Kết cấu khung thép trong thi công

Đồ án kết cấu thép 2
1
kế:
I. SỐ LIỆU VÀ NHIỆM VỤ THIẾT KẾ
1. Số liệu thiết kế
Thiết kế khung ngang nhà công nghiệp một tầng, một nhịp có cầu trục. Các số liệu thiết
 Nhịp khung: L = 24 m.
 Bước khung: B = 7.5 m; toàn bộ nhà dài 15B = 112.5 m.
 Sức trục: Q = 8 tấn; Số cầu trục làm việc trong xưởng là 2 chiếc, chế độ làm việc
trung bình.
 Cao trình đỉnh ray: H1 = 9 m.
 Vùng gió: IIIB
 Dạng địa hình xây dựng công trình: B
 Chiều cao dầm cầu trục: hdct = 0.75 m; Chiều cao ray: hr = 0,15 m.
 Nhịp cửa trời: Lct = 4 m
 Chiều cao cửa trời: Hct = 2 m
 Mái lợp tôn múi dày 0,51mm
 Vật liệu: Thép CCT34, hàn tự động, que hàn N42 (d = 35mm) hoặc tương đương.
 Bê tông móng cấp độ bền B15.
 Kết cấu bao che: Tường xây gạch cao 1,5 m ở phía dưới, thưng tôn ở phía trên.
2. Nhiệm vụ thiết kế
2.1 Thuyết minh tính toán
 Thành lập sơ đồ kết cấu: Xác định kích thước khung ngang, lập mặt bằng lưới cột,
bố trí hệ giằng mái, hệ giằng cột.
 Xác định tải trọng tác dụng lên khung ngang: tải trọng mái, tải trọng cầu trục, tải
trọng gió.
 Thiết kế xà gồ (2 phương án: tiết diện cán nóng và tiết diện dập nguội).
 Tính nội lực khung ngang. Vẽ biểu đồ nội lực M, N, V cho từng trường hợp tải
trọng. Lập bảng thống kê nội lực, bảng tổ hợp nội lực cho các tiết diện đặc trưng
của cột và xà mái.
 Thiết kế khung ngang gồm cột và xà. Tính các chi tiết: Chân cột, vai cột, liên kết xà
với cột, mối nối xà.
 Thiết kế dầm cầu trục, cột sườn tường.
2.2. Bản vẽ thể hiện
01 bản vẽ khổ A1 gồm:
 Sơ đồ khung ngang.
 Hệ giằng mái, giằng cột.

2
 Cột khung, các mặt cắt và chi tiết của thân cột.
 Xà, các mặt cắt và chi tiết của xà.
 Bảng thống kê vật liệu, ghi chú và chỉ dẫn cần thiết.
II. TÍNH TOÁN THIẾT KẾ
1. Sơ đồ kết cấu khung ngang
Khung ngang gồm cột đặc, xà ngang tiết diện chữ I. Cột có tiết diện không đổi liên kết
ngàm với móng, liên kết cứng với xà. Theo yêu cầu kiến trúc và thoát nước, chọn xà
ngang có độ dốc với góc dốc  = 100
(tương đương i = 17 %). Do tính chất làm việc của
khung ngang chịu tải trọng bản thân và tải trọng gió là chủ yếu, nên thông thường nội lực
trong xà ngang ở vị trí nách khung thường lớn hơn nhiều nội lực tại vị trí giữa nhịp. Cấu
tạo xà ngang có tiết diện thay đổi, khoảng biến đổi tiết diện cách đầu cột một đoạn (0,35 
0,4) chiều dài nửa xà. Tiết diện còn lại lấy không đổi.
Cửa trời chạy dọc chiều dài nhà, mang tính chất thông gió, sơ bộ chọn chiều cao cửa
trời là 2m và chiều rộng cửa trời là 4m.
Hình 1.1. Sơ đồ khung ngang
1.1. Kích thước theo phương đứng
 Chiều cao cột dưới: Hd H1 (hdct hr ) hch
Trong đó: H1 = 9 m là cao trình đỉnh ray
hdct = 0.75 m là chiều cao dầm cầu trục

3
   
   
   
   
hr = 0.15 m là chiều cao ray
hch = 1 m là chiều sâu chôn chân cột
 Hd = 9 – (0.75 + 0.15) + 1 = 9.1 (m)
 Chiều cao cột trên: Htr ( hdct hr )K1 0.5;
Trong đó: + K1 = 0.9 m là khoảng cách từ đỉnh ray đến điểm cao nhất của xe con.
Giá trị này được tra trong catalo cầu trục (phụ thuộc vào sức trục Q = 8T và nhịp
cầu trục S= 22m);
+ 0.5m là khoảng cách an toàn từ điểm cao nhất của xe con đến xà
ngang.
 Htr= (0.75 + 0.15) + 0.9 + 0.5 = 2.3 (m)
 Chiều cao toàn cột: H = Hd + Htr = 9.1+ 2.3 = 11.4 (m)
1.2. Chọn sơ bộ kích thước theo phương ngang
Nhịp nhà (lấy theo trục định vị tại mép ngoài cột) là: L = 24m. Lấy gần đúng nhịp cầu
trục là: S = 22 m ( theo catalog bảng 4.2 với cầu trục 2 dầm kiểu ZLK tương ứng với sức
tải cẩu 8 tấn), khoảng cách an toàn từ trục ray đến mép trong cột: Zmin = 160 mm.
a. Tiết diện cột
- Chiều cao tiết diện: h 
 1



1 
H 
 1



 
1 
11.4  0.76  1.14m
 Chọn h = 75 cm
10 15  10 15 
- Bề rộng tiết diện cột: b  0.3 ∼ 0.5h  0.3 ∼ 0.5  75  22.5  37.5cm
và b 
 1


1 
H 
 1


 
1 
1140  38  57cm
Chọn b = 30 cm
 20 30   20 30 
- Chiều dày bản bụng tw nên chọn vào khoảng (1/70  1/100)h. Để đảm bảo điều kiện
chống gỉ, không nên chọn tw quá mỏng: tw > 6mm.
t 
 1



1 
h 
 1



 
1 
 75  0.75  1.07cm
w
 Chọn tw = 1.2 cm
70 100 70 100 
- Chiều dày bản cánh tf chọn trong khoảng (1/281/35)b.
t 
 1


1 
b 
 1


 
1 
 30  0.86  1.07cm
 Chọn tf = 2 cm
f  28 35   28 35 

4
   
Kiểm tra lại khoảng cách an toàn từ ray cầu trục đến mép trong cột:
1
Z 
2
(L  2.h  S)
Trong đó: L - là nhịp nhà ; h - là chiều cao tiết diện cột; S - là nhịp cầu trục
Z 
1
24  20.75  22  0.25m  Z
2
 Thỏa mãn điều kiện an toàn.
b. Tiết diện xà mái
min
 0.16m
- Chiều cao tiết diện nách khung: h 
1
L 
1
 24  0.6m
1
40 40
 Chọn h1 = 75 cm.
- Bề rộng tiết diện nách khung : b = (01/2  1/5)h1 và b  180 mm, thường lấy bề rộng
cánh dầm bằng bề rộng cột.
b 
 1

1 
h 
 1

1 
 75  15  37.5cm
 2 5  1 2 5
   
 Chọn b = 30 cm.
- Chiều cao tiết diện đoạn dầm không đổi h2 = (1,5  2)b
h2 = (1.5 2)x30 = 45  60cm
 Chọn h2 = 45 cm
- Chiều dày bản bụng tw nên chọn vào khoảng (1/70  1/100) h. Để đảm bảo điều kiện
chống gỉ, không nên chọn tw quá mỏng: tw > 6mm.
t 
 1



1 
h 
 1



 
1 
 75  0.75  1.07cm
w
 Chọn tw = 1 cm
70 100 70 100 

5
- Chiều dày bản cánh tf 
1
b  t 
1
 30 1cm
30
f
30
 Chọn tf = 1.6 cm
- Vị trí thay đổi tiết diện xà mái cách đầu cột một đoạn bằng (0.35  0.4) chiều dài nửa
xà. Ltđ = (0.35 0.4 )*12= 4.2 4.8
 Chọn Ltđ = 4.5 m.
c. Tiết diện vai cột
Kích thước tiết diện vai cột phụ thuộc vào tải trọng cầu trục (lực tập trung do áp lực
đứng của cầu trục và trọng lượng bản thân dầm cầu trục, trọng lượng ray, dầm hãm và
hoạt tải trên cầu trục) và nhịp dầm vai (khoảng cách từ điểm đặt lực tập trung đến mép
cột). Sơ bộ chọn tiết diện dầm vai như sau:
Khoảng cách từ trục định vị tới trục ray cầu trục: λ = (L - S)/2 = (24 - 22)/2 = 1
+ Chiều dài vai (từ mép trong cột đến cạnh ngoài cùng vai cột):
Lv = λ – hc + 0.15= 1- 0.75 + 0.15 = 0.4 (m)
Khoảng cách từ trục ray cầu trục đến cạnh ngoài cùng vai cột lấy bằng 150mm.
+ Chọn chiều cao dầm tại điểm đặt Dmax: h = 30 cm
+ Chiều góc nghiêng bản cánh dưới với phương ngang là 200
thì chiều cao tiết diện
dầm vai tại ngàm:
hdv = 30 + 25xtg200
= 39.1 (cm)
Chọn hdv = 42 (cm) ( Z= 25cm).
+ Bề rộng tiết diện vai cột: bf = 30 cm
+ Chiều dày bản bụng vai cột: tw = 0.8 cm
+ Chiều dày bản cánh vai cột: tf = 1.2 cm
d. Tiết diện cửa trời
+ Chiều cao tiết diện cột cửa trời: hc_ct = 20 cm
+ Bề rộng tiết diện cột: bc_ct = 10 cm
+ Chiều dày bản bụng: tw = 0.8 cm
+ Chiều dày bản cánh: tf = 1 cm
1.3. Hệ giằng
Hệ giằng là bộ phận kết cấu liên kết các khung ngang lại tạo thành hệ kết cấu không
gian, có các tác dụng:
- Bảo đảm sự bất biến hình theo phương dọc nhà và độ cứng không gian cho nhà;
- Chịu các tải trọng tác dụng theo phương dọc nhà, vuông góc với mặt phẳng khung
như gió thổi lên tường đầu hồi, lực hãm cầu trục, động đất...xuống móng.
- Bảo đảm ổn định (hay giảm chiều dài tính toán ngoài mặt phẳng) cho các cấu kiện
chịu nén của kết cấu: thanh dàn, cột,...

6
- Tạo điều kiện thuận lợi, an toàn cho việc dựng lắp, thi công.
Hệ giằng bao gồm hai nhóm: hệ giằng mái và hệ giằng cột.
Hệ giằng cột:
Hệ giằng cột đảm bảo sự bất biến hình và độ cứng của toàn nhà theo phương dọc,
chịu các tải trọng tác dụng dọc nhà và đảm bảo ổn định của cột. Dọc theo chiều dài nhà,
hệ giằng cột bố trí giữa khối nhà và ở 2 đầu hồi nhà để truyền tải trọng gió một cách
nhanh chóng. Hệ giằng cột được bố trí theo 2 lớp. Hệ giằng cột trên được bố trí từ mặt
dầm hãm đến đỉnh cột, hệ giằng cột dưới được bố trí từ mặt nền đến mặt dầm vai. Theo
tiết diện cột, hệ giằng cột được đặt vào giữa bản bụng cột. Do sức trục Q<10T, chọn tiết
diện thanh giằng làm từ thanh thép tròn 25. Trên đỉnh cột bố trí thanh chống dọc nhà.
Chiều cao cột H =11.4m > 9m, do đó bố trí thêm thanh chống dọc nhà tại vị trí cao độ
+4.000m. Chọn tiết diện thanh chống dọc theo độ mảnh max  200 , chọn 2C20 (hình 1.2).
Hình 1.2. Sơ đồ hệ giằng cột
Hệ giằng mái:
Hệ giằng mái được bố trí ở hai gian đầu nhà và ở chỗ có hệ giằng cột. Hệ giằng mái
bao gồm các thanh giằng xiên và thanh chống, trong đó yêu cầu cấu tạo thanh chống có
độ mảnh max  200 . Thanh giằng xiên làm từ thép tròn tiết diện 25, thanh chống chọn
2C20. Theo chiều cao tiết diện xà, giằng mái bố trí lệch lên phía trên (để giữ ổn định cho
xà khi chịu tải bình thường – cánh trên của xà chịu nén). Khi khung chịu tải gió, cánh
dưới của xà chịu nén nên phải gia cường bằng các thanh giằng chống xiên (liên kết lên xà
gồ), cách 3 bước xà gồ lại bố trí một thanh chống xiên. Tiết diện thanh chống chọn L50x5,
điểm liên kết với xà gồ cách xà 800 mm. Ngoài ra bố trí thanh chống dọc nóc tiết diện
2C20 tạo điều kiện thuận lợi khi thi công lắp ghép.
Hình 1.3. Sơ đồ hệ giằng mái

7
.L
Hình 1.4. Chi tiết thanh chống xà gồ
2. Xác định tải trọng tác dụng lên khung
2.1. Tải trọng thường xuyên
- Tải trọng thường xuyên phân bố trên xà mái:
Tải trọng do mái tôn, hệ giằng, xà gồ, cửa mái: gtc
= 15 daN/m2
mặt bằng mái (phân bố
theo độ dốc mái).
Hệ số độ tin cậy của tải trọng thường xuyên ng = 1.1
qtc
= gtc
xB = 15x7.5 = 112.5 daN/m
qtt
= ngxgtc
xB = 1.1x15x7.5 = 123.75 daN/m
- Tải trọng kết cấu bao che:
gtc
= 12 daN/m2
qtt
= ngxgtc
xB = 1.1x12x7.5 = 99 daN/m
- Tải trọng bản thân của dầm cầu trục:
Gdct =
2
dct dct = 30x7.52
= 1687.5 daN
Trong đó: dct = 30 hệ số trọng lượng bản thân.
- Tải trọng bản thân của dầm, dàn hãm: Gdh = 500 daN (lấy theo kinh nghiệm)
https://sanbetong.vn


8
Bảng 2.1. Tĩnh tải mái
STT Loại tải
Tải trọng
tiêu
chuẩn
Hệ số
vượt tải
Tải trọng
tính toán
Bước
khung
Tổng tải
trọng
(daN/m2
) (daN/m2
) (m) (daN/m)
1 Tôn lợp mái 8 1.1 8.8 7.5 66
2 Xà gồ 7 1.1 7.7 7.5 57.75
3 Tổng tải trọng phân bố trên chiều dài dầm khung 123.75
2.2. Hoạt tải sửa chữa mái
- Hệ số độ tin cậy của hoạt tải sửa chữa mái np = 1.3
- Theo tiêu chuẩn tải trọng và tác động, TCVN 2737-1995, với mái tôn không sử dụng
ta có giá trị hoạt tải sửa chữa mái tiêu chuẩn là 30 daN/m2
mặt bằng nhà do đó hoạt tải
sửa chữa mái phân bố trên xà mái được xác định như sau:
ptc
= 30xB và ptt
= npx30xB
- Khi qui về tải trọng phân bố theo xà thì giá trị tải trọng được nhân với cos:
p = 30xBxcosα = 30x7.5xcos(10) = 221.58 daN/m
ptt
= npx30xBx cosα = 1.3x30x7.5xcos(10)= 288.05 daN/m
Bảng 2.2. Hoạt tải sửa chữa mái
STT Loại tải
Tải trọng
t. chuẩn
Hệ số
vượt tải
Tải trọng
tính toán
Bước
khung
Tổng tải
trọng
(daN/m2
) (daN/m2
) (m) (daN/m)
1 Sửa chữa mái 30 1.3 39 7.5 295.5
2 Tổng tải trọng phân bố trên chiều dài dầm khung 288.05
2.3. Tải trọng gió
Áp lực gió tác dụng lên khung được xác định theo tiêu chuẩn TCVN 2737 -1995.
q = n . W0 . k . C . B (daN/m)
Trong đó: q: là áp lực gió phân bố trên mét dài khung.
W0: là áp lực gió tiêu chuẩn, gió ở vùng IIIB có W0 = 125 daN/m2
.
n = 1.2: là hệ số độ tin cậy của tải trọng gió.
k: là hệ số phụ thuộc vào độ cao
C: là hệ số khí động phụ thuộc vào dạng kết cấu.
B: là bước khung.

