Bài tập thiết kế khung nhà thép tiền chế

Trong một thập niên gần đây, KIW đã khẳng định được vị trí dẫn đầu của mình về giải pháp ứng dụng công nghệ thông tin trong lĩnh vực xây dựng kết cấu nhà thép. Sản phẩm đã dành được sự công nhận như là một chuẩn mực cho công nghệ phân tích tính toán và thiết kế kết cấu khung thép tiền chế tại Việt Nam.

Trang 1

Bài tập KẾT CẤU THÉP NÂNG CAO

THIẾT KẾ KHUNG PORTAL TỔ HỢP

Trang 2

THUYẾT MINH TÍNH TOÁN

1 Cơ sở thiết kế

- [1] TCVN 5575-1991: KẾT CẤU THÉP – TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ

- [2] TCVN 2737-1995: TẢI TRỌNG VÀ TÁC ĐỘNG

Vật liệu lợp, bao che dùng tole tráng kẽm

Vật liệu cách nhiệt: bông thuỷ tinh

3 Chọn sơ bộ tiết diện

4

3 4

2 3

Tiết diện 1:

t3=400mm t2=250mm tf=12mm tw=8mm

Tiết diện 2:

t3=700mm t2=250mm tf=12mm tw=8mm

Trang 3

Hình H.2 Các kích thước chính của tiết diện

Tiết diện 4:

Tiết diện 3:

t3=500mm t3=400mm

t2=250mm

tf=12mm tf=12mm

tw=8mmtw=8mm

4 Tải trọng

4.1 Tĩnh tải

Tĩnh tải mái

p m , g m

Hình H.3 Sơ đồ tải trọng mái.

Tĩnh tải phân bố đều tác dụng lên rường của 1 khung:

g=gmxB=17.1x8=136.8 (kG/m)

Ghi chú: Đây là tải trọng phân bố trên chiều dài xiên (hình H.1)

Lực tập trung tại chân cửa mái tác dụng lên khung:

Trang 4

G=(136.8x3/cosα)+1.1x36.5x(1.25+3/cosα)+1.1x40x8x1.25

Trong đó số hạng thứ nhất là tĩnh tải mái, số hạng thứ hai là trọng lượng của khung cửa mái làm bằng I30, số hạng thứ ba là trọng lượng của cửa kiếng khung thép

Tường bao che cũng được làm bằng tole có sườn là thép dập nguội nên tĩnh tải tường cũng được lấy bằng với tĩnh tải mái

4.2 Hoạt tải mái

Hoạt tải mái

Stt Diễn giải pc (kG/m2) N pm (kG/m2)

Hoạt tải phân bố đều tác dụng lên rường của 1 khung:

p=pmxB=39x8=312 (kG/m)

Ghi chú: Đây là tải trọng phân bố trên chiều dài xiên (hình H.1)

Hoạt tải tập trung lên khung tại chân cửa mái:

P=312x3/cosα=945.20 kG

4.3 Hoạt tải gió

Hoạt tải gió tiêu chuẩn: wtc=83 kG/m2

Hoạt tải gió tính toán: w=n.kz.c.wtc

Hệ số vượt tải n=1.2

Đối với dạng địa hình B, chiều cao không quá 10m, hệ số độ cao kz≈1

Hệ số khí động c được cho như hình H.2

c=-0.4 c=-0.14

c=+0.7

c=-0.14

c=-0.5

c=-0.6 c=-0.5 c=+0.5

c=-1.3 c=-1.1

c=0

Hướng gió

Hướng gió c=+0.8

a) Khi sử dụng (có vách) b) Khi lắp dựng (chưa có vách)

Hình H.4 Hệ số khí động c.

