Lựa chọn phương pháp tính toán thiết kế cửa van phẳng cho công trình thủy lợi

1
A. TÀI LIỆU THIẾT KẾ :
• Bề rộng lỗ cống: L
o
= 11.0 m
• Cột nước thượng lưu: H
o
= 5.5 m
• Cột nước hạ lưu: H
h
= 0
• Cao trình ngưỡng:
∇
= 0
• Vật chắn nước đáy bằng gỗ, vật chắn nước bên bằng cao su hình chữ P
• Vật liệu chế tạo van:
- Phần kết cấu cửa: Thép CT3
- Trục bánh xe: Thép CT5.
- Bánh xe chịu lực: Thép đúc CT35└
- Ống bọc trục bằng đồng.
• Hệ số vượt tải của áp lực thủy tĩnh: n
q
= 1.1 và của trọng lượng bản thân: n
g
= 1.1
• Độ võng giới hạn của dầm chính:
600
11
=
o
n

; của dầm phụ
250
11
=
o
n
.(Tra bảng 4-1 trang
61 GT Kết cấu thép -ĐHTL
• Cường độ tính toán của thép chế tạo van lấy theo the thép CT3 trang 8 Giáo trình Kết
cấu thép:
- Ứng suất pháp khi kéo nén dọc trục: R
k,n
= 1490 daN/cm2.
- Ứng suất pháp khi uốn: R
u
= 1565 daN/cm2.
- Ứng suất cắt: R
c
= 895 daN/cm2.
- Ứng suất ép mặt đầu: R
emđ
=2230daN/cm2.
SVTH :Nguyễn Hoàng Anh 49C4 Trang :1
2
• Hệ số điều kiện làm việc: Đối với cửa van chính thuộc nhóm 1-4 m=0.72m
B. NỘI DUNG THIẾT KẾ:
I. Bố trí tổng thể cửa van:
Để bố trí tổng thể cửa van cần sơ bộ xác định vị trí và các kích thước cơ bản của dầm chính
Nguyễn Đức Anh
HH HH

AA
Nh×n tõ h¹ l uNh×n tõ h¹ l uNh×n tõ th îng l uNh×n tõ th îng l u
BB
cc cc
GG
Nh×n theo GNh×n theo G
3
1. Thiết kế sơ bộ dầm chính:
Thiết kế cửa van phẳng trên mặt 2 dầm chính.
Nguyễn Đức Anh
w
n
2 H
3
3
H
H = H
0
a
1
t
d
2
a
a
a
4
* Xác định nhịp tính toán của cửa van:
- Chọn khoảng cách từ mép cống tới tâm bánh xe: c = 0.25 m.
Nhịp tính toán cửa van là: L = L

o
+ 2c = 11 + 2
×
0.25 = 11.5 m
* Chiều cao toàn bộ cửa van: H
0
= 5.5 m
* Vị trí hợp lực của áp lực thủy tĩnh đặt cách đáy van một đoạn:
Z =
3
H
=
3
5.5
= 1.83 m
* Chọn đoạn công xôn phía trên a
1
- Theo yêu cầu thiết kế: a
1

≤
0,45 h
v
= 0.45
5.5×
= 2.475 m, chọn a
1
= 2.4 m.
- Để hai dầm chính chịu lực như nhau thì phải đặt cách đều tổng áp lực nước.
→ Vậy khoảng cách hai dầm chính là: a = 2

×
(H
0
- a
1
- Z) = 2
×
(5.5 – 2.4 – 1.83) = 2.54 m.
* Đoạn công xôn phía dưới a
2

a
2
= H
0
– (a
1
+ a) = 5.5 – (2.4 + 2.54) = 0.56 m.
* Khoảng cách từ dầm chính trên, dầm chính dưới đến tâm hợp lực: a
tr
; a
d
- Sơ bộ chọn : a
tr
= a
d
= a/2 = 2.54/2 = 1.27 m
• Lực tác dụng lên mỗi dầm chính.
- Tải trọng phân bố đều tiêu chuẩn:
q

tc
= W/2 =
γ
H
2
/4 = 10
×
5.5
2
/4 = 75.625 kN/m
- Tải trọng phân bố đều tính toán:
q = n q
tc
= 1.1
×
75.625= 83.188 kN/m.
Nguyễn Đức Anh
11
5
Hình 2. Sơ đồ tính toán dầm chính
• Xác định nội lực dầm chính: Mômen uốn tính toán lớn nhất:
M
max
=
22
0
L
Lq
×
×

