Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
ĐỒ ÁN KẾT CẤU THÉP II
I)Đề Bài:
Thiết kế khung ngang chịu lực của nhà công nghiệp một tầng, một nhịp với số liệu
cho trước như sau:
- Nhịp khung ngang: L= 27 m
- Bước khung: B= 6 m
- Sức nâng cầu trục: Q= 6.3
- Cao trình ray: H1= +7,5 m
- Độ dốc của mái: i = 10%
- Chiều dài nhà: 90 m
- Phân vùng gió: III-A
- Vật liệu thép mác CCT34 có cường độ :
f = 210 N/mm2
fv= 116 N/mm2
fu= 310 N/mm2
- Hàn tay, dùng que hàn N42.
II)Thuyết minh:
1. Xác định các kích thước chính của khung ngang
1.1. Theo phương đứng
Chiều cao từ mặt ray cầu trục đến đáy xà ngang :
H2 = HK + 0,1+f = 0,87 + 0,1+0,2 =1,17 (m)
Với : HK = 0,87 (m) – tra catalo cầu trục
f= 0,2 kt xét đến đọ võng của vì kèo và việc bố trí của hệ giằng .
0,1:khe hở an toàn
 Chọn H2 =1,2(m) .
Chiều cao của cột khung,tính từ mặt móng đến đáy xà ngang :
H = H1 + H2 + H3 = 7,5 + 1,2+ 0 = 8,7 (m)
Trong đó :
H1 : cao trình đỉnh ray , H1 = 7,5(m).
H3 : phần cột chôn dưới cốt mặt nền,coi mặt móng ở cốt ± 0.000
Chiều cao của phần cột tính từ vai cột đỡ dầm cầu trục đến đáy xà ngang :
Ht =H2 + Hdct + Hr = 1,2 + 0,6 + 0,2 = 2 (m)
Giả thiết: Hdct=0,6 m
Do Hdct ( )
B B
0,6 0,75 m
8 10
 
∈ ÷ = ÷ ÷
 
Chiều cao của phần cột tính từ mặt móng đến mặt trên cuả vai cột :
Hd = H – Ht = 8,7 -2 = 6,7 (m).
1.2. Theo phương ngang
Coi trục định vị trùng với mép ngoài của cột ( a=0 ) → Khoảng cách từ trục
định vị tới trục ray cầu trục là :
λ = KL L 27 25.5
0.75
2 2
− −
= = (m).
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 1

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
Chiều cao tiết diện chọn theo yêu cầu độ cứng:
h = ( )
1 1 1 1
H .7,8 0,41 0,55
15 20 15 20
   
÷ = ÷ = ÷ ÷  ÷
   
(m)
→ Chọn h = 50 cm.
Kiểm tra khe hở giữa cầu trục và cột khung :
z = λ – h = 0,75 -0,5 = 0,25 (m)> zmin = 0,18 (m).
27000
i = 10%
q = 6.3 t
a
± 0.00
+ 7.50
+ 8.70
i = 10%
b
+10.00
1.3. Sơ đồ tính khung ngang
Dựa trên sức nâng của cầu trục chọn phương án cột có tiết diện không thay đổi, với độ
cứng là I1. Vì nhịp khung L = 27 m nên chọn phương án xà ngang có tiết diện thay đổi
hình nêm, dự kiến vị trí thay đổi tiết diện cách đầu xà 6 m. Với đoạn xà dài 6 m, độ cứng
ở đầu xà và cuối xà là I1 / I2 tương ứng (giả thiết độ cứng của xà và cột tại chỗ liên kết xà
- cột là như nhau). Với đoạn xà dài 7,5 m, độ cứng ở đầu xà và cuối xà giả thiết bằng I2
(tiết diện không thay đổi). Gỉa thiết sơ bộ tỷ số độ cứng I1, I2 là như nhau. Do nhà có cầu
trục nên chọn kiểu liên kết giữa cột với móng là khớp cố định 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
trùng với trục định vị để đơn giản hoá tính toán và thiên về an toàn. Sơ đồ tính khung
ngang như hình vẽ.
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 2

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
6000 7500 7500 6000
1 1
11
2
3
2
27000
130075001200
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 3

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
2. Thiết kế xà gồ
2.1 Thiết kế xà gồ mái
2.1.1 Tải trọng tác dụng:
a. Tĩnh tải :
Chọn vách làm bằng tấm tôn múi tráng kẽm dày 0,7 mm có trọng lượng
bằng
tc
mg = 0,074 kN/m2
Chọn sơ bộ chiều xà gồ chữ C mã hiệu 7CS2.5×105 có các thông số sau :
Ix= 413,73 cm4
Iy = 47, 87cm4
A= 8,77 cm2
qtc
= 0,0682kN/m =
tc
xgg
Chọn khoảng cách bố trí giữa các xà gồ là axg= 1.5m
tc tc tc
vach xg xgq g a g= × + = 0,074.1,5+0,0682=0.18 kN/m
tt tc
gq q= ×γ =0,18.1,05= 0,189 kN/m
b. Tải gió :
Tải trọng gió tác dụng vào khung ngang gồm 2 thành phần là gió tác dụng
vào cột và gió tác dụng trên mái. Theo TCVN 2737-1995, địa điểm phân vùng gió
III-A, có áp lực tiêu chuẩn W0 =1,25 kN/m2
, được giảm đi 0.15kN/m2
nên còn W0
=1,1 kN/m2
. Hệ số vượt tải 1,2. Nội suy ta có : Ce1 = -0,284 ; Ce2 = -0,4; Ce3 =-0,5;
k1= 0,9688 với cao trình tại đỉnh cột là:+8,7.
k2= 1 với cao trình tại đỉnh mái.
Tải trọng gió tác dụng lên xà gồ vách :
Phía đón gió : Wtc = 1,2. 0,9688. 1,1. 0,8. 1,5 = 1,53 (kN/m)
Wtt = 0,9688. 1,1. 0,8. 1,5 = 1,275 (kN/m)
Phía khuất gió : Wtc = 0,9688. 1,1. 0,5. 1,5 = 0,8 (kN/m)
Wtt=1,2. 0,9688. 1,1. 0,5. 1,5 =0,959 (kN/m)
Chọn tải gió W = 1,53 kN/m
2.1.2 Sơ đồ tính
qy
tt
qx
tt
x
y
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 4

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
My
6000
My
tt qB2
8=
qy
tt
Mx
6000
Mx
tt qB2
8=
qx
tt
2.1.3. Kiểm tra điều kiện về cường độ
Có Mxmax=
2
xq .B
8
=
2
1,53.6
5,885
8
= kNm.
Mymax=
2
yq .B
8
=
2
0,189.6
0.85
8
= kNm.
Do đó
yx
c
MM
f
Wy Wx
σ = + ≤ γ hay
2 2
c
588,5 65
18,65 kN / cm f 21.1 kN / cm
46,54 10,82
σ = + = < γ =
Vậy điều kiện độ bền thỏa mãn.
2.1.4 Kiểm tra độ võng
- Độ võng theo phương y do qy gây ra
tc 4 4
y
y 8 8
x
q .B5 5 0,189.6
. . 0.021
384 EJ 384 2,1.10 .47,87.10−
∆ = = = (m)
y 3 32,1 1
3.5.10 5.10
B 600 B 200
− −
∆ ∆ 
= = < = =  
Vậy độ võng của xà gồ trong giới hạn cho phép.
- Độ võng theo phương x do qx gây ra
tc 4 4
y
y 8 8
x
q .B5 5 1,275.6
. . 0.024
384 EJ 384 2,1.10 .413,73.10−
∆ = = = (m)
y 3 32,4 1
4.10 5.10
B 600 B 200
− −
∆ ∆ 
= = < = =  
Vậy độ võng của xà gồ trong giới hạn cho phép.
2.2 Thiết kế xà gồ mái
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 5

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
2.2.1 Tải trọng tác dụng lên xà gồ
Chọn tấm mái tôn múi tráng kẽm dày 0,7 mm có trọng lượng bằng tc
mg =
0,074 kN/m2
Chọn sơ bộ chiều xà gồ chữ C mã hiệu 7CS2.5×105 có các thông số sau :
Ix= 413,73 cm4
Iy = 47, 87cm4
A= 8,77 cm2
qtc
= 0,0682kN/m =
tc
xgg
Chọn khoảng cách bố trí giữa các xà gồ là axg= 1m
Hoạt tải tác dụng được xác định theo TCVN 2737-1995 :
tc
mp 0,3= kN/m2
;
Như vậy tải trọng tiêu chuẩn và tải trọng tính toán tác dụng lên xà gồ ;
xgtc tc tc tc
m m xg
a
q (g p ). g
cos
= + +
α
=
=(0,074+0,3).
1
cosα
+0,0628=0,44kN/m;
xgtt tc tc tc
m g m p xg g
a
q (g . p . ). g .
cos
= γ + γ + γ
α
=(0,074.1,05+0,3.1,3).
1
cosα
+0,0682.1,05 = 0,54 kN/m
2.2.2 Sơ đồ tính xà gồ
qx
qy
y
x
a
Mặt cắt xà gồ
Phân tải trọng theo 2 phương
tc tc
xq q cos= α ; xq qcos= α ;
tc tc
yq q sin= α yq qsin= α ;
Do đó ta có sơ đồ tính và biểu đồ mômen :
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 6

