KẾT CẤU THÉP 2.docx

ĐẠI HỌC KIẾN TRÚC TP. HỒ CHÍ MINH ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP 2
KHOA XÂY DỰNG GVHD: ThS. TRẦN QUỐC HÙNG
Trang | 1
SVTH: VƯƠNG QUỐC LÃM-MSSV: 19520100412 LỚP: XD19-CT
THIẾT KẾ KHUNG THÉP
NHÀ CÔNG NGHIỆP MỘT TẦNG, MỘT NHỊP
I. Số liệu thiết kế:
Nhịp khung ngang: L= 24m
Bước khung: B = 6m
Sức nâng cầu trục: Q = 12.5T ( nhà có 1 cầu trục hoạt động, chế độ làm
việc trung bình)
Cao trình đỉnh ray: +8.0m
Độ dốc của mái: i = 10%
Chiều dài nhà: A= 126m
Phân vùng gió: II-a (Khu vực xây dựng công trình thuộc địa hình B tương
đối trống trải.
Vật liệu thép mác CCT34 có cường độ f = 21 kN/cm2
; fv = 12 kN/cm2
fc= 32 kN/cm2
Hàn tay, dùng que hàn N42.
Bulông từ thép độ bền thuộc lớp 4.6.
Móng bê tông mác 250, 300.
II. Xác định kích thước chính của khung ngang:
Các số liệu của cầu trục:
Nhịp khung ngang L = 24m, cầu trục đã cho Q1 = 12.5 kN ta có: nhịp cầu
trục Lk = L – 2.λ = 24 – 2 x 0,75 = 22.5với λ: khoảng cách từ trục ray đến
trục định vị của cột chọn sơ bộ, λ = 0,75m. (sức trục Q < 75 T)
Tra phụ lục bảng II.3 Giáo trình thiết kế kết cấu thép nhà công nghiệp
của tác giả Phạm Minh hata được thông số cầu trục như sau:
1. Theo phương đứng
Chiều cao từ mặt ray cầu trục đến đáy xà ngang:
Nhịp
Lk
(m)
Ch.cao
gabarit
Hk
(mm
Khoảng
cách
Zmin
(mm)
Bề
rộng
gebarit
Bk
(mm)
Bề
rộng
đáy Kk
(mm)
T.lượng
cầu trục
G (T)
T.lượng
xe con
Gxe (T)
Áp lực
Pmax
(kN)
Áp lực
pmin
(kN)
22.5 1090 180 3900 3200 9.94 0.803 87.7 24.5

Trang | 2
H2 = Hk + bk = 1.09 + 0.3 = 1.39 (m)
 Chọn H1= 1.4 m
Chiều cao của cột khung, tính từ mặt móng đến đáy xà ngang:
H = H1+ H2 + H3 = 8 + 1.4 + 0 = 9.4 m
Trong đó:
H1 - cao trình đỉnh ray, H1 = 12m
H3 - phần cột chôn dưới nền, coi mặt móng ở cốt ±0.00, H3 = 0
H2 - Chiều cao từ mặt ray cầu trục đến đáy xà ngang: H2 = Hk + bk
Chiều cao thực của cột trên từ vai đỡ dầm cầu trục đến đáy xà:
Ht = H2 + Hdct + Hr = 1.4 + 0,7 + 0,2 = 2.3 (m).
+ Hdct : y:
 
1 1 1 1
: : 6 0.6 0.75
8 10 8 10
ct
H B m
   
     
   
   
 0,7m
+ Hr : chiều cao ray và đệm. Sơ bộ lấy 0.2m
Chiều cao của phần cột tính từ mặt móng đến mặt trên của vai cột:
Hd = H – Ht = 9.4 – 2.3 = 7,1(m).
2. Theo phương ngang:
Coi trục định vị trùng với mép ngoài của cột ( a=0 ). Khoảng cách từ trục
định vị đến trục ray cầu trục.
1
24 22.5
0.75
2 2
K
L L
L m
 
  
- Chiều cao tiết diện cột trên chọn theo yêu cầu độ cứng:
 
9.4
1 1 1 1
0.63 0,47
15 20 15 20
h H m
   
   
   
     
=> Chọn h = 0,4m = 400mm
-Kiểm tra khe hở giữa cầu trục và cột khung:
z= L1 – h = 0.75 – 0.4 = 0.35 > zmin = 0.18 m
Theo các điều kiện cấu tạo và ổn định cục bộ chọn được kích thướt tiết
diện cột.

Trang | 3
tw = (
1
70
÷
1
100
)ℎ = (
1
70
÷
1
100
)0.5 = ( 0.007 ÷ 0.005)
 Chọn tw = 0.8 cm
bf = ( 0.3 ÷ 0.5 )ℎ =( 0.3 ÷ 0.5 )50 = (16.67 ÷ 25)
 Chọn bf = 25 cm
tf ≥ 𝑏𝑓√
𝑓
𝐸
= 25√
21
21×103
=0.8
 Chọn 1cm
-Giả thuyết xà ngang có kích thước:
+ Đầu xà: h =400mm, b = 250mm, tw = 8mm, tf = 10mm
+Giữa xà: h = 250mm, b = 250m, tw 8mm, tf = 10mm
Các kích thước chính của khung ngang
3. Sơ đồ tính khung ngang:
- Do sức nâng cầu trục không lớn nên chọn phương án cột tiết diện không
đổi, với độ cứng là I1. Vì nhịp khung là 24 m nên chọn phương án xà ngang
có tiết diện thay đổi hình nêm, dự kiến vị trí thay đổi tiết diện các đầu xà 4
m. Với đoạn xà dài 4 m, độ cứng ở đầu và cuối xà là I1 và I2 tương ứng (giả
thiết độ cứng của xà và cột tại chỗ liên kết xà - cột như nhau). Với đoạn xà
7100
2300
9400
+9.400
+7.100
+0.000
Q=12.5 T
+12.000
10%
750 22500 750
24000

Trang | 4
dài 8 m, độ cứng ở đầu và cuối xà giả thiết bằng I2 (tiết diện không đổi). Giả
thiết sơ bộ tỷ số độ cứng I1/I2 = 2.818 (tức là tiết diện của các cấu kiện xà
và cột tiết diện được khai báo trong phần mềm SAP2000 chính là các tiết
diện được chọn ở phần ví dụ tính toán). Do nhà có cầu trục nên chọn kiểu
liên kết giữa cột khung với móng là ngàm tại mặt móng ( cốt ±0.000). Liên
kết giữa cột với xà ngang và liên kết tại đỉnh xà ngang là cứng. Trục cột
khung lấy cách trục định vị một khoảng 250mm và để đơn giản hóa tính
toán và thiên về an toàn. Sơ đồ tính khung ngang như hình.
4. Thiết kế xà gồ.
- Chọn xà gồ Z20015 trong catalouge hãng BHP như hình dưới đây:

Trang | 5
4.1. Trọng lượng bản thân xà gồ.
- Trọng lượng bản thân xà gồ, sơ đồ tính toán xà gồ:

Trang | 6
+ Tải trọng tiêu chuẩn:
g tc
y−xg= gxg × cos α = 4.44 × cos 5.7110 = 4.178(kG/m) = 4.178×10-2
(kN/m)
g tc
x−xg= gxg × sin α = 4.44 × sin 5.7110 = 0.442(kG/m) = 0.442×10-2
(kN/m)
+ Tải trọng tính toán:
g tt
y−xg= n × g tc
y−xg= 1.1 × 4.178×10-2 = 4.59×10-2
(kN/m)
gtt
x−xg= n × gtc
x−xg= 1.1 × 0.442×10-2 = 0.49×10-2
(kN/m)
4.2. Tải trọng bản thân tole truyền vào:
+ Tải trọng tiêu chuẩn:
qtc
tole= a × gtc
tole= 1.5 × 4.5×10-2
= 6.75×10-2
(kN/m)
qtc
y−tole= qtc
tole× cos α = 6.75×10-2
× cos 5.7110 = 6.72×10-2
(kN/m)
qtc
x−tole= qtc
tole× sin α = 6.75×10-2
× sin 5.7110 = 0.67×10-2
(kN/m)
+ Tải trọng tính toán:
qtt
y−tole= n × qtc
y−tole=1.1×6.72×10-2
= 7.392×10-2
(kN/m)
qtt
x−tole= n × qtc
x−tole=1.1×0.67×10-2 = 0.737×10-2 (kN/m)
4.3. Tải trọng gió:
qtc
gió= W0 × k × c = 1.1 × 1.145 × (−0.7) = −0.88(kN/m2
)
qtt
gió= n × qtc
gió= −1.2 × 0.88 = −1.056(kN/m2
)
4.4. Hoạt tải
- Hoạt tải tiêu chuẩn của mái lấy bằng 30 (kG/m2) với hệ số vượt tải n=1.3,
được phân tích thành 2 thành phần lực px
mái và py
mái như hình vẽ:

Trang | 7
p tt
y-mái= ptt
y-tole= 38.81×10-2
(kN/m2
)
ptt
x-mái= ptt
x-tole= 3.88×10-2
(kN/m2
)
4.5. Thiết kế xà gồ.
- Sơ đồ tính: tính toán như dầm đơn giản
- Xét đến 2 trường hợp tổ hợp gây bất lợi nhất cho xà gồ
❖ Tổ hợp 1 = Tĩnh tải + tải trọng gió
a. Kiểm tra điều kiện bền.
qtt
y=(qtt
y-tole+gtt
y-xg)+a×qtt
gió=(7.392×10-2+4.59×10-2)-1.5×1.056=
1.46(kN/m)
qtt
x= qtt
x-tole+gtt
x-xg= 0.737×10-2+0.49×10-2=1.207×10-2
(kN/m)
- Nội lực:
 
2 2
1.46 6
6.57
8 8
tt
y
x
q B
M kNm
 
  
 
2 2 2
1.207 10 6
0.054
8 8
tt
x
x
q B
M kNm

  
  
- Điều kiện bền:
 
6 6
max
6.57 10 0.054 10
194
W W 38187 2493
y
x
x y
M
M
MPa

 
    
   
max
450
194 0.9 386
1.05
y
yc c
m
f
MPa f MPa
 

      
Trong đó:

Trang | 8
 
6
3
3.876 10
W 38187
/ 2 203/ 2
x
x
I
mm
h

   : momen chống uốn theo phương x
 
6
3
0.253 10
W 2493
/ 2 203/ 2
y
x
I
mm
h

   : momen chống uốn theo phương y
fy = 450(MPa) là giới hạn chảy của thép Z20015
=> Thỏa điều kiện bền.
b. Kiểm tra điều kiện biến dạng
qtc
y=(qtc
y-tole+gtc
y-xg)+a×qtc
gió=(6.72×10-2
+4.178×10-2
)-1.5×0.88=
1.21(kN/m)
qtc
x=qtc
x-tole+gtc
x-xg= 0.67×10-2+0.442×10-2=1.112×10-2
(kN/m)
2 2
2 3 3
2
5 5
384 384
tc tc
y x
y
x
x y
q B q B
B B B EI EI
   
 

 

  
   
     
 
     
       
2 2
3 2 3
8 6 8 6
5 1.21 6 5 1.112 10 6
384 2.1 10 3.876 10 384 2.1 10 0.253 10

 
   
  
   
   
     
   
3 1 1
4.22 10
234 150
B
 
 
    
 
 
 Thỏa điều kiện biến dạng
❖ Tổ hợp 2 = Tĩnh tải + hoạt tải mái
qtt
y=(qtt
y-tole+gtt
y-xg)+a×ptt
y-mái
=(7.392×10-2+4.59×10-2
)+1.5×38.81×10-2
=0.71(kN/m)
qtt
x=(qtt
x-tole+gtt
x-xg)+a×ptt
x-mái
=(0.737×10-2+0.49×10-2
)+1.5×3.88×10-2
=0.07(kN/m)
a. Kiểm tra điều kiện bền
 
2 2
0.71 6
3.195
8 8
tt
y
x
q B
M kNm
 
  
 
2 2
0.07 6
0.315
8 8
tt
x
x
q B
M kNm
 
  
- Điều kiện bền:
 
6 6
max
3.195 10 0.315 10
210
W W 38187 2493
y
x
x y
M
M
MPa

 
    
σmax = 210 (MPa) < fγc = 386(MPa)

Trang | 9
 Thỏa điều kiện bền
b. Kiểm tra điều kiện biến dạng
- Đối với điều kiện biến dạng, dùng tải trọng tiêu chuẩn để kiểm tra
qtc
y=(qtc
y-tole+gtc
y-xg)+a×qtc
gió
=(6.72×10-2
+4.178×10-2
)+1.5×30×cos5.7110
×10-2
= 0.56 (kN/m)
qtc
x=(qtc
x-tole+gtc
x-xg)+a×ptc
x-mái=(0.737×10-2
+0.49×10-
2
)+1.5x30xsin5.7110
×10-2
=0.06(kN/m)
2 2
2 3 3
2
5 5
384 384
tc tc
y x
y
x
x y
q B q B
B B B EI EI
   
 

 

  
   
     
 
     
       
2 2
3 3
8 6 8 6
5 0.56 6 5 0.06 6
384 2.1 10 3.876 10 384 2.1 10 0.253 10
 
   
 
   
   
     
   
3 1 1
3.72 10
269 150
B
 
 
    
 
 
 Thỏa điều kiện biến dạng
III. Tải trọng tác dụng lên khung ngang.
1. Tải trọng thường xuyên (tĩnh tải).
- Độ dốc mái i=10%, suy ra: 0
5.71 ,sin 0.099,cos 0.995
  
  
Tải trọng thường xuyên ( tĩnh tãi ) tác dụng lên khung ngang bao gồm
trọng lượng của các lớp mái, trọng lượng bản thân xà gồ, trọng lượng bản
thân khung ngang và dầm cầu trục.
Trọng lượng bản thân các tấm lợp, lớp cách nhiệt và xà gồ mái lấy 0.15
kN/m2
. Trọng lượng bản thân xà ngang chọn sơ bộ 1 kN/m. Tổng tĩnh tải
phân bố tác dụng lên xà ngang.
1.1 0.15 6
1.05 1 2.05
0.995
 
   kN/m
Trọng lượng bản thân của tôn tường và xà gồ tường lấy tương tự như với
mái là 0.15 kN/m2
. Quy thành tải tập trung đăth tại đỉnh cột:
1.1x0.15x6x9.4 = 9.31 ( kN )
Trọng lượng bản thân dầm cầu trục chọn sơ bộ là 1 kN/m. Quy thành tải
tập trung và mô men lệch tâm đặt tại cao trình vai cột:

Trang | 10
1.05x1x6=6.3 ( kN )
6.3x(L1–0.5xh)= 6.3x(0.75-0.5x0.7) =4.1 ( kNm)
2. Hoạt tải mái
Theo TCVN 2737-1995 [2], trị số tiêu chuẩn của hoạt tải thi công hoặc sửa
chữa mái (mái lợp tôn) là 0,3 kN/m2
, hệ số vượt tải là 1,3.
Quy đổi về tải trọng phân bố đều trên xà ngang:
1,3.0,3.6
2,35( / )
0,995
kN m


Trang | 11
Hoạt tải mái trái
Hoạt tải mái phải
3. Hoạt tải cầu trục
Theo bảng II.3 phụ lục, các thông số cầu trục sức nâng 12.5 tấn như sau:

Trang | 12
Nhịp
Lk
(m)
Ch.cao
gabarit
Hk
(mm
Khoảng
cách
Zmin
(mm)
Bề
rộng
gebarit
Bk
(mm)
Bề
rộng
đáy Kk
(mm)
T.lượng
cầu trục
G (T)
T.lượng
xe con
Gxe (T)
Áp lực
Pmax
(kN)
Áp lực
pmin
(kN)
22.5 1090 180 3900 3200 9.94 0.803 87.7 24.5
Tải trọng cầu trục tác dụng lên khung ngang bao gồm áp lực đứng và lực
hãm ngang xác định như sau:
3.1. Áp lực đứng của cầu trục
Tải trọng thẳng đứng của bánh xe cầu trục tác dụng lên cột thông qua
dầm cầu trục được xác định bằng cách dùng đường ảnh hưởng phản lực
gối tựa của dầm và xếp các bánh xe của 2 cầu trục sát nhau vào vị trí bất
lợi nhất, xác định được các tung độ yi của đường ảnh hưởng, từ đó xác
định được áp lực thẳng đứng lớn nhất và nhỏ nhất của các bánh xe cầu
trục lên cột:
=> ∑yi = 0,35 + 0.883 + 1 + 0.467 = 2.7
-Áp lực lớn nhất và áp lực bé nhất của cần trục tác dụng lên vai cột:
Dmax = nc p∑ 𝑃maxyi = 0.85 × 1.1 × 87.7 × 2.7 = 221.4 kN
Dmin = nc p∑ 𝑃minyi = 0.85 × 1.1 × 24.5 × 2.7 = 61.9 kN
Các lực Dmax và Dmin thông qua ray và dầm cầu trục sẽ truyền vào vai cột,
do đó sẽ lệch tâm so với trục cột là e = L1 – 0,5.h = ( 0,75 – 0,5.0,7 ) = 0,4
m.
Trị số của các momen lệch tâm tương ứng:
Mmax = Dmax.e = 221.4 × 0,4 = 88.56 (kNm)
Mmin = Dmin.e = 61.9 × 0,4 = 24.76 (kNm)

Trang | 13
Đường ảnh hưởng để xác định Dmax, Dmin
Dmax lên cột trái
6000 6000
p p p p
CT-1
CT-2
1.00
0.467
0.883
0.350
3900
3900
2100 3200 700 3200 2800

