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

ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA Thuyết minh Đồ án o0o -Đề bài: Thiết kế mạng dầm Thép bao gồm: sàn Thép đặt lên hệ dầm phụ dầm chính, chịu tải trọng P (KN/m2) Nhịp dầm L, nhịp dầm phụ B -Yêu cầu: +Dầm phụ chọn Thép định hình chữ I +Dầm dầm tổ hợp hàn -Cho biết: +Vật liệu chọn Thép CCT38s, f = 230 N / mm , f y = 240 N / mm , fu = 380 N / mm 2 +Phương pháp hàn: Hàn tay, que hàn N42, f wf = 180 N / mm +Trọng lượng riêng Thép: ρthep = 7,85 T / m ∆ +Độ võng cho phép:   = ;  l  S 150 +Hệ số vượt tải: ∆ ∆ = = ; B      dp 250  L  dc 400 - Tĩnh tải: γ g = 1, 05 - Hoạt tải: γ P = 1, Số liệu tính toán: L(m) B(m) P (KN/m2) 10,5 4,1 18,4 I Tính toán chọn kích thước sàn Chọn kích thước sàn: Bản sàn hệ dầm chọn sàn Thép Bản sàn Thép liên kết với dầm đường hàn góc Sơ đồ tính dầm siêu tĩnh bậc Chiều dày (Tra bảng kinh nghiệm 2-2) nhịp sàn chọn theo điều kiện độ bền độ cứng sau: - Sơ chọn chiều dày sàn theo tải trọng tác dụng: Bảng 2-2 GT HD ĐA trang 7: Tải trọng tác dụng: p = 18,4 KN/m2 ≤ 20KN/m2 , L=10,5m nên chọn chiều dày sàn Thép là: ts = (8 ÷ 10)mm Vậy chọn ts = 10 mm = cm = 0,01 m Tỉ số nhịp lớn l chiều dày t sàn xác định gần theo công thức: l s 4n o  72E  =  + tc1 ÷ ts 15  n o q  Trong đó: l n =   = 150 ∆ SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 -1- ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP E1 = GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA E 2,1 × 105 = = 2,307 × 105 N/mm2 − υ2 − 0,32 Với: E - môđun biến dạng đàn hồi thép :E = 2,1.106 daN/cm2 = 2,1.105 N/mm2 υ - Hệ số Poátxong : υ = 0, với thép q tc : tải trọng tiêu chuẩn.qtc =15,8 10-3 N/mm qtt= 19,78 kN/m H H 1050 Thay số liệu vào công thức ta có: ls × 150  72 × 2,307 × 105  = 1 + ÷ = 111,32 ts 15  150 × 18, 4.10 −3  =>ls = 123,06.ts = 111,32.10 = 111,32 mm Ta nên chọn lssao cho nhịp dầm L=10,5 m chia hết cho nhịp sàn ls Khi nhịp lớn sàn bằng: ls=1050 mm = 1,05 m Tính kiểm tra sàn: Vmax M Mmax V Hình 1: sơ đồ tính toán sàn Cắt dải có bề rộng 1m theo phương cạnh ngắn, t ngắn nhịp sàn Do hàn với dầm, tác dụng tải trọng, sàn bị ngăn cản biến dạng, gối tựa phát sinh lực kéo H (hiệu ứng màng) mômen âm Bỏ qua ảnh hưởng mômen âm, sơ đồ tính nội lực sàn thể hình vẽ: Như dầm đơn giản kê lên hai gối tựa, nhiên hệ siêu tĩnh bậc 1: Tải trọng tác dụng sàn có kể đến trọng lượng thân sàn: qstc = (ptc + ts ρ )1 = (18,4 + 0,01.78,5).1 = 19,18 KN/m qstt = (ptc γ Ql + ts ρ γ Qd )1 = (18,4.1,2 + 0,01.78,5.1,05).1 =22,9 KN/m Độ võng sàn có sơ đồ dầm đơn giản, tải trọng tiêu chuẩn gây ra: ∆ tc qs ls 19,18.1,054 ∆ = = = 0, 015 mm 384 E1I x 384 2,307.8,75 l.t Trong đó: I = s = 1,05.0,01 = 8, 75.10 −8 m4 x 12 12 Xác định hệ số ỏ qua phương trình Ơle Cơ Kết Cấu:  ∆2 α ( + α ) =  o2 t  s → α = 1, 29 Độ võng sàn:   0, 015  = ÷  0, 01 ÷ = 6, 75(mm) ÷    SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 -2- ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP ∆ = ∆o GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA 0, 015 = = 0, 0065 (m) + α + 1, 29 Mômen lớn nhịp sàn: M max = M l 3,15 = = 1,37 KN.m + α + 1, 29 q stt ls2 22, 9.1, 052 = = 3,15 KN.m 8 Lực kéo H gối tựa: Trong đó: M = 2 π2  ∆  3.142   H = γ p  ÷ Els = 1, .2,307.10 5.10,50 = 318, 44N l  150 ÷  a Kiểm tra độ bền sàn: Bản sàn coi cấu kiện đồng thời chịu kéo chịu uốn, độ bền kiểm tra theo điều kiện: σ= H M max + ≤ γ c f A Wx Trong đó: γ c - hệ số điều kiện làm việc γ c = f - giới hạn chảy tính toán thép A - diện tích tiết diện dải rộng 1m :As =105.ts =100.1=105 cm l.t s2 105.12 = = 17,5 cm3 6 ứng suất lớn sàn: Wx = σ= H M max 318, 44 1,37.106 + = + = 78,31N / m m2 < γ c f = 230 N / mm A Wx 105.102 17,5.103 Vậy kích thước sơ sàn thoả mãn điều kiện độ bền b Kiểm tra sàn theo điều kiện độ võng (biến dạng): ∆ 0, 0065 ∆ = = 0, 0062 ≤   = = 0, 00667 ls 1, 05  l  s 150 Như sàn thoả mãn điều kiện độ võng cho phép c Chiều cao đường hàn: Đường hàn liên kết sàn với dầm phụ phải chịu lực H Chiều cao đường hàn xác định theo công thức: hf = H ( β.fw ) γ c Trong đó: β f fwf = 0,7.180 = 126 N/mm2 SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 -3- ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA β s fws = 1.0,45.380 = 171 N/mm2 (Khi chịu lực đường hàn góc bị phá hoại mặt cắt trên) β f ; β s hệ số chiều sâu nóng chảy que hàn Thép hàn ( β.fw ) = min(βf fwf ; βsfws ) = 126 N/mm2 318, 44 = 2,53(mm) 126 Thay số vào ta có: hf = Lấy h f thoả mãn:  h f ≤ 1, 2t = 1, 2.10 = 12mm   h f ≥ mm Chọn chiều cao đường hàn liên kết sàn với dầm phụ h f = mm theo yêu cầu cấu tạo II Tính toán thiết kế dầm phụ Dầm phụ chọn Thép định hình cán nóng tiết diện chữ I Dầm phụ bắt Bulông vào cột dầm đặt lên tường  Sơ đồ kết cấu tải trọng tác dụng lên dầm phụ: a Sơ đồ kết cấu Sơ đồ tính toán dầm phụ dầm đơn giản nhịp B = 4,1 m kê lên gối tựa chịu tác dụng tải trọng phân bố từ sàn truyền xuống Dầm phụ Dầm 4100 Cột 525 1050 1050 1050 1050 1050 1050 1050 1050 1050525 10500 Hình 2:Mặt truyền tải vào dầm phụ SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 -4- ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA Dầm phụ coi dầm đơn giản kê lên gối tựa qtt =22,9kN/m 4100 Vmax=46,9 kN M Mmax=48,12 kNm V Hình 3: Sơ đồ tính toán biểu đồ nội lực dầm phụ b.Tải trọng tác dụng: Tải trọng vào sàn truyền dầm phụ (kể trọng lượng sàn có trọng lượng riêng γ = 78, kN/m3 ): qdptc = (ptc + ts ρ )ls = (18,4 + 0,01.78,5).1 =19,18 KN /m ργ qdptt = (ptc γ p + ts g )ls = (18,4.1,2 + 0,01.78,5.1,05).1 = 22,9 KN/m Xác định nội lực tính toán: Lực cắt lớn gối tựa: Vmax = q ttdp B q ttdp B = = 22,9.4,12 = 48,12 kNm 22,9.4,1 = 46, kN  Chọn kích thước tiết diện dầm: Mômen kháng uốn dầm phụ có kể đến biên dạng dẻo tiết diện: 5,4 I22 M max 48,12.102 = = 186,8 cm3 1,12 f γ c 1,12.23.1 8,7 Wx ≥ 220 Mômen lớn dầm phụ: M max = Tra bảng chọn thép N I22 có đặc trưng hình học: Wx = 232 cm3 g tc = 0, 24 kN/m SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 110 Hình 4: Tiết diện I20a -5- ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA S x = 131 cm3 I x = 2550 cm4 h = 22 cm t w = 5, cm b = 11, cm  Kiểm tra lại tiết diện chọn: Kiểm tra bền có kể đến trọng lượng thân dầm: γ d g bt