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
6000
My
tt qB2
8=
qy
tt
Mx
6000
Mx
tt qB2
40=
qx
tt
My
2.2.3 Kiểm tra điều kiện về cường độ
Có Mxmax=
2
xq .B
40
=
2
0,044.cos .6
0.039
40
α
= kNm.
Mymax=
2
yq .B
8
=
2
0,54.sin .6
2,42
8
α
= kNm.
Do đó
yx
c
x y
MM
f
W W
σ = + ≤ γ hay
2 2
c
242 39
8.8 kN / cm f 21.1 kN / cm
46.54 10,82
σ = + = < γ =
Vậy điều kiện độ bền thỏa mãn.
2.2.4 Kiểm tra độ võng
Do có giằng xà gồ nên ta chỉ xét độ võng theo phương y(tức là do qx gây ra)
tc 4 4
x
y 8 8
x
q .B5 5 0,43.cos .6
. . 0.0073
384 EJ 384 2,1.10 .744.19.10−
α
∆ = = = (m)
y 3 30.73 1
1,22.10 5.10
B 600 B 200
− −
∆ ∆ 
= = < = =  
Vậy độ võng của xà gồ trong giới hạn cho phép.
3. Tải trọng tác dụng lên khung ngang
3.1.Tải trọng thường xuyên (tĩnh tải)
Độ dốc mái i = 10% → α =5,710
(sinα = 0,0995; cosα = 0,995).
Tải trọng thường xuyên (tĩnh tải) 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 dầm và dầm cầu trục.
Tải trọng mái và xà gồ được truyền xuống xà ngang dưới dạng lực tập trung
đặt tại đầu các xà gồ nhưng do số lượng xà gồ > 5 nên có thể quy về tải phân bố
Trọng lượng bản thân xà ngang chọn sơ bộ 1 kN/m . Tổng tĩnh tải phân bố
tác dụng lên xà ngang :
0,039
1,05. 0,0893 .6 1,05.1 1,94 /
cos
kN m
α
 
+ + = ÷
 
(kN/m).
Trọng lượng bản thân của tôn tường và xà gồ tường lấy tương tự như mái.
Quy thành tải tập trung đặt tại đỉnh cột :
1,05. (0,039 0.0893+ ). 6.8.7 = 7,3 (kN)
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 7

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
Trọng lượng bản thân dầm cầu trục chọn sơ bộ là 1(kN/m). Quy thành lực
tập trung và mômen lệch tâm đặt tại cao trình vai cột :
1,05. 1. 6 = 6.3 (kN);
6,3. (L1 -0.5h) = 6,3. (0.75- 0,5. 0,5) = 3.15 (kNm).
3.2.Hoạt tải mái
Theo TCVN 2737-1995, 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 lên xà ngang :
1,3.0,3.6
2,352
cosα
= (kN/m)
3.3. Tải trọng gió
Tải trọng gió tác dụng vào khung ngang gồm 2 thành phần là gió tác dụng
vào cột và gió tác dụng trên mái. Theo TCVN 2737-1995, địa điểm phân vùng gió
III-A, có áp lực tiêu chuẩn W0 =1,25 kN/m2
, được giảm đi 0.15kN/m2
nên còn W0
=1,1 kN/m2
. Hệ số vượt tải 1,2. Nội suy ta có : Ce1 = -0,284 ; Ce2 = -0,4; Ce3 =-0,5;
k1= 0,9688 với cao trình tại đỉnh cột là:+8,7,
k2= 1 với cao trình tại đỉnh mái.
Tải trọng gió tác dụng lên cột:
Phía đón gió : 1,2. 0,9688. 1,1. 0,8. 6 = 6,14(kN/m)
Phía khuất gió : 1,2. 1. 1,1. 0,5. 6 = 3.96 (kN/m)
Tải trọng gió tác dụng lên mái :
1 2 0,9688 1
0,9844
2 2
k k
k
+ +
= = =
Phía đón gió : 1,2. 0,9844. 1,1. 0,284. 6 = 2,21 (kN/m)
Phía khuất gió : 1,2. 09844. 1.1. 0,4. 6 = 3,11 (kN/m)
3.4.Hoạt tải cầu trục
Theo bảng II.3 phụ lục sách Thiết kế khung thép nhà công nghiệp một tầng,
một nhịp, các thông số cầu trục sức nâng 6.3T như sau :
Nhịp
Lk
(m)
Ch.cao
Gabarit
HK
(mm)
Khoảng
cách
Zmin
(mm)
Bề
rộng
gabarit
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)
25.5 870 180 4500 3800 12,74 0,605 58 26.3
Tải trọng cầu trục tác dụng lên khung ngang bao gồm áp lực đứng và lực
hãm ngang, xác định như sau :
3.4.1. 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 (hình vẽ), xác định
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 8

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
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 :
4500 4500
pmax pmax pmax pmax
6000 6000
0.367
1 0.83
0.25
3800 700 3800
Đường ảnh hưởng để xác định Dmax, Dmin
Dmax= c p max in . . P .y 0,85. 1,1. 58. (1 0,367 0,83 0,25)=132γ = + + +∑ (kN)
Dmin= c p min in . . P .y 0,85. 1,1. 26.3. (1 0,367 0,83 0,25)=60.17γ = + + +∑ (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 – 0,5h =75 – 0,5.0,5 = 0,5 (m). Trị số của
các mômen lệch tâm tương ứng:
Mmax = Dmax .e = 132 0,5 = 66 (kNm)
Mmin = Dmin. e = 60.17. 0,5 = 30.8 (kNm)
3.4.2. Lực hãm ngang của cầu trục
Lực hãm ngang tiêu chuẩn của một bánh xe cầu trục lên ray :
tc xe
1
0
0,05(Q G ) 0,05.(63 6,05)
T 1.726
n 2
+ +
= = = (kN).
Lực hãm ngang của toàn cầu trục lên cột đặt vào cao trình dầm hãm (giả
thiết cách vai cột 0,7m):
tc
c p 1 iT n T y 1,1. 0,85. 1.726. (1 0,367 0,83 0,25) 3.95= γ = + + + =∑ (kN)
4. Xác định nội lực
Nội lực trong khung ngang được xác định với từng trường hợp chất tải bằng
phần mềm SAP2000. Kết quả tính toán được thể hiện dưới các biểu đồ và bảng
thống kê nội lực:
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 9

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
67002000
6000 7500 7500 6000
27000
1300
7.3 kn 7.3 kn
1.94 kn
3.15 kn
6.3 kn
3.15 kn
6.3 kn
SƠ ĐỒ TÍNH KHUNG VỚI TẢI TRỌNG THƯỜNG XUYÊN (TĨNH TẢI )
BIỂU ĐỒ MÔ MEN DO TĨNH TẢI
BIỂU ĐỒ LƯC DỌC DO TĨNH TẢI
BIỂU ĐỒ LƯC CẮT DO TĨNH TẢI
Tĩnh Tải
Cột Chân cột Dưới vai Đỉnh cột
M N V M N V M N V
0 -39.91 -13.41 86.72 -33.61 -13.41 113.55 -33.61 -13.41
Dầm Đầu dầm Giữa dầm Cuối dầm
M N V M N V M N V
-113.54 -15.87 -24.9 10.9 -14.61 -11.8 46.6 -13.3 1.28
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 10

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
2.352 kn
HOẠT TẢI MÁI NỬA TRÁI
BIỂU ĐỒ MÔ MEN DO HOẠT TẢI MÁI TRÁI
BIỂU ĐỒ LỰC DỌC DO HOẠT TẢI MÁI TRÁI
BIỂU ĐỒ LỰC CẮT DO HOẠT TẢI MÁI TRÁI
Hoạt tải mái trái
Cột chân cột Dưới vai Đỉnh cột
M N V M N V M N V
0.00 -23.92 -7.94 53.18 -23.92 -7.94 69.05 -23.92 -7.94
Dầm Đầu dầm Giữa dầm Cuối dầm
M N V M N V M N V
-69.05 -10.19 -23.05 33.44 -8.67 -7.18 28.29 -7.14 8.70
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 11

