Thiết kế mạng dầm thép bao gồm sàn thép đặt lên hệ dầm phụ và dầm chính, chịu tải trọng p (KNm2) nhịp dầm chính là l, nhịp dầm phụ là b

ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

Thuyết minh Đồ án
----------o0o---------Đề bài:
Thiết kế mạng dầm Thép bao gồm: sàn Thép đặt lên hệ dầm phụ và dầm chính, chịu tải trọng
P (KN/m2). Nhịp dầm chính là L, nhịp dầm phụ là B.
-Yêu cầu: +Dầm phụ chọn là Thép định hình chữ I.
+Dầm chính là dầm tổ hợp hàn.
-Cho biết: +Vật liệu chọn là Thép CCT38s,
f = 230 N / mm 2 , f y = 240 N / mm 2 , fu = 380 N / mm 2
2
+Phương pháp hàn: Hàn tay, que hàn N42, f wf = 180 N / mm

3
+Trọng lượng riêng của Thép: ρthep = 7,85 T / m

1
∆
+Độ võng cho phép:   =
;
 l  S 150
+Hệ số vượt tải:

1 ∆
∆
1
=
=
;

B 


  dp 250  L  dc 400

- Tĩnh tải: γ g = 1, 05
- Hoạt tải: γ P = 1, 2

Số liệu tính toán:
L(m)

B(m)

P (KN/m2)

10,5

4,1

18,4

.
I. Tính toán chọn kích thước bản sàn
1. Chọn kích thước bản sàn:
Bản sàn trên hệ dầm chọn là bản sàn Thép.
Bản sàn Thép được liên kết với dầm bằng các đường hàn góc. Sơ đồ tính của bản là dầm siêu
tĩnh bậc một. Chiều dày (Tra bảng kinh nghiệm 2-2) và nhịp của bản sàn được chọn theo điều
kiện độ bền và độ cứng như sau:
- Sơ bộ chọn chiều dày bản sàn theo tải trọng tác dụng: Bảng 2-2 GT HD ĐA trang 7:
Tải trọng tác dụng: p = 18,4 KN/m2 ≤ 20KN/m2 , L=10,5m nên chọn chiều dày bản sàn Thép là:

ts = (8 ÷ 10)mm. Vậy chọn ts = 10 mm = 1 cm = 0,01 m
Tỉ số giữa nhịp lớn nhất l và chiều dày t của bản sàn được xác định gần đúng theo công
thức:
l s 4n o 
72E 
=
.  1 + 4 tc1 ÷
ts
15 
n o .q 

Trong đó:

l
n 0 =   = 150
∆

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

-1-


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

E1 =

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

E
2,1 × 105

=
= 2,307 × 105 N/mm2
1 − υ2 1 − 0,32

Với: E - môđun biến dạng đàn hồi của thép :E = 2,1.106 daN/cm2 = 2,1.105 N/mm2
υ - Hệ số Poátxong : υ = 0, 3 với thép.

q tc : là tải trọng tiêu chuẩn.qtc =15,8. 10-3
N/mm 2

qtt= 19,78 kN/m
H

H
1050

Thay các số liệu trên vào công thức ta có:
ls 4 × 150 
72 × 2,307 × 105 
=
1 +
÷ = 111,32
ts
15  150 4 × 18, 4.10 −3 
=>ls = 123,06.ts = 111,32.10 = 111,32 mm
Ta nên chọn lssao cho nhịp của dầm L=10,5 m chia
hết cho nhịp bản sàn ls.
Khi đó nhịp lớn nhất của bản sàn bằng: ls=1050 mm
= 1,05 m
2. Tính kiểm tra sàn:

Vmax

M

Mmax
V

Hình 1: sơ đồ tính toán bản sàn

Cắt một dải bản có bề rộng bằng 1m theo phương cạnh ngắn, dưới t ngắn của nhịp sàn. Do
được hàn với dầm, bằng tác dụng của tải trọng, sàn bị ngăn cản biến dạng, tại gối tựa sẽ phát
sinh ra lực kéo H (hiệu ứng màng) và mômen âm. Bỏ qua ảnh hưởng của mômen âm, sơ đồ tính
nội lực của sàn được thể hiện trên hình vẽ:
Như một dầm đơn giản kê lên hai gối tựa, tuy nhiên nó là hệ siêu tĩnh bậc 1:
Tải trọng tác dụng trên sàn có kể đến trọng lượng bản thân của sàn:
qstc = (ptc + ts. ρ )1 = (18,4 + 0,01.78,5).1 = 19,18 KN/m
qstt = (ptc. γ Ql + ts. ρ .γ Qd )1 = (18,4.1,2 + 0,01.78,5.1,05).1 =22,9 KN/m
Độ võng của bản sàn có sơ đồ là dầm đơn giản, do tải trọng tiêu chuẩn gây ra: ∆ 0
tc 4
5 qs ls
5 19,18.1,054
∆ =
=
.
= 0, 015 mm
0 384 E1I x 384 2,307.8,75
3
l.t 3
Trong đó: I = s = 1,05.0,01 = 8, 75.10 −8 m4

