1 PHẦN MỞ ĐẦU * Lý chọn đề tài: - Kết cấu liên hợp thép bêtông kết cấu sử dụng thép hình kết hợp với bêtông để làm kết cấu chịu lực cho công trình; - Kết cấu liên hợp thép - bêtông có ưu điểm mặt chịu lực là: + Khả chịu lực độ tin cậy cao: Kết cấu liên hợp thép – bêtông - Do kiến thức kết cấu điều kiện cháy chưa công bố nhiều tài liệu tiếng Việt, luận văn trình bày rõ số phương pháp tính toán khả chịu lực kết cấu liên hợp thép - bêtông điều kiện cháy, qua ứng dụng tính toán, đưa nhận xét, khuyến nghị * Mục đích nghiên cứu: Nêu rõ số phương pháp xác định khả chịu lực kết cấu liên hợp thép – bêtông điều kiện cháy, ứng dụng tính toán để có kết đưa tận dụng ưu điểm riêng đặc trưng lý hai loại vật liệu, nhận xét, khuyến nghị vật liệu thép vật liệu bêtông * Đối tượng phạm vi nghiên cứu: + Công sử dụng hiệu quả: sàn liên hợp có chiều dày mỏng Đối tượng nghiên cứu kết cấu liên hợp thép- bêtông điều kiện hơn, dầm liên hợp vượt nhịp lớn hơn, cột liên hợp có tiết diện mảnh cháy Phạm vi nghiên cứu phương pháp tính toán cho số cấu kiện hơn, kết cấu liên hợp chịu nhiệt độ cao với thời gian dài kết cấu khung phẳng * Phương pháp nghiên cứu: + Hiệu kinh tế: So với trường hợp sử dụng kết cấu thép Trong luận văn dùng phương pháp tổng hợp, nghiên cứu lý thuyết túy việc sử dụng giải pháp kết cấu liên hợp thép – bêtông có hiệu ứng dụng thực hành tính toán, qua đưa nhận xét khuyến nghị kinh tế cao hơn, giảm trọng lượng thép khoảng 10 - 15% * Ý nghĩa khoa học thực tiễn đề tài: - Bên cạnh ưu điểm đó, kết cấu liên hợp thép bêtông có ưu Đề tài trình bày kiến thức (chưa công bố nhiều Việt điểm khả chịu cháy so với kết cấu thép bêtông đóng vai trò Nam) kết cấu điều kiện cháy Những kiến thức cần thiết cho làm lớp vật liệu bảo vệ, làm chậm trình tăng truyền nhiệt kết cấu sinh viên, kỹ sư, cán làm ngành xây dựng thép Với ưu điểm nêu trên, kết cấu liên hợp thép - bêtông ngày * Cấu trúc luận văn: sử dụng rộng rãi công trình xây dựng -Việc xác định khả chịu lực kết cấu liên hợp điều kiện cháy phức tạp phải kể đến biến dạng nhiệt, thay đổi tính chất lý vật liệu nhiệt độ tăng cao Tiêu chuẩn Việt Nam chưa có dẫn tính toán, có tiêu chuẩn nước có dẫn Eurocodes, tiêu chuẩn Canada, New Ziland… tính toán cho cấu kiện đơn giản phải dùng nhiều giả thiết đơn giản hóa thiên an toàn Luận văn gồm có chương: Chương 1: Tổng quan ứng xử kết cấu liên hợp thép – bêtông điều kiện cháy Chương 2: Xác định khả chịu lực kết cấu liên hợp thép – bêtông điều kiện cháy Chương 3: Ví dụ tính toán NỘI DUNG Bản sàn bêtông CHƯƠNG I: TỔNG QUAN VỀ ỨNG XỬ CỦA KẾT CẤU LIÊN HỢP THÉP – BÊTÔNG TRONG ĐIỀU KIỆN CHÁY Cốt thép sàn 1.1 Giới thiệu kết cấu liên hợp thép – bêtông Kết cấu liên hợp thép – bêtông kết cấu mà thép chịu lực có dạng tấm, thép hình, thép ống kết hợp với kết cấu bêtông Nó nằm bêtông Dầm thép (gọi thép nhồi bêtông) hay nằm bêtông (gọi kết cấu thép bọc Hình 1.2: Kết cấu sàn liên hợp sử dụng tôn sóng [6] bêtông) làm việc Các giải pháp cấu tạo thường sử dụng loại cấu kiện kết * Ưu điểm kết cấu liên hợp thép – bêtông a Khả chịu lực độ tin cậy cao [6] cấu cột liên hợp thép định hình, thép tổ hợp hàn dạng chữ H bọc Kết cấu liên hợp thép – bêtông tận dụng ưu điểm riêng bêtông phần toàn bộ, thép ống nhồi đầy bêtông đặc trưng lý hai loại vật liệu, vật liệu thép vật liệu bêtông Vật bêtông cốt thép liệu thép có cường độ chịu kéo nén cao, khả cho phép biến dạng dẻo lớn, độ tin cậy, độ an toàn chịu lực cao khả chịu lửa giá thành lại cao Trong vật liệu bêtông có cường độ chịu nén tương đối lại có tính chịu lửa tốt, giá thành rẻ sử dụng phổ biến Như vậy, so với trường hợp sử dụng kết cấu bêtông cốt thép túy việc sử dụng kết cấu liên hợp thép – bêtông đảm bảo khả chịu lực nâng cao độ tin cậy kết cấu, bao gồm khả chịu lực hai thành phần kết cấu thép hình bêtông cốt thép kết hợp tham gia chịu lực b Công sử dụng hiệu [6] Hình 1.1: Một số kiểu tiết diện cột [9] Đối với công trình nhà nhiều tầng, chiều cao nhà cao Đối với cấu kiện sàn liên hợp giải pháp sử dụng thường sàn nhịp khung lớn nội lực dọc trục cột mômen dầm bêtông cốt thép đặt lên dầm thép hình chữ I Ngoài tôn lớn; lực dọc cột lên đến 3000T công trình nhà cao 30 thép sóng đặt mặt sàn bêtông, nằm sàn bêtông tầng Như vậy, sử dụng giải pháp kết cấu bêtông cốt thép thông dầm thép hình để đóng vai trò vừa cốt thép chịu kéo trình sử thường kích thước tiết diện yêu cầu cột lớn, thực tế cấp độ dụng đồng thời ván khuôn đỡ bêtông tươi trình thi công bền bêtông sử dụng phổ biến cho xây dựng nhà nhiều tầng Việt Nam vào khoảng B25 đến B40, tương ứng với cường độ chịu nén tính 1.2 Thiết kế kết cấu liên hợp thép – bêtông điều kiện nhiệt độ thường toán khoảng 155 đến 215 daN/cm Chẳng hạn sử dụng giải pháp kết cấu bêtông cốt thép túy kích thước tiết diện cột yêu cầu cho nhà cao 40 tầng xây dựng Hà Nội khoảng 1,5m x 1,5m; nhiên kích thước có [6] Quy trình thiết kế kết cấu liên hợp thép – bêtông nhìn chung giống loại cấu kiện khác, thực theo bước sau: thể giảm xuống khoảng 1m x 1m sử dụng giải pháp kết cấu liên hợp - Lựa chọn sơ hình dạng kích thước tiết diện cấu kiện kết thép – bêtông Như vậy, việc ứng dụng giải pháp kết cấu liên hợp tạo cho cấu (bản sàn, dầm, cột, giằng đứng) cấu tạo nút khung liên kết công trình gọn nhẹ tăng không gian sử dụng (khớp, nửa cứng, cứng), cấu kiện cột cần đảm bảo không mảnh c Hiệu kinh tế [6] Bước thực chủ yếu dựa vào kinh nghiệm người thiết kế kết So với trường hợp sử dụng kết cấu thép túy việc sử dụng tính toán sơ giải pháp kết cấu liên hợp thép – bêtông có hiệu kinh tế cao hơn, giảm - Tiến hành phân tích hệ kết cấu nhằm xác định nội lực biến dạng trọng lượng thép khoảng 10 - 15% Nếu so sánh với trường hợp sử cấu kiện kết cấu dầm, cột, nút khung ứng với trường hợp tổ hợp dụng kết cấu bêtông cốt thép túy giải pháp kết cấu liên hợp giảm tải trọng gây nguy hiểm cho kết cấu công trình Khi phân tích hệ kết cấu trọng lượng công trình khoảng 10-20%, dẫn đến giảm kết