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
2.352 kn
HOẠT TẢI MÁI NỬA PHẢI
BIỂU ĐỒ MÔ MEN DO HOẠT TẢI MÁI PHẢI
BIỂU ĐỒ LỰC DỌC DO HOẠT TẢI MÁI PHẢI
BIỂU ĐỒ LỰC CẮT DO HOẠT TẢI MÁI PHẢI
Hoạt tải mái phải
Cột chân cột Dưới vai Đỉnh cột
M N V M N V M N V
0.00 -7.97 -7.94 53.18 -7.97 -7.94 69.05 -7.97 -7.94
Dầm Đầu dầm Giữa dầm Cuối dầm
M N V M N V M N V
-69.05 -8.67 -7.18 -20.38 -8.67 -7.18 28.29 -8.67 -7.18
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 12

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
2.352kn
HOẠT TẢI TOÀN MÁI
BIỂU ĐỒ MÔ MEN DO CHẤT HOẠT TẢI TOÀN MÁI
BIỂU ĐỒ LỰC DỌC DO CHẤT HOẠT TẢI TOÀN MÁI
BIỂU ĐỒ LỰC CẮT DO CHẤT HOẠT TẢI TOÀN MÁI
Hoạt tải cả mái
Cột chân cột Dưới vai Đỉnh cột
M N V M N V M N V
0.00 -31.90 -15.87 106.36 -31.90 -15.87 138.11 -31.90 -15.87
Dầm Đầu dầm Giữa dầm Cuối dầm
M N V M N V M N V
-138.11 -18.86 -30.23 13.06 -17.33 -14.35 56.57 -15.80 1.52
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 13

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
2.21 kn/m 3.11 kn/m
6.14kn/m
3.19kn/m
GIÓ TRÁI
BIỂU ĐỒ MÔ MEN DO GIÓ TRÁI
BIỂU ĐỒ LỰC DỌC DO GIÓ TRÁI
BIỂU ĐỒ LỰC CẮT DO GIÓ TRÁI
Gió trái
Cột chân cột Dưới vai Đỉnh cột
M N V M N V M N V
0.00 47.43 67.27 -312.91 47.43 26.13 -352.90 47.43 13.85
Dầm Đầu dầm Giữa dầm Cuối dầm
M N V M N V M N V
352.90 18.34 45.89 92.53 18.34 30.90 -66.20 18.34 15.92
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 14

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
2.21 kn/m3.11 kn/m
6.14kn/m
3.19kn/m
GIÓ PHẢI
BIỂU ĐỒ MÔ MEN DO GIÓ PHẢI
BIỂU ĐỒ LỰC DỌC DO GIÓ PHẢI
BIỂU ĐỒ LỰC CẮT DO GIÓ PHẢI
Gió phải
Cột chân cột Dưới vai Đỉnh cột
M N V M N V M N V
0.00 24.39 -21.77 56.96 24.39 4.76 39.52 24.39 12.68
Dầm Đầu dầm Giữa dầm Cuối dầm
M N V M N V M N V
0.00 24.39 -21.77 56.96 24.39 4.76 39.52 24.39 12.68
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 15

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
132 kn
66 kn
60.17 kn
30.8 kn
DMAX TÁC DỤNG LÊN CỘT TRÁI
BIỂU ĐỒ MÔ MEN DO ÁP LỰC ĐỨNG CỦA CẦU TRỤC LÊN CỘT TRÁI
BIỂU ĐỒ LỰC DỌC DO ÁP LỰC ĐỨNG CỦA CẦU TRỤC LÊN CỘT TRÁI
BIỂU ĐỒ LỰC CẮT DO ÁP LỰC ĐỨNG CỦA CẦU TRỤC LÊN CỘT TRÁI
Dmax trái
Cột
chân cột Dưới vai Đỉnh cột
M N V M N V M N V
0.00 -130.70 -4.91 -33.07 1.30 -4.91 -23.24 1.30 -4.91
Dầm
Đầu dầm Giữa dầm Cuối dầm
M N V M N V M N V
23.24 -4.77 1.77 11.25 -4.77 1.77 -0.75 -4.77 1.77
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 16

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
132 kn
66 kn
60.17 kn
30.8 kn
DMAX TÁC DỤNG LÊN CỘT PHẢI
BIỂU ĐỒ MÔ MEN DO ÁP LỰC ĐỨNG CỦA CẦU TRỤC LÊN CỘT PHẢI
BIỂU ĐỒ LỰC DỌC DO ÁP LỰC ĐỨNG CỦA CẦU TRỤC LÊN CỘT PHẢI
BIỂU ĐỒ LỰC CẮT DO ÁP LỰC ĐỨNG CỦA CẦU TRỤC LÊN CỘT PHẢI
Dmax phải
Cột Chân cột Dưới vai Đỉnh cột
M N V M N V M N V
0.00 -61.47 -4.91 2.13 -1.30 -4.91 11.96 -1.30 -4.91
Dầm Đầu dầm Giữa dầm Cuối dầm
M N V M N V M N V
-11.96 -5.02 -0.83 -6.35 -5.02 -0.83 -0.75 -5.02 -0.83
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 17

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
3.95 kn
LỰC HÃM LÊN CỘT TRÁI
BIỂU ĐỒ MÔ MEN DO ÁP LỰC NGANG CỦA CẦU TRỤC LÊN CỘT TRÁI
BIỂU ĐỒ LỰC DỌC DO ÁP LỰC NGANG CỦA CẦU TRỤC LÊN CỘT TRÁI
BIỂU ĐỒ LỰC CẮT DO ÁP LỰC NGANG CỦA CẦU TRỤC LÊN CỘT TRÁI
T trái
Cột Chân cột Dưới vai Đỉnh cột
M N V M N V M N V
0.00 -0.98 -2.51 16.83 -0.98 1.44 13.96 -0.98 1.44
Dầm Đầu dầm Giữa dầm Cuối dầm
M N V M N V M N V
-13.96 1.34 -1.11 -6.41 1.34 -1.1 1.14 1.34 -1.11
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 18

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
3.95 kn
LỰC HÃM LÊN CỘT PHẢI
BIỂU ĐỒ MÔ MEN DO ÁP LỰC NGANG CỦA CẦU TRỤC LÊN CỘT PHẢI
BIỂU ĐỒ LỰC DỌC DO ÁP LỰC NGANG CỦA CẦU TRỤC LÊN CỘT PHẢI
BIỂU ĐỒ LỰC CẮT DO ÁP LỰC NGANG CỦA CẦU TRỤC LÊN CỘT PHẢI
T phải
Cột
Chân cột Dưới vai Đỉnh cột
M N V M N V M N V
0.00 0.98 1.44 -9.63 0.98 1.44 -12.51 0.98 1.44
Dầm
Đầu dầm Giữa dầm Cuối dầm
M N V M N V M N V
12.51 1.52 0.84 6.83 1.52 0.84 1.14 1.52 0.84
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 19

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
Bảng thống kê nội lực
(Đơn vị tính: kN,kN.m)
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 20
Cấu
kiện
tiết
diện Nội lực
Phương án chất tải
Tĩnh tải
Hoạt tải
cả mái
Hoạt tải
mái trái
Hoạt tải
mái phải Gió trái Gió phải
Dmax
trái
Dmax
phải T trái T phải
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
CỘT
CHÂN
CỘT
M 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000
N -39.911 -31.899 -23.924 -7.975 47.435 24.385 -130.696 -61.474 -0.9802 0.980
V -13.41 -15.875 -7.937 -7.937 67.272 -21.768 -4.915 -4.9146 -2.5124 1.438
DƯỚI
VAI
M 86.721 106.360 53.180 53.180 -312.910 56.964 -33.072
2.1280
9
16.833
2 -9.632
N -33.611 -31.899 -23.924 -7.975 47.435 24.385 1.304 -1.3037 -0.9802 0.980
V -13.413 -15.875 -7.937 -7.937 26.134 4.764 -4.915 -4.9146
1.4375
8 1.438
ĐỈNH
CỘT
M 113.549 138.109 69.054 69.054 -352.898 39.516 -23.243
11.957
4
13.958
1 -12.507
N -33.611 -31.899 -23.924 -7.975 47.435 24.385 1.304 -1.3037 -0.9802 0.980
V -13.413 -15.875 -7.937 -7.937 13.854 12.684 -4.915 -4.9146
1.4375
8 1.438
DẦM
ĐẦU
DẦM
M -113.542 -138.109 -69.054 -69.054 352.898 -39.516 23.243 -11.957 -13.958 12.507
N -15.874 -18.859 -10.194 -8.665 18.337 14.963 -4.767 -5.017
1.3370
1 1.525
V -24.904 -30.230 -23.053 -7.177 45.888 23.057 1.769 -0.8266 -1.1135 0.838
GIỮA
DẦM
M 10.932 13.061 33.445 -20.384 92.533 -124.367 11.248 -6.3519 -6.4074 6.825
N -14.6129 -17.330 -8.665 -8.665 18.337 14.963 -4.767 -5.017
1.3370
1 1.525
V -11.809 -14.354 -7.177 -7.177 30.902 1.968 1.769 -0.8266 -1.1135 0.838
CUỐI
DẦM
M 46.613 56.571 28.286 28.286 -66.204 -66.204 -0.746 -0.7464
1.1432
8 1.143
N -13.351 -15.801 -7.136 -8.665 18.337 14.963 -4.767 -5.017
1.3370
1 1.525
V 1.285 1.522 8.699 -7.177 15.915 -19.122 1.769 -0.8266 -1.1135 0.838