x 12
12

Xác định hệ số ỏ qua phương trình Ơle trong Cơ Kết Cấu:
 ∆2
2
α ( 1 + α ) = 3.  o2
t
 s
→ α = 1, 29
Độ võng của sàn:

2

 0, 015 
=
3.
÷
 0, 01 ÷ = 6, 75(mm)
÷




SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

-2-


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

∆ = ∆o

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

1
0, 015
=
= 0, 0065 (m)
1 + α 1 + 1, 29

Mômen lớn nhất ở giữa nhịp của bản sàn:
M max = M 0 .

l
3,15
=
= 1,37 KN.m
1 + α 1 + 1, 29

q stt ls2 22, 9.1, 052
=
= 3,15 KN.m
8
8
Lực kéo H tại gối tựa:
Trong đó: M 0 =

2

2

π2  ∆ 
3.142  1 
H = γ p  ÷ Els = 1, 2.
.2,307.10 5.10,50 = 318, 44N
4 l
4  150 ÷

a. Kiểm tra độ bền của sàn:
Bản sàn được coi như một cấu kiện đồng thời chịu kéo và chịu uốn, vì vậy độ bền của bản
được kiểm tra theo điều kiện:

σ=

H M max
+
≤ γ c .f
A
Wx

Trong đó: γ c - hệ số điều kiện làm việc γ c = 1

f - giới hạn chảy tính toán của thép
A - diện tích của tiết diện dải bản rộng 1m :As =105.ts =100.1=105 cm 2
l.t s2 105.12
=
= 17,5 cm3
6
6

ứng suất lớn nhất trong bản sàn:
Wx =

σ=

H M max 318, 44 1,37.106
+
=
+
= 78,31N / m m2 < γ c . f = 230 N / mm 2
A
Wx
105.102 17,5.103

Vậy kích thước sơ bộ bản sàn thoả mãn điều kiện về độ bền.
b. Kiểm tra bản sàn theo điều kiện độ võng (biến dạng):
∆ 0, 0065
1
∆
=
= 0, 0062 ≤   =
= 0, 00667
ls
1, 05
 l  s 150
Như vậy bản sàn thoả mãn điều kiện về độ võng cho phép.
c. Chiều cao đường hàn:
Đường hàn liên kết sàn với dầm phụ phải chịu được lực H. Chiều cao của đường hàn được
xác định theo công thức:
hf =

H

( β.fw ) min γ c

Trong đó: β f fwf = 0,7.180 = 126 N/mm2

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

-3-


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

β s fws = 1.0,45.380 = 171 N/mm2
(Khi chịu lực đường hàn góc có thể bị phá hoại tại 2 mặt cắt trên)

β f ; β s là hệ số chiều sâu nóng chảy của que hàn và Thép được hàn.
( β.fw ) min = min(βf fwf ; βsfws ) = 126 N/mm2
318, 44
= 2,53(mm)
126

Thay số vào ta có:

hf =

Lấy h f thoả mãn:

 h f ≤ 1, 2t = 1, 2.10 = 12mm

 h f ≥ 5 mm

Chọn chiều cao đường hàn liên kết bản sàn với dầm phụ bằng h f = 5 mm theo yêu cầu cấu tạo.
II. Tính toán thiết kế dầm phụ
Dầm phụ chọn là Thép định hình cán nóng tiết diện chữ I. Dầm phụ được bắt Bulông vào cột và
dầm chính hoặc đặt lên tường.
 Sơ đồ kết cấu và tải trọng tác dụng lên dầm phụ:
a. Sơ đồ kết cấu
Sơ đồ tính toán dầm phụ là dầm đơn giản nhịp B = 4,1 m kê lên 2 gối tựa chịu tác dụng của
tải trọng phân bố đều từ sàn truyền xuống.