cấu sàn tính toán riêng rẽ, phần bề rộng tiết diện móng Do lượng thép dùng kết cấu liên hợp nhiều sàn cần kể đến để tham gia làm việc với dầm sàn chút tổng chi phí xây dựng công trình giảm, đồng thời - Xác định khả chịu lực cấu kiện kết cấu chọn kiểm tăng nhanh thời gian thi công để sớm đưa công trình vào sử dụng tra trạng thái giới hạn chịu lực biến dạng quay vòng vốn 1.2.1 Sàn liên hợp thép – bêtông * Nhược điểm kết cấu liên hợp thép – bêtông [9] Sàn liên hợp thường gồm tôn đặt mặt dưới, bên Tuy nhiên bên cạnh ưu điểm bật kết cấu liên hợp thép – lưới cốt thép bêtông đổ chỗ Tấm tôn cấu tạo theo nhiều hình bêtông đòi hỏi gắn kết hai vật liệu bêtông cốt thép, dạng khác có sườn làm tăng độ cứng uốn giảm trọng lượng việc tính toán phức tạp hơn, đòi hỏi thời gian tính toán nhiều hơn, chi phí gia sàn, tăng khả truyền lực bêtông tôn, ngăn cản công chế tạo liên kết tăng chuyển vị dầm thép trình lắp dựng Các chốt liên kết hàn sẵn với tôn để tăng khả chịu cắt tôn bêtông Tổng chiều dày sàn liên hợp ≥ 80mm đến 180mm, tùy theo yêu cầu chịu tải trọng khả chịu lửa cho sàn Chiều dày phần bêtông nằm sóng tôn yêu cầu lớn 40mm để nhằm bảo vệ cốt thép đảm bảo khả chịu lực Nhịp sàn từ 2,5m đến 4m lên đến 7m sử dụng cột trụ chống đỡ trình thi công b Tiết diện tính toán dầm liên hợp Tiết diện dầm liên hợp có dạng chữ T gồm tiết diện dầm thép hình Sàn liên hợp cần thiết kế đảm bảo đủ khả chịu lực suốt sàn bêtông cốt thép Thực tế chịu tải trọng, mặt cắt ngang giai đoạn thi công giai đoạn sử dụng bêtông đông cứng Tấm tôn đóng dầm liên hợp không trì phẳng, ứng suất nén mômen uốn vai trò ván khuôn trình thi công cần tính toán chịu loại phân bố không theo bề rộng phần sàn bêtông (hình 1.3) Do tải trọng trọng lượng thân bêtông ướt, lưới cốt thép, thiết bị đổ bề rộng tính toán phần sàn bêtông, beff xác định theo giả bêtông người thao tác, …Sàn liên hợp cần kiểm tra vị trí nguy thuyết cân bằng, diện tích đa giác ACDEF GHJK coi ứng suất hiểm xảy phá hoại mômen uốn lớn nhất, bị trượt dọc trượt lớn phân bố toàn bề rộng tính toán beff Tỷ số beff / B có giá trị nhỏ ngang mặt tiếp xúc tôn bêtông 1, phụ thuộc vào nhịp dầm, điều kiện liên kết hai đầu dầm, loại tải 1.2.2 Dầm liên hợp thép – bêtông trọng tác dụng, Bề rộng tính toán, beff tiết diện nhịp dầm lớn a Giải pháp dầm liên hợp đơn giản liên tục: so với gần gối dầm Tuy nhiên, để đơn giản phân tích tính toán kết Giải pháp cấu tạo dầm liên hợp đơn giản có mômen dương nên có ưu điểm sau so với dầm liên hợp liên tục: - Vùng chịu ứng suất nén dọc trục bụng dầm ít; đồng thời cấu, bề rộng beff cho toàn tiết diện dầm lấy giống theo tiết diện nhịp dầm có gối tựa hai đầu theo tiết diện gần gối tựa dầm conxôn cánh nén liên kết với sàn bêtông cốt thép thép; khả chịu lực dầm không phụ thuộc điều kiện ổn định dầm thép; - Bản bụng chịu ứng suất nhỏ nên tạo lỗ bụng; - Mômen uốn lực cắt dầm xác định đơn giản không ảnh hưởng bêtông nứt, từ biến lão hóa; - Bản sàn bêtông không chịu kéo, mômen cột nhỏ có hệ giằng vách cứng chịu tải trọng ngang; - Không có ảnh hưởng nhịp dầm, phân tích nội lực hệ kết cấu nhanh hơn; Tuy nhiên, dầm liên hợp đơn giản có nhược điểm sau: độ võng nhịp dầm bề rộng khe nứt gối lớn; chiều cao tiết diện dầm yêu cầu lớn Hình 1.3: Bề rộng tính toán dầm liên hợp [6] Trường hợp có sử dụng tôn sóng định hình (đặt vuông góc với nhịp dầm) kể đến phần bêtông nằm sườn tôn chịu lực nén, bỏ qua tôn định hình phần bêtông nằm sườn c Phân loại tiết diện dầm liên hợp 10 bốn loại tiết diện dầm liên hợp Trong phương pháp phân tích yêu Bản bụng cánh nén dầm thép bị ổn định cục bộ, cầu cần xác định độ cứng uốn EI tương đối phần tử kết cấu phụ thuộc vào độ mảnh chúng hw /tw b0f / tf Trong thực hành thiết kế, Các giá trị khác EI sử dụng cho trường hợp tải trọng tuỳ theo cấu tạo tiết diện dầm thép (được bọc bêtông phần, hoàn toàn, tác dụng, cụ thể: không bọc bêtông) tỷ số hw /tw b0f / tf, tiết diện dầm liên hợp phân thành bốn loại; tiết diện loại cao loại có khả chống ổn định tốt nhất: - Tiết diện loại 1: cho phép chảy dẻo hoàn toàn hình thành khớp dẻo tiến hành phân tích dẻo; - Tiết diện loại 2: cho phép chảy dẻo với góc xoay chảy dẻo bị hạn chế bêtông bị vỡ thép bị ổn định; - Tiết diện loại 3: cho phép xuất ứng suất lớn đạt tới giới hạn chảy tiết diện không phép chảy dẻo; - Tiết diện loại 4: cho phép tượng ổn định cục xảy trước ứng suất lớn đạt tới giới hạn chảy Ví dụ, sàn bêtông cốt thép liên kết chắn với cánh nén dầm thép cánh nén coi loại 1, nhiên, trình thi công dầm thép coi thuộc loại thấp Khi trục trung hoà dẻo nằm sàn bêtông cánh dầm thép bụng dầm thép coi loại loại tương ứng với liên kết chịu cắt hoàn toàn không hoàn toàn Loại tiết diện dầm liên hợp xác định theo loại thấp loại bụng cánh nén d Phương pháp phân tích xác định nội lực thiết kế Mômen lực cắt thiết kế dầm liên hợp xác định theo hai phương pháp phân tích hệ kết cấu là: phương pháp phân tích đàn hồi t uyến tính phương pháp phân tích chảy dẻo Phương pháp phân tích đàn hồi tuyến tính áp dụng cho (a) Trong giai đoạn thi công kết cấu chưa liên hợp sử dụng độ ng EaIa riêng thép kết cấu; (b) Trong giai đoạn kết cấu đưa vào sử dụng chịu tải trọng tác dụng dài hạn sử dụng độ cứng quy đổi EaI mômen quán tính I xác định từ tiết diện quy đổi sử dụng hệ số môđun đàn hồi n=Ea /E*c với E*c môđun đàn hồi tính toán bêtông; (c) Khi kết cấu chịu tải trọng thay đổi sử dụng hệ số n0=Ea /Ecm với Ecm môđun cát tuyến bêtông chịu tải trọng ngắn hạn; Các giá trị độ cứng trường hợp (b) (c) thay đổi theo dấu mômen uốn Thực tế theo chiều dài dầm, bêtông bị nứt không nứt Thường bêtông tiết diện gần gối tựa dầm nứt nhiều so với tiết diện dầm Để đơn giản áp dụng phương pháp phân tích coi bêtông không nứt cho toàn tiết diện dầm, sau sử dụng hệ số giảm mômen tiết diện gần gối dầm tương ứng tăng mômen tiết diện nhịp dầm để đảm bảo nguyên tắc cân tĩnh Phương pháp phân tích dẻo áp dụng trường hợp dầm liên hợp có tiết diện loại