- 10
Hình 2.1. Mặt bằng khung chịu gió
a) Gió ngang nhà; b) Gió dọc nhà
a) Trường hợp gió thổi ngang nhà:
- Xác định hệ số khí động Ce:
Hình 2.2. Sơ đồ tra hệ số khí động Ce, trường hợp gió thổi ngang nhà
Kích thước chính của sơ đồ tính toán:
+ Nhịp: L0 = 24 m
+ Chiều cao: Hc = 11.436 m; hm1 = 1.757m; hm2 = 1.670 m; hm3 = 0.93 m
Tra theo sơ đồ 8 trong tiêu chuẩn TCVN 2737 -1995 phụ thuộc vào góc α, tỉ lệ B/L

- 11
(B- chiều dài toàn nhà) và H/L được giá trị Ce:
Ce1 = - 0.548 ; Ce2 = - 0.424 ; Ce3 = - 0.5 ; Ce4 = - 0.472
- Xác định hệ số k:
Hệ số k phụ thuộc vào dạng địa hình và chiều cao công trình. Công trình ở khu vực
thuộc dạng địa hình B. Tra bảng 5 trong TCVN 2737 -1995 chiều cao cột 10,692 m, cao
trình đỉnh cột 9,692m lấy gần đúng hệ số k =1,081 đối với giá trị tải trọng gió phân bố trên
thân cột.
Bảng 2.3. Tải trọng gió theo phương ngang nhà
STT Loại tải
T.T tiêu
chuẩn
Hệ số
k
Hệ số
C
Hệ số
vượt tải
Bước
khung
Tổng tải
trọng
daN/m2
m daN/m
1 Cột đón gió 125.0 1.023 0.800 1.2 7.5 920.68
2 Mái đón gió 125.0 1.051 -0.472 1.2 7.5 -557.89
3 Cột cửa trời đón gió 125.0 1.078 0.700 1.2 7.5 848.77
4 Mái cửa trời đón gió 125.0 1.088 -0.548 1.2 7.5 -670.36
5 Mái cửa trời hút gió 125.0 1.088 -0.424 1.2 7.5 -518.77
6 Cột cửa trời hút gió 125.0 1.078 -0.600 1.2 7.5 -727.52
7 Mái hút gió 125.0 1.051 -0.500 1.2 7.5 -591.24
8 Cột hút gió 125.0 1.023 -0.500 1.2 7.5 -575.42
* Dấu âm nghĩa là tải trọng gió hướng ra ngoài khung.
b) Trường hợp gió thổi dọc nhà:
- Xác định hệ số khí động Ce:
Khi này, hệ số khí động trên hai mặt mái có giá trị bằng -0,7; hệ số khí động trên cột là
giá trị Ce3, phụ thuộc vào tỉ lệ L/B (B- chiều dài toàn nhà) và H/B.
Công trình có: L/B = 24/112.5 = 0.213 1 và
H/B = (11.436+1.757+1.670+0.93)/112.5 = 0.14  0,5
 Ce3 = -0.4, tức là gió có chiều hút ra ngoài cho cả hai cột khung và hai cột cửa mái.

- 12
max
min
Hình 2.3. Sơ đồ tra hệ số khí động Ce, trường hợp gió thổi dọc nhà
Bảng 2.4. Tải trọng gió theo phương dọc nhà
STT Loại tải
T.T tiêu
chuẩn
Hệ
số k
Hệ số
C
Hệ số
vượt tải
Bước
khung
Tổng tải
trọng
daN/m2
m daN/m
1 Cột khung 125.0 1.023 -0.400 1.2 7.5 -460.34
2 Mái 125.0 1.051 -0.700 1.2 7.5 -827.73
3 Cột cửa mái 125.0 1.078 -0.400 1.2 7.5 -485.01
4 Cửa mái 125.0 1.088 -0.700 1.2 7.5 -856.74
* Dấu âm nghĩa là tải trọng gió hướng ra ngoài khung.
2.4. Hoạt tải cầu trục
a) Áp lực đứng:
- Thông số cầu trục: Cầu trục hai dầm kiểu ZLK; Sức trục: Q = 8 tấn; Nhịp cầu trục: S =
22m.
Tra trong catalog cầu trục có:
+ Bề rộng cầu trục: Bct = 3850 mm
+ Khoảng cách hai bánh xe: R = 3200 mm
+ Áp lực đứng tiêu chuẩn lớn nhất tại mỗi bánh xe: Pc
+ Áp lực đứng tiêu chuẩn nhỏ nhất tại mỗi bánh xe: Pc
= 5900 daN
= 1860 daN

- 13
- Áp lực đứng lên vai cột:
Dmax  n.nc.Pmax .yi ;
Trong đó: - n = 1.1: Hệ số độ tin cậy;
Dmin  n.nc.Pmin .yi
bình.
- nc= 0.85: Hệ số tổ hợp, khi có hai cầu trục chế độ làm việc nhẹ và trung
- yi: Tổng tung độ các đường ảnh hưởng tại vị trí các bánh xe, lấy với tung

- 14
1
1
độ ở gối bằng 1.
y1 = 1; y2 = 0.573 ; y3 = 0.913 ; y4 = 0.487 yi = 2.973
Bảng 2.5. Áp lực đứng của cầu trục lên vai cột
STT Loại tải Pc
yi n nc
Tổng
(daN)
1 Dmax 5900.0 2.973 1.1 0.85 16402.393
2 Dmin 1860.0 2.973 1.1 0.85 5170.924
Hình 2.4. Đường ảnh hưởng phản lực gối
b) Áp lực ngang( lực hãm ngang):
Khi xe con hãm, phát sinh lực quán tính tác dụng ngang nhà theo phương chuyển
động, tại các bánh xe của cầu trục xuất hiện lực ngang tiêu chuẩn Tc
, các lực này cũng di
động như lực thẳng đứng P và do đó sẽ gây lực ngang tập trung T cho cột. Cách tính giá
trị T cũng xếp bánh xe trên đ.a.h. Lực T truyền lên cột qua dầm hãm hoặc các chi tiết liên
kết dầm cầu trục với cột nên điểm đặt tại cao trình mặt dầm cầu trục (hoặc mặt dầm hãm),
có thể hướng vào hoặc hướng ra khỏi cột.
Tc

0, 05.(Q  Gxecon )
;1
o
Trong đó: Gxecon = 800 daN – trọng lượng xe con.
Tc

0,05.(10000 *0,981 800)
 270
daN;
1
2
T  n.nc..Tc. yi
Bảng 2.6. Lực hãm ngang
n

- 15
gm
STT Loại tải Tc
1 yi n nc
Tổng
(daN)
1 T 216.2 2.973 1.1 0.85 601.05
3. Thiết kế xà gồ
3.1. Thiết kế xà gồ dùng thép cán nóng
- Dùng xà gồ bằng thép hình dạng tiết diện U14. Sơ đồ giằng xà gồ:
Hình 3.1. Xà gồ và sơ đồ giằng xà gồ
- Xà gồ loại U14 có đặc trưng hình học tiết diện
Loại
tiết diện
hxg bxg Ix Iy Wx Wy G
(mm) (mm) (cm4
) (cm4
) (cm3
) (cm3
) (daN/m)
U14a 140 60 545 57.5 77.8 13.3 13.3
a) Tải trọng tác dụng lên xà gồ do tĩnh tải, hoạt tải mái và tải trọng bản thân xà
gồ:
c gc
.n c
q  (p .np  m
).d gxago.ng
cos α
(Tính tải trọng qui ra mặt bằng nhà nên các giá trị tải trọng phân bố trên mặt mái
được chia cho hệ số cos)
Trong đó: c
 8(daN / m2
): trọng lượng mái tôn;
pc
= 30 (daN/m2
): hoạt tải sửa chữa mái;
d: khoảng cách giữa hai xà gồ theo phương ngang,
d  1.2xcosα  1.2xcos10  1.182(m)
c
xago  13.3(daN / m) : trọng lượng bản thân xà gồ;g

- 16
 0
y
 
x y
ng; np - hệ số độ tin cậy, ng = 1.1 và np = 1.3
- Tải trọng tiêu chuẩn: qc


30
8 
x1.182 13.3  58.35(daN / m)
 cos100
 

- Tải trọng tính toán: q 

30x1.3 8x1.1 
x1.182  13.3x1.1  71.28(daN / m)cos10
 
- Tải trọng tiêu chuẩn theo phương x và phương y:
qc
= qc
xsin  qc
= 58.35xsin100
= 10.3 daN/m
x x
qc
= qc
xcos  qc
= 58.35xcos100
= 57.47 daN/m
y y
- Tải trọng tính toán theo phương x và phương y:
qx= qxsin  qx= 71.28xsin100
= 12.38 daN/m
qy = qxcos  qy = 71.28xcos100
= 70.2 daN/m
Sử dụng một thanh giằng 18 giằng tại vị trí giữa nhịp xà gồ.
Hình 3.2. Sơ đồ tính xà gồ
Mômen lớn nhất theo hai phương:
q .B2
M  70.2x7.52
493.566(daN.m)
x
8 8
q .B2
12.38 * 7.52
My  x
  21.757(daN.m)
32 32
* Kiểm tra bền theo công thức:
 =  +  =
Mx 
My
 f.γ
Wx Wy
σ 
493.566x100

21.757x100
 798(daN / cm2
) < 2100 daN/cm2
77.8 13.3
(Thỏa mãn)
c

- 17
(
1
8344 584
)2
 (
1
)2
q
 
x
y
y
x
m
x y
* Kiểm tra độ võng:
∆


B

∆ 
B

Trong đó:
x
B
và
 y
B
là độ võng tương đối theo phương x và phương y do c
và c
gây ra;
∆  
B
1
200
là độ võng tương đối cho phép của xà gồ lợp mái tôn.
Với trường hợp dùng một thanh giằng xà gồ ở giữa nhịp thì cần kiểm tra độ võng của
xà gồ tại điểm giữa nhịp (tại đó x = 0, chỉ có y lớn nhất) và tại điểm cách đầu xà gồ một
khoảng z = 0.421*B/2 = 0.21B (tại đây có x lớn nhất):
∆ qc
.B3
∆ 3,1.qc
.B3
x
= x và độ võng: y
 y
B 2954.E.Iy B 384.E.Ix
- Độ võng tương đối tại giữa nhịp theo phương y:
∆ 5.qc
.B3
5x57.47x102
x7503
1 1y
 y
   (Thỏa mãn)
B 384.E.I 384x2.1x106
x545 362 200
- Độ võng tương đối tại điểm cách xà gồ một khoảng z = 0.21B =1.575m:
∆ qc
.B3
10.13x102
x7503
1
x
x
  ;
B 2954.E.I 2954x2.1x106
x57.5 8344
∆y

3,1.qc
.B3

3.1x57.47x102
x7503

1
B 384.E.I 384x2.1x106
x545 584
∆
 
1

1 (Thỏa mãn)
B 583 200
b) Tải trọng gió tác dụng lên xà gồ:
Tải trọng gió tác dụng lên xà gồ là tổ hợp tĩnh tải và gió (chiếu lên phương gió y-y):
- Tải trọng gió tính toán:
qy ,gió  Ce.W0.k.n.
d
cosα
0,9.(gc
.
d
cosα
c
xago).cosα
qy ,gió  0.7 125 1.088 1.2 
1.180


cos100
0.9 (8 

- Tải trọng gió tiêu chuẩn:
1.182
cos100
 13.3)  cos100
 116.782(daN / m)

x
  
y

∆ 
2
∆ 
2
 B   B 
q
 g

- 18
x m
 
 
x
m
c
y ,gió  0.7 125 1.088 
1.180


cos100
0.9 (8

- Tĩnh tải theo phương x:
1.182
cos100
 13.3)  cos100
 93.936(daN / m)
q  0,9.(gc
.
d
cosα
c
xago).sinα
 0.9 

8 1.182cos100  13.3

 sin100
 3.759(daN / m)
 
* Kiểm tra bền theo công thức:
M 
qy ,gió
B2
116.782 * 7.52
821.125(daN.m)
gió
8 8
q B2
3.579 * 7.52
Mqx  x
  6.291(daN.m)
32 32
Mgió M 821.125 102
6.291102
σ   x
   