Kết quả tính toán các giá trị của w được cho như bảng sau:

Trang 5

(Chú ý rằng tải trọng gió khi lắp dựng chỉ lấy 80% so với tải trọng tiêu

Trang 6

15%

319kG/m 112kG/m

478kG/m 268kG 1120kG

6m

1.25m

Hình H.5 Tính phản lực tại chân cửa mái do gió gây nên

4.4 Các trường hợp tải

TT: Tĩnh tải

HT: Hoạt tải mái bên trái

HP: Hoạt tải mái bên phải

GT_LD: Gió thổi từ trái sang phải khi lắp dựng

GP_LD: Gió thổi từ phải sang trái khi lắp dựng

GT_SD: Gió thổi từ trái sang phải khi sử dụng

GP_SD: Gió thổi từ phải sang trái khi sử dụng

Ghi chú: Khi khai báo trường hợp tải, ta sử dụng giá trị tính toán

4.5 Các tổ hợp nội lực

4.5.1 Các tổ hợp nội lực dùng để tính toán theo trạng thái giới hạn 1

Trang 8

5.1 Lựa chọn sơ đồ tính

Đối với khung Portal loại này, ta có thể cấu tạo liên kết sao cho khung có thể làm việc như là khung 0 khớp hoặc khung 2 khớp (hai khớp nối đất) hoặc khung 3 khớp (gồm hai khớp nối đất và một khớp ở đỉnh)

Theo phân tích sơ bộ, ta nên cấu tạo sao cho khung làm việc như một khung

2 khớp (xem Phụ lục 1)

Tuy nhiên nếu ta tổ hợp ứng suất như trên thì phải tốn rất nhiều thời gian, do đó ta chỉ tính kiểm tra cho những tổ hợp sau:

- Tổ hợp cho M+max

- Tổ hợp cho M-max

- Tổ hợp cho Nmax

- Tổ hợp cho Qmax

5.4 Kết quả nội lực tại một số tiết diện cần dùng cho tính toán

5.4.1 Tiết diện chân cột

Nmax=10.632T; Qtư=6.813T (Tổ hợp COMB4)

Nmin=0.11T; Qtư=1.60 T (Tổ hợp COM6)

Qmax=7.444T; Ntư=6.63T (Tổ hợp COMB20)

5.4.2 Tiết diện đỉnh cột

M- max=44.28 Tm; Ntư=9.17T; Qtư=6.81T (Tổ hợp COMB4)

M+ max=15.16Tm; Ntư=0.1T; Qtư=0.26T (Tổ hợp COMB7)

Nmax=9.17T; Mtư=44.28Tm; Qtư=6.18T (Tổ hợp COMB4)

Trang 9

Qmax=6.18T; Mtư=44.28Tm; Ntư=9.17T (Tổ hợp COMB4)

5.4.3 Tiết diện nách rường

M

-max=44.28 Tm; Ntư=8.1T; Qtư=8.06T (Tổ hợp COMB4)

M+ max=-15.16Tm; Ntư=0.24T; Qtư=0.13T (Tổ hợp COMB7)

Nmin=1.82T; Mtư=11.87Tm; Qtư=0.19T (Tổ hợp COMB5)

5.4.4 Tiết diện nối rường (phần gần nách)

5.4.5 Tiết diện nối rường (phần gần đỉnh)

M+ max=16.25 Tm; Ntư=6.77T; Qtư=0.77T (Tổ hợp COMB4)

M- max=-6.42Tm; Ntư=2.35T; Qtư=1.19T (Tổ hợp COMB6)

5.4.6 Đỉnh

6 Kiểm tra tiết diện đã chọn

6.1 Kiểm tra cột

Nội lực tại chân cột

Nmax=10.632T; Qtư=6.813T (Tổ hợp COMB4)

Nmin=0.11T; Qtư=1.60 T (Tổ hợp COM6)

Qmax=7.444T; Ntư=6.63T (Tổ hợp COMB20)

Nội lực tại đỉnh cột

Trang 10

M max=15.16Tm; Ntư=0.1T; Qtư=0.26T (Tổ hợp COMB7)

Đặc trưng tiết diện chân cột:

Ach=90.08 cm2

Jxch=26133 cm4

cm A

Trang 11

=>m1=1.25x21.05=26.31: Kiểm tra theo điều kiện bền

6.1.1 Kiểm tra điều kiện bền

Kiểm tra điều kiện bền cho đỉnh cột trong giai đoạn đàn hồi

γ

R W

M

A

N

x th

≤+ (6.1.1.1)

95.0215023

.2617

442800008

⇔

5 2042 25

.