Trang | 14
Dmax lên cột phải
3.2. Lực hãm xe con:
- Sử dụng công thức: 1
c
c i
T nn T y
 
Với : + 1
c
T : lực ngang tiêu chuẩn của một bánh xe cầu trục do hãm
   
1
0
0.05 0.05 125 8.03
3.3
2
XC
c Q G
T kN
n
  
  
- Vậy lực hãm của xe con là:
T = nc γb ∑ 𝑇1yi = 0,85 x 1,1 x 3.3 x 2.7= 8.33 kN
- Lực hãm ngang của toàn cầu trục truyền lên cột đặt vào cao trình dầm hãm (giả
thiết cách vai cột 0,7m
Lực hãm lên cột trái

Trang | 15
Lực hãm lên cột phải
4. Tải trọng gió
-Tải trọng gió tác dụng vào khung ngang gồm hai thành phần là gió tác dụng
vào cột và gió tác dụng trên mái.
-Yêu cầu đề bài: công trình thuộc vùng gió II-a có W0 = 0,95 – 0,12 = 0,83 kN/m2
( vùng gió II-a được giảm đi 0,12 kN/m2
), công trình thuộc địa hình B tương đối
trống trải.
-Tải trọng gió được tính theo công thức: 0 H
W n c k W B 
     
- n: hệ số vượt tải của tải trọng gió n = 1,2
- c: hệ số khí động, phụ thuộc vào hình dạng nhà
- W0: áp lực gió tiêu chuẩn, W0 = 0,83 kN/m2
do công trình thuộc vùng gió II-a.
- B : bước cột 6m
- k: hệ số thay đổi áp lực gió theo độ cao, phụ thuộc vào dạng địa hình.
Địa hình B: z = H = 10.6m => k = 1 tra bảng III.2 trang 90 nội suy (Giáo trình
thiết kế khung thép nhà công nghiệp một tầng, một nhịp).
Căn cứ vào hình dạng mặt bằng nhà và góc dốc của mái, các hệ số khí động có
thể xác định theo sơ đồ 1 bảng III.3 trang 91 Giáo trình thiết kế khung thép nhà
công nghiệp một tầng, một nhịp. Nội suy ta có:
ce1=-0.41 ; ce2 =-0.4 ; ce3 = -0.5
Bảng: Áp lực gió từ trái sang

Trang | 16
Vị trí Hệ số k Hệ số khí
động c
Q=n×c×k×W0×B(kN/m)
1 1 +0,8 4.78
2 1 -0,41 -2.45
3 1 -0,4 -2,39
4 1 -0,5 -2.99
Bảng: Áp lực gió từ phải sang
Vị trí Hệ số k Hệ số khí
động c
Q=n×c×k×W0×B(kN/m)
1 1 -0,5 -2.99
2 1 -0,4 -2,39
3 1 -0,41 -2.45
4 1 +0,8 4,78
Sơ đồ xác định hệ số khí động

Trang | 17
Gió từ trái sang
Gió từ phải sang

Trang | 18
IV. XÁC ĐỊNH NỘI LỰC
Nội lực trong khung ngang được xác định với từng trường hợp chất tải bằng
phần mềm SAP2000 hoặc Etabs. Kết quả tính toán được thể hiện dưới dạng các
biểu đồ và bảng thống kê nội lực. Dấu của nội lực lấy theo quy định chung
trong sức bền vật liệu.
Quy ước chiều dương của nội lực theo SBVL
- Dưới đây là thể hiện hình dạng biểu đồ nội lực cho khung với các trường
hợp chất tải. Đơn vị tính là kN, kNm.
(M)

Trang | 19
(N)
(V)
Nội lực do tĩnh tải

Trang | 20
(M)
(N)

Trang | 21
(V)
Nội lực do hoạt tải chất cả mái
(M)

Trang | 22
(N)
(V)
Nội lực do hoạt tải mái nửa trái

Trang | 23
(M)
(N)

Trang | 24
(V)
Nội lực do hoạt tải mái nửa phải
(M)

Trang | 25
(N)
(V)
Nội lực do gió trái

Trang | 26
(M)
(N)

Trang | 27
(V)
Nội lực do gió phải
(M)

Trang | 28
(N)
(V)
Nội lực do áp lực đứng của cầu trục lên cột trái

Trang | 29
(M)
(N)

Trang | 30
(V)
Nội lực do áp lực đứng của cầu trục lên cột phải
(M)

Trang | 31
(N)
(V)
Nội lực do lực hãm ngang của cầu trục lên cột trái

Trang | 32
(M)
(N)

Trang | 33
(V)
Nội lực do lực hãm ngang của cầu trục lên cột phải
V. Tổ hợp nội lực và xác định nội lực thiết kế
1. Tính nội lực: ( tính nội lực bằng phần mềm SAP2000...)
2. Tổ hợp nội lực:
Sau khi tính toán nội lực khung với từng loại tải trọng, tiến hành tổ hợp để
xác định các nội lực nguy hiểm nhât tính toán.
Tổ hợp cơ bản bao gồm: Tổ hợp cơ bản 1 ( gồm tĩnh tãi và một hoạt tải);
Tổ hợp cơ bản 2 ( gồm tĩnh tải và nhiều hoạt tải với hệ số 0.9).
Các nguyên tác khi tổ hợp tải trọng:
+ Tĩnh tải được kể đến trong mọi trường hợp, không kể dấu thế nào.
+ Không thể xét đồng thời Dmax có ở hai cột, cũng như lực hãm ngang
Tmax và gió trái, gió phải.
+ Lực hãm ngang Tmax có thể đặt vào cột có Dmax hoặc Dmin. Lực Tmax
có thể thay đổi chiều nên các trị số nội lực sẽ mang dấu ( ). Do vậy, khi đã
xét đến lực Dmax thì luôn luôn cộng thêm tải trọng Tmax vì trị số momen
luôn tăng thêm.
3. Bảng thống kê tổ hợp nội lực:

Trang | 34
Mô hình SAP

Trang | 35
Trái Phải
HT cả
mái
Trái Phải
Dmax
trái
Dmax
phải
T trái T phải
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
M 61.1488 67.5269 45.8603 67.5269 -240.583 39.166 0.8452 38.2049 29.6678 -20.6018
N -48.254 -22.264 -6.077 -28.341 32.187 26.593 -220.298 -63.002 -0.613 0.613
V -16.936 -9.254 -9.254 -18.507 66.143 -6.823 -7.506 -7.506 -5.515 2.815
M -59.0992 -44.0333 -19.8397 -63.8731 94.9952 52.5288 -52.4442 -15.0846 -9.4872 -0.6138
N -43.325 -22.264 -6.077 -28.341 32.187 26.593 -220.298 -63.002 -0.613 0.613
V -16.936 -9.254 -9.254 -18.507 28.339 10.54 -7.506 -7.506 -5.515 2.815
M -54.9992 -44.0333 -19.8397 -63.8731 94.9952 52.5288 36.1158 9.6754 -9.4872 -0.6138
N -37.025 -22.264 -6.077 -28.341 32.187 26.593 1.102 -1.102 -0.613 0.613
V -16.936 -9.254 -9.254 -18.507 28.339 10.54 -7.506 -7.506 -5.515 2.815
M -93.9528 -65.3164 -41.1228 -106.439 145.9508 83.0983 18.8531 -7.5873 -8.8432 5.8612
N -35.428 -22.264 -6.077 -28.341 32.187 26.593 1.102 -1.102 -0.613 0.613
V -16.936 -9.254 -9.254 -18.507 15.957 16.029 -7.506 -7.506 2.815 2.815
M -93.9528 -65.3164 -41.1228 -106.439 145.9508 83.0983 18.8531 -7.5873 -8.8432 5.8612
N -19.451 -11.423 -9.812 -21.235 19.08 18.595 -7.359 -7.578 2.74 2.862
V -24.303 -21.232 -5.126 -26.358 30.44 24.866 1.843 -0.349 -0.89 0.33
M -16.4578 1.1426 -20.5158 -19.3732 43.3299 2.3978 11.4441 -6.1828 -5.2664 4.5366
N -18.492 -10.483 -9.812 -20.295 19.08 18.595 -7.359 -7.578 2.74 2.862
V -14.715 -11.832 -5.126 -16.958 20.616 15.284 1.843 -0.349 -0.89 0.33
M -16.4578 1.1426 -20.5158 -19.3732 43.3299 2.3978 11.4441 -6.1828 -5.2664 4.5366
N -18.492 -10.483 -9.812 -20.295 19.08 18.595 -7.359 -7.578 2.74 2.862
V -14.715 -11.832 -5.126 -16.958 20.616 15.284 1.843 -0.349 -0.89 0.33
M 35.9203 20.6981 20.6981 41.3962 -43.4376 -43.4376 -3.3738 -3.3738 1.8873 1.8873
N -16.852 -8.603 -9.812 -18.415 19.08 18.595 -7.359 -7.578 2.74 2.862
V 1.685 6.968 -5.126 1.842 0.968 -3.881 1.843 -0.349 -0.89 0.33
Xà 8m
Đầu xà
Cuối xà
Cột
Chân cột
Dưới vai
Trên vai
Đỉnh cột
Xà 4m
Đầu xà
Cuối xà
Cấu kiện Tiết diện Nội l;ực
Phương án chất tải ( Đơn vị tính kN, kN.m)
Tĩnh tải
Hoạt tải mái Gió Hoạt tải cầu trục