-
8
2
0
Lq ×
=
2
5.11
2
11188.83
×
×
-
8
11188.83
2
×
= 1372.602 kNm
• Lực cắt tính toán lớn nhất:
Q
max
=
2
0
qL
=
2
11188.83 ×
= 457.534 kN
• Xác định chiều cao dầm chính: Dựa vào điều kiện kinh tế và điều kiện độ cứng đối với

dầm đơn, chịu lực phân bố đều, có tiết diện đối xứng:
- Theo điều kiện kinh tế: h
kt
=
3
Wk
ycb
λ
Trong đó: k = 1.5;
b
λ
= 140
yc
W
=
R
M
max
=
1565
10.602.1372
4
= 8770.62 cm3
→ h
kt
=
3
62.87701405.1 ××
= 122.58 cm
- Theo điều kiện độ cứng, chiều cao nhỏ nhất của dầm:

∑∑
∑ ∑
+
+
=
tc
q
tc
p
tctc
qnpn
qp
E
RLn
h
24
5
0
min
Trong đó: n
o
= 600, E = 2.1
×
10
6
daN/cm
2
q
tc
= 83.188 kN/m, chọn n

p
= n
q
= 1.1
Nguyễn Đức Anh
6
→
1.1
1
.
101.2
600105.111565
24
5
6
2
min
×
×××
=h
= 97.39 cm
Do h
kt
> h
min
→ Chọn h = h
kt
= 124 cm
→

h
b
=0.95 x 124 = 118.37 cm
→

Chọn h
b =
120 cm (bội số của 50 mm)
2. Bố trí giàn ngang (4)
Để đảm bảo độ cứng ngang của cửa van, khoảng cách giữa các giàn ngang B không nên
lớn hơn 4m. Bố trí dàn ngang tuân theo điều kiện:
- Bố trí các dàn ngang cách đều nhau.
B =
mm
L
4875.2
4
5.11
4
<==
- Giàn ngang nằm trong phạm vi dầm chính không thay đổi tiết diện
- Số giàn ngang nên chọn lẻ để các kết cấu như dầm chính, giàn chịu trọng lượng có
dạng đối xứng. Ở đây bố trí 3 giàn ngang và 2 trụ biên
3. Bố trí dầm phụ dọc (3)
Dầm phụ dọc hàn chặt vào bản mặt và tựa lên các giàn ngang có thể tính như dầm đơn,
gối tựa là 2 giàn ngang và đỡ tải trọng của bản mặt truyền đến. Dầm phụ được bố trí song song
với dầm chính, càng xuống sâu dầm càng dầy vì áp lực nước tăng.Khoảng cách giữa các dầm
phụ 0.7÷0.9 m. Dầm phụ chọn tiết diện chữ C đặt úp để tránh đọng nước. Bố trí các dầm phụ
dọc như hình 3
Hình 3 : Bố trí các dầm dọc phụ