Wx Wy 77.8 13.3 < 2100daN/cm2
 1102.732(daN / cm2
)
* Kiểm tra độ võng:
(Thỏa mãn)
∆ 3,1.qc
.B3
3.1 93.936102
 7503
1 1
y ,gió

y ,gió     

B 384.E.I 384  2.1106
545 221 200
(Thỏa mãn)
3.2. Thiết kế xà gồ dùng thép dập nguội
+ Tải trọng tính toán do tải trọng thẳng đứng q (không tính trọng lượng của xà gồ):
c gc
.n
q  (p .np  m
).d
cos α
q  (30 1.3 
8 1.1
) 1.182  56.65(daN / m)
cos100
+ Tải trọng gió tính toán (không tính trọng lượng của xà gồ):
qy ,gió  Ce.W0.k.n.
d
cosα
0,9.(gc
.
d
cosα
).cosα
qy ,gió  0.7 125 1.088 1.2 
1.182


cos100
0.9  (8 
1.182
)cos100
128.57(daN / m)
cos100
q
 g

- 19
Chọn xà gồ theo tải trọng gió (có chiều hướng ra khỏi mái) qgió = 1.286 kN/m, nhịp
7500 mm và theo sơ đồ có một thanh căng ở giữa, tra bảng 3.5 thép hình 300 sẽ được số
hiệu xà gồ Z30024 có thể chịu được tải cho phép là 2.84 kN/m (xem phụ lục 3- sách “Thiết
kế khung thép nhà công nghiệp”).
4. Tính nội lực khung
4.1. Mô hình hóa kết cấu khung trong phần mềm Sap2000
a) Sơ đồ kết cấu
- Tính toán kết cấu khung theo sơ đồ khung phẳng.
- Nhịp tính toán khung lấy theo khoảng tim của 2 trục cột; trục xà gãy khúc tại điểm đổi
tiết diện (nối tâm của tiết diện nách xà với tâm của tiết diện tại chỗ đổi, đoạn còn lại lấy
trùng với trục của tiết diện bé).
- Liên kết giữa cột với móng là liên kết ngàm, liên kết giữa cột với dầm là liên kết cứng.
- Vật liệu: Thép CCT34 có f = 2100 daN/cm2
; E = 2,1x106
daN/cm2
; ρ = 7850 daN/m3
Hình 4.1. Sơ đồ khung ngang

- 20
Hình 4.2. Hình dạng tiết diện khung và vị trí tiết diện tính toán
b) Sơ đồ chất tải trọng
Hình 4.3. Sơ đồ tĩnh tải tác dụng lên khung

- 21
Hình 4.4. Sơ đồ hoạt tải sửa chữa mái tác dụng lên nửa trái khung
Hình 4.5. Sơ đồ áp lực đứng lớn nhất của cầu trục tác dụng lên cột trái

- 20
Hình 4.6. Sơ đồ áp lực hãm ngang của cầu trục tác dụng lên cột trái
Hình 4.7. Sơ đồ tải trọng gió ngang trái

- 21
Hình 4.8. Sơ đồ tải trọng gió dọc
4.2. Nội lực và tổ hợp nội lực
a) Nội lực
Sử dụng phần mềm Sap2000 phân tích kết cấu khung, cho kết quả là giá trị nội lực
của cấu kiện cột, xà theo các trường hợp tải trọng riêng biệt. Lấy kết quả nội lực tại các
tiết diện đặc biệt của khung:
- Tại cột: tiết diện chân cột (ký hiệu là tiết diện A), đỉnh cột (ký hiệu là tiết diện B), tiết
diện phía trên vai cột (ký hiệu là tiết diện Ctr) và dưới vai cột (ký hiệu là Cd).
- Tại xà: tiết diện hai đầu và giữa xà, tiết diện thay đổi.
b) Tổ hợp nội lực
Có hai loại tổ hợp cơ bản 1 và tổ hợp cơ bản 2. Tổ hợp cơ bản 1 gồm nội lực do tải
trọng thường xuyên và một hoạt tải (hệ số tổ hợp nc =1). Tổ hợp cơ bản 2 gồm nội lực do
tải trọng thường xuyên và nội lực các hoạt tải gây ra (hệ số tổ hợp nc= 0,9). Tại mỗi tiết
diện tìm được 3 cặp nội lực:
- Tổ hợp gây mô men dương lớn nhất Mmax và lực nén, lực cắt tương ứng Ntư, Vtư;
- Tổ hợp gây mô men dương nhỏ nhất Mmin và lực nén, lực cắt tương ứng Ntư, Vtư;
- Tổ hợp gây lực dọc lớn nhất Nmax và mô men, lực cắt tương ứng Mtư, Vtư;
Kết quả nội lực và tổ hợp nội lực được thể hiện trong bảng 4.1 - 4.4.

- 22
Hình 4.9. Biểu đồ mômen do tĩnh tải tác dụng lên khung
Hình 4.10. Biểu đồ mômen do hoạt tải sửa chữa mái tác dụng lên nửa trái khung

- 23
Hình 4.11. Biểu đồ mômen do áp lực đứng lớn nhất của cầu trục tác dụng lên cột trái
Hình 4.12. Biểu đồ mômen do áp lực hãm ngang của cầu trục tác dụng lên cột trái

- 24
Hình 4.13. Biểu đồ mômen do tải trọng gió ngang
Hình 4.14. Biểu đồ mômen do tải trọng gió dọc

- 25
Bảng 4.1. Nội lực cột (đơn vị kN, kNm)
Cấu
kiện
Tiết diện Nội lực
Loại tải trọng
T.Trọng
thường
xuyên
Hoạt tải mái trái Hoạt tải mái phải Dmax cột trái Dmax cột phải Tmax cột trái Tmax cột phải Gió ngang trái Gió ngang phái Gió dọc
nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22
Cột
A
M -86.27 -30.89 -27.80 -63.22 -56.90 -0.63 -0.56 -43.17 -38.86 27.44 24.70 -18.24 -16.42 770.12 693.11 -332.73 -299.45 168.52 151.67
N -88.33 -29.57 -26.62 -8.73 -7.86 -162.72 -146.45 -53.02 -47.72 0.58 0.52 -0.58 -0.52 91.27 82.14 60.05 54.05 109.04 98.14
V -18.55 -9.93 -8.93 -9.93 -8.93 -7.04 -6.34 -7.04 -6.34 4.05 3.65 -1.96 -1.76 155.59 140.03 -50.79 -45.71 19.24 17.32
Cd
M 78.67 57.34 51.61 25.01 22.51 61.96 55.76 19.41 17.47 -8.59 -7.73 -0.85 -0.76 -249.25 -224.32 -108.39 -97.55 -184.30 -165.87
N -63.77 -29.57 -26.62 -8.73 -7.86 -162.72 -146.45 -53.02 -47.72 0.58 0.52 -0.58 -0.52 91.27 82.14 60.05 54.05 109.04 98.14
V -18.55 -9.93 -8.93 -9.93 -8.93 -7.04 -6.34 -7.04 -6.34 4.05 3.65 -1.96 -1.76 73.74 66.37 0.32 0.29 60.14 54.12
Ct
M 67.51 57.34 51.61 25.01 22.51 -44.66 -40.19 -14.20 -12.78 -8.59 -7.73 -0.85 -0.76 -249.25 -224.32 -108.39 -97.55 -184.30 -165.87
N -41.32 -29.57 -26.62 -8.73 -7.86 1.31 1.18 -1.31 -1.18 0.58 0.52 -0.58 -0.52 91.27 82.14 60.05 54.05 109.04 98.14
V -18.55 -9.93 -8.93 -9.93 -8.93 -7.04 -6.34 -7.04 -6.34 4.05 3.65 -1.96 -1.76 73.74 66.37 0.32 0.29 60.14 54.12
B
M 119.29 85.04 76.54 52.71 47.44 -25.01 -22.51 5.45 4.91 -8.90 -8.01 4.61 4.15 -419.19 -377.27 -131.69 -118.53 -370.05 -333.05
N -33.61 -29.57 -26.62 -8.73 -7.86 1.31 1.18 -1.31 -1.18 0.58 0.52 -0.58 -0.52 91.27 82.14 60.05 54.05 109.04 98.14
V -18.55 -9.93 -8.93 -9.93 -8.93 -7.04 -6.34 -7.04 -6.34 -1.96 -1.76 -1.96 -1.76 48.04 43.24 16.37 14.74 72.97 65.68

- 26
Bảng 4.2. Nội lực xà mái (đơn vị kN, kNm)
Cấu
kiện
Tiết diện Nội lực
Loại tải trọng
T.Trọng
thường
xuy ên
Hoạt tải mái trái Hoạt tải mái phải Dmax cột trái Dmax cột phải Tmax cột trái Tmax cột phải Gió ngang trái Gió ngang phái Gió dọc
nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9 nc= 1 nc= 0.9
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22
Đoạn 1
1-1
M -119.29 -85.04 -76.54 -52.71 -47.44 25.01 22.51 -5.45 -4.91 8.90 8.01 -4.61 -4.15 419.19 377.27 131.69 118.53 370.05 333.05
N -25.22 -15.94 -14.34 -11.54 -10.39 -6.61 -5.95 -7.16 -6.44 -1.79 -1.61 -2.04 -1.83 66.20 59.58 28.66 25.80 94.32 84.89
V -28.94 -26.82 -24.13 -6.44 -5.80 2.76 2.49 0.21 0.19 0.98 0.88 -0.15 -0.14 79.09 71.18 55.25 49.72 91.21 82.09
2-2
M -19.33 3.43 3.08 -25.37 -22.83 13.28 11.95 -6.33 -5.69 4.74 4.27 -3.96 -3.56 133.71 120.34 -49.60 -44.64 57.47 51.72
N -22.93 -13.36 -12.02 -11.54 -10.39 -6.61 -5.95 -7.16 -6.44 -1.79 -1.61 -2.04 -1.83 66.20 59.58 28.66 25.80 94.32 84.89
V -18.33 -14.86 -13.38 -6.44 -5.80 2.76 2.49 0.21 0.19 0.98 0.88 -0.15 -0.14 55.40 49.86 30.16 27.14 56.05 50.45
Đoạn 2
1-1
M -19.33 3.43 3.08 -25.37 -22.83 13.28 11.95 -6.33 -5.69 4.74 4.27 -3.96 -3.56 133.71 120.34 -49.60 -44.64 57.47 51.72
N -22.25 -12.80 -11.52 -11.30 -10.17 -6.70 -6.03 -7.16 -6.44 -1.83 -1.64 -2.03 -1.83 64.13 57.72 27.54 24.79 92.20 82.98
V -19.16 -15.34 -13.81 -6.86 -6.17 2.52 2.27 -0.06 -0.05 0.91 0.82 -0.23 -0.21 57.79 52.01 31.19 28.07 59.47 53.52
2-2
M 34.82 18.98 17.08 18.98 17.08 -4.88 -4.40 -4.88 -4.40 -1.80 -1.62 -1.80 -1.62 -75.88 -68.29 -75.88 -68.29 -83.30 -74.97
N -11.29 -4.45 -4.01 -7.09 -6.38 -7.30 -6.57 -7.73 -6.96 -2.07 -1.86 -2.26 -2.04 28.04 25.23 23.59 21.23 74.02 66.62
V 2.01 8.44 7.60 -6.39 -5.75 2.57 2.31 0.10 0.09 0.93 0.84 -0.16 -0.15 7.92 7.13 -17.09 -15.38 -13.15 -11.83

- 27
Bảng 4.3. Tổ hợp nội lực cột (đơn vị kN, kNm)
Cấu kiện Tiết diện Nội lực
Tổ hợp cơ bản 1 Tổ hợp cơ bản 2
M+
max; Ntu; Vtu
M-
max; Ntu; Vtu
Nmax
M+
max; Ntu; Vtu
M
-
max; Ntu; Vtu
Nmax
M+
tu; Vtu
M-
tu; Vtu
M+
tu; Vtu
M-
tu; Vtu
Cột
A
Tải trọng 4;17 4;19
-
4;9;15 4;10;14;18 4;6;8;12;14;20
-
4;6;8;10;16
M 683.85 -419.00 -105.14 630.97 -533.97 -187.95
N 2.94 -28.28 -251.62 -152.11 -116.99 -269.77
V 137.04 -69.35 -27.55 118.79 -92.12 -44.52
Cd
Tải trọng 4;5;7 4;17 4;9;15
-
4;6;8;10;14 4;18 4;6;8;10;16
-
M 161.02 -170.58 139.78 216.28 -145.65 207.79
N -102.08 27.49 -227.07 -245.21 18.37 -245.21
V -38.40 55.19 -27.55 -46.40 47.81 -44.52
Ct
Tải trọng 4;5;7 4;17 4;5;7
-
4;6;8 4;10;14;18 4;6;8;12;16
-
M 149.86 -181.74 149.86 141.63 -204.73 128.09
N -79.62 49.95 -79.62 -75.79 42.52 -77.49
V -38.40 55.19 -38.40 -36.42 45.12 -44.52
B
Tải trọng 4;5;7 4;17 4;5;7
-
4;6;8;12;14 4;10;14;18 4;6;8;12;16
-
M 257.04 -299.90 257.04 256.19 -288.50 252.33
N -71.91 57.66 -71.91 -69.78 50.23 -69.78
V -38.40 29.49 -38.40 -40.99 16.59 -44.52

- 28
Bảng 4.4. Tổ hợp nội lực xà mái (đơn vị kN, kNm)
Cấu kiện Tiết diện Nội lực
Tổ hợp cơ bản 1 Tổ hợp cơ bản 2
M+
max; Ntu; Vtu M
-
max; Ntu; Vtu
Nmax
M+
max; Ntu; Vtu M
-
max; Ntu; Vtu
Nmax
M+
tu; Vtu
M
-
tu; Vtu M+
tu; Vtu
M
-
tu; Vtu
Đoạn 1
1-1
Tải trọng 4;17 4;5;7
-
4;5;7 4;10;14;18 4;6;8;12;14
-
4;6;8;12;16
M 299.90 -257.04 -257.04 288.50 -256.19 -252.33
N 40.98 -52.70 -52.70 26.81 -54.78 -58.22
V 50.15 -62.20 -62.20 45.61 -59.57 -58.83
2-2
Tải trọng 4;17 4;19 4;21
-
4;6;10;14;18 4;8;12;14;20 4;22
-
M 114.39 -68.92 38.14 120.32 -96.76 32.39
N 43.27 5.73 71.39 17.07 -12.35 61.96
V 37.07 11.83 37.72 21.52 2.32 32.12
Đoạn 2
1-1
Tải trọng 4;17 4;19 4;21
-
4;6;10;14;18 4;8;12;14;20 4;22
-
M 114.39 -68.92 38.14 120.32 -96.76 32.39
N 41.88 5.29 69.96 16.27 -12.43 60.74
V 38.63 12.03 40.31 22.13 1.86 34.36
2-2
Tải trọng 4;5;7 4;21 4;21
-
4;6;8 4;10;14;22 4;22
-
M 72.78 -48.48 -48.48 68.98 -46.16 -40.15
N -22.84 62.73 62.73 -21.68 46.90 55.33
V 4.06 -11.14 -11.14 3.85 -6.68 -9.83