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
Bảng tổ hợp nội lực
(Đơn vị tính :kN, kN.m)
Cấu
kiện
Tiết
diện
Nội lực
Tổ hợp cơ bản 1 Tổ hợp cơ bản 2
Mmax,
Ntu Mmin,Ntu Nmax,Mtu
Mmax,
Ntu Mmin,Ntu Nmax,Mtu
Cột
Chân
cột
1,6 1,8 1,7 1,3,6,8,10 1,2,5 1,2,7,9
M 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000
N -15.526 -101.385 -170.607 -79.586 -25.929 -187.129
V -35.182 -18.328 -18.328 -43.278 32.844 -34.385
Dưới
vai
1,2 1,5 1,7 1,2,5,7 1,3,5,7,9 1,2,7,9
M 196.232 -226.188 122.800 266.498 -161.650 230.381
N -71.810 13.823 -170.607 -102.000 -12.161 -187.129
V -29.288 12.720 -18.328 -27.836 -0.166 -34.385
Đỉnh
cột
1,2 1,5 1,3 1,2,6,8 1,2,5,7,9 1,2,8
M 251.658 -239.349 182.604 284.173 -150.266 248.609
N -65.510 13.823 -57.535 -41.547 -12.161 -63.493
V -29.288 0.440 -21.351 -20.708 -11.218 -32.124
Dầm
Đầu
dầm
1,5 1,2 1,3 1,2,5,7,9 1,2,8,6 1,2,8
M 239.349 -251.658 -182.604 150.266 -284.173 -248.609
N 2.463 -34.733 -26.068 -11.632 -23.896 -37.362
V 20.984 -55.135 -47.957 -3.763 -32.104 -52.856
Giữa
dầm
1,5 1,6 1,2 1,2,5,7,9 1,2,6,8,10 1,2,8
M 103.465 -113.435 23.993 128.669 -118.918 16.970
N 3.724 0.350 -31.943 -8.995 -16.488 -34.725
V 19.092 -9.841 -26.164 10.133 -12.088 -25.472
Cuối
dầm
1,2 1,5 1,2 1,2,7,9 1,2,5,7,9 1,2,8
M 103.185 -19.591 103.185 97.885 12.844 96.856
N -29.153 4.985 -29.153 -30.660 -6.358 -32.089
V 2.807 17.201 2.807 3.245 24.028 1.911
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 21

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
5.Thiết kế tiết diện cấu kiện
5.1.Thiết kế tiết diện cột
5.1.1 Thiết kết tiết diện chân cột
a) Xác định chiều dài tính toán
Chọn phương án tiết diện cột không đổi. Với tỷ số độ cứng của xà và cột giả
thiết là bằng nhau ; ta có :
xa cotI I 8,7
n : 1. 0,322
L H 27
   
= = = ÷  ÷
   
Theo công thức tính µ ta có :
0,38 0,38
2 1 2 1 2,96
n 0.322
µ = + = + =
Vậy chiều dài tính toán trong mặt phẳng khung của cột xác định theo công
thức :
x 1l H 2,96.1,06.8,7 27,3= µµ = = (m)
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 +3,5m tức là khoảng giữa phần cột tính từ mặt
móng đến dầm hãm,nên ly = 3,5 m.
b) Chọn và kiểm tra tiết diện
Từ bảng tổ hợp nội lực chọn ra cặp nội lực tính toán :
N = -187.2 kN
M = -1.74.10-14
kNm
V = -34.4 kN
Đây là cặp nội lực tại tiết diện đỉnh cột, trong tổ hợp nội lực 1,2,7,9 gây ra
Chọn chiều cao tiết diện cột chọn từ điều kiện độ cứng :
h = (1/15÷1/20)H = ( 0,58 ÷ 0,435) m → Chọn h = 60 cm.
Bề rộng tiết diện cột chọn theo các điều kiện cấu tạo và độ cứng :
bf = (0,3÷0,5)h = (20 ÷ 12) cm ;
bf = (1/20÷1/30)ly = (17,5÷11.6) cm → Chọn bf =20 cm.
Diện tích tiết diện cần thiết của cột xác định sơ bộ theo công thức sau :
yc
c
N M
A 1,25 (2,2 2,8)
f Nh
 
= + ÷ γ  
Do đó ta có :
2
yc
187 0.10
A . 1,25 (2,2 2,8). 11.13
21.1 6613.50
 
= + ÷ = 
 
cm2
Bề dày bản bụng : tw =(1/70÷1/100)h ≥ 0,6 cm .
→ Chọn tw = 1 cm.
Tiết diện cột chọn như hình sau:
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 22

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
Bản cánh (1,2×20 ) cm ,bản bụng (1×57.6 ) cm
10
hf =6 mm
200
12 578
600
hf = 6 mm
109595
12
*)Tính đặc trưng hình học của tiết diện đã chọn :
A = 1.57.6 +2.(1,2.20)= 105,6 cm2
;
Ix =
33 3 3
f w wf 0,5.(b t )hb .h 20.60 0,5.(20 1).57,6
2 2. 57420,3
12 12 12 12
   − −
− = − =   
  
cm4
Iy =
3 3 3 3
w w f fh .t t .b 57,8.1 1,2.20
2 2. 1604.8
12 12 12 12
+ = + = cm4
Wx= xI .2 57420.3
2871
h 60
= = cm3
;
ix = xI 57420,3
23.3
A 105.6
= = (cm);
iy =
yI 1604.8
3.89
A 105,6
= = (cm);
λx =
2
x
x
l 27,3.10
117,2
i 23,3
= = < [λ]=120;
λy =
2
y
y
l 3,5.10
90
i 3.89
= = < [λ]=120;
x x 6
f 2100
117,2. 3,7
E 2,1.10
λ = λ = = ;
y y 6
f 2100
90. 2,84
E 2,1.10
λ = λ = = ;
mx =
2
x
M A 0.10 105,6
. 0
N W 187,2 2871
= =
=> me = 0 <20 → không cần kiểm tra bền
*)Kiểm tra điều kiện ổn định tổng thể của cột trong mặt phẳng khung:
Với xλ = 3,7 và me = 0 tra bảng IV.3 sách “Thiết kế khung thép nhà công
nghiệp một tầng, một nhịp, lấy me=0.1 ta có : eϕ = 0,546 N/mm2
.
Điều kiện ổn định tổng thể của cột trong mặt phẳng khung được kiểm tra
theo công thức :
x
e
N 187,2
3,25
.A 0,546.105,6
σ = = =
ϕ
(kN/cm2
)<fγc=21 (kN/cm2
).
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 23

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
*)Kiểm tra điều kiện ổn định tổng thể của cột trong phương ngoài mặt phẳng
khung:
Để kiểm tra ổn định tổng thể của cột theo phương ngoài mặt phẳng khung
tính trị số mômen ở 1/3 chiều cao của cột dưới kể từ phía có mômen lớn hơn.Vì
cặp nội lực dùng để tính toán cột là tíêt diện dưới vai cột và do các tổ hợp tải
trọng 1,2,7,9 gây ra nên trị số của mômen uốn tại tiết diện chân cột tương ứng là:
230.4 kNm.
Trị số mômen tại 1/3 chiều cao cột dưới,kể từ tiết diện chân cột :
[ ]0 230,4)
M 0 76,8
3
+
= − = − (kNm).
Do đó :
M’=max(M ;M/2)=max(-76.8; 0)= 76,8 (kNm).
Độ lệch tâm tương đối theo M’:
2
x
x
M' A 76,8.10 105,6
m . 1,72
N W 187,2 2871
= = =
Do mx < 5 nên ta có c=
x1 m
β
+ α
4
2,1.10
3,14 3,14 99 90
21
c y
E
f
λ λ= = = > = => 1β =
Theo bảng 2.1 ta có: 0,65 0,05.1,72 0,736α = + =
Từ đó :
x
1
c 0.44
1 m 1 0,736.1,72
β
= = =
+ α +
Với λy=89,8 tra bảng phụ lục IV.2, nội suy ta được ϕy= 0,652
Do vậy điều kiện ổn định tổng thể của cột theo phương ngoài mặt phẳng
được kiểm tra theo công thức :
187.2
6.18
0,44.0,652.105,6
y
y
N
c A
σ
φ
= = = (kN/cm2
) < cf γ =21 (kN/cm2
)
Vậy thoả mãn điều kiện ổn đinh.
*)Kiểm tra điều kiện ổn định cục bộ của bản cánh và bản bụng cột theo các
công thức sau :
Với bản cánh cột :
6
0 0
f f
b 0,5(20 1) b 2,1.10
7,9 (0,36 0,1.3,7) 23,1
t 1 t 2100
 −
= = < = + = 
 