Nguyễn Đức Anh
7
4. Trụ biên (6)
Trụ biên ở hai đầu cửa van, chịu lực từ dầm chính, dầm phụ và lực đóng mở van. Trụ
biên gắn với gối tựa kiểu trượt hoặc bánh xe truyền lực lên trụ pin. Các thiết bị treo, chốt giữ và
móc treo cũng được nối với trụ biên.
Tiết diện trụ biên của cửa van trên mặt thường có dạng chữ I. Để đơn giản cấu tạo chiều
cao trụ biên thường chọn bằng chiều cao dầm chính
5. Giàn chịu trọng lượng (5)
Giàn chịu trọng lượng bao gồm cánh hạ của dầm chính, cánh hạ của dàn ngang, được bổ
sung thêm các thanh bụng xiên có tiết diện là các thép góc đơn hoặc ghép.
6. Bánh xe chịu lực
Để đóng mở cửa van cần bố trí kết cấu di chuyển cửa van bằng thanh trượt hoặc bánh xe
chịu lực. Bánh xe được bố trí ở mặt sau trụ biên, bánh xe bên và bánh xe ngược hướng nên
dùng bánh xe cao su để giảm chấn động.:
7. Bánh xe bên
Nguyễn Đức Anh
8
Để khống chế cửa van không bị dao động theo phương ngang và đẩy về phía trước,
người ta thường bố trí các bánh xe bên. Đôi khi người ta kết hợp sử dụng bánh xe chịu lực
đồng thời làm bánh xe bên.
8. Vật chắn nước
Vật chắn nước hai bên và vật chắn nước được sử dụng vật liệu bằng cao su bố trí ở hai
bên và dưới đáy cống dạng củ tỏi.
II. Tính toán các bộ phận kết cấu van.
Tính toán bản mặt: Bản mặt được bố trí thành 4 cột giống nhau nên chỉ cần tính cho một dãy
cột. Các ô dầm được tính toán như tấm hình chữ nhật chịu tải trọng phân bố.Có hai trường hợp
xảy ra:
* Khi ô có cạnh dài > 2 lần cạnh ngắn: Ô được tính như tấm tựa trên 2 cạnh. Trường hợp này
chiều dầy bản mặt được xác định theo công thức:

bm
δ
=
u
i
R
p
a ××61.0
Trong đó:
- a: Cạnh ngắn của ô bản mặt (cm)
- b: Cạnh dài của ô bản mặt (cm)
- p
i
: Cường độ áp lực thủy tĩnh tại tâm của ô bản mặt được xét (daN/cm
2
)
- R
u
: Cường độ chịu uốn của thép làm bản mặt (daN/cm
2
)
* Khi ô có cạnh dài < 2 lần cạnh ngắn: Ô được tính như tấm tựa trên 4 cạnh. Trường hợp này
chiều dầy bản mặt được xác định theo công thức:
bm
δ
=
u
i
R
p

a
×
××
α
19.2
Nguyễn Đức Anh
9
Trong đó:
- a: Cạnh ngắn của ô bản mặt (cm)
- p
i
: Cường độ áp lực thủy tĩnh tại tâm của ô bản mặt được xét (daN/cm
2
)
- R
u
: Cường độ chịu uốn của thép làm bản mặt (daN/cm
2
)
-
α
: Hệ số phụ thuộc vào tỷ số b/a
• Để tính toán ta lập bảng tính như sau:
Bảng 1
Số hiệu ô bản
mặt
P
i
tc
(kN/m

2
) a
i
(m) b
i
(m) n=b/a
u
tc
i
R
p×1.1
bm
δ
(mm)
I 4 0.8 2.875 3.59375 0.0530236 2.58755142
II 12 0.8 2.875 3.59375 0.0918396 4.48177053
III 16 0.8 2.875 3.59375 0.1060472 5.17510285
IV 27.25 0.65 2.875 4.423077 0.1383956 6.75370749
V 33.75 0.65 2.875 4.423077 0.1540196 7.51615768
VI 40.25 0.65 2.875 4.423077 0.1681985 8.20808672
VII 46.45 0.59 2.875 4.872881 0.1806891 8.81762963
VIII
52.2
0.56
2.875 5.133929 0.1915466 9.34747355
Từ bảng kết quả trên và xét đến điều kiện ăn mòn ta chọn chiều dày bản mặt:
bm
δ
= 10 mm
Nguyễn Đức Anh

10
Hình 4
2. Tính toán dầm phụ dọc
Dầm phụ truyền lực lên dàn ngang. Dầm phụ dọc được tính như dầm liên tục hoặc dầm
đơn tùy thuộc cách bố trí dầm phụ. Với cách bố trí dầm phụ dọc bằng mặt với cánh thượng của
dàn ngang, dầm phụ dọc được tính như dầm đơn, nhịp là khoảng cách giữa hai giàn ngang và
chịu tải trọng phân bố đều có cường độ là:
q
i
= p
i
b
i
= p
i
2
dt
aa +

daN/cm
2
Trong đó:
- a
t
: Khoảng cách từ dầm đang xét đến dầm trên nó.
Nguyễn Đức Anh
11
- a
d
: Khoảng cách từ dầm đang xét đến dầm dưới nó.