1772 ≤

Kiểm tra ứng suất tiếp tại chân cột:

Xem toàn bộ lực cắt chỉ do bản bụng chịu, khi đó ứng suất tiếp lớn nhất là:

2

8.06.37

74442

32

3

cm kG A

6.1.2 Kiểm tra ổn định tổng thể ngoài mặt phẳng cho cột

Điều kiện ổn định tổng thể được cho bởi:

γϕ

A C

N

tb y

od = ≤ (6.1.2.1)

Trong đó

ϕy được lấy theo Bảng 72, PL6[1] Với λy=107.71, R=2150kG/cm2 thì ϕy≈0.53

Trang 12

C được tính theo điều 5.31 [1], phụ thuộc vào:

600 ( 3 3127

82 36 54 1 ) ( 54

=

tb y

ytb

xntb

h

l J

J

αTra bảng 7.7 PL7[1] ta được ψ=3.8+0.08xα=3.97

21500

20600000 )

600

55 ( 58868

3 3127 97 3 )

R

E l

h J

J

y tb

xtb

ytb

ψϕ

Vì ϕ1>0.85=> ϕd=0.68+0.21xϕ1=1.037>1 Lấy ϕd=1

=> C=1/(1+14.45x0.53/1)=0.115

Thay vào (6.1.2.1) ta có:

2

/170908

.10253.0115.0

10632

cm kG

Điều kiện ổn định tổng thể ngoài mặt phẳng uốn được thoả

6.1.3 Kiểm tra ổn định cục bộ

6.1.3.1 Kiểm tra ổn định cục bộ của bản cánh

Điều kiện ổn định cục bộ của bản cánh được kiểm tra theo điều 7.23 [1]: b0/δc≤[ b0/δ]

Với [ b0/δ] được lấy theo bảng 28 [1]:

[ b0/δ]=(0.36+0.19λ) E / R Ở đây λ=0.68<0.8 nên lấy λ=0.8

=> [ b0/δ]=0.36+0.19×0.8) 2060000/2150=30.95

b0/δc=12/1.2=10< 30.95: Thoả điều kiện ổn định cục bộ cho bản cánh

6.1.3.2 Kiểm tra ổn định cục bộ của bản bụng

Trang 13

Vì cột được kiểm tra theo điều kiện bền trong mặt phẳng uốn và điều kiện ổn định tổng thể ngoài mặt phẳng uốn nên điều kiện ổn định cục bộ của bản bụng được kiểm tra theo điều 7.16 [1]

Theo điều 7.16 [1], tỉ số h0/δb phụ thuộc vào giá trị α=(σ-σ1)/σ

.114

10632

cm kG y

J

M A

nhất của bản bụng

2 max

91603

442800008

.114

10632

cm kG y

J

M A

h

b

8 3 ) 4 2

(

) 1 2 ( 35

4

2 2

− +

αδ

8.06.67

68101727

)189.12(4.1)

12(4.1

Q

δσ

αβ

2150

2060000 8

3 , ) 284 0 4 89 1 89 1 2 ( 1727

2060000 )

1 89 1 2 ( 35

4 min(

2 2

0

×

− +

h0/δb=67.6/0.8=84.5<[h0/δb]=117: không cần đặt sườn dọc

Theo điều 7.21 [1], khi h0/δb>2.2 E / R thì phải đặt sườn ngang

Ở đây 2.2 E / R=68.8< h0/δb

=> Phải đặt các sườn ngang với khoảng cách ls=(2.5-3)h0 Chọn ls=2m

6.2 Kiểm tra rường

Nội lực tại nách rường

Trang 14

Nội lực tại tiết diện nối rường (phần gần nách)

Nội lực tại tiết diện nối rường (phần gần đỉnh)

Nội lực tại đỉnh

Vì trong rường có lực dọc tương đối lớn nên việc kiểm tra rường được thực hiện như một cấu kiện chịu nén uốn

Đặc trưng tiết diện nách rường:

An=114.08cm2

Jxn=91603cm4

cm A

Trang 15

Ag=90.08 cm

Jxg=26133 cm4

cm A

Trang 16

=>η=1.4-0.02λ=1.4-0.02x3.04=1.339

=>m1=1.339x30.43=40.75: Kiểm tra theo điều kiện bền

6.2.1 Kiểm tra điều kiện bền

6.2.1.1 Kiểm tra điều kiện bền tại nách rường

Kiểm tra điều kiện bền tại nách rường trong giai đoạn đàn hồi

γ

R W

M

A

N

xn n

≤+ (6.1.1.1)

95.0215023

.2617

442800008

.

1762 ≤

Kiểm tra ứng suất tiếp tại nách rường:

2

8.06.67

80602

32

3

cm kG A

6.2.1.2 Kiểm tra điều kiện bền tại vị trí nối rường ở gần nách

Kiểm tra điều kiện bền trong giai đoạn đàn hồi:

γ

R W

M

A

N

xg g

≤+ (6.1.1.1)

95.0215065

.1306

243700008

⇔

5 2042 35

.

1926 ≤

Kiểm tra ứng suất tiếp:

2

8.06.37

59202

32

3

cm kG A

6.2.1.3 Kiểm tra điều kiện bền tại vị trí nối rường ở gần đỉnh

γ

R W

M

A

N

xg g

≤+ (6.1.1.1)

95.0215065

.1306

162500008

⇔

5 2042 79

.

1318 ≤

Trang 17

Kiểm tra ứng suất tiếp:

2

8.06.37

29402

32

3

cm kG A

6.2.1.4 Kiểm tra điều kiện bền tại đỉnh

γ

R W

M

A

N

xd d

≤+ (6.1.1.1)

95.0215076

.1716

135600008

⇔

5 2042 58

.

858 ≤

Kiểm tra ứng suất tiếp tại đỉnh rường:

2

8.06.47

31802

32

3

cm kG A

6.2.2 Kiểm tra ổn định tổng thể ngoài mặt phẳng cho rường

Điều kiện ổn định tổng thể được cho bởi:

γϕ

A C

N

tb y

Trang 18

Tính

797 3 ) 40

150 ( 26 3126

26 34 54 1 ) ( 54

=

g y

yg

xng

h

l J

150

40 ( 26133

26 3126 904 1 )

R

E l

h J

J

y g

xg

yg

ψϕ

Vì ϕ1>0.85=> ϕd=0.68+0.21xϕ1=3.939>1 Lấy ϕd=1

=> C=1/(1+30.43x0.947/1)=0.034

Thay vào (6.1.2.1) ta có:

2

/19.190308

.90947.0034.0

5520

cm kG

Điều kiện ổn định tổng thể ngoài mặt phẳng uốn được thoả

6.2.3 Kiểm tra ổn định cục bộ

6.2.3.1 Kiểm tra ổn định cục bộ của bản cánh

Điều kiện ổn định cục bộ của bản cánh được kiểm tra theo điều 7.23 [1]: b0/δc≤[ b0/δ]

Với [ b0/δ] được lấy theo bảng 28 [1]:

[ b0/δ]=(0.36+0.19λ) E / R Ở đây λ=3.04

=> [ b0/δ]=0.36+0.19×3.04) 2060000/2150=29.02

b0/δc=12/1.2=10< 30.95: Thoả điều kiện ổn định cục bộ cho bản cánh

6.1.3.2 Kiểm tra ổn định cục bộ của bản bụng

Đối với rường, để tránh việc mất ổn định cục bộ do lực tập trung truyền từ xà gồ sang, ta đặt các sườn ngang gia cường tại vị trí có xà gồ, khoảng cách các sườn là ls=lxg=1.5m (việc tính toán theo điều 7.21 [1] ở cuối tiểu mục này cũng cho thấy cần phải gia cường các sườn ngang)

Vì rường được kiểm tra theo điều kiện bền trong mặt phẳng uốn và điều kiện ổn định tổng thể ngoài mặt phẳng uốn nên điều kiện ổn định cục bộ của bản bụng được kiểm tra theo điều 7.16 [1]