Với bản bụng cột: do mx=1,72>1; x 3,7λ = >2 và khả năng chịu lực của cột
được quyết định bởi điều kiện ổn định tổng thể trong mặt phẳng uốn (σx > σy) nên
ta có
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 24

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
2
w
x
w
h E
(1,3 0,15 )
t f
 
= + λ 
 
=
6 6
2,1.10 2,1.10
(1,2 0,35.2,7) 2,145 67.8
2100 2100
+ = =
Mặt khác :
w
w
h 56,7
57,6
t 1
= = <
E
3,1 98
f
=
w
w
h 56,7
57,6
t 1
= = <
E
2,3 73
f
= →không phải đặt vách cứng:
Ta có w w
w w
h h
56,7 67,8
t t
 
= < = 
 
=> Tiết diện cột đã chọn thỏa mãn điều
kiện ổn định.
⇒ Không cần kiểm tra lại điều kiện ổn định tổng thể.
5.1.2 Thiết kết tiết diện đỉnh cột
Từ bảng tổ hợp nội lực chọn ra cặp nội lực tính toán :
N = -284 kN
M = -41,5.10-14
kNm
V = -20.7 kN
Đây là cặp nội lực tại tiết diện đỉnh cột, trong tổ hợp nội lực 1,2,6,8 gây ra
Chọn chiều cao tiết diện cột chọn từ điều kiện độ cứng :
h = (1/15÷1/20)H = ( 0,58 ÷ 0,435) m → Chọn h = 80 cm.
Bề rộng tiết diện cột chọn theo các điều kiện cấu tạo và độ cứng :
bf = (0,3÷0,5)h = (20 ÷ 12) cm ;
bf = (1/20÷1/30)ly = (17,5÷11.6) cm → Chọn bf =20 cm.
Diện tích tiết diện cần thiết của cột xác định sơ bộ theo công thức sau :
yc
c
N M
A 1,25 (2,2 2,8)
f Nh
 
= + ÷ γ  
Do đó ta có :
yc
41,5 284
A . 1,25 (2,2 2,8). (39,47;49.56)
21.1 41,5.80
 
= + ÷ = 
 
cm2
Bề dày bản bụng : tw =(1/70÷1/100)h ≥ 0,6 cm .
→ Chọn tw = 1 cm.
Tiết diện cột chọn như hình sau:
Bản cánh (1,2×20 ) cm ,bản bụng (1×77.6 ) cm
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 25

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
10
12 776 12
800250
hf = 6 mm
*)Tính đặc trưng hình học của tiết diện đã chọn :
A = 1.77,6 +2.(1,2.20)= 125,6 cm2
;
Ix =
33 3 3
f w wf 0,5.(b t )hb .h 20.80 0,5.(20 1).77,6
2 2. 113459,8
12 12 12 12
   − −
− = − =   
  
cm4
Iy =
3 3 3 3
w w f fh .t t .b 77,6.1 1,2.20
2 2. 1606.5
12 12 12 12
+ = + = cm4
Wx= xI .2 113459.8
5673
h 80
= = cm3
;
ix = xI 113459,8
30
A 125.6
= = (cm);
iy =
yI 1606.5
3.57
A 105,6
= = (cm);
λx =
2
x
x
l 27,3.10
90,8
i 30
= = < [λ]=120;
λy =
2
y
y
l 3,5.10
98
i 3,57
= = < [λ]=120;
x x 6
f 2100
90,8. 2,87
E 2,1.10
λ = λ = = ;
y y 6
f 2100
98. 3,1
E 2,1.10
λ = λ = = ;
mx =
2
x
M A 284.10 125,6
. 15.15
N W 41,5 5673
= =
=> Tra bảng IV.5 phụ lục với loại tiết diện số 5, ta có: 1,25η =
Từ đó : me=1,25.15,15=18,9 < 20. => Không cần kiểm tra bền
*)Kiểm tra điều kiện ổn định tổng thể của cột trong mặt phẳng khung:,
Với xλ = 2,87 và me = 18,9 tra bảng IV.3 sách “Thiết kế khung thép nhà công
nghiệp một tầng, một nhịp, ta có : eϕ = 0,067 N/mm2
.
Điều kiện ổn định tổng thể của cột trong mặt phẳng khung được kiểm tra
theo công thức :
x
e
N 41,2
4,89
.A 0,067.125,6
σ = = =
ϕ
(kN/cm2
)<fγc=21 (kN/cm2
).
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 26

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
*)Kiểm tra điều kiện ổn định cục bộ của bản cánh và bản bụng cột theo các
công thức sau :
Với bản cánh cột :
6
0 0
f f
b 0,5(20 1) b 2,1.10
7,9 (0,36 0,1.3,7) 23,1
t 1 t 2100
 −
= = < = + = 
 
Với bản bụng cột: do mx=1,72>1; x 3,7λ = >2 và khả năng chịu lực của cột
được quyết định bởi điều kiện ổn định tổng thể trong mặt phẳng uốn (σx > σy) nên
ta có
w
x
w
h E
(1,2 0,35 )
t f
 
= + λ 
 
=
6 6
2,1.10 2,1.10
(1,2 0,35.2,87) 2,2 69,6
2100 2100
+ = =
Mặt khác :
w
w
h 77,6
77,6
t 1
= = <
E
3,1 98
f
=
w
w
h 77,6
77,6
t 1
= = <
E
2,3 73
f
= →không phải đặt vách cứng:
Ta có w w
w w
h h
56,7 67,8
t t
 
= < = 
 
=> Tiết diện cột đã chọn không thỏa mãn
điều kiện ổn định. Do vậy bản bụng bị mất ổn định cục bộ, coi như chỉ phần bản
bụng cột tiếp giáp với 2 bản cánh còn làm việc. Bề rộng của phần bụng cột này là :
w
1 w
w
h
C 0,85t 0,85.1.69,6 59,16
t
 
= = = 
 
(cm)
Diện tích tiết diện cột,không kể đến phần bụng cột bị mất ổn định cục bộ:
A' 2.1.59,6 2.(1,2.20) 167,2 A 125,6= + = > =
⇒ Không cần kiểm tra lại điều kiện ổn định tổng thể.
5.2. Thiết kế tiết diện xà ngang
5.2.1 Đoạn xà 1.
Từ bảng tổ hợp nội lực chọn cặp nội lực tính toán :
N = -23.9 kN
M = -284.1 knN
V = -32.1 kN
Đây là cặp nội lực tại tiết diện đầu xà,trong tổ hợp nội lực do 1,2,6,8 gây ra.
Mômen chống uốn cần thiết của tiết diện xà ngang xác định theo công thức:
2
yc
x
c
M 284,1.10
W 1352,85
f 21.1
= = =
γ
(cm3
).
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 27

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
Chiều cao tiết diện xà được xác định từ điều kiện tối ưu về chi phí vật
liệu,với bề dày bản bụng xà chọn sơ bộ là 1 cm:
yc
x
w
W 1352,85
h k (1,15 1,2) (42,3 44.1)
t 1
= = ÷ = ÷
→ Chọn chiều cao h=80 (cm)
Kiểm tra lại bề dày bản bụng từ điều kiện chịu cắt
tw=1 (cm)>
w v c
3 V 3 55,03
0,089
2 h f 2 80.11,6.1
= =
γ
(cm)
Diện tích tiết diện cần thiết của bản cánh xà ngang xác định theo công thức :
3
yc yc yc w w
f f f x 2
f
t hh 2
A (b t ) W
2 12 h
 
= = − ÷
 
=
3
2
80 1.77,6 2
1352,85. 4,48
2 12 78,8
 
− = ÷
 
(cm2
)
Theo các yêu cầu về cấu tạo và ổn định cục bộ,kích thước tiết diện của bản
cánh được chọn là :tf= 1,2 (cm);bf =20 (cm)
10
1277612
800
250
hf = 6 mm
Tiết diện đầu đoạn xà 1
Các đặc trưng hình học :
A=1.77,8+2(25.1,2)=125,8 (cm2
);
Ix =
33 3 3
f w wf 0,5.(b t )hb .h 20.80 0,5.(20 1).78.8
2 2. 78602,2
12 12 12 12
   − −
− = − =   
  
(cm4
);
Wx= xI .2 78602,2.2
1965.05
h 80
= = cm3
;
*) Kiểm tra theo điều kiện bền
2
x
x
M A 284,1.10 125,8
m . 28.86
N W 63,02 1965.05
= = = ;
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 28