- 28
5. Kiểm tra tiết diện cột, xà
5.1. Kiểm tra tiết diện cột
5.1.1. Thông số chung
Hình 5.1. Tiết diện ngang cột
Cột chịu nén lệch tâm, tiết diện đối xứng, đặc. Nội lực lớn nhất M, N, V lấy ở tiết
diện chân cột.
- Nội lực tính toán:
Bảng 5.1. Các trường hợp nội lực
Đặc điểm thành phần nội lực M (daNm) N (daN) V (daN)
Trường hợp 1 M+
max, Ntư, Vtư 68385 294 13704
Trường hợp 2 Nmax, Mtư, Vtư -18795 -26977 -4452
Trường hợp 3 M-
max, Ntư, Vtư -53397 -11699 -9212
- Vật liệu: Thép CCT34
f = 2100 daN/cm2
E = 2.1x106
daN/cm2
- Kích thước hình học tiết diện cột:
Bảng 5.2. Kích thước hình học tiết diện
C.cao TD
h (mm)
Cánh trên Bản bụng Cánh dưới
bf (mm) tf (mm) hw (mm) tw (mm) bf (mm) tf (mm)
750 300 20 710 12 300 20
- Đặc trưng hình học tiết diện cột:
Bảng 5.3. Đặc trưng hình học tiết diện
Jx Wx rx Jy Wy ry A
(cm4
) (cm3
) (cm) (cm4
) (cm3
) (cm) (cm2
)
195701.1 5218.7 30.88 9010.2 600.7 6.63 205.2

- 29
2100
2.1×106
2100
2.1×106
x y
- Chiều dài tính toán cột:
Trong mặt phẳng khung lx: cho phép tính lx=.H với hệ số chiều dài tính toán 
(Bảng 5.4), phụ thuộc vào tham số:
GT =
b.Ic
H.Ixà
Trong đó: b, H - chiều dài nửa xà, chiều cao cột;
c, xà mô men quán tính của cột và xà (lấy ở tiết diện cách nút khung
0,4b). (Theo tiết diện xà đã chọn sơ bộ tính được Ixà = 51312.14 cm4
)
GT =
12×195701.1
11.4×51312.14
= 4.015 ;
Bảng 5.4. Hệ số  theo GT
GT 0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 4,0
 1,00 1,10 1,15 1,23 1,30 1,35 1,40 1,47
GT 5,0 6,0 8,0 10 15 20 30 50
 1,50 1,60 1,70 1,75 1,83 1,90 1,95 2,00
Tra bảng 5.4 được  = 1.471
Chiều dài tính toán cột trong mặt phẳng uốn:
lx=.H = 1.471x11.4 = 16.77 (m)
- Chiều dài tính toán cột ngoài mặt phẳng uốn ly lấy bằng khoảng cách hai điểm
ngăn cản chuyển vị cột theo phương ngoài mặt phẳng uốn, tức là khoảng cách 2 điểm
giằng cột. Theo sơ đồ bố trí hệ giằng ta có : ly =6.4(m)
5.1.2. Kiểm tra điều kiện khống chế độ mảnh
- Độ mảnh cột:
λ =
lx
=
1677 = 54.3 ; λ =
ly
=
640
=96.58
rx 30.88 ry 6.63
- Độ mảnh qui ước của cột:
λx = λx.
λy = λy .
 λx = 54.3× =1.72
 λy = 96.58× = 3.05
- Độ mảnh giới hạn của cột: theo bảng 25 TCXDVN 338:2005:
[  ] = 180 – 60. Với  =
N
e.A.f.c
f
E
f
E

- 30
[  ] ≥180-60*0,5 = 150
Max (x; y ) = y = 96.58 < [  ] = 150(Thoả mãn)
5.1.3. Kiểm tra điều kiện bền
a) Trường hợp 1:
Với cặp nội lực 1: (M = 68385 daNm; N= 294 daN; V= 13704 daN)
e M A 68385102
205.2
- Độ lệch tâm tương đối: m 

     914.6
N Wx
294 5218.7
- Độ lệch tâm tính đổi: me  m  me m 20
Cần kiểm tra điều kiện bền theo các công thức:  
N

M
 f.
An WX
294 68385 102
2
  
205.2 5218.7
 1311.8  fc  2100(daN / cm ) (Thoả mãn)
 
294

68385 102
       2
205.2 5218.7
b) Trường hợp 2:
1308.9 f c
2100(daN / cm )
(Thoả mãn)
Với cặp nội lực 2: (M = -18795 daNm; N= -26977 daN; V= -4452 daN)
e M A 18795102
205.2

     2.74
N Wx
26977 5218.7
- Hệ số kể đến ảnh hưởng hình dạng của tiết diện lấy theo bảng D.9 phụ lục D
TCXDVN 338:2005 ta có: = 1.45
- Độ lệch tâm tính đổi: me  m  1.45  2.74  3.96  20
 Không cần tính toán về bền
c) Trường hợp 3:
e M A 53397102
205.2

     17.95
N Wx
11699 5218.7
- Hệ số kể đến ảnh hưởng hình dạng của tiết diện lấy theo bảng D.9 phụ lục D
TCXDVN 338:2005 ta có: = 1.17
- Độ lệch tâm tính đổi: me  m  1.17 17.95  21.02  20
Cần kiểm tra điều kiện bền theo các công thức:  
N

M
 f.
An WX
c
c

- 31
11699 53397 102
2
  
205.2 5218.7
 1080.2  fc  2100(daN / cm ) (Thoả mãn)
 
11699

53397 102
       2
205.2 5218.7
966.17 f c
2100(daN / cm )
(Thoả mãn)
5.1.4. Kiểm tra điều kiện ổn định tổng thể trong mặt phẳng khung
Ta có me > 20, do đó cần kiểm tra ổn định tổng thể như với cấu kiện chịu uốn
(mômen M) theo công thức:
M
bWc
 fc
Tính b theo phụ lục E, TCXDVN 338:2005 (phụ thuộc hệ số  và hệ số  như trong
dầm có cánh chịu nén với một điểm cố kết ở giữa nhịp):
 l .t 
2
 a.t3

- Tính hệ số: α  8.
o f
 .1w
;
h .b b .t3
fk f  f f 
Trong đó: lo = 6.4 m ;
hf k – khoảng cách trọng tâm hai bản cánh: hf k = 73 cm;
a = 0.5hf k = 36.5 cm;
 640  2 
2
 36.5 1.23

α  8
7330
 1 30 23
  3.45
   
Từ 0.1 40, tra bảng E.1 (TCXDVN 338:2005) ta có:
ψ  1.14ψ1  1.14 (2.25  0.07α)  1.14  (2.25  0.07  3.45)  2.84
I  h 
2
E 9010.2  75 
2
2.1106
- Tính hệ số: φ  ψ y
.  .  2.84     1.8 >0.85
1
I l f 195701.1  640 2100
x  0   
 φb  0.68  0.21φ1  0.68  0.211.8  1.06 >1
 φb  1
M

68385 102
  2
φb.Wc 1 5218.7
1310.4 fγc
2100(daN / cm ) (Thoả mãn)
Độ lệch tâm tính đổi: me = 3.96 < 20 . cần kiểm tra ổn định tổng thể.
Hệ số uốn dọc e lấy theo bảng D.10 phụ lục D TCXDVN 338:2005: e = 0.275

- 32
N

26977  477.7(daN /cm2
)  f

 2100 (Thỏa mãn)
φeA 0.275  205.2
Độ lệch tâm tính đổi me = 21.02 > 20, do đó cần kiểm tra ổn định tổng thể như với
cấu kiện chịu uốn (mômen M) theo công thức:
M
bWc
 fc
Ở trường hợp 1) ta đã tính được hệ số φb  1.
M 53397102
2
 
φb.Wc
15218.7
 1023.2  fγc  2100(daN / cm ) (Thoả mãn)
5.1.5. Kiểm tra điều kiện ổn định tổng thể ngoài mặt phẳng khung
N
c. y .A
 f c
Trong đó: hệ số c kể đến ảnh hưởng của mô men uốn Mx và hình dáng tiết diện đến
ổn định của cột theo phương vuông góc với mặt phẳng uốn (phương ngoài mặt phẳng
uốn). c phụ thuộc vào mx: m 
Mx

A
N Wx
Cột bị khống chế chuyển vị theo phương vuông góc với mặt phẳng tác dụng của
mômen nên momen Mx là mômen lớn nhất trong khoảng 1/3 giữa của chiều dài cột,
nhưng không nhỏ hơn 0,5 lần mômen lớn nhất trên cả chiều dài thanh)
(Do cột chịu kéo, ko chịu nén nên không phải kiểm tra điều kiện ổn định tổng thể
ngoài mặt phẳng khung).
Mômen lớn nhất tại 1/3 chiều dài giữa cột cùng tổ hợp lực với cặp nội lực 1:
Mx = 31863 < 68385/2 = 34193 chọn Mx = 34193 daNm
mx 
34193 102
294

205.2
 457.3 >10
5218.7
 c 
1
1 m
φy
x
b
Hệ số uốn dọc y đối với trục y-y của tiết diện được xác định bằng tra bảng D.8,
TCXDVN 338:2005 tương ứng với λy  96.58  y = 0.608; b = 1
c
x
φ

- 33
Do đó: c 
1
1 457.3 
0.608
1
 0.0036
N

294  657.6  fγ  2100(daN / cm2
)
c.φy .A 0.0036 0.608  205.2
(Thoả mãn)
Mômen lớn nhất trên đoạn 1/3 chiều dài giữa cột cùng tổ hợp với cặp nội lực 2:
Mx = 15036 > 18795/2 = 9398 chọn Mx = 15036daNm
mx 
15036 102
26977

205.2
 2.19 < 5
5218.7
 c 
β
1 α.mx
Hệ số ,  lấy theo bảng 16 TCXDVN 338:2005:
α  0.65  0.05mx  0.65  0.05  2.19  0.76
Độ mảnh λy  96.58 < λc  3.14  3.14  99.3 nên   1
c 
β
1 α.mx

1
1 0.76  2.19
 0.375
N

26977  576.5 fγ  2100(daN / cm2
)
c.φy .A 0.375  0.608  205.2
(Thoả mãn)
Mômen lớn nhất trên đoạn 1/3 chiều dài giữa cột cùng tổ hợp với cặp nội lực 3:
Mx = 27135 > 53397/2 =26699 chọn Mx = 27135 daNm
mx 
27135 102
11699

205.2
 9.12
5281.7
Do 5  mx  8.2  10 nên hệ số c tính theo công thức:
c  c5(2  0.2mx )  c10(0.2mx  1)
+ Tính hệ số c5: (với mx =5) α  0.65  0.05mx  0.65  0.05  5  0.9
c 
β

1
 0.1818
1 α.mx 1 0.9  5
E
f
2.1106
2100
c
c
5

- 34
t
t
+ Tính hệ số c10: (với mx =10) c10 
1

1
φy
1 10
0.608  0.141
1 mx
b
c  c5(2  0.2mx )  c10(0.2mx  1)
 0.1818 (2  0.2  9.12)  0.141(0.2  9.12  1)  0.148
N

11699  632.1  fγ  2100(daN / cm2
)
c.φy .A 0.148  0.608  205.2
5.1.6. Kiểm tra ổn định cục bộ bản cánh cột
(Thoả mãn)
Bản cánh phải đảm bảo điều kiện ổn định cục bộ theo công thức:
b0f
[
b0
] ;
Trong đó:
tf t
b 
bf  tw

30  1.2
 14.4 
b0f 
14.4
 7.2
0f
2 2 tf 2
Tra bảng 35 TCXDVN 338: 2005 được độ mảnh giới hạn của phần bản cánh nhô ra
của cột (độ mảnh quy ước  tính theo: 0.8   = min( x,y )  4   1.72 )
b 

0f
  0.36  0.10 = 0.36  0.10 1.72  16.81
 tf 

b0f 7.2 
b0f

16.81 (Thoả mãn)
 
tf  f 
5.1.7. Kiểm tra ổn định cục bộ bản bụng cột
Bản bụng phải đảm bảo điều kiện ổn định cục bộ theo công thức:
hw

hw 
;
hw


   
71
 59.17
 
tw  w  tw 1.2
a,Trường hợp 1: Với cặp nội lực 1: (M = 68385 daNm; N= 294 daN; V= 13704 daN)
Trường hợp 3: Với cặp nội lực 3: (M = -53397 daNm;N= -11699 daN; V= -9212 daN)
Độ lệch tâm tính đổi me > 20, do đó cần kiểm tra ổn định bản bụng như với cấu kiện
chịu uốn theo công thức:
hw
 3.2
tw
;
hw
 59.17  3.2
tw
 101.2 ;
 Bản bụng không mất ổn định cục bộ.
h
w
 59.17  2.3 tw 2.3
E
f
2.1106
2100
E
f
2.11106
2100
E
f
2.1106
2100
φ 1
c

- 35
 72.32

- 36
t
t
Không cần thêm sườn gia cường.
b, Trường hợp 2:
Điều kiện ổn định tổng thể của cột được quyết định bởi điều kiện ổn định tổng thể
ngoài mặt phẳng uốn nên cần phải tính hệ số α và ứng suất tiếp trunh bình .
 
N

M 26977 18795102
2
A Ix
.y1  
205.2 195701.1
 35.5  472.4(daN / cm )
 
N

M 26977 18795102
2
A Ix
.y1  
205.2 195701.1
 35.5  209.5(daN / cm )
 
V
tw.hw

4452
1.2 71
 52.25(daN / cm2
) daN/cm2
.
 