- p
i
: Áp lực thủy tĩnh tại trục dầm thứ i (daN/cm
2
).
Chiều dài dầm phụ: L
f
= B = 2.875 m
→ Ta có bảng kết quả tính toán như sau:
Dầm phụ p
i
a
t
a
d
b
i
q
i
(kN/m
2
) (m) (m) (m) (kN/m)
1 8 0.8 0.8 0.8 6.4
2 16 0.8 0.8 0.8 12.8
3 30.5 0.65 0.65 0.65 19.825
4 37 0.65 0.65 0.65 24.05
5 43.5 0.65 0.59 0.62 26.97
Từ bảng trên, ta thấy dầm số 5 là dầm chịu lực lớn nhất ( 26.97 kN/m ), cách mặt nước 4.35 m.
Vậy ta tính toán cho dầm này.
* Mô men uốn lớn nhất trong dầm phụ dọc:

306520
8
5.28797.261.1
8
2
2
max
max
=
××
==
Bnq
M
(daN.cm)
* Mô men chống uốn theo yêu cầu của dầm phụ dọc:
860.195
1565
306520
max
===
u
yc
R
M
W
( cm
3
)
Nguyễn Đức Anh
12

Hình 5
Từ W
yc
, tra thép định hình chữ [ (có xét đến bản mặt tham gia chịu lực), ta chọn thép chữ [ số
hiệu N
0
22 có các đặc trưng sau:
h = 22 cm b
c
= 82 mm z
o
= 2.21 cm
F = 26.7 cm
2
J
x
= 2110 cm
4
W
x
= 192 cm
3
Vì dầm phụ hàn vào bản mặt nên phải xét đến bản mặt cùng tham gia chịu lực (hình 6), bề rộng
của bản mặt tham gia chịu lực với dầm phụ lấy bằng giá trị nhỏ nhất trong các giá trị sau đây:
b≤ b
c
+ 2c = b
c
+ 2×25
bm

δ
= 8.2 + 2× 25× 1 = 58.2 cm
b≤ 0.5(a
t
+ a
d
) = 0.5(60 +59) = 59.5 cm
b≤ 0.3B = 0.3× 287.5 = 86.25 cm ( B: nhịp
dầm phụ )
→ Chọn b = 58 cm
* Tính toán đặc trưng hình học của mặt cắt ghép:
Nguyễn Đức Anh
y
c
y
x
o
x
b
b
c
δ
β
µ
β
µ
β
µ
h
13

Hình 6
+/ F = F
c
+ F
bm
= 26.7+ 58 x1= 84.7 cm
2
+/ y
c
=
787.0
7.842
)122(158
2
)(
=
×
+××
=
+
F
hF
bmbm
δ
m
= 7.87 cm
+/ J
x
= J
c

+ J
bm
=
c
x
J
+
2
cc
yF ×
+
12
3
bm
b
δ
+
2
)
2
(
cbm
y
h
b −
+
δ
δ
= 2110 + 26.7× 7.87
2

+
2
3
)87.7
2
122
(158
12
158
−
+
××+
×
= 4532.809 cm
4
+/ W
xn
=
212.240
87.18
809.4532
==
xn
x
y
J
cm
3
*Kiểm tra dầm phụ đã chọn:
212.240

