Đồ án môn kết cấu thép

N KT CU THẫP 1

GVHD: NGUYN T.THANH HềA
THUYT MINH

N KT CU THẫP S I
I.
BI
Thit k h dm sn bng thộp bao gm sn thộp t lờn dm ph v dm chớnh chu ti trng
phõn b u theo phng ỏn h dm ph thụng liờn kt chng vi nhp dm chớnh L(m), nhp dm
ph B(m), ti trng Ptc (T/m2) vi cỏc s liu tớnh toỏn kốm theo cho trong bng:
L(m)
B(m)
P(kN/m2)
17
6,5
16
Vt liu thộp s hiu CCT38s, cú cng tớnh toỏn:
f=230 N/mm 2 ; f v = 133,4 N/mm 2 ; f u =380 N/mm 2
E=2,1.105 N/mm 2 , trng lng riờng ca thộp = 78500 N/m3
vừng gii hn cho phộp:
ca bn sn [ / l ]=1/150
ca dm ph [ /B]=1/250
ca dm chớnh [ /L]=1/400.
H s vt ti:
ca tnh ti g =1,05
ca hot ti P =1,2.
H s k n bin dng do C 1 =1,12
Hn tay, dựng que hn N42.
II. NI DUNG TNH TON
A.Tính toán kích thớc bản sàn

-Chọn kích thớc bản sàn (bề dày, nhịp).
-Kiểm tra bản sàn theo điều kiện cờng độ và điều kiện biến dạng.
-Tính toán đờng hàn liên kết bản sàn với dầm đỡ.
B. Tính toán thiết kế dầm phụ
- Chọn sơ đồ tính toán
- Xác định tải trọng tính toán
- Xác định nội lực tính toán
- Chọn kích thớc tiết diện dầm
- Kiểm tra kích thớc dầm theo điều kiện cờng độ và điều kiện biến dạng.
C. Tính toán thiết kế dầm chính
- Chọn sơ đồ tính toán
- Xác định tải trọng tính toán
- Xác định nội lực tính toán
- Chọn tiết diện dầm
- Thay đổi tiết diện dầm theo chiều dài và kiểm tra tiết diện dầm đã chọn.
- Tính toán đờng hàn liên kết bản cánh với bản bụng dầm.
- Thiết kế sờn đầu dầm
- Thiết kế mối nối dầm

1


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

- TÝnh liªn kÕt dÇm phô víi dÇm chÝnh (nÕu cÇn).
BÀI LÀM
A. TÍNH TOÁN KÍCH THƯỚC BẢN SÀN
1.Xác định kích thước bản sàn:

Kích thước bản sàn có thể xác định theo cách sử dụng đồ thị hoặc xác định gần đúng giá trị tỷ số
giữa nhịp lớn nhất và chiều dày t của sàn.

ls 4n0  72 E1 
=
1 +
÷
ts 15  n04 p tc 
Trong đó: (ls/ts ) là tỉ số cần tìm giữa nhịp sàn và chiều dày sàn.
n0 = [l/∆] = 150; ptc = 16 kN/m2 = 16.10-2daN/cm2.

E
2,1.105
E1 =
=
= 2,308.105 N/mm2
1 − ν 2 1 − 0,32
ν - Hệ số Poátxông, có ν = 0,3.
ls 4.150  72.2,308.105 
=
1 +
÷ = 122, 05
ts
15 
1504.0, 016 
Với tải trọng tiêu chuẩn ptc =16 kN/m2<20 kN/m2 nên ta chọn ts= 9mm
=>

ls
= 122,05 ⇒ ls = 9.122,05 =1098 mm. Chọn ls = 1000 mm.