Trang | 36
Mmax ,
N tư
Mmin ,
N tư
Nmax ,
M tư
Mmax ,
N tư
Mmin,
N tư
Nmax ,
M tư
11 12 13 14 15 16
1.2 1.5 1.7.9
1.4.6.8.1
0+
1.5.7.9- 1.4.7.9-
M 128.676 -179.43 32.3262 210.098 -181.32 95.9827
N -70.518 -16.067 -269.17 -105.98 -218.11 -272.58
V -26.19 49.207 -29.957 -43.955 30.8738 -45.311
1.5 1.4 1.7.9
1.5.8.10
+
1.4.7.9- 1.4.7.9-
M 35.896 -122.97 -121.03 13.3728 -172.32 -172.32
N -11.138 -71.666 -264.24 -70.507 -267.65 -267.65
V 11.403 -35.443 -29.957 4.3472 -45.311 -45.311
1.5 1.4 1.4 1.5.7.9+ 1.4.8.10- 1.4.8.10-
M 39.996 -118.87 -118.87 71.5392 -104.33 -104.33
N -4.838 -65.366 -65.366 -6.5132 -64.075 -64.075
V 11.403 -35.443 -35.443 6.7772 -42.881 -42.881
1.5 1.4 1.4 1.5.7.9+ 1.4.8.10- 1.4.8.10-
M 51.998 -200.39 -200.39 62.3296 -201.85 -201.85
N -3.241 -63.769 -63.769 -4.9162 -62.478 -62.478
V -0.979 -35.443 -35.443 -6.7966 -42.881 -42.881
1.5 1.4 1.4 1.5.7.9+ 1.4.8.10- 1.4.8.10-
M 51.998 -200.39 -200.39 62.3296 -201.85 -201.85
N -0.371 -40.686 -40.686 -6.4361 -47.959 -47.959
V 6.137 -50.661 -50.661 5.5527 -48.636 -48.636
1.5 1.3 1.4 1.5.7.9+ 1.4.8.10- 1.4.8.10-
M 26.8721 -36.974 -35.831 37.5786 -43.541 -43.541
N 0.588 -28.304 -38.787 -5.4771 -46.154 -46.154
V 5.901 -19.841 -31.673 6.2991 -30.588 -30.588
1.5 1.3 1.4 1.5.7.9+ 1.4.8.10- 1.4.8.10-
M 26.8721 -36.974 -35.831 37.5786 -43.541 -43.541
N 0.588 -28.304 -5.4771 -46.154 -46.154
V 5.901 -19.841 -31.673 6.2991 -30.588 -30.588
1.4 1.5 1.4 1.4.7.9+ 1.5.7.9- 1.4.8.10-
M 77.3165 -7.5173 77.3165 71.839 -7.9085 68.4419
N -35.267 2.228 -35.267 -37.583 -8.7691 -42.822
V 3.527 2.653 3.527 5.8025 3.4139 2.7317
Xà 8m
Đầu xà
Cuối xà
Tổ hợp nội lực
Tổ hợp cơ bản 1 Tổ hợp cơ bản 2
Chân cột
Dưới vai
Trên vai
Đỉnh cột
Xà 4m
Đầu xà
Cuối xà
Cấu kiện Tiết diện Nội l;ực
Cột

Trang | 37
VI.THIẾT KẾ TIẾT DIỆN CẤU KIỆN.
1. Thiết kế tiết diện cột.
1.1. Xác định chiều dài tính toán
Chọn phương án cột tiết diện không đổi. Với tỷ số độ cứng của xà và
cột đã giả thiết là bằng nhau, ta có:
𝑛 = (
𝐼𝑥𝑎
𝐿
) ÷ (
𝐼𝑐𝑜𝑡
𝐻
) = 1 ×
9.4
24
=0.392
Ta có:
𝜇 = √
𝑛+0.56
𝑛+0.14
=√
0.392+0.56
0.392+0.14
=1.338
Vậy chiều dài tính toán trong mặt phẳng khung của cột xác định theo
công thức:
𝑙𝑥 = 𝜇 × 𝐻 =1.338 × 9.4 =12.58
Chiều dài tính toán của cột theo phương ngoài mặt phẳng khung (ly)
lấy bằng khoảng cách giữa các điểm cố định không cho cột chuyển vị
theo phương dọc nhà (dầm cầu trục, giằng cột, xà ngang...). Giả thiết bố
trí giằng cột dọc nhà bằng thép hình chữ C tại cao trình +3.500, tức là
khoảng giữa phần cột tính từ mặt móng đến dầm hãm, nên ly = 3.5m.
1.2. Chọn và kiểm tra tiết diện.
Từ bảng tổ hợp nội lực chọn cặp nội lực tính toán.
M = 95.9827
N=-272.58
V= -45.311
Đây là cặp nội lực tại tiết diện chân cột, trong tổ hợp nôi lực do các
trường hợp tải trọng 1,4,7,9 gây ra.
Chiều cao tiết diện cột chọn từ điều kiện cứng:
ℎ = (
1
15
÷
1
20
𝐻) = (0.63 ÷ 0.47)𝑚
 Chọn h=0.4m=40cm
Bề rộng tiết diện cột chọn theo các điều kiện cấu tạo và độ cứng:

Trang | 38
𝑏𝑓 = (0.3 ÷ 0.5)ℎ = (15 ÷ 25)𝑐𝑚
𝑏𝑓 = (
1
20
÷
1
30
) 𝑙𝑦 = (17.5 ÷ 11.7)𝑐𝑚
 Chọn bf = 25cm
Diện tích tiết diện cần thiết của cột xác định sơ bộ theo:
𝐴𝑦𝑐 =
272.58
21.1
[1.25 + (2.2 ÷ 2.8)
95.9827 × 102
272.58 × 40
] = (41.36 ÷ 48.22)
Bề dày bản bụng:
𝑡𝑤 = (
1
70
÷
1
100
) ℎ ≥ 0.6𝑐𝑚
 Chọn tw = 0.8 cm
+ Bản cánh: (1 x 25)cm
+ Bản bụng: (0.8 x 38)cm
Tính các đặc trưng hình học của tiết diện đã chọn:
𝐴 = 0.8 × 38 + 2 × (1 × 25) = 80.4 𝑐𝑚2
𝐼𝑥 =
25×403
12
− 2 × [
0.5×(25−0.8)×383
12
] = 22675 𝑐𝑚4
𝐼𝑦 =
0.83×38
12
+ 2 ×
1×253
12
= 2605 𝑐𝑚4
𝑖𝑥 = √
22675
80.4
= 16.8 𝑐𝑚
𝜆𝑥 =
𝑙𝑥
𝑖𝑥
=
12.58×102
16.8
= 75 < [𝜆] = 120
4
21
75 2.37
2.1 10
x x
f
E
 
  

3
22675x2
W 1134
40
x cm
 
2605
5.7
80.4
y
i cm
 
 
2
3.5x10
61.4 120
5.7
y
y
y
l
i
 
    

Trang | 39
4
21
61.4 1.94
2.1 10
y y
f
E
 
  

2
95.9827 10 80.4
2.5
W 272.58 1134
x
x
M A x
m
N
  
Tra bảng IV.5 phụ lục- với loại tiết diện số 5, ta có:
Với: Af/Aw = 0,5
(1.75 0.1 ) 0.02(5 ) (1.75 0.1x2.5) 0.02(5 2.5) 2.37 1.38
m m x
 
        
Với: Af/Aw ≥1:
(1.9 0.1 ) 0.02(6 ) (1.9 0.1x2.5) 0.02(6 2.5) 2.37 1.48
m m x
 
        
Với
𝐴𝑓
𝐴𝑤
= 0.822 nội suy có 𝜂 = 1.44
Từ đó me = 𝜂mx =1.44x2.5=3.6< 20 => Không cần kiểm tra bền.
Với 2.37
x
  và me = 3.6, tra bảng IV.3 phụ lục, nội suy có 𝜙𝑒 =0.263.
Điều kiện ổn định tổng thể của cột trong mặt phẳng khung được kiểm tra
theo công thức:
272.58
11.72
0.263x88.4
x
e
N
A


   (kN/cm2
) < f𝛾𝑐 = 21 (kN/cm2
)
Để kiểm tra ổn định tổng thể của cột theo phương ngoài mặt phẳng khung cần
tính trị số momen ở 1/3 chiều cao của cột dưới kể từ phía có momen lớn hơn. Vì
cặp nội lực dung để tính toán cột là tại tiết diện dưới vai cột và do các trường
hợp tải trọng (1,4,7,9) gây ra nên trị số của momen uốn tại tiết diện chân cột
tương ứng là:
61.1488+( 67.5269+0.8452+29.6678)x0.9= 149.38 (kNm)
Vậy trị số của moment tại 1/3 chiều cao cột dưới, kể từ tiết diện vai cột:
   