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
Do mx=28.86 > 20 → me=ηmx > 20 (vì η ≥ 1) nên tiết diện xà ngang được
tính toán và kiểm tra theo điều kiện bền :
2
x
n xn
N M 23,9 284,1.10
14.65
A W 125,8 1965.05
σ = + = + = (kN/cm2
) < fγc = 21 (kN/cm2
)
*)Tại tiết diện đầu xà có mômen và lực cắt cùng tác dụng nên cần kiểm tra
ứng suất tương đương giữa bản cánh và bản bụng theo công thức :
Trong đó :
2
w
1
x
hM 284,1.10 77.6
. 14.02
W h 1965.05 80
σ = = = (kN/cm2
)
c
1
x w
VS 32,1.945,6
0.38
I .t 78602,2.1
τ = = = (kN/cm2
)
ở trên Sc là mômen tĩnh của một cánh dầm đối với trục trung hòa x-x
Sc = 20.1,2.(80-1,2)/2 = 945,6
Vậy 2 2
td 14,02 3.0,38 14,04σ = + = (kN/cm2
)<1,15fγc=1,15.21.1
=24,15
(kN/cm2
)
Kiểm tra ổn định cục bộ của bản cánh và bản bụng :
6
0
f
b 0,5.(20 1) 1 E 1 2,1.10
7,9 . 15,8
t 1,2 2 f 2 2100
−
= = < = = ;
6
w
w
h 78.8 E 2,1.10
65.67 5,5 5,5. 174
t 1,2 f 2100
= = < = =
→ Bản bụng không bị mất ổn định cục bộ dưới tác dụng của ứng suất nén
(nên không phải đặt sườn dọc ).
6
w
w
h E 2,1.10
65.67 3,2 3,2. 101
t f 2100
= < = =
→ Bản bụng không bị mất ổn định dưới tác dụng của ứng suất tiếp (không
phải đặt sườn cứng ngang ).
6
w
w
h E 2,1.10
65.67 2,5 2,5. 79
t f 2100
= < = =
→ Bản bụng không bị mất ổn định dưới tác dụng của ứng suất pháp và ứng
suất tiếp (không phải kiểm tra các ô bụng ).
Vậy tiết diện xà ngang chọn là đạt yêu cầu .Tỷ số độ cứng của tiết diện xà
(ở chỗ tiếp giáp với cột )và cột đã chọn là phù hợp với giả thiết ban đầu là bằng
nhau.
5.2.2 Đọan xà 2
Từ bảng tổ hợp nội lực chọn cặp nội lực tính toán :
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 29

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
N = - 9 kN
M = 128.67 kNm
V = 10 kN
Đây là cặp nội lực tại tiết diện giữa xà, trong tổ hợp nội lực do 1,2 gây ra.
Mômen chống uốn cần thiết của tiết diện xà ngang :
2
yc
x
c
M 128,7.10
W 612.9
f 21.1
= = =
γ
(cm3
).
Chọn sơ bộ bề dày bản bụng là 1 cm.Chiều cao của tiết diện xà ngang được
xác định từ điều kiện tối ưu về chi phí vật liệu:
612.9
h (1,15 1,2) (28.47 29.7)
1
= ÷ = ÷ (cm2
).
Chọn h = 30 cm Diện tích tiết diện cần thiết của bản cánh xà ngang là:
3
yc yc yc w w
f f f x 2
f
h t h 2
A (b t ) W
2 12 h
 
= = − = ÷
 
≈
3
2
30 1.27,6 2
612,9. . 17.9
2 12 28.8
 
− = ÷
 
(cm2
)
Theo các điều kiện cấu tạo và ổn định cục bộ,kích thước tiết diện của bản
cánh được chọn là tf=1.2 cm; bf=20 cm
27612
300
200
hf = 6 mm
8
12
Cấu tạo đầu đoạn xà 2
Các đặc trưng hình học của tiết diện :
A=1.27,8+2.(1,2.20)= 75,8(cm2
);
Ix=
3 3
20.30 0,5.(20 1).27,6
2. 11711
12 12
−
− = (cm4
)
Wx= 11711.2/30= 780,7 (cm3
)
mx=
2
x
M A 128,67.10 75,8
. 138.8
N W 9 780,7
= = .
Do mx = 138,8 > 20 nên me=η.mx >20 (do η >1)vì vậy tiết diện xà ngang
được tính toán theo điều kiện bền :
2
x
n xn
N M 9 128,67.10
16.6
A W 75,8 780,7
σ = + = + = (kN/cm2
) < fγc = 21 (kN/cm2
)
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 30

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
Tương tự trên cần kiểm tra ứng suất tương đương giữa bản cánh và bản
bụng xà ngang,Ta có :
f
(30 1,2)
S (20.1,2). 345,6
2
−
= = (cm3
);
2
w
1
x
M h 128,67.10 27.6
15,16
W h 780,7 30
σ = = = (kN/cm2
);
f
1
x w
VS 10.345,6
0,295
I t 11711.1
τ = = = (kN/cm2
);
Vậy : 2 2
td 15,16 3.0,295 15,16σ = + = (kN/cm2
)<1,15fγ=24,15 k/cm2
).
Do tiết diện xà ngang đã chọn có kích thước nhỏ hơn đoạn đầu xà ngang
nên không cần kiểm tra ổn định cục bộ của bản cánh và bản bụng.
6.Thiết kế các chi tiết
6.1.Vai cột
Với chiều cao tiết diện cột là tại vai cột khoảng h = 75.4cm, ta đi xác định
mômen uốn và lực cắt tại chỗ liên kết công-xon vai cột với bản cánh cột :
max dct 1M (D G )(L h) (132 6,3).(1 0,754) 34.02= + − = + − = (kNm);
max dctV D G 132 6,3 138,3= + = + = (kN)
Bề rộng cánh dầm được chọn bằng bề rộng cánh cột =dv
fb 20(cm). Giả thiết
bề rộng sườn gối của dầm cầu trục bdct=20 (cm).Chọn sơ bộ bề dày của các bản
cánh dầm vai là
dv
ft 1= cm. Từ đó bề dày bản bụng dầm vai được xác định từ điều
kiện chịu ép cục bộ do phản lực dầm cầu trục truyền vào, theo công thức:
dv max dct
w dv
dct f c
D G 138.3
t 0,3
(b 2t )f (20 2.1).21.1
+
= = =
+ γ +
(cm);
→ Chọn =dv
wt 0,8 (cm).
Chiều cao dầm vai được xác định sơ bộ từ điều kiện bản bụng dầm vai đủ
khả năng chịu cắt :
dv
w dv
w v c
3 V 3 138,3
h . 22.35
2 t f 2 0,8.11,6.1
= = =
γ
(cm) → Chọn =dv
wh 38
(cm)
Các đặt trưng hình học của tiết diện dầm vai :
Ix=
3 3
20.40 0,5.(20 0,8).38
2 18871.5
12 12
−
− = (cm4
);
dv
xW 18871,2.2 / 40 943,6= = (cm3
);
dv
f
40 1
S (20.1). 390
2
−
= = (cm3
).
Trị số của ứng suất pháp và ứng suất tiếp tại chỗ tiếp xúc giữa bản cánh và
bản bụng dầm vai :
dv 2
w
1 dv
x dv
hM 34,02.10 38
. 3.42
W h 943,6 40
σ = = = (kN/cm2
);
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 31

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
f
1
x w
VS 138,3.390
2.28
I t 18871,5.0,8
τ = = = (kN/cm2
);
Vậy ứng suất tương đương tại chỗ tiếp giáp bản cánh cột và bản bụng dầm
vai là :
2 2 2 2
td 1 1
2 2
c
3 3,42 3.2,28
5.22(kN / cm ) 1,15f 24,15(kN / cm ).
σ = σ + τ = +
= ≤ γ =
Kiểm tra ổn định cục bộ bản cánh và bản bụng dầm vai :
Bản cánh :
4
0
dv
f
b 0,5(20 0,8) 1 E 1 2,1.10
9,6 . 15,81
t 1 2 f 2 21
−
= = < = = .
Bản bụng :
dv 4
w
dv
w
h 38 E 2,1.10
47,5 2,3 2,3. 72,73
t 0,8 f 21
= = < = = .
Theo cấu tạo chọn đường hàn liên kết dầm vai vào cột hf=0,6 cm.Chiều dài
tính toán của các đường hàn liên kết dầm vai với bản cánh của cột xác định như
sau:
Phía trên cánh (2 đường hàn): lw= 20-1=19 cm.
Phía dưới cánh (4 đường hàn): lw =0,5.(20-0,8) -1=8,6 cm.
ở bản bụng (2 đường hàn): lw =38-1=37 cm.
Từ đó xác định được diện tích tiết diện và mômen chống uốn của các đường
hàn trong liên kết (coi lực cắt chỉ do các đường hàn liên kết ở bản bụng chịu):
Aw=2.0,6.37=44,4 (cm2
);
( )
3 3 3
2 2
w
3
19.0,6 2.8.0,6 0,6.37 2
W 2 0,6.19.20 2.0,6.8.19 .
12 12 12 40
1055,9 cm .
    