Dầm phụ

Dầm chính

4100

Cột

525 1050 1050 1050 1050 1050 1050 1050 1050 1050525
10500

Hình 2:Mặt bằng truyền tải vào dầm phụ

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

-4-

ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

Dầm phụ được coi là dầm đơn giản kê lên 2 gối tựa
qtt =22,9kN/m

4100

Vmax=46,9 kN

M

Mmax=48,12 kNm

V

Hình 3: Sơ đồ tính toán và biểu đồ nội lực dầm phụ

b.Tải trọng tác dụng:
Tải trọng vào do bản sàn truyền dầm phụ (kể cả trọng lượng bản sàn có trọng lượng riêng
γ = 78, 5 kN/m3 ):

qdptc = (ptc + ts ρ )ls = (18,4 + 0,01.78,5).1 =19,18 KN /m

ργ
qdptt = (ptc γ p + ts g )ls = (18,4.1,2 + 0,01.78,5.1,05).1 = 22,9 KN/m
Xác định nội lực tính toán:

Lực cắt lớn nhất tại gối tựa: Vmax =

q ttdp .B
2

q ttdp .B 2
8

=

=

22,9.4,12
= 48,12 kNm
8

22,9.4,1
= 46, 9 kN
2

 Chọn kích thước tiết diện dầm:
Mômen kháng uốn của dầm phụ có kể đến sự biên dạng
dẻo trong tiết diện:

5,4
I22

M max
48,12.102

=
= 186,8 cm3
1,12. f .γ c 1,12.23.1

8,7

Wx ≥

220

Mômen lớn nhất ở giữa dầm phụ: M max =

Tra bảng chọn thép N 0 I22 có các đặc trưng hình học:
Wx = 232 cm3
g tc = 0, 24 kN/m
SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

110

Hình 4: Tiết diện I20a
-5-


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

S x = 131 cm3
I x = 2550 cm4
h = 22 cm

t w = 5, 4 cm
b = 11, 0 cm
 Kiểm tra lại tiết diện đã chọn:
Kiểm tra bền có kể đến trọng lượng bản thân dầm:
γ d g bt B 2 1, 05.24.4,12
M bt =
=
= 52, 95 KN.cm
8
8
γ .g .B 1, 05.0, 24.4,1
Vbt = d bt =
= 0.52 KN
2
2
a. Kiểm tra tiết diện dầm phụ theo điều kiện độ bền:
ứng suất pháp lớn nhất:

δ max =

M max + M bt 48,12.106 + 52,95.104
=
= 187, 22 N / mm 2 < γ c . f = 230 kN/cm2
1,12.Wx
1,12.232.103

ứng suất tiếp lớn nhất:
τmax

(Vmax + Vbt ).S x (46, 9.103 + 0,52.103 ).131.103

=
=
=4,51N/mm 2
4
I x .t w
2550.10 .5, 4.10

τmax = 4,51N / mm 2 < γ c .fv = 1.0,58

fy
γm

= 0,58.

240
= 133N/mm 2
1.05

b. Kiểm tra võng theo công thức:
∆
5 (q tc + g tc ).B3  ∆ 
1
=
.
≤ =
B 384
E.I x
 B  250
Ta có:
∆

5 (q tc + g tc ).B 3
5 (19,18.10 + 0, 24.10).410 3
1
∆
=
.
=
.
= 0, 0032 <   =
= 0, 004
7
B 384
E.I x
384
2,1.10 .2550
 B  250
Kết luận: Dầm đã chọn đạt yêu cầu cả về cường độ và độ võng.
c. Kiểm tra độ ổn định tổng thể:
Không cần kiểm tra ổn định tổng thể của dầm phụ vì phía trên dầm phụ có bản sàn Thép
được hàn chặt với cánh dầm phụ, tạo thành độ ổn định chắc chắn rồi
III.Tính toán thiết kế dầm chính.
1. Sơ đồ kết cấu tải trọng tác dụng lên dầm chính:
a. Sơ đồ kết cấu
Dầm chính được đặt lên trên cột hoặc gối lên tường, sơ đồ kết cấu là dầm đơn giản kê lên 2
gối tựa. Tải trọng tác dụng lên dầm chính bao gồm: Trọng lượng bản sàn, dầm phụ và hoạt tải.
Sơ đồ tính toán dầm chính là dầm đơn giản chịu tác dụng của tải trọng do dầm phụ truyền
xuống coi như phân bố đều.