ts

2. Tính toán bản sàn thép
Cắt 1 dải bản bề rộng 1m theo phương cạnh ngắn của nhịp sàn. Do được hàn với dầm bằng
đường hàn thẳng góc, dưới tác dụng của tải trọng sàn bị ngăn cản biến dạng, tại gối tựa sẽ phát
sinh ra lực kéo H và mômen âm. Bỏ qua ảnh hưởng của mômen âm ta có sơ đồ tính của bản coi
như 1 dầm đơn giản chịu lực phân bố. Tải trọng tác dụng trên sàn có kể đến trọng lượng bản thân
sàn:

qstc = ( p tc + t s .ρ ).1 = (16 + 0, 009.78,5).1 = 16, 7065kN / m

qstt = ( p tc .γ p + ts .ρ .γ g ).1 = (16.1, 2 + 0, 009.78,5.1, 05).1 = 19,94kN / m

2


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1
ii

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA
cét

dÇm phô

dÇm chÝnh

6500

c

i

i
b
500500 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 500500
17000

2

mÆt b»ng dÇm sµn (tl: 1/100)

ii

3

Hình 1.Mặt bằng dầm sàn
2.1. Kiểm tra bản sàn theo độ võng.
Độ võng do tải trọng tiêu chuẩn và lực kéo H tác dụng:

1
1+α
5 qstc .ls4
∆
=
.
Trong đó: 0
384 E1.I x
∆ = ∆0

Ix - mômen quán tính dải bản rộng 1m.

Ix = 1×ts3/ 12 = 60750 mm4
∆0 =

5
16, 7065.14.12
.
= 0, 015m
384 2,308.108.0, 0093

Hệ số a xác định từ phương trình Ơle
α ( 1 + α)2 = 3(∆0/ts)2
α ( 1 + α)2 = 3×0,0152/0,0092 = 8,3 giải phương trình có α=1,418
Độ võng của sàn:
1
1
∆ = ∆0 .
= 0, 015.
= 0, 0064m
1+ α
1 + 1, 418
∆
∆ 0, 0064
1
=
= 0, 0064 ≤   =
= 0, 0066
ls
1
 ls  150

Bản sàn đảm bảo điều kiện độ võng cho phép.

3


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

2.2. Kiểm tra bản sàn theo điều kiện độ bền
- Kiểm tra cường độ sàn:

h

h

Hình 2. Sơ đồ tính toán sàn
Mômen lớn nhất của bản sàn:
M max = M 0 .

1
2, 49
=
= 1, 031KNm
1 + α 1 + 1, 418

Trong đó M 0 =

qstt .ls2 19,94.12
=

= 2, 49 KNm
8
8

Lực kéo H tác dụng trong bản tính theo công thức:

π2
H = γp
4

2

∆
 l  E1 ×ts
 
2

3,14 2  1 
H = 1,2.
.2,308.105.9 = 273,04N
4 150 

Ứng suất lớn nhất trong sàn:
H M
σ = + max ≤ ƒ × γ c
A
Ws

273, 04 1, 031.106
σ=

+
= 106, 7 N / mm 2 ≤ ƒ × γ c = 230 N / mm 2
3
9000
13,5.10
A – diện tích tiết diện dải sàn rộng 100 cm
Với A=100.ts =100.0,9 =90 cm , WS =
2

100.tS2 100.0,92
=
= 13,5cm3
6
6

Kết luận: Sàn đảm bảo chịu lực.
2.3. Chiều cao đường hàn liên kết giữa sàn và dầm chịu lực kéo H
Chiều cao đường hàn liên kết giữa sàn và dầm phụ
H
273, 07
hf =
=
= 2,167 mm
( β fW ) min γ C 0, 7.180.1
Trong đó:

β f fWf = 0, 7.180 = 126 N / mm 2
4

N KT CU THẫP 1

GVHD: NGUYN T.THANH HềA

S fWS = 1.0, 45.380 = 171N / mm 2
( fW ) min = ( f fWf ; S fWS ) = 126 N / mm 2

ng hn liờn kt bn sn vi dm ph phi tha món iu kin.
h = 5mm hf= 5 mm 1,2tmin = 1,2.9,8 = 11,76mm
Vy chn ng hn l ng hn cu to cú hf = 5mm
B. TNH TON THIT K DM PH
1. Sơ đồ tính toán dầm phụ
Sơ đồ tính toán dầm phụ là dầm đơn giản nhịp l = 6,5 m chịu tác dụng của tải trọng phân bố
đều từ sàn truyền vào:
q tt =19,94kN/m