= + + + +  ÷  ÷
    
=
Khả năng chịu lực của đường hàn trong liên kết được kiểm tra theo công
thức:
2 2 2 22
td
w w
M V 34,02.10 138,3
W A 1055,9 44,4
       
σ = + = + ÷  ÷  ÷  ÷
     
= 4,48 (kN/cm2
)<(βfw)minγc=(0,7.18.1)=12,6 kN/cm2
).
Kích thước của cặp sườn gia cường cho bụng dầm vai lấy như sau :
Chiều cao: hs=
dv
wh 38= cm.
Bề rộng: bs=
380
40
30
+ =52,7 (mm)→Chọn bs=6 (cm).
Bề dày : 4
s st 2b f / E 2.6. 21/ 2,1.10 0,38≥ = = (cm)
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 32

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
→ chọn ts=0,6 cm.
Cấu tạo vai cột như hình vẽ :
200
40020500200
754 500
hf = 6 mm
6.2. Chân cột :
6.2.1. Tính toán bản đế:
Từ bản tổ hợp nội lực chọn cặp nội lực tính toán tại tiết diện chân cột:
N = -187 (kN);
M = 1.74.10-14
(kNm);
V = -34,4 (kN).
Đây là cặp nội lực tại tiết diện chân cột, trong tổ hợp nội lực do 1,2,7,9 gây
ra.
Căn cứ vào tiết diện và liên kết đã chọn, dự kiến chọn phương án cấu tạo
chân cột cho trường hợp có vùng chịu kéo của bê tông móng với 2 bu lông neo ở
một phiá chân cột .Từ đó xác định được bề rộng của bản đế :
Diện tích cần thiết của bản đế xác định từ điều kiện chịu ép cục bộ của bê
tông móng:
2
,
187
( ) 135,5(cm )
1,15.1,2
yc yc
bd bd bd
b loc
N
A B L
Rψ
= ≥ = =
Với : - N lực nén tính toán chân cột;
- ψ hệ số lấy bằng 1 khi ứng suất trong bê tông móng là phân bố đều.
- Rb,loc : cường độ tính toán chịu nén cục bộ của bê tông móng.
, 1.1,2.1,15 1,38b loc b bR Rαϕ= = =
- α Hệ số lấy bằng 1 khi mác bê tông móng không quá B25
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 33

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
- bϕ Hệ số tăng cường độ của bê tông khi nén cục bộ thường chọn sơ bộ
khoảng 1,1-1,2.
Từ các điều kiện ở trên, chọn bản đế có 30bdB cm= và 70bdL cm= .
Ta có :
187
0,089 1,2.1,15 1,38
30.70bd bd
N
B L
σ = = = ≤ =
Tính toán độ dày bản đế:
Bề dày của bản đế chân cột được xác định từ điều kiện chịu uốn của bản đế
dưới tác dụng của ứng suất phản lực trong bê tông móng:
max
bd
c
6M
t
f
=
γ
Mmax giá trị lớn nhất của moment trong các ô bản đế:
2
i b i iM dα σ=
Với :
• M trị số của moment uốn trong ô bản đế thứ i
• Di nhịp tính toán của ô bản đế thứ i
• iσ ứng suất phản lực của bê tông móng trong ô bản thứ i
• bα hệ số tra bảng, phụ thuộc vào loại ô bản và tỷ số các các cạnh của chúng.
Ô1 (bản kê 1 cạnh): c= d=5 (cm) có αb= 0,5
→ M1=αbσ1d1
2
=0,5.0,089.52
=1.1125(kNcm)
Ô2 (bản kê 3 cạnh): a2= d1= 60 (cm); b2=10 (cm); b2/a2=10/60= 0,167
Tra bảng 2.4 sách “thiết kế khung thép nhà công nghiệp một tầng
, một nhịp” nội suy có αb= 0,06
→ M1=αbσ1d1
2
=0,06.0,089.602
=19,224 (kNcm)
Vậy bề dày của bản đế xác định theo:
max
bd
c
6M 6.19,224
t 2,34
f 21.1
= = =
γ
(cm) →Chọn tbd=2,5 cm
6.2.2. Tính toán bulông neo
Từ tổ hợp nội lực chọn cặp nội lực ở chân cột gây kéo nhiều nhất cho các
bulông neo
N = -187 kN
M = - 1,74.10-14
kNm
V = -34,4 kN.
Đây là cặp nội lực trong tổ hợp tải nội lực do 1,2,7,9 tại chân cột gây ra.
y=Lbđ-c/3-60=700-700/3-6 =40.67 mm
a=Lbđ/2-c/3=700/2-700/3 =11.6 mm
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 34

50
145
25
CHI TIÕT 1 (TL:1/10)
1 1 50
300
12 576 1250
200
5050100
10145145
185 330 185
700
25
CHI TIÕT 1 (TL:1/10)
1 1
Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
Tổng lực kéo trong các bu lông neo ở một phía chân cột được xác định theo công
thức :
1
. 0 187.11,6
53
40,67
M N a
T
y
− −
= = = − kN
Chọn loại bu lông chế tạo từ thép thường mác CT34, tra bảng 1.10 phụ lục
“sách thiết kế khung thép nhà công nghiệp một tầng, một nhịp”
có fba=150 N/mm2=19 kN/cm2
. Diện tích cần thiết của một bu lông neo:
yc 2
bn
1 ba
T 53
A 0.89
n .f 4.15
= = = (cm2
)
→ Chọn bu lông φ18 có Abn= 1,92(cm2
)
6.2.3. Tính toán đường hàn liên kết cột vào bản đế
Các đường hàn liên kết tiết diện cột vào bản đế được tính toán trên quan
niệm mômen và lực dọc do các đường hàn bản cánh chịu, còn lực cắt do các
đường hàn bản bụng chịu. Nội lực tính toán đường hàn chọn trong bảng tổ hợp nội
lực chính là cặp dùng để tính toán các bulông neo. Các cặp khác không nguy hiểm
bằng.
Lực kéo trong bản cánh cột do mômen và lực dọc phân vào theo :
( )
187,3
0 93,5
2 2
k
M N
N kN
h
= ± = − =
Tổng chiều dài tính toán của các đường hàn liên kết ở một bản cánh cột (kể
cả các đường hàn liên kết dầm đế vào bản đế):
1wl 2.20 2.(20 1) 78= + − =∑ (cm).
Chiều cao cần thiết của các đường hàn liên kết ở bản cánh cột :
yc k
f
1w w min c
N 93,5
h 0,09
l ( f ) 78.(0,7.18).1
= = =
β γ∑
(cm).
Chiều cao cần thiết của các đường hàn liên kết ở bản bụng cột :
yc
f
2w w min c
V 34.4
h 0,02
l ( f ) 2.57,6.(0,7.18).1
= = =
β γ∑
(cm).
Kết hợp với yêu cầu về cấu tạo chọn hf = 0,6 cm.
Cấu tạo chân cột
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 35

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
6.3.Liên kết cột với xà ngang
Cặp nội lực dùng để tính toán liên kết là cặp gây kéo nhiều nhất cho các bu
lông tại tiết diện đỉnh cột.Từ bảng tổ hợp chọn được :
N = -41.54kN;
M = -284,2kNm;
V = -20,7kN;
Đây là cặp nội lực trong tổ hợp nội lực 1,2,6,8 gây ra.
6.3.1. Tính toán bu lông liên kết
Chọn cặp bu lông có cường độ cao cấp bền 10.9 đường kinh bu lông dự
kiến là d = 22 mm (lỗ loại C). Bố trí thành 2 dãy với khoảng cách các lỗ bulông
tuân thủ theo quy định.
Phía ngoài cột bố trí một cặp sườn gia cường cho mặt bích với kích thước
lấy như sau
Bề dày : ts ≥ tw chọn ts= tf =1 cm.
Bề rộng (phụ thuộc vào kích thước của mặt bích) → chọn ls = 9,5 cm .
Chiều cao : hs = 1,5ls =1,5.9,5 =14,25 (cm) → chọn hs=15 cm.
200
5010050
95
124
248
372
496
620
755
135 124 124 124 124 124 11545
1095
Bố trí bu lông trong liên kết cột với xà ngang
Khả năng chịu kéo của một bu lông :
[N]tb = ftbAbn = 50.3,03=151,5 (kN)
ftb – cường độ tính toán chịu kéo của bulông : ftb =500N/mm2
= 50
(kN/cm2
);
Abn - diện tích tiết diện thực của thân bulông : Abn=3,03 cm2
Khả năng chịu trượt của một bu lông cường độ cao:
[N]b = hb b1 f
b2
0,25
f A n 0,77.110.3,80.1. .1 43,03
1,7
µ
γ = =
γ
(kN)
ở trên :
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 36