 
 
1
149.38 ( ) 113.78
95.9872 95
3
.9872
M kNm
Do đó:   
95.9872
' ax( ; ) ax(113.78; ) 113.78
2 2
M
M m M m (kNm)
Tính độ lệt tương đối theo M’:

Trang | 40
  
2
' 113.78x10 80.4
2.96
W 272.58 1134
x
x
M A
m
N
Do mx = 2.96 <5 nên ta có:
1 x
c
m




Ở trên = 1:
vì
4
2.1x10
3.14 3.14 99
21
c y
E
F
 
   
= 0.65+0.05mx= 0.65+0.05x2.96=0.798
Từ đó:
1
0.297
1 1 0.798x2.96
x
c
m


  
 
Với y = 61.4 tra bảng, nội suy có y= 0.815
Do vậy điều kiện ổn định tổng thể của cột theo phương ngoài mặt phẳng được
kiểm tra theo công thức :
 

    
2 2
272.58
14.01( / ) 21( / )
0.297x0.815x80.4
y c
N
kN cm f kN cm
c A
Điều kiện ổn định cục bộ của các bản cánh và bản bụng cột được kiểm tra theo
các công thức:
 

     
 
 
4
0 0
0.5x(25 0.8) 2.1x10
12.1 (0.36 0.1x2.37) 18.88
1 21
f f
b b
t t
Ở trên, vì 0.8<  2.37
x <4 nên
 
 
 
0
f
b
t
được xác định theo công thức

 
0
(0.36 0.1 )
f
b E
t f
Với bản bụng cột: do mx= 2.5 > 1;   2.37
x >2 và khả năng chịu lực của cột
được quyết định bởi điều kiện ổn định tổng thể trong mặt phẳng uốn ( do x >
y ) nên theo bảng ta có:
4
w
w
2.1x10
(1.2 0.35 ) (1.2 0.35x2.37) 64.1.
21
x
h E
x
t F

 
    
 
 
Ta có:

Trang | 41
4
w
w
38 2.1x10
47.5 3.1x 98
0.8 21
h
t
   
4
w
w
38 2.1x10
47.5 2.3x 73
0.8 21
h
t
    => Không phải đặt vách cứng.
Ta có:
w w
w w
47.5 64.1
h h
t t
 
  
 
 
 Do vậy, bản bụng cột không bị mất ổn định cục bộ.
Tiết diện cột
DEAD LinStatic -0.008342 -0.000242 0.003445
HTTM LinStatic -0.009523 -0.000158 0.003841
HTMT LinStatic 0.006462 -0.000124 0.004308
HTMP LinStatic -0.015985 -0.000034 -0.000468
GT LinStatic 0.03875 0.000179 0.001587
GP LinStatic -0.003309 0.000148 -0.008527
DMAXT LinStatic 0.015843 -0.000925 0.002519
DMAXP LinStatic -0.015276 -0.000266 -0.001774
TMAXT LinStatic -0.011762 -0.000003411 -0.000964
TMAXP LinStatic 0.011033 0.000003411 0.001455

Trang | 42
Chuyển vị ngang lớn nhất ở đỉnh cột từ kết quả tính toán bằng phần mềm SAP
2000 trong tổ hợp tĩnh tải và tải trọng gió tiêu chuẩn
x =0.032292 -0.007584= 0.024708
0.024708
9.4 0
1
0.002629
30
x
H


 
 Vậy tiết diện cột đã chọn là đạt yêu cầu.
2.Thiết kế tiết diện xà ngang.
a. Đoạn xà dài 4m(tiết diện thay đổi)
Từ bảng tổ hợp nội lực nội lực chọn cặp nội lực tính toán.
M= -201.85
N= -47.96
V= -48.64
Đây là cặp nội lực tại tiết diện đầu xà, trong tổ hợp nôi lực do các trường hợp tải
trọng 1,4.8,10 gây ra.
Mômen chống uốn cần thiết của tiết diện xà ngang xác định theo công thức:
2
3
201.85x10
W 961.19( )
21x1
yc
x
c
M
cm
f 
  
Chọn sơ bộ bề dày bản bụng là 0.8 cm. Chiều cao của tiết diện xà xác định từ
điều kiện tối ưu về chi phí vật liệu theo công thức sau:
961.19
(1,15 1.2) (39.86 41.59)
0.8
h x
   
 Chọn h= 40 cm
Kiểm tra lại bề dày bản bụng từ điều kiện chịu cắt:
w
3 48.64
0.8 0.152
2 40x12x1
t cm x
  
Diện tích tiết diện cần thiết của bản cánh xà ngang xác định theo công thức:
   
3
2
2
40 0.8x38 2
961.19x 20.47
2 12 39
yc
yc
f f f
A b t cm
 
   
 
 

Trang | 43
Theo yêu cầu về cấu tạo và ổn định cục bộ, kích thước tiết diện của bản cánh
được chọn là: tf = 1 cm; bf = 25 cm.
Tiết diện xà 4 m
Tính lại đặc trưng hình học:
A= 0.8x38+2(1x25)= 80.4 (cm2
)
 
3 3
4
25 40 0.5x(25 0.8)38
2x 22675
12 12
x
x
I cm
 

  
 
 
 
3
22675 2
W 1134
40
x
x
cm
 
2
201.85x10 80.4
29.84
W 47.96 1134
x
x
M A
m
N
  
Do mx = 29.84 > 20 => me = η.mx >20 (vì η ≥ 1) nên tiết diện xà ngang được
tính toán kiểm tra theo điều kiện bền:
   
2
2 2
47.96 201.85 10
18.4 21
W 80.4 1134
x c
n xn
N M x
kN cm f kN cm
A
 
      
Tại tiết diện đầu xà có momen uốn uốn và lực cắt cùng tác dụng nên cần kiểm
tra ứng suất tương đương tại chỗ tiếp xúc giữa bản cánh và bản bụng theo công
thức:
2 2
d 1 1
3 1.15
t c
f
   
  

Trang | 44
Trong đó:
 
2
2
w
1
201.85x10 38
16.91
W 1134 40
x
h
M
x kN cm
h
   
2
1
w
S 48.64 488
1.31( / )
22675 0.8
f
V x
kN cm
It x
   
Ở trên: Sf – momen tĩnh của một cánh dầm đối với trục trung hòa x-x:
     
3
25x1 40 1 / 2 488
f
S x cm
  
Vậy:
 
2 2 2
d 16.91 3x1.31 17.06 1.15 1.15x21x1 24.15 /
t c
f kN cm
 
     
Kiểm tra ổn định cục bộ của bản cánh và bản bụng:
  4
0
0.5x 24 0.8 1 1 2.1x10
11.6 15.8
1 2 2 21
f
b E
t F

    
4
w
w
38 2.1x10
47.5 5.5 5.5 174
0.8 21
h E
t F
    
=> Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp và
ứng suất tiếp (không phải kiểm tra các ô bụng).
4
w
w
38 2.1x10
47.5 3.2 3.2 101
0.8 21
h E
t F
    
=> Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất tiếp
(không phải đặt sườn cứng ngang).
4
w
w
38 2.1x10
47.5 2.5 2.5 79
0.8 21
h E
t F
    
=> Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất pháp và
ứng suất tiếp (không phải kiểm tra các ô bụng).
Vậy tiết diện xà đã chọn là đạt yêu cầu. Tỷ số độ cứng của tiết diện xà (ở chỗ
tiếp giáp với cột) và cột đã chọn phù hợp với giả thiết ban đầu là bằng nhau.
b. Đoạn xà dài 8m(tiết diện không thay đổi)
Từ bảng tổ hợp nội lực chọn cặp nội lực tính toán:

Trang | 45
M= 77.3165
N= -35.267
V= 3.527
Đây là cặp nội lực tại tiết diện cuối xà, trong tổ hợp nôi lực do các
trường hợp tải trọng 1,4 gây ra.
Mômen chống uốn cần thiết của tiết diện xà ngang xác định theo công
thức:
 
2
3
77.3165 10
W 368.17
21x1
yc
x
c
M x
cm
f 
  
Chọn sơ bộ bề dày bản bụng là 0.8 cm. Chiều cao của tiết diện xà xác định từ
điều kiện tối ưu về chi phí vật liệu theo công thức sau:
(1.15 1.2) 368.17 / 0.8 (24.67 25.74)
h    
 Chọn h= 25 cm
Chọn sơ bộ bề dày bản cánh là tf = 0.8cm. Diện tích tiết diện cần thiết của bản
cánh xà ngang xác định theo công thức:
 
3
2
2
25 0.8x23 2
368.17x 13.16( )
2 12 24
yc
yc
f f f
A b t cm
 
   
 