6,5m
Mmax=105,308kN.m

V max=64,805kN

Hỡnh 3. S tớnh toỏn dm ph
2. Ti trng tỏc dng lờn dm ph:
tc
qdp
= ( p tc + t s . ).1 = (16 + 0, 009.78,5).1 = 16, 7065kN / m
tt
qdp
= ( p tc . p + ts . . g ).1 = (16.1, 2 + 0, 009.78,5.1, 05).1 = 19,94kN / m
tt 2

qdp
.l

Mụmen ln nht gia dm: M max =
Lc ct ln nht ti gi ta: Vmax =

8

tt
dp

q .l
2

=

19,94.6,52
=
= 105,308KNm .
8
19,94.6,5
= 64,805 KN
2

3. Chn kớch thc tit din dm ph:
Mụ men khỏng un cn thit cho dm cú k n bin dng dc:
Wx =

M max
105,308 ì102

=
= 408,805 cm3.
1,12 c
1,12 ì 23

Tra bng thộp cỏn sn chn thộp I30a; (Bng1.6 tr 296 SGK ) cú cỏc c trng hỡnh hc:
WX = 518 cm3; g = 39,2 kg/m; b = 145 mm; t = 10,7 mm
SX = 292 cm3;
IX = 7780 cm4;
d = 6,5 mm

5


GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

10,7

6,5

300

ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1

145

H×nh 4. TiÕt diÖn dÇm phô
4. Kiểm tra tiết diện dầm phụ
a, Kiểm tra võng theo công thức:
tc

3
∆
5 (qdp + g )l
1
∆
=
×
≤ =
l 384
EI x
 l  250

Tính toán tải trọng tiêu chuẩn tác dụng lên dầm phụ:

∆
5 (16,7065.10-2 + 0,392.10-2 ) × 6503
1
∆ 
=
×
= 0,00374 <   =
= 0,004
4
l 384
2,1 × 10 × 7780
 l  250
b, Kiểm tra tiết diện dầm phụ theo điều kiện độ bền:
• Kiểm tra ứng suất pháp:
Mômen và lực cắt do trọng lượng bản thân dầm:
g .γ .l 2 39, 2 × 1, 05.6,52

Mbt = bt g =
= 217,38 kg.m = 217,38 kN.cm.
8

8

39, 2.1, 05.6,5
= 133, 77 kg = 1,34 kN.
2
Kiểm tra ứng suất pháp lớn nhất:
Vbt =

σ max

M max + M bt 105,308.106 + 217,38.104
=
=
= 185, 26 N/mm2
1,12 × Wx
1,12 × 518.103

σ max = 185,26 N/mm < ƒ×γc = 230 N/mm2
• Kiểm tra ứng suất tiếp:

(Vmax + Vbt ).S x (64,805.103 + 1,34.103 ).292.103
=
I x .t w
7780.104.6,5
=38,19 N/mm2 ≤ fv.γc = 133,4N/mm2
=

τ

Kết luận: Dầm đạt yêu cầu về cường độ và độ võng.
c, Kiểm tra ổn định tổng thể:

6


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

Không cần kiểm tra ổn định tổng thể của dầm vì phía trên dầm phụ có bản sàn thép hàn chặt với
cánh dầm.
C. TÍNH TOÁN VÀ THIẾT KẾ DẦM CHÍNH
Chọn loại dầm tổ hợp hàn từ thép CCT38s có: ƒ = 2300 daN/cm2 .
1. Sơ đồ tính của dầm chính và tải trọng tác dụng: là dầm đơn giản chịu tác dụng của các tải
trọng coi như phân bố đều
q tt =132,29kN/m

17m
Mmax=4778,98 kN.m

V max
=1124,47kN
Hình 5. Sơ đồ tính toán dầm chính
Lực tập trung do tải trọng dầm phụ đặt lên dầm chính.