306520
max
max
==
xn
W
M
σ
= 1276.037 daN/cm
2
< R
u
= 1565 daN/cm
2

* Kiểm tra độ võng:
250
11
1141
1
809.4532101.2
5.28797.26
384
5
384
5
0
6
3
3

max
=<=
××
×
×=×=
nEJ
Bq
B
f
x
tc
KL: Tiết diện dầm phụ [N
0
22 đã chọn ở trên là hợp lý
3. Tính toán dầm chính
Trong mục 1 phần I đã chọn chiều cao dầm chính: h = 124 cm
* Xác định kích thước bản bụng:
- Chiều cao bản bụng: h
b
= 120 cm
- Chiều dày bản bụng:
+/ Chọn độ mảnh:
b
λ
= 140
Nguyễn Đức Anh
14
86.0
140
120

===
b
b
b
h
λ
δ
cm
+/ Từ điều kiện chịu cắt:
895120
100534.457
5.15.1
×
×
×=
×
×=
cb
b
Rh
Q
δ
cm = 0.64 cm
→ Chọn
b
δ
= 1 cm = 10 mm
* Xác định kích thước bản cánh:
- Xác định chiều dầy bản cánh:
2

120124
2
−
=
−
=
b
c
hh
δ
= 2 cm
Chiều dầy bản cánh lấy theo kinh nghiệm:
12402.002.0 ×== h
c
δ
= 2.48 cm
→ Như vậy chọn
6.2=
c
δ
cm là hợp lý. (Bội số của 2 mm)
→ Chiều cao của dầm chính: h = h
b
+ 2
c
δ
= 120 + 2× 2.6 = 125 cm
Khoảng cách trung tâm giữa hai bản cánh: h
c
= h

b
+
c
δ
= 120 + 2.6 = 124.6 cm
- Xác định bề rộng bản cánh:
Có: J
c
= W
yc
2
h

-
12
3
bb
h
δ
= 9212.1 ×
2
125
-
12
1201
3
×
= 431756.25 cm
4
→ b

c
=
22
6.1246.2
25.4317562
2
×
×
=
cc
c
h
J
δ
= 21.39 cm
Thông thường: b
c
= (
h)
3
1
5
1
÷
= 25 ÷ 41.6 cm → Chọn b
c
= 25 cm
* Đặc trưng hình học của dầm chính:
F
1

=
b
h
b
δ
+ 2
cc
b
δ
= 120 × 1 + 2× 25× 2.6 = 250 cm
2
Nguyễn Đức Anh
15
12
)(
12
33
b
bc
c
x
h
b
hb
J
δ
−−=
=
12
120

)125(
12
12525
33
−−
×
= 613010.42 cm
4

Vì dầm chính hàn vào bản mặt nên phải xét tới bản mặt cùng tham gia chịu uốn với dầm chính.
Bề rộng b của bản mặt cùng tham gia chịu lực với dầm chính phải thỏa mãn các điều kiện sau:
b≤ 0.5(a
t
+ a
d
) = 0.5× (59 + 56) = 57.5 cm
b≤ b
c
+ 50
bm
δ
= 25 +50×1 = 75 cm
b≤ 0.3L = 0.3×11.5 = 3.45 m = 345 cm
Vậy chọn b = 57 cm
* Kiểm tra lại tiết diện đã chọn xét đến phần bản mặt
cùng tham gia chịu lực với dầm chính :
a/ Xác định các đặc trưng hình học của tiết diện ghép
Gọi y
c
là khoảng cách từ trục x (Trục quán tính chính trung tâm của tiết diện tính toán)

đến trục x
0
(Trục quán tính chính trung tâm của dầm I đối xứng)
y
c
=
bm
bmbmxo
FF
hF
F
S
+
×++
=
∑
1
5.0)(0
δ
=
70.11
157250
5.0)1125(157
=
×+
×+××
cm
J
x
=

1
x
J
+ F
1
×
2
c
y
+
12
3
bm
b
δ
+
2
)
2
(
c
bm
bm
y
h
F −
+
δ

= 613010.42 + 250 ×11.70

2
+
2
3
)70.11
2
1125
(157
12
157
−
+
××+
×
= 797244.0 cm
4
- Kiểm tra kích thước dầm chính đã chọn theo điều kiện về ứng suất pháp:
)2/12570.11(
0.797244
10602.1372
4
max
max
+
×
==
xn
x
y
J