 1

472.4  (209.5)
 1.44 >1
 472.4
β  1.4 2α  1
τ
 1.4  (2 1.44  1) 
52.25
 0.292
σ

hw

4.35
472.4
 
 w 



h 
3.8  3.8 120.67 < 274  Lấy 
w
  120.167 để so sánh.
 tw 

hw
 59.17 
hw

 120.167  Bản bụng không mất ổn định cục bộ.
 
tw  w 
h
w
 59.17  2.3
tw
 2.3  72.32  Không cần thêm sườn gia cường.
5.1.8. Tính liên kết hàn bản cánh và bản bụng cột
Liên kết bản cánh và bụng cột tổ hợp chịu lực cắt V sinh ra do uốn dọc, chọn cặp
nội lực gây cắt lớn nhất để tính: (cặp nội lực 1: M = 65952 daNm; N= 51 daN; V= 13505
daN).
Chiều cao đường hàn cánh – bụng:
hf 
Vv .Sf
2.(β.fw )min.Ix.γc
Trong đó: Vv = 13704 daN
(2α  1).E
σ(2  α  α2
 4β2
)
(2 1.44  1)  2.1106
472.4 (2 1.44  1.442
 4 0.2922
)
E
f
2.1106
2100
E
f
2.1106
2100
4.35   274

- 37
Sf = 2190 cm3
– Mô men tĩnh của 1 bản cánh cột với trục x-x.

- 38
min
β.fw  = 1260 – Cường độ tính toán đường hàn với quen hàn N42.
 hf 
13704 2190
21260 195701.11
 0.06cm
Liên kết cánh và bụng cột được lấy theo cấu tạo: đường hàn dài suốt chiều dài cột
và lấy hf = 6 mm.
5.2. Kiểm tra tiết diện xà:
5.2.1. Kiểm tra tiết diện tại nách khung
a) Thông số chung
- Nội lực tính toán: M = 29990 daN.m; N = 4098 daN; V = 5015 daN
- Vật liệu: Thép CCT34: f = 2100 daN/cm2
; E = 2,1.106
daN/cm2
Hình 5.2. Tiết diện xà tại nách khung
- Kích thước hình học tiết diện:
C.cao TD
h (mm)
750 300 16 718 10 300 16
- Chiều dài tính toán xà:
Trong mặt phẳng khung: lx = 24 m
Ngoài mặt phẳng khung: ly là khoảng cách hai xà gồ; ly = 1.182 m.
- Đặc trưng hình học tiết diện xà:

- 39
σ2
 3τ2
1 1
E
f
c
 t t h
Ix Wx Iy Wy A Sx
f
Sx
(cm4
) (cm3
) (cm4
) (cm3
) (cm2
) (cm3
) (cm3
)
160167.4 4271.1 7206 480.4 167.8 2406 1761.6
e M A 29990102
167.8
Độ lệch tâm tương đối: mx 

     28.75
N Wx
b) Kiểm tra điều kiện cường độ:
+ Điều kiện bền chịu uốn nén:
4098 4271.1
σ 
N

M
 f.γ
An Wxn
Trong đó: An- diện tích tiết diện thực của xà;
Wxn- mô men chống uốn của tiết diện thực.
4098 29990 102
2
σ  
167.8
+ Điều kiện bền chịu cắt:
4271.1
 726.6  f.γc  21002(daN / cm ) (Thoả mãn)
τ 
V.Sx

5015  2406
 75.3  f γ  1200(daN /cm2
) (Thoả mãn)max
I t 160167.4 1
x w
+ Điều kiện bền chịu đồng thời nén uốn và cắt:
N M h 4098 29990 102
718 2
σ1 
A

W
. w
    725.5(daN / cm )
h 167.8 4271.1 750
V.S f
50151761.6 2
τ1 x
  55.15(daN / cm )
Ixtw 160167.4 1
σtd  


(Thoả mãn)
 731.8(daN /cm2
) 1.15fγ  2415(daN / cm2
)
c) Kiểm tra điều kiện ổn định tổng thể của xà:
Xét tỉ số giới hạn kích thước bản cánh của tiết diện:
l0

118.2
 3.94 <
l0 


0.41 0.0032
bf
(0.73 0.016
bf
)
bf

=
bf 30 
b

 
f f fk 
 30 30 30 


0.41 0.0032 
1.6
(0.73 0.016 
1.6
)
73.4 


Ổn định tổng thể của xà được đảm bảo.
 20.42
d)Kiểm tra ổn định cục bộ bản cánh và bản bụng tiết diện xà theo công thức
ổn định của dầm:
725.52
 355.152
2.1106
2100
x
c
v c

- 40
E
f
- Bản cánh:
b0f
 0.5 ; b 
bf  tw 
30 1
 15 cm;
0f
2 2
b 150f
  9.06  0.5  15.81 (Thoả mãn)
tf
- Bản bụng xà:
h
1.6
h 71.8w
 3.2 ; w
  71.8  3.2 101.2 (Thoả mãn)
tw tw 1
5.2.2. Kiểm tra tiết diện nhỏ
a) Thông số chung
- Nội lực tính toán tại tiết diện đoạn thay đổi:
M = 12032 daN.m; N = 1627 daN; V = 2213 daN
- Kích thước hình học tiết diện:
Hình 5.3. Tiết diện đoạn xà có tiết diện không đổi
C.cao TD
h (mm)
450 300 16 418 10 300 16
- Đặc trưng hình học tiết diện xà:
Jx Wx Jy Wy A Sx
f
Sx
(cm4
) (cm3
) (cm4
) (cm3
) (cm2
) (cm3
) (cm3
)
51312.1 2280.5 7203.5 480.2 137.8 1260 1041.6
e M A 12032102
137.8
Độ lệch tâm tương đối: mx 

     44.7
N Wx
1627 2280.5
E
f
2.1106
2100
2.1106
2100
tf

- 41
σ2
 3τ2
1 1
E
f
E
f
c
 t t h
b) Kiểm tra điều kiện cường độ:
+ Điều kiện bền chịu uốn nén:
σ 
N

M
 f.γ
An Wxn
1627 12032 102
2
σ  
137.8
+ Điều kiện bền chịu cắt:
2280.5
 539.4  f.γc  2100(daN / cm ) (Thoả mãn)
τ 
V.Sx 
2213 1260
 54.34  f γ  1200(daN / cm2
) (Thoả mãn)
max
Ixtw 51312.11
+ Điều kiện bền chịu đồng thời nén uốn và cắt:
N M h 1627 12032 102
41.8 2
σ1 
A

W
. w
    538.6(daN /cm )
h 137.8 2280.5 45
V.S f
22131041.6 2
τ1 x
  44.9(daN / cm )
Ixtw 51312.11
σtd  


(Thoả mãn)
 544.2(daN / cm2
)  1.15fγ  2415(daN / cm2
)
c) Kiểm tra điều kiện ổn định tổng thể của xà:
Xét tỉ số giới hạn kích thước bản cánh của tiết diện:
l0

118.2
 3.94 <
l0 


0.41 0.0032
bf
(0.73 0.016
bf
)
bf

=
bf 30 
b

 
f f fk 
 30 30 30 


0.41 0.0032 
1.6
(0.73 0.016 
1.6
)
43.4 


Ổn định tổng thể của xà được đảm bảo.
 24.26
d)Kiểm tra ổn định cục bộ bản cánh và bản bụng tiết diện xà theo công thức
ổn định của dầm:
- Bản cánh:
b0f
 0.5 ; b 
bf  tw 
30 1
 15 cm;
0f
2 2
b0f

15
 9.06  0.5  15.81 (Thoả mãn)
tf 1.5
- Bản bụng xà
Theo công thức ổn định của dầm:
hw
 3.2 ;
hw

41.8
 41.8  3.2  101.2 (Thoả mãn)
tw tw 1
538.62
 3 44.92
2.1106
2100
E
f
2.1106
2100
2.1106
2100
x
c
v c
tf

- 42
min
5.2.3 Tính liên kết hàn bản cánh và bản bụng xà
Liên kết bản cánh và bụng xà chịu lực cắt V, chọn cặp nội lực gây cắt lớn nhất tại
tiết diện thay đổi để tính: (M = 3814 daN.m; N = 6996 daN; V = 4031 daN)
Chiều cao đường hàn cánh – bụng
hf 
Vv .Sf
Trong đó: Vv = 4031 daN
Sf = 1041.6 cm3
– Mô men tĩnh của 1 bản cánh dầm với trục x-x.
β.fw  = 1260 – Cường độ tính toán đường hàn với quen hàn N42.
 hf 
40311041.6
21260 51312.11
 0.032cm
Liên kết cánh và bụng cột được lấy theo cấu tạo: đường hàn dài suốt chiều dài cột
và lấy hf = 6 mm.
5.3. Kiểm tra chuyển vị ngang tại cao trình đỉnh cột
O

1
H 300
Trong đó:  - là chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh cột do tổ hợp nguy hiểm nhất
của tải trọng tiêu chuẩn gây ra.
H - là chiều cao cột.
- Giá trị  tính theo tổ hợp tĩnh tải với tải trọng gió:
 = 
2.73

46.29
 36.1 mm
1.1 1.2


 36.1

1

1 (Thoả mãn)
H 11400 315 300
- Giá trị  tính theo tổ hợp tĩnh tải với tải trọng cầu trục:
 = 
2.73

3.32
 0.54 mm
1.1 1.1


0.54

1

1 (Thoả mãn)
H 11400 21111 300
- Giá trị  tính theo tổ hợp tĩnh tải với tải trọng gió và tải trọng cầu trục:
 = 
2.73
 0.5 
46.29

3.32
 28.31 mm
1.1 1.2 1.1


28.31

1

1 (Thoả mãn)
H 11400 402 300

- 43
Am3
Abd
6. Tính các chitiết
6.1. Chân cột ngàm với móng
6.1.1. Nội lực tính toán
- Cặp nội lực 1 có Nmax và Mtư, Vtư:
N1 = -26977 daN ; M1 = 18795 daNm; V1 = 4452 daN
- Cặp nội lực 2 có |M|max và Ntư, Vtư:
M2 = 68385 daNm; N2 = 294 daN; V2 = 13704 daN
a) Tính bản đế
- Chọn bề rộng bản đế lớn hơn bề rộng cột 20cm:
B= bc + 20= 30 + 20= 50cm
- Chiều dài bản đế tính theo công thức:
N
L 
2.B.ψ.R

b,loc
Trong đó: Rb,loc - là cường độ chịu nén tính toán cục bộ của bê tông móng:
Rb,loc = .b.Rb
Đối với bê tông có cấp độ bền B15:  = 1; Rb =85 daN/cm2
; Rbt =7.5 daN/cm2
b   1.5 ; (Am diện tích mặt móng). Tạm lấy b =1.2
 Rb,loc = .b.Rb = 1x1.2x85 = 102 daN/cm2
 - Hệ số phụ thuộc đặc điểm phân bố tải trọng; phân bố không đều  = 0.75
Với cặp nội lực 1:
26977
L  
2  50  0.75 102
Với cặp nội lực 2:
L 
294


2  50  0.75 102
 Chọn L = 105 cm
- Ứng suất dưới bản đế, chọn cặp nội lực thứ 2 để tính toán:
 57.94cm
 103.53cm
N 6.M 294 6 68385102
2
σmax   2     2  74.35 < Rb,loc= 76.5daN/cm
B.L B.L 50 105 50 105
N 6.M 294 6 68385102
2
σmin   2    2  74.49 daN/cm
B.L B.L 50 105 50 105
σmin  σmax

2.B.ψ.R 

B.ψ.R
N 
2
6.M
 b,loc  b,loc

 2  50  0.75 102  
50  0.75
102
26977 
2
6 18795 102
 

 2  50  0.75 102  
50  0.75
102
294 
2
668385 102
 

- 44
Khoảng cách y1 từ mép ngoài bản đế (điểm có σmin ) đến điểm ứng suất bằng 0:
y1  105 
74.49
74.35 74.49
 52.54cm
- Chọn chiều dày dầm đế tdđ bằng chiều dày bản bụng tdđ= 12mm, chiều dày sườn
đỡ tsđ= 10mm, các sườn đỡ bố trí cách nhau 120mm (khoảng cách bên trong). Kích
thước cụ thể như hình vẽ:
Hình 6.1. Sơ đồ tính toán chân cột
Để tính chiều dày bản đế, tính ứng suất lớn nhất tại biên mỗi ô bản.
Ứng suất tại mép cột:
σ  74.49 
37.54
 53.22(daN / cm2
)
c
52.54

- 45
6M
fc
6  4925.56
2000.1
- Tính mô men uốn (trên một đơn vị dài) trong các ô bản đế:
+ Ô 1 (bản kê 3 cạnh) có tỷ lệ: b2/a2= 24.4/24.5= 0.996; tra bảng ta có αb  0.112
M= 0.112x53.22x24.52
= 3578.02daN.cm/cm
+ Ô 2 (bản kê 3 cạnh) có tỷ lệ: b2/a2= 13.8/12= 1.15; tra bảng ta có αb  0.116
M= 0.116x74.49x122
= 1244.26 daN.cm/cm
+ Ô 3 (bản kê 2 cạnh kề nhau):
a2   17.96cm ; b2
 13.8 
11.5
17.96
 8.83
b2/a2= 8.83/19.76= 0.492 <0.5;
Tính mô men uốn như công sôn có nhịp bằng cạnh ngàm ngắn của ô:
M= 74.49x11.52
/2= 4925.56daN.cm/cm
Chọn Mmax= 4925.56daN.cm/cm, ta có chiều dày bản đế tính theo công thức:
tbd    3.84(cm)
(Dùng cường độ tính toán f= 2000daN/cm2
vì chiều dày tấm thép lớn hơn 20mm).
Chọn chiều dày bản đế tbđ= 40mm.
b) Tính dầm đế
Dầm đế được hàn vào bản cánh cột. Chiều dày bản cánh cột bằng 20mm, do đó
chiều cao nhỏ nhất của đường hàn góc là hf ,min= 7mm. Chọn hf = 8mm. Chiều cao dầm
đế theo điều kiện truyền lực:
Ndđ= N/2 + M/hc
Với hc= 73cm là khoảng cách trọng tâm 2 cánh cột.
Ndđ= -294/2 + 6838500/73= 93531.1daN
h 
Ndd 1 93531.1  1  47.4cm
dd
2.f .h 21260  0.8
w f
Ở đây .fw min
 0.7 1800  1260daN / cm2
Chọn hdđ= 50cm.
Tải trọng gây uốn lấy gần đúng phân bố đều, có giá trị bằng:
q= 74.49x(15+24.5/2)= 2029.82daN/cm
Trong đó 15+24.5/2= 27.25 là khoảng cách từ giữa ô 1 đến mép ngoài bản đế (vùng
ứng suất tác dụng lên dầm đế).
Dầm đế tính như công sôn ngàm tại cánh cột, nhịp tính toán:
(50-30)/2= 10cm
Mô men uốn dầm đế:
11.52
 13.82