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

-6-


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

tt

q = 90,4 kN/m

10500
M

V

Hình 5: Sơ đồ tính toán Dầm chính
b. Tải trọng tác dụng:
Lực tập trung do phản lực của dầm phụ truyền xuống.
Vdptc = (q dp tc + g dp tc )B = ( 19,18 + 0, 24 ) .4,1 = 79, 62 kN
tt
Vdptt = (q ttdp + γ Qd .g dp
).B = ( 22, 9 + 0, 24.1, 05 ) .4,1 = 94, 92 kN

Vì các dầm phụ đặt cách nhau 1,05 m nên có thể xem tải trọng tác dụng lên dầm chính là phân
bố đều:
q tcdc = 75,82 kN/m
q ttdc = 90, 4 kN/m
c.

Xác định nội lực tính toán:

Mômen lớn nhất ở giữa dầm chính: M max =
Lực cắt lớn nhất tại gối tựaKN. :
2.

q ttdc .L2 90, 4 × 10,52
=
= 1245,82 KN.m
8
8

Vmax

q ttdc .L 90, 4 × 10,5
=
=
= 474, 6kN
2
2

Thiết kế tiết diện dầm:
a. Chọn chiều cao dầm:

Chiều cao h d của dầm phải thoả mãn các điều kiện:
 h min ≤ h d ≤ h max

 h d ≈ h kt

Chiều cao tối thiểu của dầm được xác định theo công thức:

h min =

5 f L L
. .
.
24 E  ∆  n tb

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

-7-


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

trong đó:

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

n tb - hệ số vượt tải trung bình
q tt
90, 4
n tb = tc =
= 1,19
q
75,82

L
 ∆  = 400 đối với dầm chính
 

Ta có:

h min =

5
23
1
.
.400.
.10,5.10 2 = 80,53 cm
4
24 2,1.10
1,19

Chiều cao kinh tế h kt của dầm chính tính theo công thức:

Wyc

h kt = k.

tw

= k.

M max
fγ c .t w

Trong đó : Hệ số cấu tạo k = 1,15 ( trường hợp dầm tổ hợp hàn )
Với h = h min , sử dụng công thức thực nghiệm để xác định chiều dày bản bụng của Dầm :
tw = 7 +

Vậy:

3h min
3.805,3
= 7+
= 9, 41 . Sơ bộ lấy tw= 8 mm.
1000
1000
1245,82.10 2
= 94, 63 cm
23.0,8

h kt = 1,15.

Ta chọn chiều cao dầm là: h d = 90 cm
Sơ bộ chọn tf = 2cm => h w = h d − 4 = 90 − 4 = 86 cm
Độ mảnh bản bụng :

λw =

hw 86
=
= 107,5
tw 0.8

b. Kiểm tra chiều dày bản bung của dầm chính:
0,8 cm >

3Vmax

3.474, 6
=
= 0, 61 cm
2h w .fv 2.86.13,5

3. Chọn kích thước bản cánh dầm:
Diện tích tiết diện cánh dầm xác định theo công thức:
 M max hd tw × hw3  2
A f = b f .t f ≈ 
× −
÷×
12  h 2fk
 f ×γc 2
 1245,82.102 90 0,8.863  2
2
=
. −
÷. 2 = 51,99(cm )
23
2
12  88

Giả thiết chiều dày cánh tf = 20 (mm)

tw ≤ t f ≤ 3tw
8 ≤ t f ≤ 24
⇔
t f = 12 ÷ 24mm t f = 12 ÷ 24mm

Do 

Chiều rộng bf chọn thoả mãn các điều kiện:

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

-8-


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA




 
E
2,1.104
b f ≤  30t f ;
× t f ÷ =  30 × 2;
× 2 ÷ = 60 cm

÷
f
23


 




1 1
b f =  ÷ ÷× hd = (18 ÷ 45)(cm)
 2 5


1
b f ≥ (18; × hd ) = (18;9) = 18(cm)
10


Chọn tf = 2 (cm) ⇒ bf =30 (cm)
4. Thay đổi tiết diện theo chiều dài
Kích thước của tiết diện dầm đã chọn trên đây là giá trị lớn nhất của mômen uốn trong dầm.
Theo đề bài thì nhịp dầm chính L = 10,5 m, do đó để tiết kiệm thép và giảm trọng lượng dầm, ta
giảm kích thước tiết diện dầm ở phần dầm có mômen uốn bé, cụ thể là bằng cách giảm bề rộng
cánh dầm.
Vì sơ đồ tính toán của dầm chính là dầm đơn giản chịu tải trọng phân bố đều nên vị trí thay đổi
tiết diện cách gối tựa một đoạn x =