M
σ
= 1277.50 daN/cm
2
Ta thấy:
max
σ
= 1277.50 daN/cm
2
< 0.85R
u
= 0.85×1565 = 1330.25 daN/cm
2

Nguyễn Đức Anh
y
c
y
x
o
x
b
b
c
h
b
δ
c
δ
h

16
Vậy tiết diện dầm chính vừa chọn thỏa mãn điều kiện về ứng suất pháp. Trong thiết kế ta để
dư ra khoảng 15% ứng suất để xét tới bản cánh của dầm chính còn phải chịu trọng lượng bản
thân của cửa van khi nó là thanh cánh trên và cánh dưới của giàn chịu trọng lượng.
- Góc thoát nước:
25.1
25.05.05.0
5.0
2
×−
=
−
=
h
ba
tg
c
α
= 0.30→
α
= 16
0
41’ < 30
0
Vậy bản bụng của dầm chính cần phải khoét lỗ. Diện tích lỗ khoét ≥ 20% diện tích bề mặt
bản bụng.
b/ Thay đổi tiết diện dầm chính:
Để tiết kiệm thép và để giảm bớt bề rộng rãnh van nên dùng dầm chính có chiều cao
thay đổi (Hình 8). Trong cửa van vì yêu cầu giàn ngang không thay đổi nên điểm đổi tiết diện
phải bắt đầu từ vị trí giàn ngang ngoài cùng ở hai bên.

Hình 8
Chiều cao tiết diện dầm chính tại gối dầm lấy bằng:
h
o
= 0.6h = 0.5×125 = 62.5 cm
(Thường được lấy bằng (0,4 ÷0,5)h, trong đó h là chiều cao dầm chính giữa nhịp).
→ Chọn h
0
= 62 cm.
Nguyễn Đức Anh
124 cm
62 cm
17
c/ Kiểm tra ứng suất tiếp:
Kiểm tra ứng suất tiếp tại tiết diện đầu dầm chính tính như sau:
bx
J
SQ
δ
τ
0
0max
max
=
≤ R
c
Trong đó:
+
0
x

J
: Mô men quán tính của tiết diện đầu dầm
+
0
x
S
: Mô men tĩnh của tiết diện đầu dầm.
Tính toán các đặc trưng hình học của tiết diện tại gối dầm (hình 9)
Hình 9
Ta có:
06.8
5.2252162157
5.0)15.2262(1570
=
××+×+×
×+×+××+
==
∑
F
S
y
x
c
cm
• Ta có :
Nguyễn Đức Anh
18
•
16206.8
12

621
2
3
1
××+
×
=Jx
= 23888.41 cm
4
•
6.225)06.8
2
1
2
62
(
12
6.225
2
3
2
××−++
×
=Jx
= 35749.8cm
4
•
6.225)06.8
2
1

2
62
(
12
6.225
2
3
2
××+++
×
=Jx
= 101761.20 cm
4
•
157]06.8)
2
12.67
[(
12
157
2
3
××−
+
+
×
=
bm
Jx
= 38655.40 cm

4
 Vậy suy ra :
81.200054
321
0
=+++=
bm
JxJxJxJxJx
cm
4
=
0
x
S
25× 2.6× (2.5/2 +31 + 8.06) + (31 + 8.06)× 1× (31 + 8.06)× 0.5 = 3383 cm
3
→
7.773
181.200054
33834.45753
max
=
×
×
=
τ
daN/cm
2
< R
c

= 895 daN/cm
2
Vậy dầm chính không bị phá hoại do ứng suất tiếp
d/ Kiểm tra độ võng
Khi kiểm tra độ võng cần xét tới dầm chính thay đổi tiết diện
α
×
=
x
tc
EJ
Lq
L
f
3
384
5
→
8.042.613010101.2
105.11625.75
384
5
6
63
×××
××
×=
L
f
=

688
1
<
600
11
0
=
n
Vậy dầm chính thỏa mãn điều kiện về độ võng.
e/ Tính liên kết giữa bản cánh và bản bụng dầm:
h
gx
c
dh
RJ
SQ
h
×
×=
β
2
1
0
0
max
≥
b
δ
2
1

