5 cm
 c  f  bf
0,9  24,5  30

Vậy chiều dày bản đế đã chọn thỏa điều kiện chịu nhổ.
 Tính liên kết hàn bản cánh và bản bụng vào bản đế :
Lực kéo lớn nhất trong cánh cột được xác định bởi công thức:
T f lg  Max T1 , T2 , T3
Trong đó:
M
N 

 12000 264 
T1  b f  t f   tu  min   30 1, 2  

  239 kN
Ac 
 2606 129, 6 
 Wx
M
N 
 37200 260 
T2  b f  t f   tu  max   30  1, 2  

  442 kN
Ac 
 2606 129, 6 
 Wx

M
M
N 
N  
T3  max b f  t f   max  tu  ; b f  t f   min  tu  
Ac 
Ac  

 Wx
 Wx


 38000 16 

 37200 260  
T3  max 30 1, 2  

;30 1, 2  


   520 kN
 2606 129, 6 
 2606 129, 6  


Với Wx ; Ac là module kháng uốn và diện tích tiết diện chân cột.
Vậy T f lg  520 kN
Chiều cao đường hàn góc liên kết cánh cột vào bản đế:
T f lg
T f lg


52000
52000


h f  Max 
;
;
  Max 
  0, 06 cm
 2  30  0, 7  0,9  2000 2  30  1 0,9  1845 
 2b f  f  c f wf 2b f  s c f ws 

Chiều cao đường hàn góc liên kết bụng cột vào bản đế:



T f lg
T f lg


52000
52000
h f  Max 
;
;
  Max 
  0, 04 cm
 2  57, 6  0, 7  0,9  2000 2  57, 6  1 0,9 1845 
 2  f hw c f wf 2  s hw c f ws 

Với: fwf ; fws là cường độ tính tốn chịu cắt qui ước của thép đường hàn và thép cơ bản
f ws  0, 45  f u  0, 45  4100  1845 daN / cm 2

 f  0, 7 ;  s  1 là hệ số chiều sâu nóng chảy của đường hàn

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 23 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN

50

140

220

300

600

220
100

420

100

480

117 8

200

200

200

8 117

850

B. Thiết kế liên kết dầm với cột:
Nội lực thiết kế mối nối:
Mmax = 230 kNm
Ntu = 67 kN
Mmin = -254 kNm
Ntu = 63 kN
Vmax = 34 kN
Chọn bu lơng cường độ 5.8 ; đường kính bu lơng dự kiến là d = 27 mm.Bố trí bu lơng
thành 2 dãy với khoảng cách giữa các bu lông đảm bảo yêu cầu truyền lực tốt ,cấu tạo
đơn giản và dễ chế tạo. ( sách Kết cấu thép –Cấu kiện cơ bản , chủ biên Phạm Văn Hội)
Phía ngồi của cột bố trí một cặp sườn gia cường cho mặt bích,với kích thước:
- Bề dày ts  tw  ts  1(cm)
-

Bề rộng phụ thuộc vào kích thước mặt bích : ls  9(cm)

-

Chiều cao hs  1,5  ls  1,5  9  13,5 (cm)  hs  15 cm

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 24 -


Đồ án : Kết cấu thép

GVHD: PGS.TS NGUYỄN HỮU LÂN
558
418
278
140
600
140

140

140

140

10

274

70

12

100

100
10

300

100

50

90 12

292

12

30

720

Khả năng chịu kéo của một bu lông là:
[ N ]tb  f tb  Abn  20  4,59  91,8 kN
Trong đó:

ftb = 20 kN/cm2 là cường độ tính tốn chịu kéo của bu lơng
Abn = 4,59 cm2 là tiết diện thật của thân bu lơng có d= 27mm

Khả năng chịu trượt của một bu lông là:

[ N ]b  f hb  A   b1 
Trong đó:


0, 25
 n f  77  5,72 1
1  64,77( KN )
 b2

1,7

fub = 110 kN/cm2 là cường độ kéo đứt tiêu chuẩn của vật liệu bu lông
fhb = 0,7fub = 77 kN/cm2 là cường độ tính tốn chịu kéo của vật liệu bu
lông trong liên kết ma sát.
A = 3,8 cm2 là diện tích của thân bu lơng có d= 27mm
 b1  1 là hệ số làm việc của liên kết với số bu lông n=10

  0, 25 là hệ số liên kết
 b 2  1, 7 là hệ số độ tin cậy của liên kết
nf = 1 là số lượng ma sát của liên kết
( sách tham khảo Kết cấu thép –Cấu kiện cơ bản , chủ biên Phạm Văn Hội)
 Kiểm tra điều kiện chịu kéo của bu lông:
Lực kéo tác dụng vào một bu lơng ở dãy ngồi cùng do moment và lực dọc phân vào là:

Nb max 

M  h1 N
23000  55,8
67
 
  93,1 kN
2
2
2
2
2
2 hi n 2  (14  27,8  41,8  55,8 ) 10

SVTH: TRẦN QUỐC TOẢN -080253C

Trang - 25 -