L
10,5
=
= 2m
5, 25 5, 25

Chọn vị trí giảm tiết diện cánh cách gối tựa một khoảng x = 2 m
Mômen uốn tại vị trí thay đổi tiết diện:
Mx =

q tt .x. ( L − x )

=

90, 4.2. ( 10,5 − 2 )

= 768, 4 KNm
2
2
Diện tích tiết diện bản cánh cần thiết tại vị trí thay đổi tiết diện:
 M .h t h 3
A 'f = b 'f t f =  x − w w
12
 2.f

 2  76840.90 0,8.863  2
2
−
÷. 2 = 
÷. 2 = 27,87 cm
h
2.23
12
88

 fk 

300

150

'
Chọn : b f = 15cm;t f = 2cm.

1650

350

Hình 6: Thay đổi tiết diện Dầm chính
Diện tích thực của cánh dầm đã thu nhỏ: A ' f = b 'f .t f = 15.2 = 30 cm2
5.

Kiểm tra tiết diện dầm
 Kiểm tra theo ứng suất pháp tại tiết diện giữa nhịp:

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

-9-


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

Mômen do trọng lượng bản thân dầm:
g ttbt = γ Qdρ(t w h w + 2b f t f )
= 1, 05.78,5 ( 0, 008.0,86 + 2.0,3.0, 02 ) = 1,56 (KN / m)
g ttbt .L2 1,56.10,52
=
= 21,5 kN.m

8
8
Lực cắt do trọng lượng bản thân dầm :
M bt =

g tt .L 1,56.10,5
=
= 8,19 kN
2
2
Mômen quán tính thực của tiết diện dầm:
Vbt =

t w .h 3w
h2
0,8.863
+ 2b f .t f . fk =
+ 2.30.2.442 = 274723, 7 cm4
12
4
12
Mômen kháng uốn thực của dầm:
I dx =

2.I dx 2.274723, 7
W =
=
= 6104, 97 cm3
hd
90

d
x

ứng suất pháp lớn nhất trong dầm:
σ max =

M max + M bt (1241,42 + 21,5).106
=
= 206,87 N/mm2 < γ c .f = 230 N/mm2
Wxd
6104,97.103

 Kiểm tra ứng suất tiếp tại gối tựa
(Vmax + Vbt )S 'x
τ=
≤ fv γ c
I 'x t w
h fk A w h w
88 0.8.862
S = b .t f .
+
.
= 15.2. +
= 2059, 6cm 3
2
2 4
2
2.4
'
x

'
f

I 'x =

t w .h 3w
h2
0.8.863
882
+ 2b 'f .t f . fk =
+ 2.15.2.
= 158563, 7 cm4
12
4
12
4

Wx' =

2.I x' 2.158563, 7
=
= 3523, 64cm3
hd
90

τ=

(Vmax + Vbt )S 'x (472, 92 + 8,19).2059, 6.10 6
=

= 78,11N / mm 2 < fv γ c =135 N/mm 2
'
4
Ix t w
158563, 7.10 .8

Kiểm tra ứng suất pháp trong đường hàn đối đầu nối cánh:
tt
g dc
= (0, 008.0,86 + 2.0, 02.0,3).78,5.1, 05 = 1,56 kN/m

M bt' =

tt
g dc
.x.( L − x) 1,56.2.(10,5 − 2)
=
= 10,53kN .m
2
2

M x + M bt'
612,54.106 + 10,53.106
σ =
=
= 175, 65 ≤ 180 N/mm2
Wx'
3523, 64.103
'
x

 Kiểm tra theo điều kiện chịu ứng suất cục bộ tại nơi đặt dầm phụ:

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

- 10 -


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

σc =

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

P
≤ γ c .f
t w .l z

dp
P = 2(Vmax
+ Vbtdp ) = 2(44,5 + 0, 6) = 90, 2kN

trong đó:

tw=0,8 cm
l z = bdp + 2t f = 11 + 2.2 = 15 cm
90,2.103
= 75,16 N/mm2 < f .γ c = 230 N/mm2
8.150
 Kiểm tra ứng suất tương đương nơi thay đổi tiết diện dầm

Ta có: σ c =

M ' bt = 10,53 kN.m
σ1 =

(M x + M 'bt )
(612,54 + 10,53).10 6.860
.h
=
= 167,84 N/mm 2
w
Wx' .h
158563,7.103 .900

τ1 =

(V x + Vbt )S 'x (337,8.103 + 5,85.103 ).2059, 6.103
=
= 55, 79 KN/cm 2
I 'x .t w
158563, 7.10 4.8

trong đó:
L

 10,5

Vbt = g tt .  − x ÷ = 1,56. 
− 2 ÷ = 7, 98 kN

2

 2

L

 10,5

Vx = q ttdc .  − x ÷ = 90, 08. 
− 2 ÷ = 337,8 kN
2

 2

σ td = σ12 + σ2c − σ1 .σc + 3τ21 = 167,84 2 + 80,532 − 167,84.80,53 + 3.55, 79 2 = 239,8 N/mm 2
σ td = 239,8 N/mm 2 < 1,15fγ c =241,5 N/mm 2
6. Kiểm tra ổn định của dầm:
a. Kiểm tra ổn định tổng thể của dầm:
Điều kiện để đảm bảo ổn định tổng thể của dầm:

lo 
b 
b
≤ 0, 41 + 0,0032. f +  0,73 − 0,016. f
b f 
tf 
tf
trong đó:

 bf  E

÷. 
 h fk  f

l o - khoảng cách giữa các dầm phụ l 0 = 105 cm
b f - bề rộng cánh nén b f = 30 cm

Thay số ta được:

30 
30  30  2,1 × 10 6
= 5, 22
Vế phải =  0, 41 + 0, 0032. +  0, 73 − 0, 016. ÷.  .
2 
2  88 
2300

Ta có:

l o 105
=
= 3,5 ≤ 18,83
bf
30

do đó dầm đảm bảo ổn định tổng thể.
b. Kiểm tra ổn định cục bộ cánh nén:
Khi chọn tiết diện bản cánh đã chọn để đảm bảo về ổn định cục bộ

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

- 11 -


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

c.

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

Kiểm tra ổn định cục bộ bản bụng dầm:
 Độ mảnh quy ước của bản bụng dầm:

λw =

hw
tw

f
86
2300
=
= 3,56
E 0,8 2,1.106

Ta thấy λ w = 3,56 > λ w  = 3, 2 ( áp dụng cho dầm không có tải trọng động tác dụng), tức
là bản bụng không đủ ổn định dưới tác dụng của ứng suất tiếp, ta cần phải gia cường bản bụng
bằng các cặp sườn đứng ở hai bên bụng cách nhau một khoảng

a ≤ 2h w = 2.86 = 172 cm→chọn a = 150 cm = 1,5 m
Chọn bố trí 6 sườn đứng.

1620

Bề rộng và chiều dày các ô sườn:
bs =

hw
860
+ 40 =
+ 40 = 68,6 mm . Chọn bs =8 cm
30
30

ts ≥ 2bs

f
23
= 2.80.
= 5,3mm Chọn ts =6mm
e
2,1.104

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:
h
86
= 107 cm
Tiết diện cần kiểm tra cách gối tựa dầm khoảng x1 = a − w = 150 −
2

2
Các giá trị nội lực tính được:
M1 =

q.x1. . ( l − x1 )
2

=

(90,08+1,56).1,07. ( 10,5 − 1, 07 )
2

= 462,33kN.m

l

 10,5

V1 = q.  − x1 ÷ = ( 90, 08 + 1,56 ) . 
− 1, 07 ÷ = 383, 05 kN
2

 2

σ=

M1 h w
462,33.10 6 860
.
=

.
= 125,37 N/mm 2
d
4
I 'x 2 158563, 7.10
2

σc =

P
= 80,53 N/mm 2
t w .l z

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

- 12 -


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

τ=

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

V1
383, 05.103
=
= 55,68N/mm 2
h w .t w
860.8

Ứng suất giới hạn σ cr :
Do

a
1,5
=
= 1,74 > 0,8 và [ σ c ] = 0,64 < 0,8 => tính σ cr theo (4-23) và tính σ c ,cr theo
hw 0,86
σ