B 1, 05.24.4,12 M bt = = = 52, 95 KN.cm 8 γ g B 1, 05.0, 24.4,1 Vbt = d bt = = 0.52 KN 2 a Kiểm tra tiết diện dầm phụ theo điều kiện độ bền: ứng suất pháp lớn nhất: δ max = M max + M bt 48,12.106 + 52,95.104 = = 187, 22 N / mm < γ c f = 230 kN/cm2 1,12.Wx 1,12.232.103 ứng suất tiếp lớn nhất: τmax (Vmax + Vbt ).S x (46, 9.103 + 0,52.103 ).131.103 = = =4,51N/mm I x t w 2550.10 5, 4.10 τmax = 4,51N / mm < γ c fv = 1.0,58 fy γm = 0,58 240 = 133N/mm 1.05 b Kiểm tra võng theo công thức: ∆ (q tc + g tc ).B3  ∆  = ≤ = B 384 E.I x  B  250 Ta có: ∆ (q tc + g tc ).B (19,18.10 + 0, 24.10).410 ∆ = = = 0, 0032 <   = = 0, 004 B 384 E.I x 384 2,1.10 2550  B  250 Kết luận: Dầm chọn đạt yêu cầu cường độ độ võng c Kiểm tra độ ổn định tổng thể: Không cần kiểm tra ổn định tổng thể dầm phụ phía dầm phụ có sàn Thép hàn chặt với cánh dầm phụ, tạo thành độ ổn định chắn III.Tính toán thiết kế dầm Sơ đồ kết cấu tải trọng tác dụng lên dầm chính: a Sơ đồ kết cấu Dầm đặt lên cột gối lên tường, sơ đồ kết cấu dầm đơn giản kê lên gối tựa Tải trọng tác dụng lên dầm bao gồm: Trọng lượng sàn, dầm phụ hoạt tải Sơ đồ tính toán dầm dầm đơn giản chịu tác dụng tải trọng dầm phụ truyền xuống coi phân bố SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 -6- ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA tt q = 90,4 kN/m 10500 M V Hình 5: Sơ đồ tính toán Dầm b Tải trọng tác dụng: Lực tập trung phản lực dầm phụ truyền xuống Vdptc = (q dp tc + g dp tc )B = ( 19,18 + 0, 24 ) 4,1 = 79, 62 kN tt Vdptt = (q ttdp + γ Qd g dp ).B = ( 22, + 0, 24.1, 05 ) 4,1 = 94, 92 kN Vì dầm phụ đặt cách 1,05 m nên xem tải trọng tác dụng lên dầm phân bố đều: q tcdc = 75,82 kN/m q ttdc = 90, kN/m c Xác định nội lực tính toán: Mômen lớn dầm chính: M max = Lực cắt lớn gối tựaKN : q ttdc L2 90, × 10,52 = = 1245,82 KN.m 8 Vmax q ttdc L 90, × 10,5 = = = 474, 6kN 2 Thiết kế tiết diện dầm: a Chọn chiều cao dầm: Chiều cao h d dầm phải thoả mãn điều kiện:  h ≤ h d ≤ h max   h d ≈ h kt Chiều cao tối thiểu dầm xác định theo công thức: h = f L L 24 E  ∆  n tb SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 -7- ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP đó: GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA n tb - hệ số vượt tải trung bình q tt 90, n tb = tc = = 1,19 q 75,82 L  ∆  = 400 dầm   Ta có: h = 23 400 .10,5.10 = 80,53 cm 24 2,1.10 1,19 Chiều cao kinh tế h kt dầm tính theo công thức: Wyc h kt = k tw = k M max fγ c t w Trong : Hệ số cấu tạo k = 1,15 ( trường hợp dầm tổ hợp hàn ) Với h = h , sử dụng công thức thực nghiệm để xác định chiều dày bụng Dầm : tw = + Vậy: 3h 3.805,3 = 7+ = 9, 41 Sơ lấy tw= mm 1000 1000 1245,82.10 = 94, 63 cm 23.0,8 h kt = 1,15 Ta chọn chiều cao dầm là: h d = 90 cm Sơ chọn tf = 2cm => h w = h d − = 90 − = 86 cm Độ mảnh bụng : λw = hw 86 = = 107,5 tw 0.8 b Kiểm tra chiều dày bung dầm chính: 0,8 cm > 3Vmax 3.474, = = 0, 61 cm 2h w fv 2.86.13,5 Chọn kích thước cánh dầm: Diện tích tiết diện cánh dầm xác định theo công thức:  M max hd tw × hw3  A f = b f t f ≈  × − ÷× 12  h 2fk  f ×γc  1245,82.102 90 0,8.863  2 = − ÷ = 51,99(cm ) 