- 46
t .h
Mdd 
2029.82 102
2
 101491daN.cm
Kiểm tra uốn dầm đế:
 
6.Mdd 
6 101491
 203daN / cm2
 2100daN / cm2
(Thỏa mãn)
dd
c) Tính bulông
- Tính bu long neo:
2
dd dd 1.2  502
Để tính bu long neo cần chọn cặp nội lực (M,N) tại chân cột gây kéo lớn nhất giữa
bản đế và móng (M lớn nhất, N nhỏ nhất). Từ bảng tổ hợp nội lực ta có cặp nội lực
nguy hiểm nhất là: M2 = 68385 daNm; N2 = 294 daN; V2 = 13704 daN.
Trong đó: Ntt = -8833 daN; Nht = 9127 daN; Mtt = -8627 daNm; Mht = 77012 daNm;
Lực tính bu lông neo:
N 
Ntt
 0.9  N 
8833
 0.9  9127  1900daN
t
1.1
ht
1.1
M 
Mtt
 0.9  M 
8627
 0.9  77012  69953.5daNm
t
1.1
ht
1.1
Bulông chịu lực nhổ Nt = 1900 daN và mômen tương ứng Mt = 69953.5 daNm
Ứng suất dưới bản đế:
N 6.M 1900 6 69953.5102
2
σmax   2
  
2
 75.8daN /cm
B.L B.L 50 105 50 105
N 6.M 1900 6 69953.5102
2
σmin   2    2  76.5daN /cm
B.L B.L 50 105 50 105
Khoảng cách y2 từ mép ngoài bản đế (điểm có σmax ) đến điểm ứng suất bằng 0:
y2  105 
75.8
75.8  76.5
 52.25cm
Khoảng cách từ điểm đặt của lực dọc đến trọng tâm biểu đồ ứng suất nén:
a 
L

y2

105

52.25
 35.08cm
2 3 2 3
Bố trí bu lông neo cách mép ngoài bản đế 5cm, khoảng cách từ bu lông neo đến
trọng tâm biểu đồ ứng suất nén:
y= 5 + 105/2 + 35.08= 92.58cm
Lực gây kéo cho bu lông:
Nbl

6995350 1900 35.08
 76277.4daN
92.58

- 47

 M 
2
 N 
2
Wwf   Awf 
  
bl


sd c
wf f f sd
wf c
Dùng bu lông neo làm từ mác 16MnSi có fba= 1900daN/cm2
, diện tích yêu cầu của
bu lông là : Abl= 76277.4/1900= 40.15cm2
. Chọn 2 bu lông đường kính  56mm (Diện
tích 2An= 2x20.5= 41cm2
).
- Tính sườn đỡ bu lông:
Chiều dày sườn đỡ bu lông đã chọn tsđ= 10mm, chiều cao sườn đỡ chọn bằng
chiều cao dầm đế: hsđ= 50cm.
Mô men uốn do lực kéo của bu lông (cánh tay đòn từ trục bu lông đến dầm đế là
18.8cm) gây ra:
M= 76277.4x18.8= 1434016daN.cm
+ Kiểm tra chiều dày sườn đỡ (mô men M phân bố đều cho 3 sườn đỡ):
tsd 
3.(M /3)


h2
.f.
1434016
502
2100
 0.27cm
Chiều dày sườn đỡ đã chọn tsđ= 10mm= 1cm đủ khả năng chịu lực.
+ Kiểm tra liên kết hàn giữa sườn đỡ và dầm đế:
Chọn chiều cao đường hàn hf = 9mm. Sườn đỡ bu lông ở giữa hàn trước vào chân
cột nên sẽ có 2 đường hàn 2 bên, 2 sườn đỡ còn lại có thêm 2 đường hàn bên ngoài.
Tính mô men kháng uốn, diện tích tiết diện 4 đường hàn góc:
(h 1)2
(50 1)2
W  4. .h . sd
 4 0.7 0.9   1008.4cm3
wf f f
6 6
A  4. .h .(h 1)  4 0.7 1.1 (50 1)  123.5cm2
sd  
(Thỏa mãn)
 1550.4daN / cm2
 f .  1800.1daN / cm2
- Tính bộ phận đỡ ê cu:
Do lực kéo trong bu lông tương đối lớn nên dùng 2 thép hình C12 (có Wx=
2x50.6cm3
), kê lên 2 sườn đỡ, nhịp dầm bằng 13cm (khoảng cách trục 2 sườn đỡ).
Mô men uốn do lực kéo bu lông:
Mmax 
3.Nbl.l

3  76277.4 13
 185926.3(daN.cm)
16 16
Ứng suất trong thép hình:
 
185926.3
 1837.2(daN / cm2
) 2100(daN / cm2
)
2 50.6
d) Tính sườn ngăn
(Thỏa mãn)
Sườn làm việc như công sôn ngàm tại bản bụng cột, nhịp dầm bằng 24.4cm, chịu
lực tác dụng là ứng suất nén dưới bản đế. Gần đúng, coi tải trọng phân bố đều, giá trị σ
 1008.4    123.5
1434016 
2
76277.4 
2
  



- 48
6.M
tsn.f.c
6268235.8
1 2100 1


6.M 
2
 f f w   f f w 2. .h .l2  
 V 
2. .h .l

w
ở giữa ô, chiều dài bằng đoạn phân bố ứng suất nén tại điểm cách mép ngoài bản đế
một đoạn 15 + 24.5/2 = 27.25cm.


(105  52.54)  27.25
 0.4806
74.35 105 52.54
  74.35 0.4806  35.74(daN / cm2
)
Tải trọng tác dụng lên sườn ngăn :
q= 35.74x (105- 52.54- 27.25)= 901.1(daN/cm)
901.1 24.42
M  268235.8(daNcm)
2
V= 901.1x 24.4= 21986.5daN
Tính chiều cao sườn ngăn :
hsn    27.68cm
Chọn hsn= 35cm.
Kiểm tra 2 đường hàn liên kết sườn ngăn vào bản bụng cột. Chọn chiều cao đường
hàn hf = 7mm, lw= 35- 1= 34cm.
td  

 1566.4daN / cm2
 1800.1daN / cm2
(Thỏa mãn)
e) Tính đường hàn liên kết cột vào bản đế chịu mômen, lực dọc và lực cắt
Tra bảng 43 TCXDVN338:2005, có chiều cao nhỏ nhất của đường hàn là 9 mm
(hàn tay) khi chiều dày lớn nhất (bản đế) là 40mm.
Chiều cao lớn nhất đường hàn theo chu vi cánh cột với bản đế là :
1.2xtmin = 1.2xtf = 1.2x20 = 24mm
Chiều cao lớn nhất đường hàn bụng cột với bản đế :
1.2xtmin = 1.2xtw = 1.2x12 = 14.4mm
Chọn chiều cao đường hàn 10 mm, các kích thước đường hàn ghi trên hình 6.1.
A  2 0.7 1 (30  29)  2 0.7 1 69  179.2(cm2
)
Iw  20.7 (29 1 35
 148709.1(cm4
)
2
 30 0.9 382
0.9  693
)
12
W 
Iw 2 
148709.1 2
 3862.6(cm3
)
hc  21 77



6  268235.8
20.7 0.7  34

2
2  
 

 21986.5
20.7 0.7  34




w

- 49
Cặp nội lực để tính đường hàn: M2 = 68385 daNm; N2 = 294 daN; V2 = 13704 daN
 
M

N 2

V 2
 68385 102

 294 2

13704 2
hl ( ) ( v
) ( ) ( )
Ww Aw Aw
3862.6 179.2 179.5
 1773.7daN / cm2
 1800.1daN / cm2
(Thỏa mãn)
Hình 6.2. Chi tiết chân cột.
6.2. Tính dầm cầu trục và vai cột
Chọn dầm cầu trục có tiết diện chữ I: h= 75cm; bf = 30cm; tf = 1.4cm; tw= 1cm
Do cầu trục sử dụng có sức trục nhỏ (Q= 8T), nên chọn tiết diện dầm hãm chínhlà
cánh trên của dầm cầu trục. Dầm cầu trục làm việc như dầm đơn giản, gối tại vai cột.
Liên kết cánh trên của dầm cầu trục với cánh cột bằng thép góc L90x9 và bản thép tiết
diện 170x120x10.

- 50
Hình 6.3. Sơ đồ kiểm tra ứng suất tiết diện dầm cầu trục theo giả thiết đơn giản.
a). Kiểm tra dầm cầu trục theo điều kiện bền:
- 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 Vinkle, tức
là mô men Mmax sẽ xuất hiện nếu như hợp lực R của tất cả các lực tác dụng trên 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 vị trí tải trọng nguy hiểm như sau:
Hình 6.4. Mô men uốn lớn nhất.

- 51
1 max
1 max
x
M
Dựa vào sơ đồ tải trọng trên ta tính được mô men lớn nhất trong dầm là:
Mmax = 6.47P daNm
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 2 câu trục làm việc trung bình nc= 0.85
Pmax= 5900daN.
 Mmax= 6.47x1x1.1x0.85x5900= 35691.8daNm
Lực cắt lớn nhất Qmax trong dầm đơn giản sẽ xuất hiện khi có một trong số các lực
tác dụng đặt trực tiếp lên gối, các lực còn lại đặt gần gối nhất.
Hình 6.5. Lực cắt lớn nhất.
Dựa vào sơ đồ trên tính được lực cắt lớn nhất trong dầm là:
Qmax= 2.4P= 2.4x1x1.1x0.85x5900= 13239.6daN
Mômen uốn và lực cắt tính toán:
Mx = 1.03Mmax = 36762.5 daNm; Qx =1.03Qmax = 13636.8 daN.
- Nội lực tính toán do lực hãm ngang T gây ra:
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.
M  M
T
 M k2T1  35691.8 
1 270
 1633.4daNm
y max
P max
k P 15900
Q  Q
T
 Q k2T1  13239.6 
1 270
 605.9daN
y max
P max
k P 15900
- Do dầm cầu trục có tiết diện đối xứng nên ứng suất pháp lớn nhất tại điểm A ở
cánh trên dầm cầu trục chịu uốn đồng thời Mx và My :
t  x
WA

My
WA 
3676250

163340
3870.2 210 (Thỏa mãn)
x y ,dh
 1727.7daN / cm2
 2100daN / cm2
Trong đó : WA
 3870.2cm3
- mômen chống uốn với trục x-x của tiết diện dầm
cầu trục tại thớ trên dầm,

- 52
2
 2
  .1 cb. y
x cb.y  3.2
1
E
f
W
c
x
A
y ,dh  210cm3
- mômen chống uốn với trục y-y của tiết diện dầm hãm
lấy tại điểm A, ở đây chính là tiết diện cánh trên dầm cầu trục.
- Ứng suất tiếp ở bụng dầm cầu trục kiểm tra theo lực cắt lớn nhất Qx :
 
Qx
.S

13636.8  2197.2
 206.5daN / cm2
 1200daN / cm2
Ix.tw 145133.8 1
(Thỏa mãn)
Trong đó : Ix : Mômen quán tính của tiết diện dầm cầu trục
Sx : Mômen tĩnh của một nửa tiết diện dầm cầu trục đối với trục x.
- Kiểm tra ứng suất cục bộ ở bản bụng dầm, chỗ tiếp giáp với bản cánh do tác dụng
trực tiếp của áp lực bánh xe :
 
1.P


1.P

 1.1 (5900 1.1 0.85)
cb.y
tw.z
(Thỏa mãn)
 131.38daN / cm2
 2100daN / cm2
Ip – Tổng mômen quán tính bản thân cánh dầm cầu trục và ray,
c =3.25 đối với dầm tổ hợp hàn.
- Kiểm tra ứng suất tương đương tại vị trí tiếp giáp giữa bản bụng và cánh dầm cầu
trục :
tđ   fc
 
Mx
.
hw

3676250

72.2
 914.4daN / cm2
1 1
h 3870.2 75
 
Qx.S1

13636.8 1545.6
 145.2daN / cm2
Ix.tw 145133.8 1
tđ  914.42
 131.382
 914.4 131.38  3 145.22
 892.5daN / cm2
 1.15f  1.15  2100  2415daN / cm2
- Kiểm tra ổn định cục bộ bản cánh và bản bụng của dầm cầu trục:
+ Bản cánh dầm cầu trục:
b0f
0.5 ;
tf
b 
bf  tw 
30  1
14.5 cm;
0f
2 2
b0f

14.5
 10.36  0.5  15.81 (Thoả mãn)
tf 1.4
- Bản bụng dầm cầu trục:
t .c.3
p
I
w
tw
1 3.25 3
2864.73  30 1.43
/12
1
2.1106
2100
W

- 53
f f c c
hw
 3.2
E
; h 72.2 2.1106
w
  72.2  3.2  101.2 (Thoả mãn)
tw
b. Tính vai cột:
f tw
1 2100
- Khoảng cách e từ tâm ray đến mép trong cột: e =   hc = 100 – 75 = 25cm
- Mô men uốn và lực cắt tại tiết diện ngàm:
Mv = (Dmax + Gdct).e ; M = (16402.4+1687.5)x25 = 452247.5daN.cm
Vv = (Dmax + Gdct ); V = 16402.4+1687.5= 18089.9 kN
- Sơ bộ chọn chiều dày bản cánh dầm vai tf = 12 mm, tính chiều dày cần thiết bản
bụng dầm vai:
tw 
Dmax  Gdct
(bdct
 2t ).f .γ

16402.4 1687.5
(30  21.2)  3460 1
 0.16cm
(fc – cường độ tính toán của thép khi ép mặt tì đầu = 3460 daN/cm2
)
Chọn tw = 8 mm.
- Chọn chiều cao dầm vai tại điểm đặt Dmax: h=30 cm. Chọn sơ bộ góc nghiêng bản
cánh dưới với phương ngang =200
thì chiều cao dầm vai tại tiết diện ngàm:
hdv = 30+ 25.tg200
= 39.1 cm.
Chọn hdv = 42 cm > e = 25 cm (hình 6.3).
- Diện tích yêu cầu của bản cánh:
M h t .h3
2 452247.5 0.8 42
Ay c
 ( v
. dv

w dv
)    0.47cm2
.
f
f.γ 2 12 h2
dv
2100 1 42 6
Chọn bản cánh dầm vai: bf x tf = 30x1.2 cm; Af = 36cm2
 -0.47cm2
.
Hình 6.6. Sơ đồ tính toán vai cột.
c