(4-25)
3

b t
30  2 
δ = β f ( f )3 = 0,8. 
= 4,36 ; => Ccr = 34,8
hw tw
86  0,8 ÷

C . f 34,8.230
σ cr = cr 2 =
= 507,8 N / mm 2
2
3,97
λw
ứng suất cục bộ giới hạn σ c ,cr :

a

f
150
23
=
= 3,1
2.tw E 2.0,8 2,1.104
a
150
=
= 0,87 và δ = 4,36 => C1=19,185 (Theo bảng 4.2)
2.hw 2.86
C . f 19,185.230
σ c ,cr = 1 2 =
= 356,13N / mm 2
2
3,52
λa
ứng suất tiếp tới hạn τ cr :

λa =

d f
86
23
=
= 3,55
tw E 0,8 2,1.104
a
1,5
µ= =

= 1,74
hw 0,86

λ ow =

 0,76  f
0,76  135

τ cr = 10,3  1 + 2 ÷ 2v = 10,3.1 +
= 138,03 N/mm2
2 ÷
2
µ
1,74
3,55



 λ0 w
 σ
σ
+ c

 σ cr σ c ,cr

2

2

2

2
 τ 
 125,37 80,53   55,68 
+
= 
+
÷
÷ +  138,03 ÷ = 0,87 < 1
÷ τ ÷
507,8
356,13

 

  cr 

Ô bụng 1 đảm bảo ổn định.
 Kiểm tra ô bụng 2:
Tiết diện cần kiểm tra cách gối tựa dầm khoảng x2 = x1 + a = 107 + 150 = 257 cm
Các giá trị nội lực tính được:
M1 =

q.x 2. . ( l − x 2 )
2

=

(90,08+1,56).2,57. ( 10,5 − 2,57 )

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

2

= 933,82 kN.m

- 13 -


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

l

 10,5

V1 = q.  − x1 ÷ = ( 90, 08 + 1,56 ) . 
− 2,57 ÷ = 245,59 kN
2

 2

σ=

M hw
933,82.106 860
.
=
.
= 146,16 N/mm 2

d
4
I 'x 2 274723, 7.10
2

τ=

V
245,59.103
=
= 35, 69 N/mm 2
h w .t w
860.8

Ứng suất giới hạn σ cr :
Do

a
1,5
=
= 1,74 > 0,8 và [ σ c ] = 0,55 < 0,8 => tính σ cr theo (4-23) và tính σ c ,cr theo
hw 0,86
σ

(4-25)
3

b t
34  2 
δ = β f ( f )3 = 0,8. 

= 6,51 ; => Ccr = 34,8
hw tw
86  0,8 ÷

C . f 34,8.230
σ cr = cr 2 =
= 507,8 N / mm 2
2
3,97
λw
ứng suất tiếp tới hạn τ cr :

 σ
σ
+ c

 σ cr σ c ,cr

2

2

2
2
 τ 
 146,16 80,53   35,69 
+
= 
+
÷

÷ +  138,03 ÷ = 0,65 < 1
÷ τ ÷
507,8
356,13

 

  cr 

Ô bụng 2 đảm bảo ổn định.
 Kiểm tra ô bụng 3:
Tiết diện cần kiểm tra cách gối tựa dầm khoảng x2 = x1 + a = 257 + 150 = 407 cm
Các giá trị nội lực tính được:
M1 =

q.x 2. . ( l − x 2 )
2

=

(90,08+1,56).4,07. ( 10,5 − 4, 07 )
2

= 1199,11 kN.m

l

 10,5

V1 = q.  − x1 ÷ = ( 90, 08 + 1,56 ) . 

− 4, 07 ÷ = 108,13 kN
2

 2

σ=

M hw
1199,11.10 6 860
.
=
.
= 187, 68 N/mm 2
I 'dx 2 274723, 7.10 4 2

τ=

V
108,13.103
=
= 15, 72 N/mm 2
h w .t w
860.8

Ứng suất giới hạn σ cr :
Do

a
1,5
=

= 1,74 > 0,8 và [ σ c ] = 0,43 < 0,8 => tính σ cr theo (4-23) và tính σ c ,cr theo
hw 0,86
σ

(4-25)

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

- 14 -


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

3

b t
50  2 
δ = β f ( f )3 = 0,8. 
= 6,51 ; => Ccr = 34,8
hw tw
96  0,8 ÷

C . f 34,8.230
σ cr = cr 2 =
= 507,8 N / mm 2
2
3,97
λw

ứng suất tiếp tới hạn τ cr :

 σ
σ
+ c

 σ cr σ c ,cr

2

2

2
2
 τ 
 187,68 80,53   15,72 
+
= 
+
÷
÷ +  138,03 ÷ = 0,648 < 1
÷ τ ÷
507,8
356,13

 

  cr 

Ô bụng 3 đảm bảo ổn định.