Theo điều 7.16 [1], tỉ số h0/δb phụ thuộc vào giá trị α=(σ-σ1)/σ

Trong đó:

Trang 19

91603

442800008

.114

8100

cm kG y

J

M A

91603

442800008

.114

8100

cm kG y

J

M A

h

b

8 3 ) 4 2

(

) 1 2 ( 35

4

2 2

− +

αδ

8.06.67

80601705

)192.12(4.1)

12(4.1

Q

δσ

αβ

2150

2060000 8

3 , ) 348 0 4 92 1 92 1 2 ( 1727

2060000 )

1 92 1 2 ( 35

4 min(

2 2

0

×

− +

h0/δb=67.6/0.8=84.5<[h0/δb]=117: không cần đặt sườn dọc

Theo điều 7.21 [1], khi h0/δb>2.2 E / R thì phải đặt sườn ngang

Ở đây 2.2 E / R=68.8< h0/δb

=> Phải đặt các sườn ngang với khoảng cách ls=(2.5-3)h0 Chọn ls=1.5m

7 Tính toán đường hàn liên kết bản cánh với bản bụng

Tại các vị trí xà gồ gát lên rường đều có sườn đứng gia cường nên đường hàn liên kết bản cánh và bản bụng không chịu ứng suất cục bộ mà chỉ chịu ứng suất tiếp do lực cắt gây ra

Chiều cao tối thiểu của đường hàn được tính bởi:

J R

QS h

g

c

h ≥2(β )minγ

Với: Q – lực cắt lớn nhất trong cấu kiện (rường, cột)

Sc – mô men tĩnh của một cánh đối với trục trung hoà

J – mô men quán tính của tiết diện

Trang 20

Ở đây để đơn giản cho tính toán và thiên về an toàn, ta lấy Q=Qmax, tính toán cho tiết diện nhỏ nhất

.012602

58808060

3 3

Hình H.6 Các vị trí liên kết.

8.1 Tính toán liên kết rường ở gần đỉnh (nút nối số 1)

Tại nút nối số 1, sử dụng đường hàn đối đầu để nối, chiều cao đường hàn được chọn bằng chiều dày thép cơ bản

Điều kiện bền cho đường hàn tại tiết diện này được tính bởi:

γτ

Trang 21

8.2 Tính toán liên kết rường ở gần nách (nút nối số 2)

Tại nút nối số 2, sử dụng đường hàn đối đầu để nối, chiều cao đường hàn được chọn bằng chiều dày thép cơ bản

Điều kiện bền cho đường hàn tại tiết diện này được tính bởi:

γτ

=> Đường hàn được bảo đảm điều kiện bền

8.3 Tính toán liên kết ở đỉnh (nút nối số 3)

Tại nút nối ở đỉnh, ta sử dụng liên kết bu lông để nối

Tổ hợp nội lực để tính toán liên kết gồm

Vì lực dọc ở đây là lực nén (làm giảm nguy hiểm cho bu lông liên kết) và lực cắt tương đối nhỏ, thiên về an toàn ta có thể tính toán nút đỉnh như liên kết bu lông chỉ chịu mô men

8.3.1 Chọn đường kính và bố trí bu lông

100

8 Hình H.7 Bố trí bu lông ở nút đỉnh

121 121

75 84

75 8 84

12 75

Chọn 8 bu lông bố trí như hình vẽ H.7

Với cách bố trí bu lông như hình H.7, ta

có thể lấy tâm quay nằm tại mép trên hay

mép dưới của bản đậy (thay vì phải lấy tại

hàng bu lông nằm ngoài cùng)

Khi đó lực kéo lớn nhất trong bu lông

nằm ngoài cùng sẽ là:

) 3 41 8 33 2 16 7 8 ( 2

3 41 1360000

max

+ +

N bl =

Chọn bu lông độ bền lớp 8.8, cường độ

chịu kéo của bu lông là: R kbl =4000kG/cm 2

=> Diện tích thực cần thiết của bu lông là: Athbl≥8278/4000=2.07cm2

Trang 22

Chọn bu lông φ20 có A thbl =2.45cm

Kiểm tra lại khoảng cách bu lông:

dmin≤d≤dmax

với dmin=2.5φ=2.5x20=50mm

dmax: phụ thuộc vào chiều dày bản đậy (sẽ tính toán sau)

Như vậy khoảng cách giữa các bu lông ≥d min

Chiều dày bản đậy được chọn sao cho nó

không bị cong vênh khi chịu tải trọng Thiên

về an toàn, xem bản đậy gồm nhiều dãi, mỗi

dãi làm việc như một dầm ngàm hai đầu, gối

tựa là hai hàng bu lông, lực tác dụng là 2Nblmax

11

20695 6

6

cm dR

Đường hàn liên kết bản đậy vào rường

được tính để chịu được cả M, N, Q

Chọn chiều cao đường hàn hh=10mm

Các đặc trưng của tiết diện đường hàn:

Trang 23

( )

A

Q A

N W

M

gh gh

( )

A

Q A

N W

M

gt gt

8.4 Tính toán liên kết ở nách (nút nối số 4)

Tại nút nối ở nách, ta có hai liên kết: liên kết nối rường vào nách và liên kết

8.4.1 Tính toán liên kết nối rường vào nách

12 70

Chọn loại liên kết là liên kết bu lông

Tổ hợp nội lực để tính toán liên kết gồm 80

M- max=44.28 Tm; Ntư=8.1T; Qtư=8.06T (Tổ

70

Vì lực dọc ở đây là lực nén (làm giảm nguy

hiểm cho bu lông liên kết), thiên về an toàn ta có

thể tính toán như liên kết bu lông chịu mô men và

lực cắt

80 70 8 70 80

Với cách bố trí bu lông như hình H.10, ta có

thể lấy tâm quay nằm tại mép trên hay mép dưới

của bản đậy (thay vì phải lấy tại hàng bu lông

nằm ngoài cùng)

8 Hình H.10 Bố trí bu lông ở nách

121 121

Trang 24

Khi đó lực kéo lớn nhất trong bu lông nằm ngoài cùng sẽ là:

) ( 14364 )

8 61 8 53 39 31 2 16 2 8 ( 2

8 61 4428000

+ + +

=> Diện tích thực cần thiết của bu lông là: Athbl≥14364/4000=3.59cm2

Chọn bu lông φ27 có A thbl =4.59cm 2

* Kiểm tra lại ứng suất trong bu lông:

Ứng suất pháp trong bu lông do mô men gây ra:

) / ( 3129 59

4

max

cm kG A

cm kG nA

2

cm kG td

td

td = σ + τ =

σ

σtd<Rkbl=4000kG/cm2: Thoả điều kiện bền

* Kiểm tra lại khoảng cách bu lông:

dmin≤d≤dmax

L

với dmin=2.5φ=2.5x27=67.5mm

dmax: phụ thuộc vào chiều dày bản

8.4.1.2 Tính chiều dày bản đậy

Chiều dày bản đậy được chọn sao cho nó

không bị cong vênh khi chịu tải trọng Thiên

về an toàn, xem bản đậy gồm nhiều dãi, mỗi

dãi làm việc như một dầm ngàm hai đầu, gối

tựa là hai hàng bu lông, lực tác dụng là 2Nblmax

(xem hình H.11.)

Hình H.11 Sơ đồ tính bản đậy

Mô men lớn nhất trong bản đậy:

M=2NblmaxxL/8

=2x14364x10/8=35910 (kGcm)

Tiêu đề	Bài tập thiết kế khung nhà thép tiền chế
Người hướng dẫn	Th.S. Lưu Đức Hân
Trường học	Trường Đại Học Xây Dựng
Chuyên ngành	Kết cấu và xây dựng công trình
Thể loại	Bài tập
Năm xuất bản	2023
Thành phố	Hà Nội

Định dạng
Số trang	48
Dung lượng	525,32 KB
File đính kèm	Bài tập Thiết kế khung nhà thép tiền chế.rar (374 KB)