tc
tc

2.Vdptc = ( qdp
+ g dp
) × l = (16, 7065 + 0,392).6,5 = 111,14 KN

(

)

tt
tc
2.Vdptt = qdp
+ g dp
.γ g × l = (19,94 + 0,392.1, 05).6,5 = 132, 29 KN

Vì các dầm phụ đặt cách nhau 1 m nên tải trọng do dầm phụ truyền lên dầm chính là phân bố
đều.
tc
tt
qdc
= 111,14 KN ; qdc
= 132, 29 KN
Mômen và lực cắt lớn nhất ở dầm chính:
M max =

Vmax =

tt
qdc
.L2 132, 29.17 2
=

= 4778,98 KN .m
8
8

tt
qdc
.L 132, 29.17
=
= 1124, 47 KN
2
2

2. Chọn tiết diện dầm.
a. Chọn chiều cao dầm.
Chiều cao dầm đảm bảo điều kiện.

7


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

 hmin ≤ hd ≤ hmax

 hd ≈ hkt

(Trong đó hmax chưa xác định được vì phụ thuộc kiến trúc)
Chiều cao hmin có thể tính gần đúng theo công thức:
5 f l  1

hmin = × ×   ×
×L
24 E  ∆  n tb
hmin =

5
23
111,14
×
× 400 ×
× 1700 = 130,36cm
4
24 2,1.10
132, 29

Chiều cao kinh tế tính theo công thức:
hkt = k .

M max
4778,98.100
= 1,15.
= 151,33cm
ftw
23.1, 2

Sơ bộ chọn tw= 12 mm; hệ số k = 1,15
Dựa vào hmin và hkt sơ bộ chọn chiều cao hd = 150 cm.
Chọn sơ bộ tf = 2 cm; hw=150 – 4 = 146 cm;
b. Kiểm tra lại chiều dày tw:
Tạm thời lấy chiều cao bụng dầm:

Vmax
1,5 × 1124, 47
=
= 0,843 cm. Bản bụng đủ khả năng chịu lực cắt.
tw = 1cm > 1,5.
hw × f v
146.133, 4
c. Chọn kích thước bản cánh dầm:
Diện tích bản cánh dầm xác định theo công thức:
 M .h t .h3  2  4778,98.102.150 1.1463  2
Af = b f .t f =  max − w w ÷. 2 = 
−
= 113,874cm 2
÷.
2
12  h fk 
1.2.23
12  148
 γ c . f .2

8


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

20



t w < t f < 3tw

b f = (1/ 2 ÷ 1/ 5)h = 30 ÷ 75cm

Chọn bf = 60cm, tf = 2 cm. Thoả mãn các điều kiện sau: b f ≥ h /10 = 15cm

b f / t f ≤ E = 30, 2mm
f

b f ≥ 180mm


1500

20

1460

12

600

Hình 6. Kích thước tiết diện dầm chính
3. Thay đổi tiết diện dầm theo chiều dài.
Để tiết kiệm thép và giảm trọng lượng bản thân dầm, khi thiết kế nên giảm kích thước của tiết
diện dầm đã chọn ở phần dầm có mômen bé cụ thể là giảm bề rộng cánh dầm (giữ nguyên chiều
dày).Điểm để thay đổi kích thước bản cánh dầm cách gối tựa 1 khoảng x=(L/6÷L/5)=(2,83÷3,4)
m. Ta chọn x= 3m. Tại chỗ thay đổi sẽ nối hai phần cánh bằng đường hàn đối đầu dùng các que
hàn N42 có fwf=180 N/mm2
Tính Mx: M x =

qtt .x.( L − x) 132, 29.3.(17 − 3)
=
= 2778, 09 KNm
2
2

Diện tích tiết diện bản cánh cần thiết tại vị trí thay đổi:
 M x .h tw .hw3  2  2778, 09.10 2.150 1.1463  2
A ' f = b ' f .t f = 
−
−
= 68,90cm 2
÷. 2 = 
÷.
2
2.19,55
12  148
 f wt .2 12  h fk 

Chọn b’f =36 cm

9


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA
3000

1460

12

20

1500

360

600

20

i=1/5

2400

600

600

Hình 7.Mối hàn đối đầu nối cánh trên khi thay đổi tiết diện
4. Kiểm tra tiết diện dầm theo điều kiện cường độ và độ võng.
Mômen do trọng lượng bản thân dầm:
M bt = γ g .ρ .