 
Theo yêu cầu về cấu tạo và ổn định cục bộ, kích thước tiết diện của bản cánh
được chọn là: tf = 1 cm; bf = 25 cm.
Tiết diện xà 8 m

Trang | 46
Tính lại các đặc trưng hình học
A= 0.8x23+2x(1x25)= 68.4 (cm2
)
  3
3
2
0.5x 25 0.8 23
25x25
2 8015.3( )
12 12
x
x
I cm
 

  
 
 
Wx= 8015.3x2/25= 641.224 (cm3
)
2
77.3165x10 68.4
23.39
W 35.267 641.224
x
x
M A
m
N
  
Do mx = 23.39 > 20 => me = η.mx > 20 (vì η ≥ 1) nên tiết diện xà ngang được
tính toán kiểm tra theo điều kiện bền:
2
2 2
35.267 77.3165 10
12.6( / ) 21( / )
68.4 641.224
x c
x
kN cm f kN cm
 
    
Tương tự trên, cần kiểm tra ứng suất tương đương tại chỗ tiếp xúc giữa bản
cánh và bản bụng theo công thức:
  3
25 1
(25x1) 300( )
2
f
S x cm

 
2
2
w
1
77.3165 10 23
11.09( / )
W 641.224 25
x
h
M x
x kN cm
h
   
2
1
w
S 3.527x300
0.17( / )
8015.3x0.8
f
x
V
kN cm
I t
   
Vậy: 2 2 2 2
d 11.09 3x0.17 11.09( / ) 1.15 24.15( / )
t c
kN cm f kN cm
 
    
Do tiết diện xà đã chọn có kích thước nhỏ hơn đoạn đầu xà 6m nên không cần
kiểm tra ổn định cục bộ của bản cánh và bản bụng.
VII. THIẾT KẾ CÁC CHI TIẾT.
1. Vai cột
Với chiều cao tiết diện cột là h = 40cm, xác định được mô men uốn và lực cắt
tại chỗ liên kết công-xôn vai cột với bản cánh cột:
M = (Dmax + Gdct)(L1 – h) = (178,5 + 6,3)(0.75 - 0,4) = 64.68 (kNm)
V = Dmax + Gdct = 178,5 + 6,3 = 184,8 (kN)
Bề rộng bản cánh dầm vai chọn bằng bề rộng cánh cột bf
dv
=25 cm. Giả

Trang | 47
thiết bề rộng của sườn gối dầm cầu trục bdct = 25 cm. Chọn sơ bộ bề dày các bản
cánh dầm vai tf
dv
= 1cm. Từ đó bề dày bản bụng dầm vai xác định từ điều kiện
chịu ép cục bộ do phản lực dầm cầu trục truyền vào, theo công thức sau:
   
max
w
184.8
0.3
25 2x1 21x1
2
dv dct
dv
dct f c
D G
t cm
x
b t xf 

  


 Chọn tw
dv
= 0.8cm
Chiều cao của dầm vai được xác định sơ bộ từ điều kiện bản bụng dầm vai đủ
khả năng chịu cắt, suy ra từ công thức:
w
w
3 3 184.8
28.9
2 2 0.8x12x1
dv
dv
v c
V
h x x cm
t f 
  
 Chọn hw
dv
= 38 cm
Các đặc trưng hình học của tiết diện dầm vai:
  3
3
4
0.5x 25 0.8 38
25x40
2x 22674.8
12 12
dv
x
x
I cm

  
3
22674.8 2
W 1133.74
40
dv
x
x
cm
 
  3
25x1 (40 1) / 2 487.5
dv
f
S x cm
  
Trị số của ứng suất pháp và ứng suất tiếp tại chỗ tiếp xúc giữa bản cánh và bản
bụng dầm vai:
 
2
2
w
1
64.68x10 38
5.42 /
W 1133.74 40
dv
dv
x dv
h
M
x kN cm
h
   
 
2
1
w
S 184.8x487.5
4.97 /
22674.8x0.8
dv
f
dv
x
V
kN cm
I t
   

Trang | 48
Cấu tạo vai cột
Vậy:
   
2 2 2 2 2 2
d 1 1
3 5.42 3x4.97 10.17 / 1.15x21 24.15 /
t kN cm kN cm
  
      
Kiểm tra ổn định cục bộ của bản cánh và bụng dầm vai:
Bản cánh:
  4
0
0.5x 25 0.8 1 1 2.1x10
12.1 15.8
1 2 2 21
dv
f
b E
t f

    
Bản bụng:
4
w
w
38 2.1x10
47.5 2.5 2.5 79
0.8 21
dv
dv
h E
t f
    
Theo cấu tạo, chọn chiều cao đường hàn liên kết dầm vai vào cột 0,6cm. Chiều
dài tính toán của các đường hàn liên kết dầm vai với bản cánh cột xác định như
sau:

Trang | 49
Phía trên cánh (2 đường hàn): lw = 25 – 1= 24 cm.
Phía dưới cánh (4 đường hàn): lw = 0,5(25 – 0,8) – 1= 11 cm
Ở bản bụng (2 đường hàn) : lw = 38 – 1= 37 cm
Từ đó, diện tích tiết diện và mô men chống uốn của các đường hàn trong liên
kết (coi lực cắt chỉ do các đường hàn liên kết ở bản bụng chịu):
2
w 2x0.6x37 44.4
A cm
 
3 3 3
2 2 3
w
24x0.6 11x0.6 0.6x37 2
W 2x 24x0.6x25 2x 2x11x0.6x24 1913.7
12 12 12 40
x cm
 
   
     
 
   
   
 
Khả năng chịu lực của các đường hàn trong liên kết được kiểm tra theo:
       
2 2
2
2 2
d w min
64.68x10 184.8
5.36 / 0.7x18 1 12.6 /
1913.7 44.4
t c
kN cm f x kN cm
  
   
     
   
 
 
Kích thước của cặp sườn gia cường cho bụng dầm vai lấy như sau:
Chiều cao : hs=hw
dv
=38 cm.
Bề rộng:
380
40 52.7
30
s
b mm
   => Chọn bs= 6cm
Bề dày: 4
21
2 2x6x 0.38
2.1x10
s s
f
t b cm
E
   => Chọn ts= 0.6 cm.
2. Chân cột
a. Tính toán bản đế
Từ bảng tổ hợp nội lực chọn cặp nội lực tính toán tại tiết diện chân cột:
M= 210.098
N= -105.98
V= -43.955
Căn cứ vào kích thước tiết diện cột đã chọn, dự kiến chọn phương án cấu tạo
chân cột cho trường hợp có vùng kéo trong bê tông móng với 4 bu lông neo ở
một phía chân cột. Từ đó xác định được bề rộng của bản đế:
Bbd = b + 2c1 = 25 + 2x7= 39 (cm) ( Chọn c1= 7cm).

Trang | 50
Chiều dài của bản đế xác định từ điều kiện chịu ép cục bộ của bê tông móng:
2 2 2
d
d , d , d ,
6 105.98 105.98 6x210.098x10
58.3
2 2 2 39x0.75x1.33 2 39x0.75x1.33 39x0.75x1.33
b
b b loc b b loc b b loc
N N M
L cm
B R B R B R x x
  
   
      
   
   
 
(Ở trên giả thiết bê tông móng mác B20 có Rb = 1,15 kN/cm2
và hệ số tăng
cường độ b=1.16 - tương ứng với kích thước mặt móng là (0,4x0,8)m – từ đó
xác định được Rb,loc=1.1,16.1,15 = 1,33 (kN/cm2).
Theo cấu tạo và khoảng cách bố trí bu lông neo, chiều dài của bản đế với giả
thiết c2=11,2 cm và bề dày của dầm đế là 0,8 cm;
Lbd= h + 2tdd + 2c2 = 40+2x0.8+2x11.2 = 64 cm
Tính lại ứng suất phản lực của bê tông móng phía dưới bản đế:
2
2 2
max ,
2 2
d d d d
6 105.98 6x210.098 10
0.94( / ) 0.75x1.33 1( / )
39x60 39x60
b loc
b b b b
N M x
kN cm R kN cm
B L B L
 
       
2
2
min 2 2
d d d d
6 105.98 6x210.098x10
0.85( / )
39x60 39x60
b b b b
N M
kN cm
B L B L
      