vị trí hình thành khớp dẻo loại loại tiết diện khác nằm phạm vi hình thành khớp dẻo Khả xoay dẻo khớp dẻo bị hạn chế bêtông vỡ thép ổn định phụ thuộc vào kích thước tiết diện, hình dạng biểu đồ quan hệ ứng suất biến dạng vật liệu, chế hình thành 11 12 khớp dẻo hệ kết cấu trình liên tục, mômen uốn hệ số điều chỉnh để làm giảm khả chịu lực dầm liên hợp Các tiết diện lớn mômen uốn dẻo hình thành khớp biểu thức xác định khả chịu mômen uốn dầm liên hợp tương dẻo Khớp dẻo xuất phải đảm bảo trì đủ khả ứng với vị trí khác trục trung hoà xây dựng từ chịu lực khả biến dạng dẻo cho phép đến khớp dẻo cuối điều kiện cân tĩnh cho tiết diện hình thành hệ kết cấu khảo sát Ngoài ra, phương pháp phân tích dẻo áp dụng vị trí hình thành khớp dẻo yêu cầu sau đảm bảo: chuyển vị ngang cánh nén phạm vi hình thành khớp dẻo cần ngăn cản; tiết diện dầm thép cần đảm bảo tính đối xứng qua mặt phẳng bụng dầm; khả xoay cho phép khớp dẻo cần đảm bảo tượng ổn định tổng thể dầm đảm bảo không xảy e Xác định khả uốn Đối với tiết diện loại khả chịu uốn dầm liên hợp xác định theo phương pháp phân tích dẻo với biểu đồ phân bố ứng suất tiết diện dầm phụ thuộc vào vị trí trục trung hoà Trục trung hoà qua bụng, cánh dầm thép qua phần sàn bêtông Trong trường hợp toàn tiết diện dầm thép coi chảy dẻo đạt tới cường độ chịu kéo nén vật liệu thép, kể thớ nằm sát trục trung hoà (hình 1.4) Ứng suất vùng bêtông chịu nén coi phân bố đạt đến cường độ tính toán chịu nén bêtông Bỏ qua khả tham gia chịu lực vùng bêtông chịu kéo tôn chịu nén Liên kết sàn dầm thép coi liên kết hoàn toàn, sử dụng giả thuyết mặt cắt phẳng tiết diện dầm liên hợp Trong trường hợp liên kết không hoàn toàn, có nghĩa số lượng chốt liên kết sử dụng không đủ bị chảy dẻo dẫn đến có trượt tương đối mặt tiếp xúc sàn dầm thép, cần phải sử dụng thêm Hình 1.4: Biểu đồ phân bố ứng suất pháp tiết diện dầm liên hợp [6] Đối với tiết diện loại loại sử dụng phương pháp phân tích đàn hồi có kể đến ảnh hưởng từ biến bêtông Trong thực hành thiết kế để tận dụng hết khả làm việc vật liệu thép tiết diện dầm liên hợp loại loại thường hay sử dụng, đặc biệt cho vùng dầm chịu mômen âm hình thành khớp dẻo f Xác định khả chịu cắt Thực tế sàn bêtông dầm liên hợp chịu phần lực cắt Tuy nhiên khó để xác định xác phần tham gia chịu lực cắt sàn bêtông phụ thuộc vào mức độ làm việc liên tục qua gối tựa, mức độ bêtông bị nứt chi tiết liên kết sàn bêtông với dầm thép Do để đơn giản coi lực cắt dầm thép chịu, bỏ qua tác dụng liên hợp 1.2.3 Cột liên hợp thép – bêtông a Độ cứng uốn tương đương 13 14 Độ cứng uốn tương đương tiết diện cột liên hợp xác pháp phân tích đàn hồi tuyến tính có xét đến ảnh hưởng tương tác định từ tổng độ cứng thành phần thép kết cấu, cốt thép bêtông P-∆ sai lệch kích thước hình học (imperfection effect), làm tăng tham gia chịu lực: mômen uốn biến dạng cột Độ sai lệch kích thước hình học (EI)eff = Ea Ia + Es I s + Kc Ec,eff I c biểu diễn độ lệch t âm e0 Tiêu chuẩn Châu Âu có hai phương Ec,eff = Ecm /(1 + ϕt NG,Ed / NEd ) pháp thiết kế cho cột liên hợp: phương pháp thiết kế “chính xác” Trong đó: phương pháp thiết kế “đơn giản” Phương pháp “chính xác” thực qua việc sử dụng E : môđun đàn hồi vật liệu I : mômen quán tính tiết diện thành phần chương trình phân tích kết cấu có xét trực tiếp đến ảnh hưởng nêu Ecm : môđun đàn hồi ngắn hạn trung bình bêtông Phương pháp phân tích cho kết tính toán có độ tin cậy NEd : lực dọc thiết kế cao áp dụng tốt cho tất trường hợp cột liên hợp có tiết NG,Ed : thành phần dài hạn NEd diện không đổi thay đổi có tiết diện đối xứng không đối KC ϕt: hệ số xét đến từ biến bêtông xứng Tuy nhiên phương pháp yêu cầu khối lượng liệu tính toán b Độ mảnh tương đương Độ mảnh tương đương cột liên hợp xác định theo công lớn áp dụng trường hợp đặc biệt Đối với phương pháp đơn giản ảnh hưởng tương tác P-∆ sai lệch kích thước hình học kể đến cách gián tiếp thông thức: qua việc sử dụng hệ số điều chỉnh Đây phương pháp hay sử dụng thực hành thiết kế, phạm vi áp dụng phương pháp hạn chế cho số trường hợp cột liên hợp có tiết diện không đổi đối xứng, tiết diện thép kết cấu định hình tổ hợp Trong đó: fy : cường độ chảy tiêu chuẩn thép kết cấu hàn, cột có độ mảnh không lớn (độ mảnh tương đương λ < ) fsk : cường độ chảy tiêu chuẩn cốt thép yêu cầu đặc biệt thiết kế Mômen thiết kế cột liên fck : cường độ nén tiêu chuẩn 28 ngày bêtông hợp phương pháp đơn giản xác định theo công thức sau: Ncr : lực nén đàn hồi tới hạn M Ed = k end M 1,Ed + kimp N Ed e0 L : chiều dài hai điểm ngăn cản chuyển vị ngang cột k end = β end /(1 - N Ed / N cr ,eff ) c Phương pháp phân tích xác định nội lực thiết kế Nội lực thiết kế cột thường xác định theo phương βend = 0,66 + 0,44(M 2,Ed / M1,Ed ) ≥ 0,44 15 kimp = /(1 - N Ed / N cr ,eff ) Để đơn giản thiết kế, khả chịu nén uốn phương cột liên hợp xác định dựa theo đường cong khả chịu lực, Trong đó: NEd 16 : lực dọc trục M1, Ed : mômen uốn lớn hai đầu cột xây dựng sở tổng hợp khả chịu lực ba thành phần liên hợp: thép kết cấu, bêtông cốt thép Đối với thành kend : hệ số xét đến ảnh hưởng tương tác P-∆; kend < phần tùy theo trường hợp hệ số an toàn sử dụng khác kimp : hệ số sai lệch kích thước hình học; kimp >1 Điểm A B xác định tương ứng với hai trường hợp riêng biệt tiết diện cột chịu lực nén dọc trục chịu mômen uốn túy Điểm A có khả chịu lực nén Npm, Rd điểm B có khả chịu uốn Mpm, Rd Điểm C xác định có khả chịu mômen uốn với điểm B có khả chịu nén khả chịu nén riêng phần bêtông bao bọc Npm, Rd Điểm D có khả chịu mômen uốn lớn Hình 1.5: Xác định nội lực thiết kế tiết diện cột liên hợp [6] xác định từ tổng hợp ba thành phần riêng rẽ (thép kết cấu, a) không kể ảnh hưởng P-∆ ; b) có kể ảnh hưởng P-∆ bêtông cốt thép) khả chịu nén 0,5Npm, Rd Điểm E nằm trung d Xác định khả chịu lực Khả chịu lực cột liên hợp xác định dựa giả thiết sau: gian điểm A điểm C nên coi nằm đường thẳng AC trường hợp cột có tiết diện chữ H bọc bêtông chịu