- 54
σ2
 3.τ2
1 1
2.1106
2100
1
* Kiểm tra tiết diện vừa chọn: (bỏ qua trọng lượng bản thân dầm vai):
- Tiết diện ngàm
Bảng 6.1. Đặc trưng hình học tiết diện dầm vai tại ngàm
Ix Wx Iy Wy A Sx Sf
(cm4
) (cm3
) (cm4
) (cm3
) (cm2
) (cm3
) (cm3
)
34112.1 1624.4 5401.7 360.1 103.7 891.2 734.4
σ 
Mv
Wx

452247.5
 278.4daN / cm2
 2100daN / cm2
1624.4
τ 
Vv .Sx
Ix.tw

18089.9  891.2
 590.7daN / cm2
 1200daN / cm2
34112.1 0.8
- Kiểm tra ứng suất tương đương:
σ 
Mv
.
hw

452247.5

39.6
 262.5daN / cm2
Wx h 1624.4 42
τ 
Vv .Sf

18089.9  734.4
 486.8daN / cm2
1
I .t 34112.1 0.8
x w
σtđ  
 883.1daN / cm2
 1.15  2100  2415daN / cm2
- Kiểm tra ứng suất tiếp tại tiết diện bé:
Bảng 6.2. Đặc trưng hình học tiết diện dầm vai tại vị trí dầm cầu trục
Ix Wx Iy Wy A Sx Sf
(cm4
) (cm3
) (cm4
) (cm3
) (cm2
) (cm3
) (cm3
)
16340.2 1089.4 5401.2 360.1 94.1 594.6 518.4
τ 
Vv .Sx
Ix.tw

18089.9 594.6
 822.8daN / cm2
 1200daN / cm2
16340.2  0.8
- Kiểm tra ổn định cục bộ:
+ Bản cánh:
bf
=
tf
30
1.2
 25   31.6 ; bản cánh ổn định cục bộ.
+ Bản bụng:
hw
=
tw
39.6
0.8
 49.5 2.2  69.6 ; bản bụng ổn định cục bộ.
- Chiều cao đường hàn cánh – bụng
hf 
Vv .Sf

18089.9  518.4
21260 16340.2 1
 0.23cm
262.52
 3 486.82
2.1106
2100

- 55
σ2
 3.τ2
w
Chọn hf = 6 mm.
* Tính liên kết hàn giữa dầm vai và cánh cột
- Chọn chiều cao đường hàn hf = 6 mm. ta có:
A  20.7 0.6 (29  26  38)  78.12cm2
2 2 0.6 383
4
Iw  20.7 (29 0.6  21  26 0.6 19.8  )  23146cm
12
W 
Iw

23146
 1102.2cm3
cm3
;
w
τhl 
h/ 2 21


 471.14daN / cm2
 1800daN / cm2
* Kiểm tra ứng suất tương đương ở bản bụng cột:
Trong bản bụng cột, chỗ liên kết với cánh của dầm vai, sẽ chịu thêm lực ngang (do
mô men dầm vai chia thành lực H = Mdv /hdv ) nên xuất hiện trạng thái ứng suất phức
tạp. Do đó phải kiểm tra ứng suất tương đương theo công thức sau:
σtđ   1,15.f.γc ; ở đây: σ 
M

N
; τ 
(V  H)
;
Wcot Acot Ab
Ta có: M= 21628daNm, N= 24521daN; V= 4640daN - là nội lực cột tại vị trí liên kết
cánh dầm vai với cột;
Wcot = 5218.7cm3
– mô men chống uốn của tiết diện cột;
Acot= 205.2cm2
, Ab= 85.2cm2
- lần lượt là diện tích tiết diện cột và bụng cột.
Lực ngang do dầm vai tác dụng vào cột: H 
452247.5
 10767.8daN
42
21628 102
24521 2
σ    533.9daN / cm
5218.7 205.2
τ 
4640 10767.8
 180.4daN / cm2
85.2
σtđ   533.92
 3180.42
 618.6daN / cm2
 1.15  2100  2415daN / cm2
* Kích thước sườn:
- Gia cường cho dầm vai:
Chiều cao: hs = h-2.tf = 30 – 2*1.2= 27.6cm;
Bề rộng: b 
hs
 40 
276
 40  49.2 mm. Chọn bs = 12 cm;
s
30 30
Chiều dày ts chọn theo điều kiện ổn định cục bộ của sườn:
bs
 0.5 ; ta có: t 
12



2100 0.759
s
0.5 2.1106
(
Mv
)2
 (
Vv
)2
Ww Aw
(
452247.5
)2
 (
18089.9
)2
1102.2 78.12
σ2
 3.τ2
E
fts

- 56
Chọn ts = 0.8 cm.
- Gia cường cho bụng cột:
Chiều cao hs = hwc= 71cm;
Bề rộng bs 
hw
 40 
710
 40  63.67 mm.Chọn bs=(bf –tw)/2= (30-1.2)/2= 14.4cm
30 30
Chiều dày t 
14.4

2100 0.91. Chọn chiều dày ts= 1 cm.
s
0.5 2.1106
Hình 6.7. Chi tiết vai cột

- 57
i
6.3. Chi tiết liên kết xà với cột
Hình 6.8. Sơ đồ bố trí bu lông liên kết xà cột
Nội lực đỉnh cột: M= 29990daN.m (kéo phía trong, nén phía ngoài);
N= 5766daN (kéo); V = 2949daN.
a) Theo quan niệm tính thứ nhất: Coi liên kết xoay quanh hàng bulông ngoài cùng.
* Chọn và kiểm tra bu lông:
Chọn 12 bu lông đường kính 22 loại 8.8 và bố trí bulông như hình vẽ 6.4, có:
Diện tích thực của bu lông Abn= 3.52cm2
; diện tích nguyên của bu lông Abl=4.52cm2
;
cường độ tính toán chịu kéo của bu lông là ftb = 4000daN/cm2
; cường độ tính toán chịu
cắt của bu lông là fv b = 3200daN/cm2
.
- Kiểm tra bu lông chịu kéo:
Lực kéo lớn nhất ở hàng bulông ngoài cùng, bỏ qua ảnh hưởng của các bu lông ở
miền chịu nén (gần tâm quay): (h1= 74cm; h2= 62cm; h3 = 50cm).
N 
M N.e.h1

(2999000  5766 43.5)  74
 10173daNbmax
2.h2 2  (742
 622
 512
)
Khả năng chịu kéo của bulông: [N]tb = Abn.ftb = 3.52x4000 = 14080daN
Điều kiện: [N]tb= 14080daN > Nbmax= 10173daN (Thỏa mãn)
- Kiểm tra bu lông chịu cắt:

- 56
i
2
3
Lực cắt tác dụng lên một bu lông:
Nv b 
2949
 246daN
12
Khả năng chịu cắt một bu lông: [N]v b  4.52  0.9  3200  13018daN
Điều kiện: : [N]v b= 13018daN  246daN (Thỏa mãn)
* Tính bản bích:
- Chiều dày bản bích: Lực kéo trong bulông ở các hàng tiếp theo:
N 
N1.h2

10173  62
 8523daN
h1 74
N 
N1.h3

10173  50
 6874daN
h1 74
tbb
t
 1,1.
 1.1 g.Ni
 1.1
 1.1
16 210173
 1.43cm
2  (30  16)  2100
16  2  (10173  8523  6874)
 2.26cmbb
Chọn tbb = 3cm.
2.(bbb  g).f 2(30 16) 2100
*Kiểm tra bulông với cặp nội lực:
M= 25704daN.m; N= -7191daN (nén); V= -3840daN
(Kéo phía ngoài, nén phía trong)
Nbmax 
M.h1
2.h2

2570400 74
2  (742
 612
 492
)
 8046daN < [N]tb = 14080daN
(Thỏa mãn)
b) Tính toán liên kết theo quan điểm thứ 2 (Viện Kết cấu thép Hoa kỳ - AISC)
* Tính bu lông:
- Phương trình hình chiếu các lực lên phương đứng:
σ .A 
tw.y.σn
N  3.Z  0  60σ 
1,2.y.σn
 57.66  3.Z  0
n f
2 n n
2
Ở đây: y – khoảng cách từ mép ngoài bản bụng cột vùng nén đến trục trung hòa;
Af = bf .tf = 30x2= 60cm2
Rút gọn sẽ được phương trình: 60σn  0.6yσn  3Z  57.66 (kN) (1)
- Phương trình cân bằng mô men với trọng tâm vùng ứng suất nén của một phần
bản bụng:
3Z[75  (2 
y
)  19]  σ
3 n
 60(
y

2
)  29990  57.66 (
71

y
)(kN.cm)
3 2 2 3
g.Nmax
2.(bbb  g).f

- 57
n n n
Rút gọn sẽ được phương trình:
Z162  y  σn 20y  60σn  32037  19.22y
- Phương trình biến dạng:
(2)
εbl

C
 Z

σn
.
54 y
;
εn y 2.Abl.E E y
Trong đó: 55= 75 -18 -2 cm là khoảng cách từ hàng bu lông thứ 2 đến mép bản
bụng chịu nén.
Chọn sử dụng 12 bu lông đường kính 24 loại 8.8 có: Diện tích thực của bu lông Abn
=3.52cm2
; diện tích nguyên của bu lông Abl= 4.52 cm2
; cường độ tính toán chịu kéo của
bu lông là ftb = 4000daN/cm2
.
Z  488.2
σn
 9.04σ
y n (3)
- Thay (3) vào (1) được:
60σn  0.6yσn
 3(488.2
σn
 9.04σ
y n
)  57.66
 0.6σ y2
 88.02σ y  1464.5σ  57.66y (4)
 σn
- Thay (3) vào (2):

57.66y
0.6y2
 88.02y  1464.5
(488.2
σn
 9.04σ
y
n )162 y 20σny  60σn  32037  19.22y
Sau khi biến đổi và rút gọn được:
19.22y2
 32037y
σn 
29.04y2
 1892.7y  79088.4
- Cân bằng (4) và (5) có phương trình bậc 3 với y:
11.532y3
19204.9y2
 2738911.3y  42357949.4  0
- Dễ dàng giải (6) được nghiệm thích hợp: y = 14.09cm
Do đó ứng suất nén trong bản cánh:
(5)
(6)
σ 
57.66y


57.66 14.09
n
0.6y2
 88.02y 1464.5 0.614.092
 88.02 14.09 1464.5
 7.724kN / cm2
 772.4daN / cm2
 2100daN / cm2
- Lực kéo tại hàng bu lông thứ hai:
Z  488.2
σn
 9.04σ
y n
 488.2 
7.724
9.04 7.724 197.8kN
14.09

- 58
8
6
Z2= Z= 172.82 kN mỗi bu lông chịu 98.9kN = 9890daN
- Lực kéo lớn nhất tại hàng bu lông ngoài cùng:
Z  Z .
73  y  19  12
 197.8 
51.91
 257.2kN
1 2
73  y19 39.91
Mỗi bu lông chịu 128.6kN = 12860daN
- Lực kéo tại hàng bu lông thứ ba:
Z  Z .
73  y  18  12
 197.8 
27.91
 138.3kN
3 2
73  y18 39.91
Mỗi bu lông 69.16kN = 6916daN
Khả năng chịu kéo của bulông Φ24:
[N]tb = Abn.ftb = 3.52x4000 = 14080daN >
Z1
,
Z2
,
Z3
(Thỏa mãn)
- Kiểm tra bu lông chịu cắt:
Lực cắt tác dụng lên một bu lông:
2 2 2
Nv b 
2949
 246daN
12
Lực trong bu lông các hàng được phân phối cho bản cánh, bản bụng cột và sườn.
Gọi L1, L2 là khoảng cách từ tâm bu lông đến trục bản bụng (hoặc sườn) và đến trục
bản cánh cột thì lực trong bản bụng (P1) và bản cánh cột (P2) do lực kéo của bu lông là:
P1 
Z
và
 L 
3 P2 
Z
 L 
3
1 
1


L2 
- Phân phối Z1 cho bụng và cánh cột:
1 
2


L1 

+ Cho bụng: P  128.6  38.15kN
1
1 ( )
6
+ Cho cánh: P 
128.6  90.4kN
2
1 ( )
8
+ Cho bụng: P1 
98.9
1 (
8
)3
18
 90.9kN kN
3
3

- 59
6.(M1  M2)
bi.f.γc
6(244.2  69.44) 102
15  2100 1
6.M
bi.f.γc
6  336.4 102
16 2100 1
w
+ Cho cánh: P2 
98.9
1 (
18
)3
8
 8kN
- Vì bu lông ở hàng thứ ba tương đối xa bản cánh nên coi toàn bộ lực của bu lông
phân cho bản bụng, bằng 69.16kN
- Tính mô men uốn bản bích:
+ Do tải truyền vào bản cánh:
M 
90.4 (6  0.25  2.4)
 244.2kNcm1
2
M 
8 (18  0.25  2.4)
 69.44kNcm2
2
Chiều dày bản bích: tbb    2.52cm
+ Do tải truyền vào bản bụng:
M 
90.9 (8  0.25  2.4)
 336.4kNcm
2
- Dùng bản bích có chiều dày tbb = 3cm.
* Kiểm tra ứng suất trong các bộ phận do lực kéo của bu lông truyền vào:
- Bản cánh: σ 
90.4  8
 3.28kN / cm2
 328daN / cm2
 2100daN / cm2
15 2
- Bản bụng: σ 
2 90.9
 9.47kN / cm2
 947daN / cm2
 2100daN / cm2
16 1.2
c) Tính liên kết đường hàn mặt bích với cột và xà:
Tra bảng 43 TCXDVN338:2005 có chiều cao nhỏ nhất của đường hàn tự động là 7
mm khi chiều dày lớn nhất (bản bích) là 28 mm.
Chiều cao lớn nhất đường hàn cánh cột với bản bích là :
1.2tmin = 1.2tf = 1.2x20 = 24mm chọn 8 mm
Chiều cao lớn nhất đường hàn bụng cột với bản bích:
1.2tmin = 1.2tw= 1.2x12 = 14.4mm  chọn 8 mm
A  2 0.7  0.8 (29  27)  2 0.7  0.8  69  140cm2
Iw  2 0.7 (29 0.8 38 2
 27 0.8 352