Trang | 51
Bề dày của bản đế chân cột được xác định từ điều kiện chịu uốn của bản đế do
ứng suất phản lực trong bê tông móng. Xét các ô bản đế:
Ô 1 (bản kê 3 cạnh):
a2 = d1 = 18cm; b2 = 19.1 cm; b2/a2 = 19.1/18=1.06
Tra bảng nội suy ta có: b = 0.1144
M1 = b1d1
2
= 0.1144x0.58x182
= 21.5 (kNcm).
Ô 2 ( bản kê 2 cạnh liền kề) :
a2=d2=22.1 cm; b2= 9.7 cm; b2/a2 = 9.7/22.1=0.44
Tra bảng ta có: b=0.06
M1 = b2d2
2
= 0.06x0.94x22.12
= 27.5 (kNcm)
Vậy bề dày bản đế được xác định:
max
d
6 6x27.5
2.8
21x1
b
c
M
t cm
f 
   => Chọn t= 2.8cm
b. Tính toán dầm đế.
Kích thước của dầm đế chọn như sau:
+ Bề dày (đã chọn): tdd = 0,8 cm.
+ Bề rộng : bdd = Bbd = 39 cm.
+ Chiều cao: hdd phụ thuộc vào đường hàn liên kết dầm đế vào cột phải đủ khả
năng truyền lực do ứng suất phản lực của bê tông móng.
Lực truyền vào một dầm đế do ứng suất phản lực của bê tông móng:
Ndd = (12+9)x39x0.58= 475.02 (kN)
Theo cấu tạo, chọn chiều cao của đường hàn liên kết dầm đế vào cột là hf = 0,6
cm. Từ đó xác định được chiều dài tính toán của 1 đường hàn liên kết dầm đế
vào cột:
 
 
dd
w
w
475.02
1 32.42
2 ( )min 2x0.6x 0.7x18 1
f c
N
l cm
h f x
 
   
 Chọn chiều cao của dầm đế hdd= 34 cm
c. Tính toán sườn A

Trang | 52
Sơ đồ tính sườn là dầm công-xôn ngàm vào bản bụng cột bằng 2 đường hàn liên
kết. Ta có:
qs = 0.31x(2x9)=5.58 (kN/cm)
2 2
5.58x19.1
1017.82( )
2 2
s s
s
q l
M kNcm
  
Vs= qsls= 5.58x19.1=106.6 (kN)
Sơ đồ tính sườn
Chọn bề dày sườn ts = 0,8 cm. Chiều cao của sườn xác định sơ bộ từ điều
kiện chịu uốn:
6 6x1017.82
19.1( )
0.8x21x1
s
s
s c
M
h cm
t f 
  
 Chọn hs = 24 cm
Kiểm tra lại tiết diện sườn đã chọn theo ứng suất tương đương:
2 2
2 2 2
d 1 1 2
6x1017.82 106.6
3 3 16.4 1.15 1.15x21x1 24.15( /
0.8x24 0.8x24
t c
f kN cm
   
   
       
   
   
Theo cấu tạo, chọn chiều cao đường hàn liên kết sườn A vào bản bụng cột hf =
0,6 cm. Diện tích tiết diện và mô men chống uốn của các đường hàn này là:
Aw= 2x0.6x(24-1)=27.6 (cm2
)
 
2
3
w
0.6 24 1
W 2 105.8( )
6
cm

 

Trang | 53
Khả năng chịu lực của các đường hàn này được kiểm tra theo công thức:
2 2 2 2
2 2
d w min
w w
1017.82 106.6
10.4( / ) ( ) (0.7x18) 1 12.6( / )
W 105.8 27.6
s s
t c
M V
kN cm f x kN cm
A
  
       
       
       
   
   
d. Tính toán sườn B
Tương tự trên, với bề rộng truyền tải vào sườn là 1,5ls = 1,5.11,2 = 16,8 (cm), ta
có:
Qs= 0.94x16.8= 15.8 (kN/cm)
2 2
15.8x11.2
990.98( )
2 2
s s
s
q l
M kNcm
  
Vs= qsls=15.8x11.2=176.96 (kN)
Chọn bề dày sườn ts =0,8 cm. Chiều cao của sườn xác định sơ bộ từ điều kiện
chịu uốn:
6 6x990.98
18.8( )
0.8x21x1
s
s
s c
M
h cm
t f 
   => Chọn hs = 26cm
Kiểm tra lại tiết diện sườn đã chọn theo ứng suất tương đương:
2 2
2 2 2
d 1 1 2
6 990.98 176.96
3 3 22.95 1.15 1.15x21x1 24.15( / )
0.8x26 0.8x26
t c
x
f kN cm
   
   
       
   
   
Chọn chiều cao đường hàn liên kết sườn B vào bản bụng cột hf = 0,6 cm. Diện
tích tiết diện và mô men chống uốn của các đường hàn này là:
Aw= 2x0.6x(26-1)=30 (cm2
)
 
2
3
w
0.6 26 1
W 2 125( )
6
cm

 
Khả năng chịu lực của các đường hàn này được kiểm tra theo công thức:

Trang | 54
2 2 2 2
2 2
d w min
w w
990.98 176.96
9.88( / ) ( ) (0.7x18) 1 12.6( / )
W 125 30
s s
t c
M V
kN cm f x kN cm
A
  
       
       
       
   
   
e. Tính toán bu lông neo.
Từ bảng tổ hợp nội lực chọn cặp nội lực ở chân cột gây kéo nhiều nhất cho các
bu lông neo :
M= 210.098 kNm
N= -105.98 kN
V= -43.955 kN
Đây là cặp nội lực dùng để tính toán chân cột, do các tải trọng 1,4,6,8,10 gây ra.
Chiều dài vùng bê tông chịu nén dưới bản đế là c = 31,5 cm. Chọn khoảng cách
từ mép biên bản đế chân cột đến tâm bu lông neo là 6 cm, xác định được:
a= Lbd/2 – c/3 = 60/2 – 31.5/3= 19.5 cm
y= Lbd – c/3 – 6 = 60 – 31.5/3 – 6 = 43.5 cm
Tổng lực kéo trong thân các bu lông neo ở một phía chân cột:
2
1
210.098x10 105.98x19.5
435.5( )
43.5
M Na
T kN
y
 
  
Chọn thép bu lông neo mác 09Mn2Si, tra bảng I.10 phụ lục có 𝑓𝑏𝑎 = 190
N/mm2. Diện tích tiết diện cần thiết của một bu lông neo:
2
1
1
435.5
5.7( )
4x19
yc
ba
ba
T
A cm
n f
  
Chọn bu lông Ø30 có Abn = 5,6 𝑐𝑚2
(bảng II.2 phụ lục).
Tính lại tổng lực kéo trong thân các bu lông neo ở một phía chân cột:
2
2
210.098x10 105.98
384.7( )
48 2
T kN
  
Ở trên lấy dấu trừ vì N là lực nén. Do T2 < T1 nên đường kính bu lông neo đã
chọn là đạt yêu cầu.
f. Tính toán các đường hàn liên kết cột vào bản đế

Trang | 55
Các đường hàn liên kết tiết diện cột vào bản đế được tính toán trên quan niệm
mô men và lực dọc do các đường hàn ở bản cánh chịu, còn lực cắt do các đường
hàn ở bản bụng chịu. Nội lực để tính toán đường hàn chọn trong bảng tổ hợp nội
lực chính là cặp đã dùng để tính toán các bu lông neo. Các cặp khác không nguy
hiểm bằng.
Lực kéo trong bản cánh cột do mô men và lực dọc phân vào theo:
2
210.098x10 105.98
472.26( )
2 40 2
k
M N
N kN
h
 
 
    
 
 
   
(Ở trên lấy dấu trừ vì N là lực nén).
Tổng chiều dài tính toán của các đường hàn liên kết ở một bản cánh cột (kể cả
các đường hàn liê kết dầm đế vào bản đế):
     
w
39 1 24 0.6 39 24
2 1 2 1 2 1 70.4( )
2 2 2
l cm
  
     
       
     
     
Chiều cao cần thiết của các đường hàn liên kết ở bản cánh cột:
   
1 w min
472.26
0.53( )
70.4x 0.7x18 1
yc k
f
w c
N
h cm
f x
 
  

Chiều cao cần thiết của các đường hàn liên kết ở bản bụng:
    
2 w min
43.955
0.05( )
2x 38 1 0.7x18 1
yc
f
w c
V
h cm
f x
 
  
 
Kết hợp cấu tạo chọn ℎ𝑓 = 0,6 cm. Cấu tạo chân cột thể hiện ở hình sau:

Trang | 56
Cấu tạo chân cột
3. Liên kết cột với xà ngang.
Cặp nội lực dung để tính toán liên kết là cặp gây kéo nhều nhất cho các bu
lông tại tiết diện đỉnh cột. Từ bảng tổ hợp chọn được:
M= -201.85 kNm
N= -62.478 kN
V= -42.881 kN
Đây là cặp nội lực tại tiết diện dưới vai, trong tổ hợp nôi lực do các trường
hợp tải trọng 1,4,8,10 gây ra. Trình tự tính toán như sau:
a. Tính toán bu lông liên kết
Chọn bu lông cường độ cao cấp bền 8.8, đường kính bu lông dự kiến là d=
20 mm. Bố trí bu lông thành 2 dãy với khoảng cách giữa các bu lông tuân
thủ các quy định trong bảng I.13 phụ lục.