7. Tính liên kết giữa cánh và bụng dầm:

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/cm

2

( β fW ) min = ( β f fWf ; β S fWS ) = 126 N / mm 2 =12,6 kN/cm

2

Tại vị trí đầu dầm: V = Vmax = 472,92 KN

Vmax .S x'
472,92.2059,6
hf ≥
=
= 0,24 cm
2( β f w ) min .γ c .I 2.12,6.1.158563,7

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

20

20

86

86

20

20

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

- 15 -


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

8. Tính mối nối dầm:
Nối dầm tại nơi thay đổi tiết diện của bản cánh thì thuận tiện cho việc di chuyển, lắp ghép.
Điểm nối là x= 2 m
Bản cánh nối bằng đường hàn đối đầu, bản bụng nối bằng bản ghép và dùng đường hàn góc.
Nội lực tại mối nối:

qx(l − x) (90,08 + 1,56).2.(10,5 − 2)
=
= 778,94 kN .cm
2
2
q(l − 2.x) (90,08 + 1,56).(10,5 − 2.2)
V1 =
=
= 297,83 kN
2

2
M1=

Mối nối coi như chịu toàn bộ lực cắt và phần mômen của bản bụng.

Mb =

Iw
73728
M=
.778,93.102 = 30082,38 kNcm
I
158563,7

Trong đó: Iw = 73728 cm4; I = 158563,7 cm4.

20
20

760
900

760

100

50

20

900

50

20

Chọn bản ghép có tiết diện (96x1)cm; bề rộng 10 cm.

Kiểm tra tiết diện bản ghộp: 2.Abg=2.76.1 > Acb=86.1cm
Mối hàn đặt lệch tâm so với vị trí tính nội lực.
Do vậy có momen lệch tâm Me.
Me = 297,83 .5 =1489,15 kNcm
Chọn chiều cao đường hàn hf = 8 mm.
hf > hmin = 5 mm

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

- 16 -


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

hf < 1,2t = 1,2.0,8 =9,6 mm

2 ( hbg − 1) .h f
2

Wf =

6

2 ( 76 − 1) .0,8
3
=
= 1500 cm
6
2

Af = 2.(76 -1).1 = 120 cm2
Kiểm tra ứng suất trong đường hàn.
2

2

2

2

 M 1   V1 
 30082,38.104 + 1489,15.104   297,83.103 
σ td = 
+
= 
÷ +
÷ = 125,28
3
2
W ÷

÷  A ÷
÷
1500.10
120.10

 

 f   f 

σ td=125,28 N/mm2< (bfw)min = 126 N/mm2
8. Tính sườn đầu dầm.
Sườn đầu dầm chịu phản lực gối tựa V = 472, 92 + 8,19 = 481,11 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 = 15 cm.
Tiết diện của sườn đầu dầm đảm bảo về điều kiện ép mặt.

ts =

Vtt
481,11
=
= 0,88 cm
b s f cγ c 15.36,19.1

Trong đó: fc= fu/1,05 = 380/1,05=36,19 kN/cm2
Chọn sườn có kích thước bsxts= 15x 1,5 cm
Kiểm tra sườn theo điều kiện ổn định cục bộ:

bs
≤ 0,5 E / f = 0,5. 2,1.104 / 23 = 15,11mm

ts
20 − 1
= 4, 66 < 15,11 mm
1,5.2
Kiểm tra sườn theo điều kiện ổn định tổng thể:

Aqu = 0,65t

2
w

E
2,1.104
2
= 0,65.0,8
= 12,57 cm 2
f
23

A = As + Aqu = 1,5.15 + 12,57 = 35,07 cm 2

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

- 17 -


ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP

Is =
is =

GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA

bs3 .ts 0,65tw4 E / f 153.1,5 0,65.0,84 2,1.104 / 23
+
=
+
= 422,55cm3
12
12
12
12
h
86
Is
422,55
= 24,78 => ϕ =0,959
=
= 3,47 cm ; λ = w =
i
3,47
A
35,07
s

Vmax
481,11.103
σ=
=
= 143,05 N / mm 2 ≤ f .γ c = 230 N / mm 2

2
ϕ A 0,959.35,07.10

SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4

- 18 -