0.8 693
12
)  114606cm4

- 60
(
M

N
)2
 (
V
)2
Ww Aw Aw
2 hcc
W 
Iw 2 
114606  2
 2992.3cm3
hc  20.8 76.6
Cặp nội lực tại vị trí liên kết cột với xà: M= -29990daN.m; N= 5766daN (kéo); V =
2949daN
τhl  

 1043.6daN / cm2
 1800daN / cm2
* Tính liên kết đường hàn mặt bích với cột và xà bằng phương pháp gần đúng:
Chọn chiều cao đường hàn cột với bản bích là hf = 8mm.
Lực dọc N và mômen do đường hàn góc bản cánh chịu:
N 
N

M
tk

5766

2999000
 43965.2daN
2 73
Ứng suất trong đường hàn góc bản cánh:
τ 
Nc

43965.2
c
h .(b  1) h .(b  t 1) 0.8 29  0.8 27
f f f f w
 981.4daN / cm2
 0.7 1800 1260daN / cm2
Lực cắt do đường hàn bụng cột chịu: V= 2949daN
Ứng suất trong đường hàn bản bụng:
τw 
2949
20.8 69
 26.7daN / cm2
 1260daN / cm2
Đường hàn đủ khả năng chịu lực.
(
29990 102
2992.3

5766 2 2949 2
140
)  (
140
)
w

- 61
Hình 6.9. Chi tiết liên kết xà cột
6.4. Chi tiết nối xà
Hình 6.5. Chi tiết nối xà
Nội lực tại tiết diện thay đổi:
M= 11439daNm (căng thớ biên phía dưới xà); N= 4327daN (kéo); V = 3707daN
a)Tính toán liên kết theo quan niệm tính thứ nhất
* Tính bu lông:

- 62
i
i
; diện tích nguyên của bu lông Abl=
2.45cm2
; cường độ tính toán chịu kéo của bu lông là ftb = 4000daN/cm2
; cường độ tính
toán chịu cắt của bu lông là fv b = 3200daN/cm2
.
Thiên về an toàn, xem bulon xoay quanh hàng bulon ở phía trong tiết diện xà. Lực
kéo lớn nhất ở hàng bulông ngoài cùng: (h1= 44cm; h2= 31cm; y= 15.5cm):
Nbmax 
M  N.y.h1
2.h2

(1143900  4327 15.5) 44
2(312
 442
)
 9196daN
- Lực cắt tác dụng lên một bu lông:
Nv b 
3707
 463daN
8
N 
N1.h2 
9196  31
 6479daN
2
tbb
h1 44
 1,1. 1.1
16 2 9196
 1.36cm
2  (30  16)  2100
t 1.1 g.Ni 1.1 16  2 (9196  6479)
 1.77cmbb
Chọn tbb = 2cm.
2.(bbb  g).f 2(30 16) 2100
Kiểm tra với cặp nội lực:
M = 12032daN.m (căng thớ biên phía dưới xà); N = 1707daN (kéo); V = 2152daN
Lực kéo lớn nhất ở 1 bulông hàng ngoài cùng:
Nbmax 
M  N.y.h1
2.h2

(1203200 1707 15.5)  44
2(312
 442
)
 8936daN
g.Nmax
2.(bbb  g).f

- 63
Nv b 
2152
 267daN
8
b) Tính toán liên kết theo quan điểm thứ 2 (Viện Kết cấu thép Hoa kỳ - AISC)
Với cặp nội lực:
M= 11439daNm (căng thớ biên phía dưới xà); N= 4327daN (kéo); V = 3707daN
* Tính bu lông:
- Phương trình hình chiếu các lực lên phương đứng:
σ .A 
tw.y.σn
 N  2.Z  0 48σ 
1.y.σn
 43.27  2.Z  0
n f
2 n n
2
Ở đây: y – khoảng cách từ mép ngoài bản bụng cột vùng nén đến trục trung hòa;
Af = bf .tf = 30x1.6= 48cm2
Rút gọn sẽ được phương trình: 48σn  0.5yσn  2Z  43.27 (kN) (1)
- Phương trình cân bằng mô men với trọng tâm vùng ứng suất nén của một phần
bản bụng:
2Z[45  (1.6 
y
)  0.5]  σ
3 n
Rút gọn sẽ được phương trình:
 48  (
y

1.6
)  11439  43.27  (
45

y
) (kN.cm)
3 2 2 3
 2 
Z 

85.8 
3
y

 σn16y  38.4σn  12412.6  14.42y
- Phương trình biến dạng:
(2)
εbl

C
 Z

σn
.
42.9  y
;
εn y 2.Abl.E E y
Trong đó: 42.9= 45 -0.5 -1.6 cm là khoảng cách từ trọng tâm 2 hàng bu lông đến
mép bản bụng chịu nén.
Chọn sử dụng 8 bu lông đường kính 20 loại 8.8 có: Diện tích thực của bu lông Abn=
3.14cm2
; diện tích nguyên của bu lông Abl= 2.45cm2
; cường độ tính toán chịu kéo của
bu lông là ftb = 4000daN/cm2
; cường độ tính toán chịu cắt của bu lông là fv b =
3200daN/cm2
.
Z  210.2
σn
 4.9σ
y n (3)
- Thay (3) vào (1) được:

- 64
n n n
48σn  0.5yσn
 2(210.2
σn
 4.9σ
y n
)  43.27
 0.5σ y2
 57.8σ y  420.4σ  43.27y (4)
 σn
- Thay (3) vào (2):

43.27y
0.5y2
 57.8y  420.4

210.2
σn
4.9σ

85.8 
2
y

σ 16y 38.4σ  12412.6  14.42y
 y n
 3 

n n
 
Sau khi biến đổi và rút gọn được:
14.42y2
 12412.6y
σn 
19.26y2
 522.1y  18035
- Cân bằng (4) và (5) có phương trình bậc 3 với y:
7.21y3
 6206.2y2
 700919.2y  4437882.5  0
- Dễ dàng giải (6) được nghiệm thích hợp: y = 6.01cm
Do đó ứng suất nén trong bản cánh:
(6)
(5)
σ 
43.27y


43.27  6.01
n
0.5y2
 57.8y  420.4 0.5  6.012
 57.8  6.01 402.4
 4.732kN / cm2
 473.2daN / cm2
 2100daN / cm2
- Hợp lực lực kéo bu lông:
Z  210.2
σn
 4.9σ
y n
 210.2 
4.732
 4.9  4.732  142.3kN
6.01
- Lực kéo lớn nhất tại hàng bu lông ngoài cùng:
Z  Z. 49.4 y  142.3 
43.39
 167.37kN
1
49.4  y 6.5 36.89
Mỗi bu lông chịu 83.68kN = 8368daN
- Lực kéo tại hàng bu lông thứ hai:
Z  Z.
49.4  y  13  142.3 
30.39
 117.22kN
2
49.4  y 6.5 36.89
Mỗi bu lông 58.61kN = 5861daN
Khả năng chịu kéo của bulông Φ20:
[N]tb = Abn.ftb = 2.45x4000 = 9800daN >
Z1
,
Z2
2 2
(Thỏa mãn)
Nv b 
3707
 463daN
8

- 65
6.M
bi.f.γc
6163.3 102
15 2100 1
6.M
bi.f.γc
6119.36 102
10.5  2100 1
Lực trong bu lông các hàng được phân phối cho bản cánh, bản bụng cột và sườn.
Gọi L1, L2 là khoảng cách từ tâm bu lông đến trục bản bụng (hoặc sườn) và đến trục
bản cánh cột thì lực trong bản bụng (P1) và bản cánh cột (P2) do lực kéo của bu lông là:
P1 
Z
và
 L 
3 P2 
Z
 L 
3
1 
1


L2 
1 
2


L1

+ Cho sườn: P  83.68  31.83kN
1
1 (
8
)3
6.8
83.68
1 (
6.8
)3
8
 51.84kN
+ Cho bụng: P 
58.61  18.61kN
1
1 (
8
)3
6.2
58.61
1 (
6.2
)3
8
 40kN
- Tính mô men uốn bản bích:
+ Do tải truyền vào bản cánh:
M 
51.84 (6.8  0.25  2)
 163.3kNcm
2
Hoặc: M 
40 (6.2  0.25  2)
 114kNcm
2
+ Do tải truyền vào sườn:
M 
31.83 (8  0.25  2)
 119.36kNcm
2

- 66
6.M
bi.f.γc
669.78 102
16 2100 1
(
M
Ww Aw

N
)2
 (
V
)2
Aw
w
h2 tk
+ Do tải truyền vào bản bụng:
M 
18.61(8  0.25  2)
 69.78kNcm
2
- Dùng bản bích có chiều dày tbb = 2cm.
* Kiểm tra ứng suất trong các bộ phận do lực kéo của bu lông truyền vào:
- Bản cánh: σ 
51.84  40
 3.06kN / cm2
 306daN / cm2
 2100daN / cm2
15  2
- Sườn: σ 
231.83
 5.05kN / cm2
 505daN / cm2
 2100daN / cm2
10.5 1.2
- Bản bụng: σ 
2 18.61
 1.93kN / cm2
 193daN / cm2
 2100daN / cm2
16 1.2
c) Tính liên kết đường hàn mặt bích với xà:
1.2tmin = 1.2tf = 1.2x1.6 = 19.2mm chọn 8 mm
1.2tmin = 1.2tw= 1.2x10 =12mm chọn 8 mm
A  20.7 0.8 (29  27)  2 0.7 0.8  40  107.52cm2
Iw  20.7 (29 0.8  23 2
 27 0.8 202

0.8  403
12
)  35252.3cm4
W 
Iw  2 
35251.3  2
 1512.9cm3
hc  20.8 46.6
Cặp nội lực tại vị trí liên kết xà: M= 11439daNm; N= 4327daN; V = 3707daN
τhl  

 797.1daN / cm2
 1800daN / cm2
* Tính liên kết đường hàn mặt bích với cột và xà bằng phương pháp gần đúng:
Chọn chiều cao đường hàn cột với bản bích là hf = 8mm.
Lực dọc N và mômen do đường hàn góc bản cánh chịu:
N 
N

M

4327

1143900
 30684.1daN
c c
2 43.4
Ứng suất trong đường hàn góc bản cánh:
(
11439 102
1512.9 107.52 107.52

4327
)  (2 3707
)2
w

- 67
i
τ 
Nc

30684.1
c
h .(b  1)  h .(b  t  1) 0.8  29  0.8  27
f f f f w
 684.9daN /cm2
 0.7 1800  1260daN / cm2
Lực cắt do đường hàn bụng cột chịu: V= 3707daN
Ứng suất trong đường hàn bản bụng:
τw 
3707
20.8  40
 57.92daN / cm2
 1260daN / cm2
6.5. Chi tiết đỉnh xà
Hình 6.6. Chi tiết đỉnh xà
Nội lực tại đỉnh xà:
M = 7278daN.m (căng thớ biên dưới xà); N = 2284daN (nén); V = 406daN
a). Tính toán liên kết theo quan niệm tính thứ nhất
* Tính bu lông:
; diện tích nguyên của bu lông Abl=
2.45cm2
; cường độ tính toán chịu kéo của bu lông là ftb = 4000daN/cm2
; cường độ tính
toán chịu cắt của bu lông là fv b = 3200daN/cm2
.
Lực kéo lớn nhất ở hàng bulông ngoài cùng: (h1= 44.7cm; h2= 31.7cm; y= 15.8cm):
Nbmax 
M.h1
2.h2

727800  44.7
2(31.72
 44.72
)
 5417daN

- 68
i
Nv b 
406
 51daN
8
N 
N1.h2

9196  31.7
 3841daN2
tbb
h1 44.7
 1,1. 1.1
16 2 5417
 1.04cm
2 (30  16)  2100
t 1.1 g.Ni  1.1 16  2 (5417  3841)
 1.36cmbb
Chọn tbb = 2cm.
2.(bbb  g).f 2(30 16) 2100
Kiểm tra với cặp nội lực:
M = -4848daN.m (căng thớ biên phía trên xà); N = 6273daN (nén); V = 1114daN
Lực kéo lớn nhất ở 1 bulông hàng ngoài cùng:
Nbmax 
M  N.y.h1
2.h2

(484800  6273 15.5)  44.7
2 (31.72
 44.72
)
 4332daN
Nv b 
1114
 139daN
8
b). Tính đường hàn liên kết mặt bích với xà
1.2tmin = 1.2tf = 1.2x1.6 = 19.2mm chọn 8 mm
1.2tmin = 1.2tw= 1.2x10 =12mm chọn 8 mm
Aw  2  0.7  0.8  (29  27)  2  0.7  0.8  40  107.52cm2
g.Nmax
2.(bbb  g).f

- 69
(
M
Ww Aw

N
)2
 (
V
)2
Aw
x y
Iw  20.7 (29 0.8 23 2
 27 0.8 202

0.8  403
12
)  35252.3cm4
W 
Iw 2 
35251.3  2
 1512.9cm3
hc  20.8 46.6
Cặp nội lực tại vị trí liên kết cột với xà: M = 7278daN.m; N = 2284daN; V = 406daN
τhl  

 459.8daN / cm2
 1800daN / cm2
7. Thiết kế cột sườn tường, và cửa trời
7.1. Cột sườn tường
Lấy sơ đồ tính với cột là khớp với móng, có một điểm tựa vào dàn gió.
Chọn tiết diện cột sườn tường là thép tổ hợp tiết diện chữ I có:
h = 350 mm, bf = 180 mm; tf = 10 mm; tw = 8 mm
Đặc trưng hình học Wx = 731,6 cm3
; A = 62,4 cm2
; rx = 14,32 cm; ry = 3,95 cm;
Chiều dài tính toán cột sườn tường: lx = 1300 cm; ly = 240 cm (cách 2 xà gồ tường
thì lắp thanh chống xà gồ);
Hình 7.1. Sơ đồ tính toán cột sườn tường
- Độ mảnh cột sườn tường:
λ 
lx

1300  90.76 ; λ 
ly

240  60.77
rx 14.32 ry 3.95
Độ mảnh giới hạn của cột: theo bảng 25 TCXDVN 338:2005:
(
7278 102
1512.9 107.52 107.52

2284
)  (2 406
)
2
w

Kết cấu khung thép trong thi công

Kết cấu khung thép trong thi công

Recommended

Recommended

More Related Content

What's hot

What's hot (20)

Similar to Kết cấu khung thép trong thi công

Similar to Kết cấu khung thép trong thi công (20)

Kết cấu khung thép trong thi công