23 12  88  Giả thiết chiều dày cánh tf = 20 (mm) tw ≤ t f ≤ 3tw 8 ≤ t f ≤ 24 ⇔ t f = 12 ÷ 24mm t f = 12 ÷ 24mm Do  Chiều rộng bf chọn thoả mãn điều kiện: SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 -8- ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA      E 2,1.104 b f ≤  30t f ; × t f ÷ =  30 × 2; × ÷ = 60 cm  ÷ f 23        1 1 b f =  ÷ ÷× hd = (18 ÷ 45)(cm)  5   b f ≥ (18; × hd ) = (18;9) = 18(cm) 10   Chọn tf = (cm) ⇒ bf =30 (cm) Thay đổi tiết diện theo chiều dài Kích thước tiết diện dầm chọn giá trị lớn mômen uốn dầm Theo đề nhịp dầm L = 10,5 m, để tiết kiệm thép giảm trọng lượng dầm, ta giảm kích thước tiết diện dầm phần dầm có mômen uốn bé, cụ thể cách giảm bề rộng cánh dầm Vì sơ đồ tính toán dầm dầm đơn giản chịu tải trọng phân bố nên vị trí thay đổi tiết diện cách gối tựa đoạn x = L 10,5 = = 2m 5, 25 5, 25 Chọn vị trí giảm tiết diện cánh cách gối tựa khoảng x = m Mômen uốn vị trí thay đổi tiết diện: Mx = q tt x ( L − x ) = 90, 4.2 ( 10,5 − ) = 768, KNm 2 Diện tích tiết diện cánh cần thiết vị trí thay đổi tiết diện:  M h t h A 'f = b 'f t f =  x − w w 12  2.f   76840.90 0,8.863  2 − ÷ =  ÷ = 27,87 cm h 2.23 12 88   fk  300 150 ' Chọn : b f = 15cm;t f = 2cm 1650 350 Hình 6: Thay đổi tiết diện Dầm Diện tích thực cánh dầm thu nhỏ: A ' f = b 'f t f = 15.2 = 30 cm2 Kiểm tra tiết diện dầm  Kiểm tra theo ứng suất pháp tiết diện nhịp: SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 -9- ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA Mômen trọng lượng thân dầm: g ttbt = γ Qdρ(t w h w + 2b f t f ) = 1, 05.78,5 ( 0, 008.0,86 + 2.0,3.0, 02 ) = 1,56 (KN / m) g ttbt L2 1,56.10,52 = = 21,5 kN.m 8 Lực cắt trọng lượng thân dầm : M bt = g tt L 1,56.10,5 = = 8,19 kN 2 Mômen quán tính thực tiết diện dầm: Vbt = t w h 3w h2 0,8.863 + 2b f t f fk = + 2.30.2.442 = 274723, cm4 12 12 Mômen kháng uốn thực dầm: I dx = 2.I dx 2.274723, W = = = 6104, 97 cm3 hd 90 d x ứng suất pháp lớn dầm: σ max = M max + M bt (1241,42 + 21,5).106 = = 206,87 N/mm2 < γ c f = 230 N/mm2 Wxd 6104,97.103  Kiểm tra ứng suất tiếp gối tựa (Vmax + Vbt )S 'x τ= ≤ fv γ c I 'x t w h fk A w h w 88 0.8.862 S = b t f + = 15.2 + = 2059, 6cm 2 2.4 ' x ' f I 'x = t w h 3w h2 0.8.863 882 + 2b 'f t f fk = + 2.15.2 = 158563, cm4 12 12 Wx' = 2.I x' 2.158563, = = 3523, 64cm3 hd 90 τ= (Vmax + Vbt )S 'x (472, 92 + 8,19).2059, 6.10 = = 78,11N / mm < fv γ c =135 N/mm ' Ix t w 158563, 7.10 Kiểm tra ứng suất pháp đường hàn đối đầu nối cánh: tt g dc = (0, 008.0,86 + 2.0, 02.0,3).78,5.1, 05 = 1,56 kN/m M bt' = tt g dc x.( L − x) 1,56.2.(10,5 − 2) = = 10,53kN m 2 M x + M bt' 612,54.106 + 10,53.106 σ = = = 175, 65 ≤ 180 N/mm2 Wx' 3523, 64.103 ' x  Kiểm tra theo điều kiện chịu ứng suất cục nơi đặt dầm phụ: SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 - 10 - ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP σc = GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA P ≤ γ c f t w l z dp P = 2(Vmax + Vbtdp ) = 2(44,5 + 0, 6) = 90, 2kN đó: tw=0,8 cm l z = bdp + 2t f = 11 + 2.2 = 15 cm 90,2.103 = 75,16 N/mm2 < f γ c = 230 N/mm2 8.150  Kiểm tra