uốn quanh trục - Tương tác qua lại thép kết cấu bêtông coi hoàn toàn chúng làm việc hệ thống cột liên hợp bị phá hoại Có nghĩa coi ma sát chi tiết chốt neo đặt mặt tiếp xúc thép kết cấu bêtông đủ để ngăn cản lực trượt tương đối giữ a chúng; - Mặt cắt ngang cột liên hợp bị biến dạng coi phẳng; điều tương tự tính toán cấu kiện thép kết cấu bêtông cốt thép; - Các điều kiện ổn định cục thép thép kết cấu coi thoả mãn tuân thủ yêu cầu cấu tạo Hình 1.6: Đường cong xác định khả chịu lực cột liên hợp chịu nén uốn phương [6] 17 18 1.3 Kết cấu liên hợp thép – bêtông điều kiện cháy σ 1.3.1 Các đặc tính vật liệu thép, vật liệu bêtông tác động nhiệt f y,θ độ cao [13] a Đặc tính vật liệu thép tác động nhiệt độ cao f p,θ * Mối quan hệ ứng suất – biến dạng vật liệu thép nhiệt độ cao: Các loại vật liệu xây dựng giảm cường độ độ cứng chúng chịu nhiệt độ cao đám cháy Đối với thép, cường độ bắt đầu giảm nhiệt Ea,θ = tanα α độ 3000C giảm theo tốc độ ổn định đến khoảng 8000C Thực tế thép khoảng 23% cường độ ban đầu 7000C, 11% cường độ ban đầu 0 800 C, 6% cường độ ban đầu 900 C, phần cường độ lại tiếp tục ε p,θ giảm dần đến xuất hiện tượng chảy lỏng 1500 C, toàn trình đường cong thể mối quan hệ ứng suất – biến dạng thép nhiệt độ định, người ta xuất phát từ phương trình thể trạng thái làm việc đàn hồi tuyến tính thép, từ dựa loạt thí nghiệm điều chỉnh dạng tiếp tuyến với phần ellipse mà hệ số góc Dạng đường cong thông số điển hình đặc trưng cho trạng thái làm việc vật liệu thép nhiệt độ cao θ cho trước thể hình 1.7 Trong đó: ε t,θ ε u,θ ε Hình 1.7: Các thông số đặc trưng cho trạng thái làm việc vật liệu thép thể đường cong ứng suất – biến dạng Để xây dựng ε y,θ nhiệt độ θ cho trước [13] øng suÊt (N/mm2) 300 200 C 200 C 250 300 C 200 500 C 400 C 150 600 C 100 fy,θ : giới hạn chảy hiệu fp,θ : giới hạn tỷ lệ Ea,θ : độ dốc đồ thị giai đoạn đàn hồi tuyến tính εp,θ : biến dạng ứng với giai đoạn tỷ lệ εy,θ : biến dạng chảy εt,θ : biến dạng giới hạn giai đoạn chảy εu,θ : biến dạng cực hạn vật liệu 700 C 50 800 C 0,5 1,0 1,5 2,0 BiÕn d¹ng (%) Hình 1.8: Biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng vật liệu thép điều kiện chịu nhiệt độ cao theo EC [13] Mục đích việc nghiên cứu làm việc kết cấu thép chịu tác động cháy xác định cường độ thiết kế cho vật liệu hay xác định độ giảm cường độ so với cường độ vật liệu làm việc điều kiện bình 19 20 thường Dựa vào kết nghiên cứu thu được, EC đưa giá trị hệ Khi 7500C ≤ θa ≤ 8600C ∆l/l = 1,1.10-2 số suy giảm môđun đàn hồi kE,θ, giới hạn chảy ky,θ giới hạn tỷ lệ kp,θ Khi 8600C ≤ θa ≤ 12000C ∆l/l = 2.10-5θa – 6,2.10-3 vật liệu thép nhiệt độ θ định, theo bảng hình sau: Trong hầu hết phương pháp tính toán độ bền chịu lửa đơn giản, Bảng 1.1: Giá trị hệ số suy giảm môđun đàn hồi, giới hạn chảy giới giãn nở nhiệt thường bỏ qua Tuy nhiên có số trường hợp, hạn tỷ lệ vật liệu thép nhiệt độ θ [13] ví dụ kết cấu dầm thép liên kết để đỡ sàn bêtông cánh trên, Nhiệt độ θ (0C) kE,θ= Ea,θ/Ea ky,θ= fay,θ/fay kp,θ= fap,θ/fap chênh lệch giãn nở nhiệt cánh cánh dầm (do cánh có 20 1,0000 1,00 1,0000 bảo vệ sàn bêtông, có tác dụng ngăn cản biến dạng làm tiêu tan 100 1,0000 1,00 1,0000 nhiệt) gây nên biến dạng nhiệt đáng kể cho tiết diện 200 0,9000 1,00 0,8070 Vì vậy, áp dụng loại kết cấu mới, cần nghiên cứu đến 300 0,8000 1,00 0,6130 giảm bớt trình giãn nở nhiệt kết cấu thép điều kiện chịu 400 0,7000 1,00 0,4200 500 0,6000 0,78 0,3600 600 0,3100 0,47 0,1800 700 0,1300 0,23 0,0750 800 0,0900 0,11 0,0500 900 0,0675 0,06 0,0375 1000 0,0450 0,04 0,0250 1100 0,0225 0,02 0,0125 1200 0,0000 0,00 0,0000 * Hệ số giãn nở nhiệt vật liệu thép nhiệt độ cao có sử dụng hình thức cách nhiệt, dẫn đến ứng xử nhiệt hoàn toàn khác so với làm việc cấu kiện thép không bảo vệ Điều có ý nghĩa quan trọng kết cấu liên hợp thép – bêtông (∆l / l).10 16 12 EC xem độ giãn dài tương đối ∆l/l kết cấu nhiệt độ định từ 200C đến nhiệt độ ngưỡng đổi pha thép hàm nhiệt độ: ∆l/l = 1,2.10-5θa + 0,4.10-8θa2 – 2,416.10-4 θa( C) Trong đó: l : chiều dài ban đầu nhiệt độ 200C cấu kiện khảo sát θa : nhiệt độ thép thời điểm khảo sát (0C) 20 200 400 600 800 1000 1200 Hình 1.9: Sự biến thiên độ giãn dài nhiệt thép theo nhiệt độ [13] 75 76 FILE: 04Nue1_L0 NODES: 21 BEAMS: 10 TRUSSES: SHELLS: SOILS: SOLIDS: F0 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 F0 F0 NODES PLOT BEAMS PLOT IMPOSED DOF PLOT Structure Not Displaced selected Nhiệt độ (oC) Diamond 2012.a.0 for SAFIR 1200 1000 800 600 400 Node 20 Node 74 Node 100 200 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 90 Time (min) Beam Element Y Z Hình 3.18: Nhiệt độ số điểm tiết diện dầm không bọc bêtông X Bảng 3.2: Khả chịu lực dầm tính SAFIR với cấp bêtông Hình 3.16: Mô hình tính toán dầm phần mềm SAFIR Diamond 2012.a.0 for SAFIR 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 86 87 82 88 83 89 84 90 85 91 92 FILE: PROFILE4 NODES: 128 ELEMENTS: 90 NODES PLOT SOLIDS PLOT C20 theo EC2 Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Giá trị M (kNm) 310 35,1 16,86 12,28 So sánh với M0 100% 11,32% 5,43% 3,96% Bảng 3.3: Khả chịu lực dầm tính SAFIR với cấp bêtông 93 94 C30 theo EC2 95 96 97 98 99 100 101 102 103 104 105 106 107 108 Y X Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Giá trị M (kNm) 310 36,1 17,16 12,7 So sánh với M0 100% 11,64% 5,53% 4,09% 109 110 Z 111112119120 113114121 115 116 117118 122 123124 125126127 128 Bảng 3.4: Khả chịu lực dầm tính SAFIR với cấp bêtông C50 theo EC2 Hình 3.17: Chia nút dầm không bọc bêtông SAFIR Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Giá trị M (kNm) 340 35,8 17,1 12,8 So sánh với M0 100% 10,52% 5,03% 3,76% 78 1200 20 7,1 30 60 90 120 80 Time (min) Hình 3.19: So sánh tốc độ giảm mômen dầm không bọc bêtông 50 50 400 Mfi (kNm) 278,6 10,7 SAFIR SIMPLE 10,7 80 60 40 120 120 100 300 Mfi/M0 (%) 77 150 300 C20 C30 C50 200 100 Hình 3.21: Tiết diện dầm thép liên hợp có bọc bêtông cốt thép Tính