Trong đó:
Nguyễn Đức Anh
19
+
β
= 0.7 đối với hàn tay hoặc nửa tự động nhiều lượt.
+
0
c
S
: Mô men tĩnh của bản cánh tiết diện gối dầm với trục X
+
0
x
J
: Mô men quán tính của tiết diện gối đối với trục X
+
h
g
R
: Cường độ của đường hàn góc (1045 daN/cm
2
) - Hàn tiên tiến
Hình 10
Ta có:
0
x
S
= 25× 2.6× 32.25 = 2096.25 cm
3

0
x
J
=
12
6212
2
12
2.6725
33
×
×−
×
= 155561.6 cm
4
Thay số vào ta được:
Nguyễn Đức Anh
20
h
gx
c
dh
RJ
SQ
h
×
×=
4.1
1
0

0
max
=
10454.1
1
6.155561
25.20964.45753
×
×
×
= 0.42 cm





==≥
≥
⇒
)(5,0
2
1
.
2
1
)(42.0
cmh
cmh
bdh
dh

δ
Vậy ta chọn
đh
h
= 6 mm
f/ Kiểm tra ổn định cục bộ của bản bụng dầm:
Độ mảnh của bản bụng dầm chính
120
10
1200
==
b
b
h
δ
> 100→ bản bụng dầm chính cần được gia
cố bằng các sườn chống đứng với khoảng cách a ≤ 2
b
h
( hình 11)
- Vì khoảng cách giữa các dàn ngang là : 287.5 cm > 2
b
h
= 2× 120 = 240 cm → Phải đặt thêm
các sườn đứng vào giữa các dàn ngang. Như vậy khoảng cách giữa các sườn đứng là : 1.4375
m.
- Kiểm tra ổn định cục bộ của mỗi ô bản bụng dầm tính theo công thức sau:
2 2
( ) ( )
b b

th th
σ τ
σ τ
+
≤ m = 0.72
Trong đó:
+/
b
σ
: Ứng suất pháp tại mép nén của bản bụng dầm.
+/
b
σ
=
)(−
b
x
y
J
M
Nguyễn Đức Anh
21
Hình 11
M: Mô men lấy tại tâm của hình vuông có cạnh là h
b
lệch về phía mô men lớn.
Đối với ô hình thang số 1,2 (Hình 11) ta coi như là hình chữ nhật có chiều cao bằng chiều cao
trung bình ở giữa ô.
Xác định các giá trị ứng suất:
+/

b
τ
: Ứng suất pháp trung bình trong bản bụng dầm.

b
τ
=
bb
h
Q
δ
, với Q là lực cắt tại giữa ô kiểm tra
+/
th
σ
: Ứng suất pháp tới hạn.

th
σ
=
32
0
0
10)
100
( ×
h
K
b
δ

daN/cm
2
Trường hợp tiết diện không đối xứng,
0
h
lấy bằng 2 lần chiều cao vùng nén
+/
th
τ
: Ứng suất tiếp tới hạn

32
2
10)100)(
95.0
25.1( ×+=
d
b
th
δ
µ
τ
daN/cm
2
d: Cạnh ngắn hình chữ nhật

µ
: Tỷ số giữa cạnh dài và cạnh ngắn.
Nguyễn Đức Anh
62 cm

1
2
4
3
y
x
δ
y
b
(-)
y
b
22
Ta cần kiểm tra ổn định cục bộ cho 4 ô dầm 1,2,3,4. Ở đây ô số 1 có mômen nhỏ và
thoả mãn điều kiện bền của ứng suất tiếp do đó không cần kiểm tra ổn định cục bộ cho
ô số 1.
 Kiểm tra ổn định cục bộ cho ô số 4.
+ Tính σ
th
:
σ
th
= k
o
(
10.)
.100
2
b
b

h
δ
daN/cm
2
Lấy k
o
= 746; δ
b
=1cm
h
b
= 2
)(
b
y.
−
=
cm60.96)70.11-
2
120
(2 =
σ
th
= 746(
10.)
60.96
1.100
2
daN/cm
2