(tw .hw + 2.b f .t f ) L2
8

(0,12.1, 46 + 2.0, 6.0, 02).17 2
= 1, 05.78,5.
= 123, 63kN .m
8

1, 2.1463
148 2
+ 2.60.2.(
) = 1625453, 6cm 4
12
2
Wx=Ix.2/h = 21672,71 cm3.
• Kiểm tra ứng suất pháp tại tiết diện giữa nhịp.
Ix =

σ max =

M max + M bt 4778,98.106 + 123, 63.106
=
= 226, 21N / mm 2 < f .γ c = 230 N / mm 2
Wx
21672, 71.103

Vậy dầm chịu được ứng suất chính => kích thước chọn đã hợp lý.
• Kiểm tra ứng suất tiếp tại gối tựa.
τ=

(Vmax + Vbt ) S 'x
≤ f v .γ c
I 'x .t w

Vbt = γ g .ρ .(t w .hw + 2.b f .t f ).L / 2 = 1, 05.78,5.(0,12.1, 46 + 2.0, 6.0, 02).17 / 2 = 29, 089kN
h fk

Aw hw
148 1, 2.146 146
× = 36.2.
+
×
= 8525, 4cm 3
2
2 4
2
2
4
h 2fk 1, 2.1463
tw .hw3
1482
I 'x =
+ 2b ' f .t f
=
+ 2.36.2.
= 1099757, 6cm 4
12
4
12
4

S 'x = b ' f .t f .

+

W’x= 14663,43 cm3
=> τ =

(Vmax + Vbt ) S 'x (1124, 47 + 29, 089).103.8525, 4.103
=
= 74,52 ≤ f v .γ c = 133, 4 N / mm2
I 'x .t w
1099757, 6.104.12

Kiểm tra ứng suất pháp trong đường hàn đối đầu nối cánh.
tt
g dc
= (1, 46.0, 012 + 0, 02.0, 6.2).78,5.1, 05 = 3,84kN / m

10


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

tt
g dc
.x.( L − x) 3,84.3.(17 − 3)
=
= 71,87 KNm
2
2

M + M 'bt 2778, 09.106 + 71,87.106
σ 'x = x
=
= 194,36 N / mm 2 < f wt .γ c = 195,5 N / mm 2
W 'x
14663, 43.103

M 'bt =

• Kiểm tra ứng suất cục bộ tại nơi đặt dầm phụ.
P
σc =
≤ f .γ c
t wl z
Tại mỗi vị trí dầm chính có 2 dầm phụ gối lên 2 bên dầm chính nên:
Phản lực của dầm phụ và sàn:
P=2.(Vmaxdp + Vbtdp) = 2.(64,805 +1,34) =132,285 kN
Chiều dài truyền tải trọng nén bụng dầm.
dp
lz = bf +2.tf =14,5 +2.2 = 18,5 cm.
σc =

P 132, 285.103
=
= 59, 6 N / mm 2 ≤ f .γ c = 230 N / mm 2
t wl z
12.185

• Kiểm tra ứng suất tương đương tại nơi thay đổi tiết diện dầm.
σ1 =

( M x + M 'bt ).hw (2778, 09.106 + 71,87.106 ).1460
=
= 189,18 N / mm 2
3
W 'x .h
14663, 43.10 .1500

τ1 =

(Vx + V 'bt ) S '' x (727, 6 + 18,82).103.5328.103
=
= 30,13N / mm 2
I 'x .t w
1099757, 6.104.12

Trong đó:
h
S x'' = b'f .t f . fk = 5328cm 3
2
Vx=qdctt(L/2- x) =132,29.(17/2 – 3) = 727,6 kN.
V’bt = gdctt.(L/2 – x) =3,42.( 17/2 – 3) = 18,82 kN.
σ td = σ 12 + 3.τ 12 = 189,182 + 3.30,132 = 196, 24 N / mm 2
σ td = 196, 24 < 1,15. f .γ c = 264,5 N/mm2