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
fhb – cường độ tính toán chịu kéo của vật liệu bulông cường độ cao
trong liên kết ma sát, fhb=0,7fub
fub - cường độ kéo đứt tiêu chuẩn của vật liệu bulông,fub=1100
N/mm2
=110 kN/cm2
(với mác thép 40Cr);
A – diện tích tiết diện của thân bu lông, A=πd2
/4 =3,80 cm2
;
γb1 – hệ số điều kiện làm việc trong liên kết, γ1b=1 do số bulông
trong liên kết n > 10.
µ,γb2 – hệ số ma sát và hệ số độ tin cậy của liên 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 trong liên kết , nf =1.
Theo điều 6.2.5 TCXDVN 338-2005, trong trưòng hợp bulông chịu cắt và
kéo đồng thời thì cần kiểm tra các điều kiện chịu cắt và kéo riêng biệt.
Ta có lực kéo tác dụng vào một bulông ở dãy ngoài cùng do mômen và lực
dọc phân vào (do mômen có dấu âm nên coi tâm quay trùng với dãy bulông phía
trong cùng):
2
1
bmax 2 2 2 2 2 2 2
i
M.h N 284,2.10 .75,5 41,54
N 72,8
2 h n 2.(12,4 24,8 37,2,4 49,6 62 75,65 ) 14
= ± = − =
+ + + + +∑
(
kN)
(ở trên lấy dấu trừ vì N là lực nén)
Do Nbmax=64,3 kN<[N]tb=151,5 kN nên các bu lông có đủ khả năng chịu lực.
Kiểm tra khả năng chịu cắt của các bulông:
V 20.7
1.47
n 14
= = (kN) < [N]bγc=43,03 (kN)
6.3.2. Tính toán mặt bích
Bề dày của mặt bích được xác định từ điều kiện chịu uốn:
( )
1 bmax
1
b .N 10.64,3
t 1,1 1,1 1,1
b b .f (20 10).21
≈ = =
+ +
(cm);
( )
1 i
1
b . N 10.64,3(12,4 24,8 37,2 49,6 62 75,5)
t 1,1 1,1 0.96
b h .f 79.(20 79).21
+ + + + +
≈ = =
+ +
∑ cm
→ chọn t = 2.2 cm
6.6.3. Tính toán đường hàn liên kết cột (xà ngang) với mặt bích
Tổng chiều dài tính toán của các đường hàn phía cánh ngoài (kể cả sườn)
4.(9,6 1) 2.(9 1) 50.4( )wl cm= − + − =∑
Lực kéo trong bản cánh ngoài do mômen và lực dọc phân vào:
2
284,2.10 41,54
334.5( )
2 80 2
k
M N
N kN
h
  
= ± = − = ÷ ÷
   
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 37

200
5010050
95
124
248
372
496
620
755
135 124 124 124 124 124 11545
1095
124 124 124 124 115135 12445
7 l ç Ø23
7 l ç Ø23
22
50
200
10350
Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
Vậy chiều cao cần thiết của các đường hàn này là:
yc k
f
w w min c
N 334,5
h 0,526
l ( f ) 50,4.(0,7.18).1
= = =
β γ∑
(cm).
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):
yc
f
w w min c
V 20,7
h 0,02
l ( f ) 2.(77.6 1).(0,7.18).1
= = =
β γ −∑
(cm).
Kết hợp với cấu tạo chọn chiều cao đường hàn trong liên kết là hf= 0, 6cm
hf =6 mm
hf =6 mm
bul « ng
Ø18
c hi t iÕt 3 (TL:1/10)
14 bul « ng
Ø22
hf = 6mm
200
Cấu tạo liên kết dầm cột
6.4.Mối nối đỉnh xà:
Trong tổ hợp nội lực chọn cặp gây
kéo nhiều nhất cho các bulông tại tiết diện
đỉnh xà (đỉnh mái):
N = -29,2 kN;
M = 103,2 kNm;
V = 2,8 kN.
Đây là cặp nội lực trong tổ hợp tải trọng 1,4 gây ra. Tương tự trên chọn
bulông cường độ cao cấp bền 10.9, đường kính bulông dự kiến là d=22mm (lỗ loại
C). Bố trí bulông 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 :
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 38

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
Bề dày : ts= 1 cm
Chiều cao: hs=9,5 cm
Bềrộng:
ls=1,5hs=1,5.9,5=14,25(cm)
→ chọn ls=15 (cm).
Lực kéo tác dụng vào một bulông ở dãy dưới cùng do mômen và lực dọc
phân vào (do mômen có dấu dương nên coi tâm quay trùng với dãy bulông phía
trên cùng) do đó:
1
max 2
cos sin
2
h
b
M N V
N
hi n n
α α
= ± ±
∑
=
2
2 2 2 2
103,2.10 .40 29,2.0,995 2,8.0,1
2.(14 20 26 40 ) 10 10
− +
+ + +
= 68kN < [N]tb=151,5 kN
Khả năng chịu cắt của một bulông được kiểm tra theo công thức:
Nsin Vcos 56,94.0,0995 5,87.0,995
0,012
n 10
α ± α − +
= = (kN)< [N]b.γc=43,03
(kN)
Tương tự bề dày của mặt bích được tính toán từ điều kiện sau:
1 max
1
10.66,8
1,1 1,1 1,13( )
( ) (20 10).21
bb N
t cm
b b f
≈ = =
+ +
1
1
10.66,8.(11 20 26 40)
1,1 1,1 1,24( )
( ) 40.(20 40).21
bib N
t cm
b h f
+ + +
≈ = =
+ +
∑
→ chọn t =1,5 cm
Tổng chiều dài tính toán của các đường hàn phía cánh ngoài (kể cả ở sườn)
xác định tương tự trên là :
4.(9.6 1) 2.(9 1) 50.4( )wl cm= − + − =∑
Lực kéo trong bản cánh dưới do mômen, lực dọc và lực cắt gây ra:
2
cos sin 103,2.10 29,2.0,995 2,8.0,0995
329,6( )
2 2 30 2 2
k
M N V
N kN
h
α α   
= ± ± = − + = ÷ ÷
   
Vậy chiều cao cần thiết của các đường hàn này là :
yc k
f
w w min c
N 329,6
h 0,52
l ( f ) 50,4.(0,7.18).1
= = =
β γ∑
(cm)
yc
f
w w min c
Vcos Nsin 2,8.0,995 29,2.0,0995
h 0.034
l ( f ) 2.(30 1).(0,7.18).1
α ± α −
= = =
β γ −∑
(cm)
Kết hợp với cấu tạo, chọn chiều cao đường hàn trong liên kết hf= 0,6 cm.
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 39

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
10 l ç
Ø23
1550 50
200
451406014045
490
95
490
50 100 50
200
10 bul « ng
Ø22
95300
60
95
150
10bul « ng
Ø22
100
Cấu tạo mối nối đỉnh cột
6.5.Mối nối xà (ở nhịp)
Việc tính toán và cấu tạo mối nối xà hoàn toàn tương tự như trên. Do tiết
diện xà ngang tại vị trí nối giống như tại đỉnh mái và nội lực tại chỗ nối xà nhỏ
hơn nên không cần tính toán và kiểm tra mối nối. Cấu tạo liên kết như hình vẽ:95
490
50 100 50
200
10 bul « ng
Ø22
95300
10bul « ng
Ø22
hf = 6 mm
60
100
10 l ç
Ø23
1550 50
200
451406014045
490
95
150
Cấu tạo mối nối xà
6.6. Liên kết bản cánh với bản bụng cột và xà ngang
Lực cắt lớn nhất trong xà ngang là tiết diện đầu xà Vmax=52,8 kN. Chiều cao
cần thiết của đường hàn liên kết giữa bản cánh và bản bụng xà ngang theo công
thức:
yc max f
f
x w min c
V S 52,8.345,6
h 0,06
2I ( f ) 2.11711.(0,7.18).1
= = =
β γ
(cm).
Kết hợp với 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).
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 40

Đồ án kết cấu Thép II GVHD: Nguyễn Trọng Nghĩa
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Thiết kế khung thép nhà công nghiệp một tầng, một nhịp.
TS. Phạm Minh Hà (chủ biên), TS. Đoàn Tuyết Ngọc (Bộ môn kết cấu thép
- gỗ, Trường đại học Kiến Trúc Hà Nội).
2. TCXDVN 338 - 2005: Kết cấu thép - Tiêu chuẩn thiết kế.
3. Trần Thị Thôn (chủ biên). Bài tập thiết kế kết cấu thép Nhà xuất bản Đại
học quốc gia TP.HCM, 2011.
SVTH: Nguyễn Hoàng Long - 1051020182 Trang 41