= 7994.38daN/cm
2
+Tính τ
th
:
10.)
.100
()
95
+125(=
2
2
d
b
th
δ
μ
τ
µ=
198.1
120
2
5.287
=
δb=1cm; d = 120 cm;
22
2
/73.132710.)
120

1.100
()
1.198
95
125(τ cmdaN
th
=












+=
+Tính σ
b
: σ
b
=
)(
b
x
y.
J

M
−
Trong đó : J
x
= 797244.0 cm
4
Nguyễn Đức Anh
23
y
b
(-)

=
cm
h
b
30.4870.11-
2
120
70.11-
2
==
q=116,2
M
Q
Z
4
M
Z
3

M
Z
3
Q
Z
3
Q
C=0,25
h
0
=86
C=0,25
h
0
=86
B=3,125(m)
II
III
IV
+Tính M:
Ta có : Z
4
M
=

cm
h
b
515
2

120
-
2
1150
2
-
2
==

M
4
=
2
0.25)-(5.1583.188
-15.5
2
11188.83
2
)-(

2
22
4
4
0
×
×
×
=
CZq

Z
Lq
Mtt
M
tt
= 1357.63 (KN.m)
Nguyễn Đức Anh
24
σ
b
=
)(
b
x
y.
J
M
−
=
2
4
/90.81703.48
0.797244
1063.1357
cmdaN=×
×
+ Tính τ
b
: τ
b

=
bb
.h
Q
δ

+ Tính Q:
Z
Q
4
=
2

-
4
B
=
mcm 031.51.503
4
5.287
-
2
1150
==
Q
4
=
kNZ
Lq
Q

tt
812.590,25)-(5.03183.188-
2
1183.188
C)-(q-
2
4
tt
0
=×
×
=
τ
b
=
bb
.h
Q
δ
=
2
2
/84.49
1120
10812.59
cmdaN=
×
×
Thay vào công thức kiểm tra điều kiện ổn định cục bộ ta được
2 2

( ) ( )
b b
th th
σ τ
σ τ
+
=
22
)
73.1327
84.49
()
38.7994
90.817
( +
= 0,11<0,72
Vậy ô số 4 không bị mất ổn định.
 Kiểm tra ổn định cục bộ cho ô số 3.
+ Tính σ
th
:
σ
th
= k
o
(
10.)
δ100
2
b

b
h
×
daN/cm
2
Lấy k
o
= 746; δ
b
=1cm
h
b
= 2
)(−
×
b
y
=
cm60.96)70.11-
2
120
(2 =
σ
th
= 746(
10.)
60.96
1.100
2
daN/cm

2

= 7994.38daN/cm
2
+ Tính τ
th
:
Nguyễn Đức Anh
25
10.)
.100
()
95
+125(=
2
2
d
b
th
δ
μ
τ
µ=
198.1
120
2
5.287
=
δb = 1cm; d = 120 cm;
22

2
/73.132710)
120
1.100
()
1.198
95
125(τ cmdaN
th
=×












+=
+ Tính σ
b
;
σ
b
=
)(−

×
b
x
y
J
M
Trong đó :
J
x
= 797244.0 cm
4
y
b
(-)

=
cm
h
b
30.4870.11-
2
120
70.11-
2
==
+ Tính M:
Ta có : Z
3
M
=

cm
h
b
3.371
2
287,5
-
2
120
-
2
1150
2
B
-
2
-
2
==

M
3
=
2
0,25)-(3.71383.188
-713.3
2
11188.83
2

)-(

2
2
2
3
3
0
×
×
×
=
CZq
Z
Lq
Mtt
M
tt
= 1200 KN.m
σ
b
=
)(
b
x
y.
J
M
−
=

2
4
/19.72530.48
0.799244
101200
cmdaN=×
×
+ Tính τ
b
: τ
b
=
bb
.h
Q
δ

+ Tính Q:
Nguyễn Đức Anh