Không cần kiểm tra võng cho dầm vì đã lấy chiều cao h > hmin. Tiết diện thay đổi đủ khả
năng chịu lực.
5. Kiểm tra ổn định của dầm.
a. Kiểm tra ổn định tổng thể.
Kiểm tra tỉ số l0/bf


b 
b
l0
≤ 1.0,41 + 0,0032 f +  0,73 − 0,0,16 f
bf
t f 
tf


 bf  E
 
h
 fk  f


100
60 
60  60  2,1.104
≤ 1.  0, 41 + 0, 0032 +  0, 73 − 0, 016 ÷
60
2 
2  148 
23


11


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

Dầm đảm bảo ổn định tổng thể.
b. Kiểm tra ổn định cục bộ
• Kiểm tra ổn định cục bộ bản cánh.
Khi chọn tiết diện đã chọn để đảm bảo về ổn định cục bộ.
• Kiểm tra ổn định cục bộ bản bụng.
λw =

hw
tw

f 146
23
=
= 4, 03 > [ λ ] = 3, 2
E 1, 2 2,1.104

Bản bụng phải đặt các sườn ngang và kiểm tra ổn định.
Khoảng cách lớn nhất của các sườn ngang:
a ≤ 2.hw=2.146=292 cm.
Chọn a= 250 cm và bố trí 6 sườn.
Bề rộng và chiều dày sườn.
bs =

60

100
≤ 18,35 với l0 là khoảng cách giữa các dầm phụ, bằng 1m.

60

40
80

5,6
Hình 8. Sườn ngang

hw
1460
+ 40 =
+ 40 = 88, 67 mm chọn bs=90 mm.
30
30

t s ≥ 2bs

f / E = 2.90 23 / 2,1.10 4 = 5, 29mm . Chọn ts=6 mm

Các sườn được hàn vào bụng và cánh dầm bằng đường hàn theo cấu tạo.
• Kiểm tra ứng suất trong các ô.
 Kiểm tra ô bụng 1.
Điểm kiểm tra tại vị trí đặt dầm phụ cách đầu dầm: x1=50cm.
qx1 (l − x1 ) (132, 29 + 3, 42).0,5.(17 − 0,5)
=
= 559,8KN .m
2
2
q(l − 2.x1 ) (132, 29 + 3, 42).(17 − 2.0,5)
V1 =

=
= 1085, 7 KN
2
2

M1=

σ=

M 1.hw 559,8.106.1460
=
= 37,16 N / mm 2
I x' .2 1099757, 6.10 4 .2

V1
1085, 7.103
τ=
=
= 61,97 N / mm 2
hw .t w
1460.12

σ c = 59, 6 N / mm 2

Ứng suất giới hạn σ cr :
a
2,5
σ
59, 6
=

= 1, 712 > 0,8 ; c =
= 1, 6
hw 1, 46
σ 37,16

12


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1
b'f t f 3
36 2 3
( ) = 0,8.
( ) = 0,9132 =>Ccr= 37,3
hw tw
146 1, 2