theo tiêu chuẩn Eurocode 4: *Xác định khả chịu lực dầm điều kiện thường Giả sử trục trung hòa nằm bêtông Bỏ qua phần bêtông chịu kéo, 0 30 60 90 Time (min) gọi x khoảng cách từ trục trung hòa đến mặt sàn bêtông 1200 Nc 120 10,7 theo hai phương pháp không chênh lệch nhiều công nhận phương pháp B: Bài toán dầm liên hợp bọc bêtông 120mm, rộng 1200mm, phần bụng dầm bọc bêtông cốt cốt 4φ20) sau chịu cháy 30 phút Biết vật liệu thép S235 10,7 Bài toán: Tính khả chịu lực dầm liên hợp thép bêtông nhịp 4,9m, gối tựa đơn, kích thước sau (dầm thép IPE300, sàn dày 5,35 5,35 + Na Ns2 Ns1 120 80 an toàn 300 tiên tiến gần với thực tế ứng xử kết cấu phương pháp đơn giản thiên 278,6 Nhận xét: Dầm không bọc bêtông có khả chịu lửa thấp Kết tính - x Hình 3.20: Giá trị mômen dầm thay đổi mác bêtông 50 50 150 Hình 3.22: Biểu đồ ứng suất dầm liên hợp bọc bêtông 79 80 Tổng lực nén lực nén tiết diện bêtông: ( b fi = ) F = N c = (0 ,85 f c / γ c ).beff x = ,85 × 20.10 / 1,5 × 1,2 x − H ef + b − bc 10,7 150 − 150 = + = 5,35 (mm) tra bảng theo R30 2 → b1 = b − 2b fi = 150 − × 5,35 = 139 ,3 (mm) FH− = 13600 x (kN) Tổng lực kéo lực kéo tiết diện dầm thép thép: FH+ = N a + N S = ( f a / γ a ).Aa + ( f sk / γ s ).As + Chiều dày tính toán: e1 = e f = 10,7 (mm) + Cường độ tính toán: f ay , 20 C / γ M , fi ,a = 235.103 / = 235.103 (kN/m2) o ,35.105 × (178,9 × ,1 + × 10 ,7 × 150 ) × 10 −6 = 1220 (kN) c Bản cánh tiết diện dầm thép: Na = Ns = 3,25.10  × 3,14 × 20 ×  1,15  + Chiều dày tính toán: e2 = e f = 10,7 (mm)   × 10 −6 = 355 (kN)  + Chiều rộng tính toán: b2 = b = 150 (mm) + Cường độ tính toán: k a f ay , 20 C / γ M , fi ,a (kN/m2) o 1575 → F = 1220 + 355 = 1575 (kN) → x = 103 = 115,75 < 120 (mm) 13600 + H Tra bảng theo cấp bền R30 ta được:  84 h   × (0,018e f + 0,7 ) k a = 1,12 − + bc 22bc   Mômen chịu dầm là: − M = 1575 × 0,5 × 115,75 × 10 −3 = 91,1 (kNm) 84 300   k a = 1,12 − +  × (0,018 × 10,7 + 0,7 ) = 0,58 150 22 × 150   M a+ = 1220 × (0,5 × 300 + 120 − 115.75) × 10 −3 = 188 (kNm) M s+1 = 0,5 × 355 × (300 − 10,7 − 80 + 120 − 115.75) × 10−3 = 37,9 (kNm) → k a f ay , 20 C / γ M , fi ,a = 0,58 × 235.103 / 0,9 = 152.103 (kN/m2) o M s+2 = 0,5 × 355 × (300 − 10,7 − 120 + 120 − 115.75) × 10−3 = 30,8 (kNm) → M = 30,8 + 37,9 + 188 + 91,1 = 348 (kNm) Xác định tiết diện tính toán dầm liên hợp điều kiện chịu lửa a Tấm sàn bêtông: + Chiều rộng tính toán sàn: beff = 1200 (mm) + Chiều dày tính toán: h* = (h − hc , fi ) = 120 − 10 = 110 (mm) hc , fi = 10 (mm) ( Tra bảng theo cấp bền R30) + Cường độ tính toán: f c , 20 C / γ M , fi ,c = 20.103 / = 20.103 (kN/m2) o b Bản cánh tiết diện dầm thép: + Chiều rộng tính toán: d Bản bụng tiết diện dầm thép + Chiều cao tính toán: Do h 300 = = → Chiều cao phần bụng phía chịu thay đổi b 150 nhiệt độ hl = a1 a2 ew + ≥ hl ,min bc bc h Tra bảng theo R30 ta có: a1 = 3600 ; a2 = ; hl ,min = 20 Thay số vào ta có: hl = 3600 × 7,1 + = 24 ≥ hl ,min = 20 (mm) 150 150 × 300 → Chiều cao phần bụng phía không chịu ảnh hưởng nhiệt độ: hh = (h − 2e f ) − hl = (300 − × 10,7 ) − 24 = 254,6 (mm) 81 82 + Chiều dày tính toán: ew = 7,1 (mm) u (2 ) = + Cường độ tính toán: Phần bụng phía trên: f ay , 20 C / γ M , fi ,a = 235.103 / 0,9 = 261,11.103 (kN/m2) 1 = = 25,58 (mm) 1 1 1 + + + + u u s bc − ew − u s 120 50 150 − 7,1 − 50 o k r (2 ) = Phần bụng phía dưới, cường độ tính toán thay đổi tuyển tính từ f ay , 20 C / γ M , fi ,a = 235.103 / 0,9 = 261,11.103 (kN/m2) ua3 + a4 25,58 × 0,062 + 0,16 a5 = × 0,126 = 1,70 ≥ kt ,max = Am / V 0,017 k r (2 ) = kt ,min = 0,1 → k r (2 ) f ry , 20o C / γ M , fi ,r = 0,1 × 325.10 / = 32,5.103 (kN/m2) o đến k a f ay , 20 C / γ M , fi ,a = 0,58 × 235.103 / 0,9 = 152.103 (kN/m ) 1200 5,35 254,6 5,35 120 80 Am : chu vi bị đốt nóng tiết diện bọc bêtông cốt thép 10,7 Am = 2h + b = × 300 + 150 = 750 (mm) 24 o ua + a4 ≤ kr = a5 ≤ kt ,max Am / V 300 + Cường độ tính toán: k r f ry , 20 C / γ M , fi ,r với kt ,min 10,7 3,14 × 20 = 1256 (mm2) 278,6 + Diện tích cốt thép tính toán: Ar = × 120 e Phần cốt thép bêtông: 10 110 o 50 50 V : diện tích tiết diện ngang, với tiết diện bảo vệ theo dạng hộp V = hb = 300 × 150 = 45.103 (mm2) → Am / V = 750 / 45.103 = 0,017 (mm-1) 150 Hình 3.23: Tiết diện tính toán dầm liên hợp điều kiện chịu lửa Xác định trục trung hòa tiết diện: Tra bảng theo cấp độ bền R30 ta được: 1200 a3 = 0,062 ; a4 = 0,16 ; a5 = 0,126 ; kt ,min = 0,1 ; kt ,max = ; 120 1 = = 23,11 (mm); 1 1 1 + + + + u1 u s1 bc − ew − u s1 80 50 150 − 7,1 − 50 o Với u2 = 120 (mm); u s = 50 (mm); ta được: Nw,hh Nr2 Nr1 120 80 → kr (1) = kt ,min = 0,1 → k r (1) f ry , 20 C / γ M , fi ,r = 0,1× 325.10 / = 32,5.10 (kN/m ) + 300 254,6 ua + a4 23,11× 0,062 + 0,16 k r (1) = a5 = × 0,126 = 1,55 ≥ kt ,max = Am / V 0,017 Nf1 24 u (1) = x Nc,h* Với u1 = 80 (mm); u s1 = 50 (mm); ta được: Nw,hl2 Nw,hl1 50 50 150 Hình 3.24: Sơ đồ xác định trục trung hòa Nf2 83 84 Giả sử trục trung hòa nằm phần sàn bêtông, gọi x khoảng cách từ trục trung hòa đến mặt sàn bêtông, gọi F F tổng + H − H lực kéo lực nén tiết diện liên hợp Tổng lực nén lực nén tiết diện bêtông: ( ) FH− = N c ,h* = 0,85 f c , 20 C / γ M , fi ,c beff x = (0,85 × 20.103 / 1) × 1,2.x o Vì bỏ qua phần bêtông chịu kéo nên tổng lực kéo tổng lực kéo tiết diện dầm thép tiết diện cốt thép: Lực kéo cánh dầm thép: N f = (235.103 )× 139,3 × 10,7 × 10 −6 = 350,27 (kN) Lực kéo cánh dầm thép: ) N f = ka f ay , 20 o C / γ M , fi , a b2 e2 N f = (152.103 )× 150 × 10,7 × 10 −6 = 243,49 (kN) Lực kéo bụng dầm thép: ) N r , = (32,5.103 )× 0,5 × 1256 ×10 −6 = 20,4 (kN) Do FH+ = FH− nên x = 1141,75 = 0,056 (m) = 56 (mm) 20400 − + ∑ M = M fi ,Rd = ∑ M + ∑ M Với yc khoảng cách từ trọng tâm vùng nén tới trục trung hòa: yc = 0,5 x = 0,5 × 0,056 = 0,028 (m) → ∑ M − = 0,028 × 1141,75 = 31,95 (kNm) + ∑ M = N f y f + N f y f + N w,hh y w,hh + N w,hl1 yhl1 + N w,hl yhl + N r1 yr1 + N r yr với y f ; y f ; y w,hh ; y w,hl1 ; y w,hl ; yr1 ; yr : khoảng cách từ trọng tâm cánh trên, cánh dưới, bụng phần cốt thép đến trục trung hòa yf1 = ) N w,hh = f ay , 20o C / γ M , fi ,a hh ew N w,hh = (261,11.103 )× 254,6 × 7,1× 10 −6 = 472 (kN) Lực kéo bụng dầm thép: ( ( N r , = k r (2 ) f ry , 20o C / γ M , fi ,r Ar − ∑ M = yc N c ,h* ) N f = f ay , 20o C / γ M , fi ,a b1 e1 ( N r ,1 = (32,5.103 )× 0,5 × 1256 × 10 −6 = 20,4 (kN) Xác định mômen uốn tiết diện dầm liên hợp điều kiện chịu lửa: FH+ = N f + N f + N w,hh + N w,hl1 + N w,hl + N r1 + N r ( ) → FH+ = 350,27 + 243,49 + 472 + 25,84 + 9,32 + 20,4 + 20,4 = 1141,75 (kN) FH− = 20400 x (kN) ( ( N r ,1 = kr (1) f ry , 20o C / γ M , fi ,r Ar1 ) 10,7 + 120 − 56 = 69,38 (mm) y f = 300 − 10,7 + 120 − 56 = 358,68 (mm) yw,hh = 300 − 10,7 − 24 − N w,hl1 = k a f ay , 20o C / γ M , fi ,a hl ew 254,6 + 120 − 56 = 202,03 (mm) yw,hl1 = 300 − 10,7 − 24 + 120 − 56 = 341,33 (mm) N w,hl = f ay , 20o C − k a f ay , 20o C / γ M , fi ,a hl ew / yw,hl = 300 − 10,7 − × 24 + 120 − 56 = 340,93 (mm) N w,hl = (261,11.10 − 152.10 )× 24 × 7,1 × 0,5 × 10 −6 = 9,32 (kN) yr1 = 300 − 10,7 − 80 + 120 − 56 = 273,33 (mm) N w,hl1 = (152.103 )× 24 × 7,1 × 10 −6 = 25,84 (kN) [( ) Lực kéo phần cốt thép bêtông: ] 85 86 Tính phần mềm SAFIR y r = 300 − 10,7 − 120 + 120 − 56 = 233,33 (mm) Diamond 2012.a.0 for SAFIR + ∑ M = 350,27 × 69,38 + 243,49 × 358,68 + 472 × 202,03 + 25,85 × 341,33 + 9,32 × 340,93 + 20,4 × 273,33 + 20,4 × 233,33 FILE: PROFILE4 NODES: 232 ELEMENTS: 190 = 229340 (kNmm) = 229,340 (kNm) NODES PLOT SOLIDS PLOT − ∑ M + ∑ M = 229,34 + 31,95 = 261,29 (kNm) + Bảng 3.5: Khả chịu lực dầm với cấp bêtông C20/25 theo EC2 Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 STEELEC3 STEELEC2 SILCONC_EN R120 Giá trị M (kNm) 348 261,29 224,68 162,96 121,45 So sánh với M0 100% 75,11% 64,58% 46,84% 34,91% Y X Z Bảng 3.6: Khả chịu lực dầm với cấp bêtông C40/50 theo EC2 Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 R120 Giá trị M (kNm) 393 277,26 238,39 170,23 125,62 So sánh với M0 100% 70,47% 60,59% 43,27% 31,92% Hình 3.26: Mô hình dầm bọc bêtông phần mềm tính toán Diamond 2012.a.0 for SAFIR FILE: PROFILE4 NODES: 232 ELEMENTS: 190 Bảng 3.7: Khả chịu lực dầm với cấp bêtông C50/60 theo EC2 Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 R120 Giá trị M (kNm) 403 280,46 241,13 171,69 126,45 So sánh với M0 100% 69,67% 59,90% 42,65% 31,41% Mfi (kNm) 500 Y 400 X C20 C40 C50 300 200 100 0 30 60 90 120 Time (min) Hình 3.25: Mômen dầm bọc bêtông với loại mác bêtông Z 1 1 1 1 11 1 1 1 1 1 1 1 1 111 1 11 NODES PLOT SOLIDS PLOT FRONTIERS PLOT TEMPERATURE PLOT TIME: 1800 sec 786.90 691.26 595.63 499.99 404.35 308.71 213.08 117.44 21.80 Hình 3.27: Nhiệt độ tiết diện dầm bọc bêtông sau 30 phút cháy 87 88 Diamond 2012.a.0 for SAFIR 10 11 12 13141516 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30313233 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47484950 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64656667 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 82 85 86 80 87 81 88 898384 9091 92 93 94 9596 9798 99 FILE: PROFILE4 NODES: 232 ELEMENTS: 190 NODES PLOT SOLIDS PLOT Bảng 3.9: Khả chịu lực dầm với cấp bêtông C30 tính SAFIR Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Giá trị M (kNm) 410 302,3 239,5 136,6 So sánh với M0 100% 73,73% 58,41% 33,31% 100101 102 103 104 105 106 107108 109 110 111 112 113 114115 116 117 118 119 120 Bảng 3.10: Khả chịu lực dầm với cấp bêtông C50 tính SAFIR 121122 123 124 125 126 127 128129 130 131 132 133 134 135136 137 138 139 140 141 142143 144 145 146 147 148 149150 151 152 153 154 155 156157 158 159 160 161 162 Y X Z Nhiệt độ (oC) Hình 3.28: Chia node dầm bọc bêtông SAFIR 1200 1000 Node 68 Node 100 Node 164 Node 189 800 600 400 200 R0 R30 R60 R90 Giá trị M (kNm) 450 337 244,5 141,4 So sánh với M0 100% 74,89% 54,33% 31,42% Mfi/M0 (%) 163164 165 166 167 168 169 170171 172 173 174 175 176 177178 179 180 181 182 183 184185 186 187 188 189 190 191192 193 194 195 196 197 198199 200 201 202 203 204 205206 207 208 209 210 211 212213 221 214 215 216 217 218 219220 222 223 224 225 226227 228 229 230 231 232 Cấp bền chịu lửa 120 100 80 60 40 SAFIR SIMPLE 20 0 30 60 90 Time (min) Hình 3.30: So sánh mức độ giảm mômen dầm bọc bêtông 10 20 30 40 50 60 70 80 Nhận xét: kết tính theo hai phương pháp không chênh lệch nhiều, 90 nhiên tính theo phương pháp đơn giản kết mômen lớn Time (min) công nhận phương pháp tiên tiến dùng phần mềm SAFIR gần với thực tế Hình 3.29: Nhiệt độ số điểm tiết diện dầm bọc bêtông Bảng 3.8: Khả chịu lực dầm với cấp bêtông C20 tính SAFIR Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Giá trị M (kNm) 400 311 225,5 129,2 So sánh với M0 100% 77,75% 56,37% 32,30% ứng xử kết cấu phương pháp đơn giản thiên hướng an toàn 89 90 Ac = 190 × 190 × 10 −6 − 0,003277 = 328,2.10−4 (m2) 3.3 Bài toán cột liên hợp Bài toán: Cho cột có tiết diện hình vẽ, chiều dài 3,31m, liên kết hai đầu liên kết khớp Xác định khả chịu nén cột bị cháy 30 phút 60 phút Biết vật liệu thép S235, bêtông C20/25 40 40 98 190 200 11 190 200 Hình 3.31: Tiết diện cột liên hợp Tính theo tiêu chuẩn Eurocode 4: Xác định khả chịu lực cột liên hợp điều kiện thường a Khả chịu nén dọc thực tế cột: N pl ,Rd = Aa f y γ Ma + Ac f ck γc + As f sk γs Trong : f y : giới hạn đàn hồi cột thép f y = 2,35.105 (kN/m2) f ck : cường độ chịu nén đặc trưng bêtông f ck = 2.104 (kN/m2) f sk : giới hạn đàn hồi cốt thép f sk = 2,35.105 (kN/m2) Aa : diện tích tiết diện ngang cột thép Aa = (200 × 200 − 190 × 190) × 10−6 = 39.10−4 (m2) Ac : diện tích tiết diện ngang bêtông → N pl , Rd = 2210 (kN) → N pl ,R = 39.10 −4 × 2,35.105 328,2.10 −4 × 2.10 32,77.10 −4 × 2,35.105 + + 1 → N pl , Rd = 2340 (kN) 40 60 39.10 −4 × 2,35.105 328,2.10 −4 × 2.10 32,77.10 −4 × 2,35.105 + + 1,5 Khi ta lấy hệ số γ Ma ; γ c ; γ s 1,ta có N pl ,R = N pl ,Rd 11 200 120 6.5 60 As = (2 × 120 × 11 + 98 × 6,5) × 10−6 = 32,77.10 −4 (m2) → N pl , Rd = 200 120 40 As : diện tích tiết diện ngang cốt thép b Lực nén giới hạn toàn tiết diện theo điều kiện ổn định N cr = π (Ea I a + 0,8 Ec I c + Es I s ) l2 Chiều dài tính toán cột: l = µL = 1× 3,31 = 3,31 (m)  200 × 2003 190 × 1903   × 10 −12 = 2,47.10 −5 (m4) I a =  − 12 12    190 × 1903  −12 −5 −5 I c =   × 10 − 0,317.10 = 10,5.10 (m ) 12    11 × 1203 98 × 6,53  I s =  × +  × 10 −12 = 0,317.10 −5 (m4) 12 12   Ea = 2,1.108 (kN/m2); Ec = 2,9.104 (kN/m2); Es = 2,10.108 (kN/m2) 3,14 (2,1.108 × 2,47.10 −5 + 2,9.10 × 10,5.10 −5 + 2,1.108 × 0,317.10 −5 ) 3,312 N cr = 5860 (kN) N cr = + Độ mảnh cột điều kiện chịu lửa: λz ,θ = N pl ,R N cr = 2340 = 0,67 5680 91 [ φ = 0,5 + α (λ − 0,2 ) + λ 92 ] f a max, f , 743 / γ M , fi ,a = k max, 743 f ay , f , 20 / γ M , fi ,a φ = 0,5.