Trang | 57
Bố trí bu lông trong liên kết cột với xà ngang
Phía cánh ngoài của cột bố trí một cặp sườn gia cường cho mặt bích, với
kích thước lấy như sau:
+ Bề dày: ts ≥ tw => Chọn ts = 0,8 cm.
+ Bề rộng (phụ thuộc vào kích thước của mặt bích) => Chọn ls = 9 cm.
Chiều cao: hs= 1.5ls= 1.5x9= 13.5 (cm) => Chọn hs = 15 cm.
Khả năng chịu kéo của một bu lông:
  40x3.03 121( )
tb bn
tb
N f A kN
  
Ở trên:
ftb – cường độ tính toán chịu kéo của bu lông (bảng I.9 phụ lục), ftb =
400N/mm2
= 40kN/cm2
.
Abn – diện tích tiết diện thực của than bu lông (bảng I.11 phụ lục), Abn =
3.03cm2
.
Khả năng chịu trượt của một bu lông cường độ cao:
  1
2
0.25
0.7x110x3.14x1x 1 35.56( )
1.7
tb b f
tb
b
N f A n x kN



  
Ở trên:
fhb – cường độ tính toán chịu kéo của vật liệu bu lông cường độ cao trong

Trang | 58
liên kết ma sát, fhb = 0,7fub.
fub – cường độ kéo đứt tiêu chuẩn của vật liệu bu lông (bảng I.12 phụ lục),
fub = 1100 N/mm2
= 110kN/cm2
(với mác thép 40Cr).
A – diện tích tiết diện của thân bu lông, A = πd2
/4 = 3,14 cm2
.
γb1 – hệ số điều kiện của lien kết, γb1 = 1 do số bu lông trong lien kết n =14
> 10.
μ, γb2 – hệ số ma sát và hệ số độ tin cậy của lien kết. Với giả thiết là
không gia công bề mặt cấu kiện nên: μ = 0,25; γb2 = 1,7.
nf = số lượng mặt ma sát của liên kết, nf = 1.
Theo điều 6.2.5 TCXDVN 338-2005, trong trường hợp bu lông chịu cắt và
kéo đồng thời thì cần kiểm tra các điều kiện chịu cắt và chịu kéo riêng biệt.
Lực kéo tác dụng vào một bu lông ở dãy ngoài cùng do momen và lực dọc
phân vào:
1
bmax 2
2 i
Mh N
N
h n
  

 
2
2 2 2 2 2 2
201.85x10 39 62.478
112.29( )
14
2x 5.8 11.6 17.4 23.2 29 39
x
kN
  
    
(Ở trên lấy dấu trừ vì N là lực nén).
Do Nbmax = 74,30 kN < [N]tb = 121 kN nên các bu lông đủ khả năng chịu
lực.
Kiểm tra khả năng chịu cắt của các bu lông:
 
42.881
3.06 35.56( )
14
c
b
V
N kN
n

   
b. Tính toán mặt bích
Bề dày của mặt bích xác định từ điều kiện chịu uốn:
 
1 ax
1
15x112.29
1.1 1.1 1.56( )
(25 15) 21
bm
b N
t cm
b b f x
  
 
 
1
1
15x112.29 (5.8 11.6 17.4 23.2 29 39)
1.1 1.1 2.2( )
39x(25 39) 21
i
b N x
t cm
b h f x
     
  
 

Trang | 59
 Chọn t= 2 cm.
b. Tính toán đường hàn liên kết tiết diện cột (xà ngang) với mặt bích.
Tổng chiều dài tính toán của các đường hàn phía cánh ngoài (kể cả ở sườn):
w 4x(12.1 1) 2x(9 1) 60.4( )
l cm
     
Lực kéo trong bản cánh ngoài do momen và lực dọc phân vào:
2
201.85x10 62.478
473.39( )
2 40 2
k
M N
N kN
h
 
    
 
 
Vậy chiều cao cần thiết của các đường hàn này:
 
w w min
473.39
0.62( )
60.4x(0.7x18) 1
yc k
f
c
N
h cm
l f x
 
  

Chiều cao cần thiết của các đường hàn liên kết bản bụng cột với mặt bích
(coi các đường hàn này chịu lực cắt lớn nhất ở đỉnh cột xác định từ bảng tổ
hợp nội lực):
   
w w min
42.881
0.05( )
2x 38 1 (0.7x18) 1
yc
f
c
V
h cm
l f x
 
  
 
Kết hợp cấu tạo, chọn chiều cao đường hàn là hf = 0,7 cm.
4. Mối nối đỉnh xà.
Trong bảng tổ hợp chọn cặp gây kéo nhiều nhất cho các bu lông tại tiết diện
đỉnh xà (đỉnh mái):

Trang | 60
M= 77.3165 kNm
N= -35.267 kN
V= 3.527 kN
Đây là cặp nội lực trong tổ hợp nội lực do các trường hợp tải trọng 1,2 gây
ra. Tương tự trên, chọn bu lông cường độ cao cấp bền 8.8, đường kính bu
lông dự kiến là d = 20mm (lỗ loại C). Bố trí bu lông thành 2 hàng. Ở phía
ngoài của 2 bản cánh xà ngang bố trí 2 cặp sườn gia cường cho mặt bích,
kích thước như sau:
+ Bề dày: ts = 0,8 cm.
+ Chiều cao: hs = 9cm
+ Bề rộng: ls = 1,5hs = 1,5.9 = 13,5 (cm) => Chọn ls = 15 cm.
Bố trí bu lông trong liên kết đỉnh xà
Lực kéo tác dụng vào một bu lông ở dãy dưới cùng do momen và lực dọc
phân vào (do momen có dấu dương nên coi tâm quay trùng với dãy bu lông
phía trên cùng):
1
ax 2
os sin
2
bm
i
Mh Nc V
N
h n n
 
   

 
2
2 2 2
77.3165x10 34 35.267 0.995 3.527x0.1
67.32( )
8 8
2 10 24 34
x x
kN
   
 
 Nbmax= 67.32<[𝑁]𝑡𝑏=98 kN
Khả năng chịu cắt của các bu lông được kiểm tra theo công thức sau:

Trang | 61
 
sin os 35.267x0.1 3.527x0.995
0.002( ) 35.56( )
8
c
b
N Vc
kN N kN
n
 

 
   
Bề dày của mặt bích xác định từ các điều kiện sau:
 
1 ax
1
10x67.32
1.1 1.1 0.98( )
(25 15) 21
bm
b N
t cm
b b f x
  
 
 
1
1
15x67.32 (34 24 10)
1.1 1.1 1.4( )
34x(25 34) 21
bi
b N x
t cm
b h f x
  
  
 
 Chọn t= 2cm.
Tổng chiều dài tính toán của các đường hàn phía cánh dưới (kể cả ở
sườn) xác định là:
   
w 4x 12.1 1 2x 9 1 60.4
l
     
Lực kéo trong bản cánh dưới do mô men, lực dọc và lực cắt gây ra:
2
os sin 77.3165x10 35.267x0.995 3.527x0.1
( ) 291.54( )
2 2 25 2 2
k
M Nc V
N kN
h
   
      
 
 
Vậy chiều cao cần thiết của các đường hàn này:
 
w w min
291.54
0.38( )
60.4x(0.7x18) 1
yc k
f
c
N
h cm
l f x
 
  

Chiều cao cần thiết của các đường hàn liên kết bản bụng cột với mặt bích:
   
5
w w min
sin os 35.267x0.1 3.527x0.995
3.13 10 ( )
2x 23 1 (0.7x18) 1
yc
f
c
N Vc
h x cm
l f x
 
 

 
  
 

Trang | 62
Kết hợp cấu tạo, chọn chiều cao đường hàn trong liên kết hf = 0,7 cm.
Cấu tạo mối nối đỉnh xà
5. Mối nối xà ở nhịp.
Việc tính toán và cấu tạo mối nối thực hiện tương tự như trên. Do tiết
diện xà ngang tại vị trí giống như tại đỉnh mái và nội lực tại chỗ nối nhỏ
hơn nên không cần tính toán kiểm tra mối nối. Cấu tạo liên kết như hình.
Cấu tạo mối nối xà
6. Liên kết bản cánh với bản bụng cột và xà ngang.
Lực cắt lớn nhất trong xà ngang là tại tiết diện đầu xà Vmax = -50.661
kN. Chiều cao cần thiết của đường hàn liên kết giữa bản cánh và bản
bụng xà ngang:

Trang | 63
   
max
w min
50.661 300
0.075( )
2 2x8015x 0.7x18 1
f
yc
f
x c
V S x
h cm
I f x
 
  
Kết hợp cấu tạo, chọn chiều cao đường hàn hf = 0,6 cm.
Tiến hành tương tự, chọn chiều cao đường hàn liên kết bản cánh với bản
bụng cột là hf=0.6 cm.

KẾT CẤU THÉP 2.docx

Recommended

Recommended

More Related Content

What's hot

What's hot (20)

Similar to KẾT CẤU THÉP 2.docx

Similar to KẾT CẤU THÉP 2.docx (20)

KẾT CẤU THÉP 2.docx