ứng suất tương đương nơi thay đổi tiết diện dầm Ta có: σ c = M ' bt = 10,53 kN.m σ1 = (M x + M 'bt ) (612,54 + 10,53).10 6.860 h = = 167,84 N/mm w Wx' h 158563,7.103 900 τ1 = (V x + Vbt )S 'x (337,8.103 + 5,85.103 ).2059, 6.103 = = 55, 79 KN/cm I 'x t w 158563, 7.10 4.8 đó: L   10,5  Vbt = g tt  − x ÷ = 1,56  − ÷ = 7, 98 kN 2    L   10,5  Vx = q ttdc  − x ÷ = 90, 08  − ÷ = 337,8 kN 2    σ td = σ12 + σ2c − σ1 σc + 3τ21 = 167,84 + 80,532 − 167,84.80,53 + 3.55, 79 = 239,8 N/mm σ td = 239,8 N/mm < 1,15fγ c =241,5 N/mm Kiểm tra ổn định dầm: a Kiểm tra ổn định tổng thể dầm: Điều kiện để đảm bảo ổn định tổng thể dầm: lo  b  b ≤ 0, 41 + 0,0032 f +  0,73 − 0,016 f b f  tf  tf đó:  bf  E ÷   h fk  f l o - khoảng cách dầm phụ l = 105 cm b f - bề rộng cánh nén b f = 30 cm Thay số ta được:  30  30  30  2,1 × 10 = 5, 22 Vế phải =  0, 41 + 0, 0032 +  0, 73 − 0, 016 ÷    88  2300  Ta có: l o 105 = = 3,5 ≤ 18,83 bf 30 dầm đảm bảo ổn định tổng thể b Kiểm tra ổn định cục cánh nén: Khi chọn tiết diện cánh chọn để đảm bảo ổn định cục SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 - 11 - ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP c GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA Kiểm tra ổn định cục bụng dầm:  Độ mảnh quy ước bụng dầm: λw = hw tw f 86 2300 = = 3,56 E 0,8 2,1.106 Ta thấy λ w = 3,56 > λ w  = 3, ( áp dụng cho dầm tải trọng động tác dụng), tức bụng không đủ ổn định tác dụng ứng suất tiếp, ta cần phải gia cường bụng cặp sườn đứng hai bên bụng cách khoảng a ≤ 2h w = 2.86 = 172 cm→chọn a = 150 cm = 1,5 m Chọn bố trí sườn đứng 1620 Bề rộng chiều dày ô sườn: bs = hw 860 + 40 = + 40 = 68,6 mm Chọn bs =8 cm 30 30 ts ≥ 2bs f 23 = 2.80 = 5,3mm Chọn ts =6mm e 2,1.104 Các sườn hàn vào bụng cánh dầm đường hàn theo cấu tạo Kiểm tra ứng suất ô  Kiểm tra ô bụng 1: h 86 = 107 cm Tiết diện cần kiểm tra cách gối tựa dầm khoảng x1 = a − w = 150 − 2 Các giá trị nội lực tính được: M1 = q.x1 ( l − x1 ) = (90,08+1,56).1,07 ( 10,5 − 1, 07 ) = 462,33kN.m l   10,5  V1 = q  − x1 ÷ = ( 90, 08 + 1,56 )  − 1, 07 ÷ = 383, 05 kN 2    σ= M1 h w 462,33.10 860 = = 125,37 N/mm d I 'x 158563, 7.10 σc = P = 80,53 N/mm t w l z SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 - 12 - ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP τ= GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA V1 383, 05.103 = = 55,68N/mm h w t w 860.8 Ứng suất giới hạn σ cr : Do a 1,5 = = 1,74 > 0,8 [ σ c ] = 0,64 < 0,8 => tính σ cr theo (4-23) tính σ c ,cr theo hw 0,86 σ (4-25) b t 30   δ = β f ( f )3 = 0,8  = 4,36 ; => Ccr = 34,8 hw tw 86  0,8 ÷  C f 34,8.230 σ cr = cr = = 507,8 N / mm 2 3,97 λw ứng suất cục giới hạn σ c ,cr : a f 150 23 = = 3,1 2.tw E 2.0,8 2,1.104 a 150 = = 0,87 δ = 4,36 => C1=19,185 (Theo bảng 4.2) 2.hw 2.86 C f 19,185.230 σ c ,cr = = = 356,13N / mm 2 3,52 λa ứng suất tiếp tới hạn τ cr : λa = d f 86 23 = = 3,55 tw E 0,8 2,1.104 a 1,5 µ= = = 1,74 hw 0,86 λ ow =  0,76  f 0,76  135  τ cr = 10,3  + ÷ 2v = 10,3.1 + = 138,03 N/mm2 ÷ µ 1,74 3,55     λ0 w  σ σ + c   σ cr σ c ,cr 2 2  τ   125,37 80,53   55,68  + =  + ÷ ÷ +  138,03 ÷ = 0,87 < ÷ τ ÷ 507,8 356,13       cr  Ô bụng đảm bảo ổn định  Kiểm tra ô bụng 2: Tiết diện cần kiểm tra cách gối tựa dầm khoảng x2 = x1 + a = 107 + 150 = 257 cm Các giá trị nội lực tính được: M1 = q.x ( l − x ) = (90,08+1,56).2,57 ( 10,5 − 2,57 ) SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 = 933,82 kN.m - 13 - ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA l   10,5  V1 = q  − x1 ÷ = ( 90, 08 + 1,56 )  − 2,57 ÷ = 245,59 kN 2    σ= M hw 933,82.106 860 = = 146,16 N/mm d I 'x 274723, 7.10 τ= V 245,59.103 = = 35, 69 N/mm h w t w 860.8 Ứng suất giới hạn σ cr : Do a 1,5 = = 1,74 > 0,8 [ σ c ] = 0,55 < 0,8 => tính σ cr theo (4-23) tính σ c ,cr theo hw 0,86 σ (4-25) b t 34   δ = β f ( f )3 = 0,8  = 6,51 ; => Ccr = 34,8 hw tw 86  0,8 ÷  C f 34,8.230 σ cr = cr = = 507,8 N / mm 2 3,97 λw ứng suất tiếp tới hạn τ cr :  σ σ + c   σ cr σ c ,cr 2 2  τ   146,16 80,53   35,69  + =  + ÷ ÷ +  138,03 ÷ = 0,65 < ÷ τ ÷ 507,8 356,13       cr  Ô bụng đảm bảo ổn định  Kiểm tra ô bụng 3: Tiết diện cần kiểm tra cách gối tựa dầm khoảng x2 = x1 + a = 257 + 150 = 407 cm Các giá trị nội lực tính được: M1 = q.x ( l − x ) = (90,08+1,56).4,07 ( 10,5 − 4, 07 ) = 1199,11 kN.m l   10,5  V1 = q  − x1 ÷ = ( 90, 08 + 1,56 )  − 4, 07 ÷ = 108,13 kN 2    σ= M hw 1199,11.10 860 = = 187, 68 N/mm I 'dx 274723, 7.10 τ= V 108,13.103 = = 15, 72 N/mm h w t w 860.8 Ứng suất giới hạn σ cr : Do a 1,5 = = 1,74 > 0,8 [ σ c ] = 0,43 < 0,8 => tính σ cr theo (4-23) tính σ c ,cr theo hw 0,86 σ (4-25) SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 - 14 - ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA b t 50   δ = β f ( f )3 = 0,8  = 6,51 ; => Ccr = 34,8 hw tw 96  0,8 ÷  C f 34,8.230 σ cr = cr = = 507,8 N / mm 2 3,97 λw ứng suất tiếp tới hạn τ cr :  σ σ + c   σ cr σ c ,cr 2 2  τ   187,68 80,53   15,72  + =  + ÷ ÷ +  138,03 ÷ = 0,648 < ÷ τ ÷ 507,8 356,13       cr  Ô bụng đảm bảo ổn định Tính liên kết cánh bụng dầm: β f fWf = 0,7.180 = 126 N / mm =12,6 kN/cm2 β S fWS = 1.0,45.380 = 171N / mm =17,1 kN/cm ( β fW ) = ( β f fWf ; β S fWS ) = 126 N / mm =12,6 kN/cm Tại vị trí đầu dầm: V = Vmax = 472,92 KN Vmax S x' 472,92.2059,6 hf ≥ = = 0,24 cm 2( β f w ) γ c I 2.12,6.1.158563,7 SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 20 20 86 86 20 20 Chọn hf theo điều kiện cấu tạo hf=7 mm hàn suốt chiều dài dầm - 15 - ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA Tính mối nối dầm: Nối dầm nơi thay đổi tiết diện cánh thuận tiện cho việc di chuyển, lắp ghép Điểm nối x= m Bản cánh nối đường hàn đối đầu, bụng nối ghép dùng đường hàn góc Nội lực mối nối: qx(l − x) (90,08 + 1,56).2.(10,5 − 2) = = 778,94 kN cm 2 q(l − 2.x) (90,08 + 1,56).(10,5 − 2.2) V1 = = = 297,83 kN 2 M1= Mối nối coi chịu toàn lực cắt phần mômen bụng Mb = Iw 73728 M= 778,93.102 = 30082,38 kNcm I 158563,7 Trong đó: Iw = 73728 cm4; I = 158563,7 cm4 20 20 760 900 760 100 50 20 900 50 20 Chọn ghép có tiết diện (96x1)cm; bề rộng 10 cm Kiểm tra tiết diện ghộp: 2.Abg=2.76.1 > Acb=86.1cm Mối hàn đặt lệch tâm so với vị trí tính nội lực Do có momen lệch tâm Me Me = 297,83 =1489,15 kNcm Chọn chiều cao đường hàn hf = mm hf > hmin = mm SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 - 16 - ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA hf < 1,2t = 1,2.0,8 =9,6 mm ( hbg − 1) h f Wf = ( 76 − 1) 0,8 = = 1500 cm Af = 2.