δ =β

Ccr . f

σ cr =

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

=

λw2

37,3.230
= 528, 23N / mm 2

2
4, 03

ứng suất cục bộ giới hạn σ c, cr :
λa =

a
tw

f 250
23
=
= 6,89
E 1, 2 2,1.104

a 250
=
= 1, 712 > 0,8 và δ = 0,9132 => C1=31,016
hw 146

σ c ,cr =

C1. f

λ

2
a

=

31, 016.230
= 150, 27 N / mm 2
2
6,89

ứng suất tiếp tới hạn τ cr :
λ ow =

d
tw

f 146
23
=
= 4, 03
E 1, 2 2,1.104

a 250
=
= 1, 712
hw 146

µ=

 0, 76  f
0, 76  133, 4

τ cr = 10,3 1 + 2 ÷ 2v = 10,3. 1 +
= 106,54 N/mm2

2 ÷
2
µ
1,
712
4,
03



 λ0 w
 σ
σ
+ c

 σ cr σ c ,cr

2

2

2
2
 τ 
59, 6   61,97 
 37,16
+
= 
+
÷

÷ +
÷ = 0, 746 < 1
÷ τ ÷
 528, 23 150, 27   106,54 
  cr 

Ô bụng 1 đảm bảo ổn định.
 Kiểm tra ô bụng 2
Điểm kiểm tra tại vị trí đặt dầm phụ cách đầu dầm: x2=277 cm.
qx2 (l − x2 ) (132, 29 + 3, 42).2, 77.(17 − 2, 77)
=
= 2674, 65 KN .m
2
2
q(l − 2.x2 ) (132, 29 + 3, 42).(17 − 2.2, 77)
V2 =
=
= 777, 62 KN
2
2

M2=

σ=

M 2 .hw 2674, 65.106.1460
=
= 177,53 N / mm 2
'
4

I x .2
1099757, 6.10 .2

τ=

V2
777, 62.103
=
= 44,385 N / mm 2
hw .tw
1460.12

σ c = 59, 6 N / mm 2

13


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1
 σ
σ
+ c

 σ cr σ c ,cr

2

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

2

2
2
 τ 
59, 6   44,385 
 177,53
+
= 
+
÷
÷ +
÷ = 0,8428 < 1
÷ τ ÷
 528, 23 150, 27   106,54 
  cr 

Ô bụng 2 đảm bảo ổn định.
 Kiểm tra ô bụng 3
Điểm kiểm tra cách đầu dầm: x3 = 527 cm.
qx3 (l − x3 ) (132, 29 + 3, 42).5, 27.(17 − 5, 27)
=
= 4194, 6 KN .m
2
2
q (l − 2.x3 ) (132, 29 + 3, 42).(17 − 2.5, 27)
=
= 438,34 KN
V3 =
2
2

M3=

σ=

M 3 .hw 4194, 6.106.1460
=
= 188,38 N / mm 2
4
I x .2
1625453, 6.10 .2

τ=

V3
438,34.103
=
= 25, 02 N / mm 2
hw .tw
1460.12

σ c = 59, 6 N / mm 2
a
2,5
=
= 1, 712 > 0,8 ;
hw 1, 46
bf t f 3
60 2 3
( ) = 0,8.
( ) = 1,522 =>Ccr= 67,97

hw tw
146 1, 2

δ =β

Ccr . f

σ cr =

=

λ

2
w

67,97.230
= 962,57 N / mm 2
4, 032

ứng suất cục bộ giới hạn σ c, cr :
λa =

a
tw

f 250
23
=
= 6,89

E 1, 2 2,1.104

a 250
=
= 1, 712 > 0,8 và δ = 1,522 => C1=35,68
hw 146

σ c ,cr =

C1. f

λ

2
a

=

35, 68.230
= 172,87 N / mm 2
2
6,89

ứng suất tiếp tới hạn τ cr :
λ ow =
µ=

d
tw

f 146
23
=
= 4, 03
E 1, 2 2,1.104

a 250
=
= 1, 712
hw 146

 0, 76  f
0, 76  133, 4

τ cr = 10,3 1 + 2 ÷ 2v = 10,3. 1 +
= 106,54 N/mm2
2 ÷
2
µ  λ0 w
 1, 712  4, 03


14


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1

 σ
σ
+ c


 σ cr σ c ,cr

2

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

2

2
2
 τ 
59, 6   25, 02 
 188,38
+
= 
+
÷
÷ +  106,54 ÷ = 0,589 < 1
÷ τ ÷
962,57
172,87

 

cr




Ô bản bụng 3 đảm bảo ổn định.
6. Tính liên kết giữa cánh và bụng dầm.
Tại vị trí đặt dầm phụ đầu tiên: x =0,5m
2

2

2

2

1
1
 (1124, 47 + 29, 089).8525, 4   132, 29 
 VS   P 
hf 1 ≥

÷ + ÷ =
÷ +  18,5 ÷ = 0, 454cm
2( β f v ) min .γ c  I   lz 
2.12, 6.1 
1099757, 6
 


Trong đó:

β f fWf = 0, 7.180 = 126 N / mm 2 =12,6 kN/cm2
β S fWS = 1.0, 45.380 = 171N / mm 2 =17,1 kN/cm2
( β fW ) min = ( β f fWf ; β S fWS ) = 126 N / mm 2 =12,6 kN/cm2

h f =7mm

1460

20

Chọn hf theo điều kiện cấu tạo hf=7 mm hàn suốt chiều dài dầm.
600

20

h f =7mm

Hình 9. Liên kết bản bụng và cánh dầm chính
7. Tính mối nối dầm.
Nội lực tại mối nối: M = Mx+M’bt = 2778,09+71,87 = 2849,96 kNm

15


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

V = Vx+V’bt = 727,6+18,82= 746,42 kN
Mối nối coi như chịu toàn bộ lực cắt và phần mômen của bản bụng.
I
311213, 6
Mb = w M =

.2849,96.10 2 = 80649, 2kN .m
I
1099757, 6
Trong đó: Iw = tw.hw3/12=311213,6 cm4.
Chọn bản ghép có tiết diện (136x1); bề rộng 10 cm.
Kiểm tra tiết diện bản ghép: 2.Abg = 2.136.1 > Aw = 146.1,2 = 175,2 cm
Mối hàn đặt lệch tâm so với vị trí tính nội lực.
Do vậy có mômen lệch tâm Me.
Me = 746,42.(146-136).0,5 =3732,1 kN.m

50

20

3

10

1360

10

1460

10

10

100

360

b

20

50

5

Hình 10.Mối nối dầm phụ với dầm chính
Chọn chiều cao đường hàn hf = 10 mm.

16


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

hf > hmin = 5 mm
hf < 1,2t = 1,2.10 = 12 mm
Wf = 2(136-1)2.1/6 = 6075 cm3
Af = 2(136-1).1= 270 cm3
Kiểm tra ứng suất trong đường hàn.
M
σ td =  b
 Wf


2

2

2

2

 V 
 54566, 08.106 + 3732,1.106   746, 42.103 
2
+
=
÷

÷ +
÷ = 99,87 N/mm
3
2
÷  A f ÷
÷
6075.10

  270.10 
 


< (bfw)min = 126 N/mm2
8. Tính sườn đầu dầm.
Sườn đầu dầm chịu phản lực gối tựa Vtt = 1124,47+29,089=1153,559 kN.

Dùng phương án sườn đặt ở đầu dầm, dầm đặt phía trên gối khớp với cột. Bề rộng của sườn đầu
dầm chọn bằng bề rộng của bản cánh bs= b’f = 36 cm.
Tiết diện của sườn đầu dầm đảm bảo về điều kiện ép mặt.
ts =

Vtt
1153,559
=
= 0,8854cm
b s f cγ c 36.36,1905 .1

Trong đó: fc= fu/1,05 = 36,1905kN/cm2
Chọn sườn có kích thước bsxts= 36x 1,2 cm
 Kiểm tra sườn theo điều kiện ổn định cục bộ:
bs
≤ 0,5 E / f = 0,5. 2,1.10 4 / 23 = 15,108mm
ts

(36-1,2)/(1,2.2) =14,5 < 15,108 mm
 Kiểm tra sườn theo điều kiện ổn định tổng thể:

17


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 1
Aqu = 0, 65tw2

GVHD: NGUYỄN T.THANH HÒA

E

2,1.104
= 0, 65.1, 22
= 28, 283cm 2
f
23

A = As + Aqu = 1, 2.36 + 28, 283 = 71, 483cm 2
Is =

is =

bs3 .ts 0, 65tw4 E / f 363.1, 2 0, 65.1, 24 2,1.10 4 / 23
+
=
+
= 4669cm3
12
12
12
12
hw
146
Is
4669
=
= 18, 06 => φ =0,9873
=
= 8, 082cm ; λ =
is 8, 082
A

71, 483

Vmax
1124, 47.103
σ=
=
= 159,33 N / mm 2 ≤ f .γ c = 230 N / mm 2
2
φ A 0,9873.71, 483.10

Vậy sườn đảm bảo ổn định tổng thể.

18