(76 -1).1 = 120 cm2 Kiểm tra ứng suất đường hàn 2 2  M   V1   30082,38.104 + 1489,15.104   297,83.103  σ td =  + =  ÷ + ÷ = 125,28 W ÷ ÷  A ÷ ÷ 1500.10 120.10      f   f  σ td=125,28 N/mm2< (bfw)min = 126 N/mm2 Tính sườn đầu dầm Sườn đầu dầm chịu phản lực gối tựa V = 472, 92 + 8,19 = 481,11 kN Dùng phương án sườn đặt đầu dầm, dầm đặt phía gối khớp với cột Bề rộng sườn đầu dầm chọn bề rộng cánh bs= b’f = 15 cm Tiết diện sườn đầu dầm đảm bảo điều kiện ép mặt ts = Vtt 481,11 = = 0,88 cm b s f cγ c 15.36,19.1 Trong đó: fc= fu/1,05 = 380/1,05=36,19 kN/cm2 Chọn sườn có kích thước bsxts= 15x 1,5 cm Kiểm tra sườn theo điều kiện ổn định cục bộ: bs ≤ 0,5 E / f = 0,5 2,1.104 / 23 = 15,11mm ts 20 − = 4, 66 < 15,11 mm 1,5.2 Kiểm tra sườn theo điều kiện ổn định tổng thể: Aqu = 0,65t w E 2,1.104 = 0,65.0,8 = 12,57 cm f 23 A = As + Aqu = 1,5.15 + 12,57 = 35,07 cm SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 - 17 - ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP Is = is = GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA bs3 ts 0,65tw4 E / f 153.1,5 0,65.0,84 2,1.104 / 23 + = + = 422,55cm3 12 12 12 12 h 86 Is 422,55 = 24,78 => ϕ =0,959 = = 3,47 cm ; λ = w = i 3,47 A 35,07 s Vmax 481,11.103 σ= = = 143,05 N / mm ≤ f γ c = 230 N / mm 2 ϕ A 0,959.35,07.10 SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - Lớp: 11X4 - 18 - [...]... sườn đầu dầm < /b> Sườn đầu dầm < /b> chịu < /b> phản lực gối tựa V = 472, 92 + 8,19 = 481,11 kN Dùng phương án sườn đặt < /b> ở đầu dầm,< /b> dầm < /b> đặt < /b> phía trên gối kh p < /b> với cột B rộng của sườn đầu dầm < /b> chọn b ng b rộng của b n cánh bs= b f = 15 cm Tiết diện của sườn đầu dầm < /b> đảm b o về điều kiện p < /b> mặt ts = Vtt 481,11 = = 0,88 cm b s f cγ c 15.36,19.1 Trong đó: fc= fu/1,05 = 380/1,05=36,19 kN/cm2 Chọn sườn có kích thước bsxts=... 3, 2 ( p < /b> dụng cho dầm < /b> không có tải < /b> trọng < /b> động tác dụng), tức là < /b> b n b ng không đủ ổn định dưới tác dụng của ứng suất ti p,< /b> ta cần phải gia cường b n b ng b ng các c p < /b> sườn đứng ở hai b n b ng cách nhau một khoảng a ≤ 2h w = 2.86 = 172 cm→chọn a = 150 cm = 1,5 m Chọn b trí 6 sườn đứng 1620 B rộng và < /b> chiều dày các ô sườn: bs = hw 860 + 40 = + 40 = 68,6 mm Chọn bs =8 cm 30 30 ts ≥ 2bs f 23 = 2.80 =... 18,83 bf 30 do đó dầm < /b> đảm b o ổn định tổng thể b Kiểm tra ổn định cục b cánh nén: Khi chọn tiết diện b n cánh đã chọn để đảm b o về ổn định cục b SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - L p:< /b> 11X4 - 11 - ĐỒ ÁN KẾT CẤU TH P < /b> c GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA Kiểm tra ổn định cục b b n b ng dầm:< /b>  Độ mảnh quy ước của b n b ng dầm:< /b> λw = hw tw f 86 2300 = = 3,56 E 0,8 2,1.106 Ta thấy λ w = 3,56 > λ w  = 3, 2 ( p < /b> dụng... 20 86 86 20 20 Chọn hf theo điều kiện cấu tạo hf=7 mm hàn suốt chiều dài dầm < /b> - 15 - ĐỒ ÁN KẾT CẤU TH P < /b> GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA 8 Tính mối nối dầm:< /b> Nối dầm < /b> tại nơi thay đổi tiết diện của b n cánh thì thuận tiện cho việc di chuyển, l p < /b> gh p < /b> Điểm nối là < /b> x= 2 m B n cánh nối b ng đường hàn đối đầu, b n b ng nối b ng b n gh p < /b> và < /b> dùng đường hàn góc Nội lực tại mối nối: qx(l − x) (90,08 + 1,56).2.(10,5... 1,56).(10,5 − 2.2) V1 = = = 297,83 kN 2 2 M1= Mối nối coi như chịu < /b> toàn b lực cắt và < /b> phần mômen của b n b ng Mb = Iw 73728 M= 778,93.102 = 30082,38 kNcm I 158563,7 Trong đó: Iw = 73728 cm4; I = 158563,7 cm4 20 20 760 900 760 100 50 20 900 50 20 Chọn b n gh p < /b> có tiết diện (96x1)cm; b rộng 10 cm Kiểm tra tiết diện b n gh p:< /b> 2.Abg=2.76.1 > Acb=86.1cm Mối hàn đặt < /b> lệch tâm so với vị trí tính nội lực Do vậy có momen... =241,5 N/mm 2 6 Kiểm tra ổn định của dầm:< /b> a Kiểm tra ổn định tổng thể của dầm:< /b> Điều kiện để đảm b o ổn định tổng thể của dầm:< /b> lo  b  b ≤ 0, 41 + 0,0032 f +  0,73 − 0,016 f b f  tf  tf trong đó:  bf  E ÷   h fk  f l o - khoảng cách giữa các dầm < /b> phụ < /b> l 0 = 105 cm b f - b rộng cánh nén b f = 30 cm Thay số ta được:  30  30  30  2,1 × 10 6 = 5, 22 Vế phải =  0, 41 + 0, 0032 +  0, 73 −...ĐỒ ÁN KẾT CẤU TH P < /b> σc = GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA P < /b> ≤ γ c f t w l z dp P < /b> = 2(Vmax + Vbtdp ) = 2(44,5 + 0, 6) = 90, 2kN trong đó: tw=0,8 cm l z = bdp + 2t f = 11 + 2.2 = 15 cm 90,2.103 = 75,16 N/mm2 < f γ c = 230 N/mm2 8.150  Kiểm tra ứng suất tương đương nơi thay đổi tiết diện dầm < /b> Ta có: σ c = M ' bt = 10,53 kN.m σ1 = (M x + M 'bt ) (612,54 + 10,53).10 6.860 h = =...     cr  Ô b ng 3 đảm b o ổn định 7 Tính liên kết giữa cánh và < /b> b ng dầm:< /b> β f fWf = 0,7.180 = 126 N / mm 2 =12,6 kN/cm2 β S fWS = 1.0,45.380 = 171N / mm 2 =17,1 kN/cm 2 ( β fW ) min = ( β f fWf ; β S fWS ) = 126 N / mm 2 =12,6 kN/cm 2 Tại vị trí đầu dầm:< /b> V = Vmax = 472,92 KN Vmax S x' 472,92.2059,6 hf ≥ = = 0,24 cm 2( β f w ) min γ c I 2.12,6.1.158563,7 SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - L p:< /b> 11X4 20 20 86... = = 125,37 N/mm 2 d 4 I 'x 2 158563, 7.10 2 σc = P < /b> = 80,53 N/mm 2 t w l z SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - L p:< /b> 11X4 - 12 - ĐỒ ÁN KẾT CẤU TH P < /b> τ= GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA V1 383, 05.103 = = 55,68N/mm 2 h w t w 860.8 Ứng suất giới hạn σ cr : Do a 1,5 = = 1,74 > 0,8 và < /b> [ σ c ] = 0,64 < 0,8 => tính σ cr theo (4-23) và < /b> tính σ c ,cr theo hw 0,86 σ (4-25) 3 b t 30  2  δ = β f ( f )3 = 0,8  = 4,36 ; => Ccr... 138,03 ÷ = 0,87 < 1 ÷ τ ÷ 507,8 356,13       cr  Ô b ng 1 đảm b o ổn định  Kiểm tra ô b ng 2: Tiết diện cần kiểm tra cách gối tựa dầm < /b> khoảng x2 = x1 + a = 107 + 150 = 257 cm Các giá trị nội lực tính được: M1 = q.x 2 ( l − x 2 ) 2 = (90,08+1,56).2,57 ( 10,5 − 2,57 ) SVTH : TRẦN ĐÌNH TUẤN - L p:< /b> 11X4 2 = 933,82 kN.m - 13 - ĐỒ ÁN KẾT CẤU TH P < /b> GVHD :THS.NGUYỄN THỊ THANH HÒA l   10,5  V1 = q 