[1 + 0,21(0,67 − 0,2) + 0,67 ] = 0,77 Với α = 0,21 → χz = 0,77 + 0,77 − 0,67 = 0,86 ≤ f a max, f , 743 / γ M , fi ,a = 0,1784 × 235.103 / 0,9 = 46,6.103 (kN/m2) + Môđun đàn hồi: E f 1,θ = k E ,743 .Ea , f , 20 Tra bảng theo θ f ,t = 743 (0C) ta k E ,743 C = 0,1128 Khả chịu lực cột điều kiện chịu lửa: N Sd = χ z N pl , Rd → E f ,θ = 0,1128 × 210.10 = 23,7.10 (kN/m2) b Phần bêtông nhồi cột: N Sd = 0,86 × 2210 = 1910 (kN) Xác định tiết diện tính toán cột điều kiện chịu lửa: + Chiều cao tính toán: hc* = hc − 2e f − 2bc , fi Tra bảng với cấp bền R30 bc , fi = (mm) a Phần thép bọc cột: → hc* = 200 − × − × 11 − × = 160 (mm) + Chiều rộng tính toán: b1 = 200 (mm) + Chiều dày tính toán: e1 = (mm) + Chiều rộng tính toán: bc* = bc − eW − 2bc , fi + Nhiệt độ xem phân bố toàn tiết diện cột thép, xác định sau: → bc* = 200 − × − 6,5 − × = 175,5 (mm) + Nhiệt độ tính toán: tra bảng theo R30 Am/V=20 (m-1) ta  Am   V  θ c ,t = 274 (0C) θ f ,t = θ o ,t + kt  + Cường độ tính toán: Trong đó: θ o ,t = 5500 C ; kt = 9,65 (m0C) tra bảng theo cấp bền R30 Am : chu vi bị đốt nóng tiết diện lộ hoàn toàn lửa Am = 2h + 2b = × 200 + × 200 = 800 (mm) Tra bảng theo θ c ,t = 274 (0C) ta kc , 274 C = 0,863 f c , 274 / γ M , fi ,c = kc , 274 f c , 20 / γ M , fi ,c f c , 274 / γ M , fi ,c = 0,863 × 20.103 / = 17,3.103 (kN/m2) V : diện tích tiết diện ngang, với tiết diện lộ hoàn toàn lửa + Môđun đàn hồi: V = hb = 200 × 200 = 40.103 (mm2) Tra bảng theo θ c ,t = 274 (0C) ta ε cu , 274 C = 5,61.10−3 -1 → Am / V = 800 × 10 / 40.10 = 20 (m ) 3 Ec ,θ = 0,863 × 20.103 / 5,61.10 −3 = 3080.103 (kN/m2) → θ f ,t = 550 + 9,65 × 20 = 743 ( C) Tra bảng theo θ f ,t = 743 (0C) ta k max, 743 C = 0,1784 + Cường độ tính toán: Ec ,θ = kc , 274 f c , 20 / ε cu , 274 c Phần thép hình cột: Tiết diện thép hình bao bọc hoàn toàn cột thép lớp bêtông nhồi cột, coi truyền nhiệt lớp bêtông nhỏ, tiết diện thép 93 94 hình chữ I không bị tác dụng lửa làm việc nhiệt độ bình thường 20 C f sy , 20 / γ M , fi ,r = 235.10 / 0,9 = 261.10 (kN/m ) 3 + Môđun đàn hồi: E s ,t = Es , 20 = 210.10 (kN/m2) Xác định khả chịu lực cột liên hợp điều kiện chịu lửa a Khả chịu nén dọc thực tế cột: N fi , pl , Rd = N fi , pl , Rd , f + N fi , pl , Rd ,c + N fi , pl , Rd ,s ∑ (A f ,θ f a max,θ ) + γ M , fi ,a ∑ ( Ac ,θ f c ,θ ) γ M , fi ,c + ∑ ( As ,θ f s max,θ ) γ M , fi ,s N fi , pl , Rd , f : khả chịu nén tiết diện cột thép N fi , pl , Rd ,c : khả chịu nén phần bêtông chèn vào cột thép N fi , pl , Rd ,s : khả chịu nén phần thép hình đặt bêtông Ta có: N fi , pl , Rd ,c = N fi , pl , Rd ,s = l 2fi  200 × 200 190 × 190  −  × 10 −12 = 2,47.10 −5 (m4) I a =  12 12    160 × (175,53 − 6,53 ) 11× 1203   × 10 −12 = 6,89.10 −5 (m4) I c =  − 2× 12 12    11 × 120 98 × 6,53  I s =  × +  × 10 −12 = 0,317.10 −5 (m4) 12 12   Ea ,θ ,σ = ϕ f E f ,θ = × 23,7.106 = 23,7.10 (kN/m2) Ec ,θ ,σ = ϕ c Ec ,θ = 0,8 × 3,080.10 = 2,46.106 (kN/m2) Trong : N fi , pl , Rd , f = π (Ea ,θ ,σ I a + Ec ,θ ,σ I c + Es ,θ ,σ I s ) Chiều dài tính toán cột: l fi = µL = 1× 3,31 = 3,31 (m) + Cường độ tính toán: N fi , pl , Rd = N fi ,cr , z = ∑ ( A f ,θ f a max,θ ) γ M , fi ,a γ M , fi ,s 3,14 (23,7.106 × 2,47.10 −5 + 2,46.106 × 6,89.10 −5 + 210.106 × 0,317.10 −5 ) 3,312 = 1280 (kN) N fi ,cr , z = N fi ,cr , z + Độ mảnh cột điều kiện chịu lửa: × × (200 + 190) × 46,6.10 = = 182 (kN) 10 ∑ ( Ac ,θ f c ,θ ) 160 × 175,5 × 17,3.103 = = 485 (kN) γ M , fi ,c 106 ∑ ( As ,θ f s max,θ ) Es ,θ ,σ = ϕ f Es ,θ = × 210.10 = 210.10 (kN/m2) = (2 × 120 × 11 + 98 × 6,5) × 261.10 = 856 (kN) 10 → N fi , pl , Rd = 182 + 485 + 856 = 1520 (kN) Khi ta lấy hệ số γ M , fi ,a ; γ M , fi ,c ; γ M , fi ,r 1,ta có N fi , pl ,R = N fi , pl ,Rd → N fi , pl , R = 182 × 0,9 + 485 + 856 × 0,9 = 1420 (kN) b Lực nén giới hạn toàn tiết diện chịu lửa: N fi , pl , R λz ,θ = N fi ,cr , z = 1420 = 1,053 1280 [ φ = 0,5 + α (λ − 0,2) + λ ] φ = 0,5.[1 + 0,21(1,053 − 0,2) + 1,0532 ] = 1,144 Với α = 0,21 → χz = 1,144 + 1,144 − 1,0532 = 0,628 ≤ Khả chịu lực cột điều kiện chịu lửa: N fi , Rd , z = χ z N fi , pl , Rd N fi , Rd , z = 0,628 × 1520 = 957 (kN) 95 96 Bảng 3.11: Bảng giá trị khả chịu lực cột liên hợp với cấp Bảng 3.14: Bảng khả chịu lực cột liên hợp với thép mác S275 bêtông C20/25 Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Giá trị N (kN) 2120 1000 750 614 Giá trị N (kN) 1910 957 721 590 So sánh với N0 100% 57,14% 35,35% 28,95% So sánh với N0 100% 50,16% 37,82% 31% Bảng 3.15: Bảng khả chịu lực cột liên hợp với thép mác S335 Bảng 3.12: Bảng giá trị khả chịu lực cột liên hợp với cấp Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 bêtông C40/50 Giá trị N (kN) 2420 1050 783 640 So sánh với N0 100% 43,42% 32,33% 26,43% R0 R30 R60 R90 Giá trị N (kN) 2170 1120 796 615 So sánh với N0 100% 51,74% 36,64% 28,32% 3000 2500 N (kN) Cấp bền chịu lửa Bảng 3.13: Bảng giá trị khả chịu lực cột liên hợp với cấp bêtông C50/60 Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Giá trị N (kN) 2290 1200 830 626 So sánh với N0 100% 52,50% 36,23% 2000 1500 1000 S235 S275 S335 500 0 30 60 90 Time (min) 27,35% Hình 3.33: Lực dọc cột thay đổi mác thép 2500 Tính phần mềm SAFIR N (kN) 2000 C20 C40 C50 1500 1000 500 Do tiết diện cột đối xứng nên tính toán ta cần tính toán nửa tiết diện Bảng 3.16: Bảng khả chịu lực cột tính SAFIR với với cấp bêtông C20 30 60 90 Time (min) Hình 3.32: Lực dọc cột thay đổi mác bêtông Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Giá trị N (kN) 2148 1158 600 450 So sánh với N0 100% 53,92% 27,93% 20,94% 97 98 Bảng 3.17: Bảng khả chịu lực cột tính SAFIR với với cấp Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Giá trị N (kN) 2382 1286 600 450 So sánh với N0 100% 54% 25,10% 18,89% Nfi/N0 (%) bêtông C30 120 100 80 60 40 SAFIR SIMPLE 20 Bảng 3.18: Bảng khả chịu lực cột tính SAFIR với với cấp 30 60 90 Time (min) bêtông C50 Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Giá trị N (kN) 2898 1546 600 450 So sánh với N0 100% 53,34% 20,7% 15,52% Hình 3.36: Độ giảm lực dọc cột tính theo hai phương án Nhận xét: Lực dọc tính toán theo hai phương án chênh lệch không nhiều, từ hình vẽ cho thấy phương pháp đơn giản cho kết nhiệt độ nhỏ nên thiên hướng an toàn nhiều Nhiệt độ (0C) 1200 1000 Diamond 2012.a.0 for SAFIR 800 600 400 FILE: PROFILE4 NODES: 347 ELEMENTS: 316 SAFIR SIMPLE NODES PLOT SOLIDS PLOT 200 30 60 90 STEELEC3 STEELEC2 SILCONC_EN USER1 Time (min) Nhiệt độ (oC) Hình 3.34: Nhiệt độ thép tính theo hai phương án 700 600 500 400 300 200 100 Y X SAFIR SIMPLE Hình 3.37: Tiết diện cột tính toán với phần mềm SAFIR 30 60 90 Time (min) Hình 3.35: Nhiệt độ bêtông theo hai phương án Z 99 100 Y X Z 1 1 1 11 FILE: PROFILE4 NODES: 347 ELEMENTS: 316 NODES PLOT SOLIDS PLOT FRONTIERS PLOT TEMPERATURE PLOT TIME: 5400 sec 990.70 915.20 839.70 764.20 688.70 613.20 537.70 462.20 386.70 1 1 1 11 10 11 13 18 24 34 39 50 63 16 17 19 23 25 33 40 49 53 67 27 29 30 32 38 44 52 61 66 77 41 42 43 48 51 55 65 69 78 85 58 59 60 62 64 68 80 83 86 99 72 87 105122 134 74 135 75 88 89 107 108123 124 137 76 95 112126 139 81 97 117131 144 84 101 121141 147 94 104 125146 154 98 115 132152 157 103 119 142 156 165 150 158 113 129 151 167 170 1200 1000 Node 90 Node 100 Node 164 Node 189 800 600 400 200 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 Time (min) Hình 3.40: Nhiệt độ số điểm tiết diện cột 3.4 Bài toán khung liên hợp Hình 3.38: Nhiệt độ cột sau 90 phút bị cháy 13 45 78 1214 15 2021 22 2628 31 3536 37 4546 47 5456 57 Nhiệt độ (oC) Diamond 2012.a.0 for SAFIR 11 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11 Bài toán: Cho khung đơn giản cột cao 3,31m, dầm dài 4,9m, tiết diện Diamond 2012.a.0 for SAFIR dầm IPE300 (phần 3.2), tiết diện cột C200x200 Dầm chịu tải trọng phân bố FILE: PROFILE4 NODES: 347 ELEMENTS: 316 theo phương thẳng đứng 0,1kN/m, xác định khả chịu lực dầm Diamond 2012.a.0 for SAFIR NODES PLOT SOLIDS PLOT 7071 73 79 82 93 102 114 127 148 166173 180 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 9091 92 96 100 106 118 130 149 164 174184 189 109 110 111 116 120 128 143 153 168 175 186195 199 133 136 138 140 145 155 163 171 181 188 197204 209 159 160 161 162 169 172 179 185 190 201 210216 218 176 177 178 182 183 187 191 200 203 214 223231 234 10 22 23 24 25 26 27 28 29 FILE: Khung dam NODES: 31 BEAMS: 15 TRUSSES: SHELLS: SOILS: SOLIDS: 192 193 194 196 198 202 205 212 217 226 238248 250 Y X Z 206 207 208 211 219 220 221 224 229 230 232 233 240 241 242 244 257 258 255 260 272 276 273 274 288 291 290 292 302 308 304 306 307 316 317 319 213 225 236 247 262 280 295 310 311 323 215 222 227 237 245 253 263 266 264 265 228 235 243 249 256 268 275 281 239 246 252 259 269 277284 287 251 254 261 270 278 285294 296 267 271 279 283 289 299303 309 282 286 293 298 301 313322 325 297 300 305 312 321 328333 336 314 320 318 326 324 331 329 335 334 339 338342 341 343 315 345 327 330 332 337 340 344346 347 Hình 3.39: Chia node cột phần SAFIR Y F0 Z 1F0 X F0 30 NODES PLOT BEAMS PLOT IMPOSED DOF PLOT POINT LOADS PLOT DISTRIBUTED LOADS PLOT Structure Not Displaced selected Beam Element F0 31 F0 F0 Hình 3.41: Mô hình tải trọng tính toán khung phẳng 101 102 Diamond 2012.a.0 for SAFIR 10 21 12 20 13 19 14 18 15 16 22 23 17 24 25 26 27 28 29 Y2 30 FILE: Khung dam NODES: 31 BEAMS: 15 TRUSSES: SHELLS: SOILS: SOLIDS: 400 M (kNm) 11 NODES PLOT BEAMS PLOT IMPOSED DOF PLOT DISPLACEMENT PLOT ( x 8) Structure Not Displaced selected 300 SAFIR SIMPLE 200 100 0 30 60 90 Time (min) TIME: 1320 sec Beam Element F0 Z 1F0 X F0 Hình 3.43: So sánh mômen dầm theo hai phương án F0 31 F0 1.0 E-01 F0 m Bảng 3.19: Giá trị mômen dầm với cấp bền chịu lửa tính theo phương pháp đơn giản Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Giá trị M (kNm) 348 261 224 162 So sánh với M0 100% 75% 64,36% 46,55% Bảng 3.20: Giá trị mômen dầm với cấp bền chịu lửa tính theo phương pháp tiên tiến dùng phần mềm SAFIR Mo/Mfi (%) Hình 3.42: Biến dạng khung sau 20 phút bị cháy 120 100 80 60 40 SAFIR SIMPLE 20 0 30 60 90 Time (min) Hình 3.44: So sánh độ giảm mômen dầm theo hai phương án Cấp bền chịu lửa R0 R30 R60 R90 Giá trị M (kNm) 274,85 216,79 133,57 83,84 So sánh với M0 100% 69,68% 53,13% 31,74% Nhận xét: Mômen tính theo phương pháp đơn giản lớn hẳn so với phương pháp tiên tiến dùng phần mềm SAFIR, phương pháp tiên tiến dùng phần mềm SAFIR thiên an toàn phương pháp đơn giản 103 KẾT LUẬN & KHUYẾN NGHỊ * KẾT LUẬN: Trong phạm vi cho phép, luận văn trình bày nguyên 104 * KHUYẾN NGHỊ: - Cần tiếp tục nghiên cứu để giải thích sai khác đáng kể kết tính theo hai phương pháp: đơn giản mô hình tiên tiến lý thực tính toán cụ thể khả chịu lực số cấu - Mô hình tiên tiến dùng phần mềm SAFIR dùng để phân tích kết cấu kiện điển hình liên hợp thép- bêtông điều kiện cháy theo hai phương điều kiện cháy mô kết cấu làm việc tương đối giống với pháp phương pháp đơn giản phương pháp tiên tiến sử dụng phần mềm điều kiện thực tế nên cho kết xác phương pháp đơn giản SAFIR hóa trình bày tiêu chuẩn Tuy nhiên dùng phần mềm máy tính đòi hỏi - Phương pháp đơn giản có ưu điểm dễ dàng tính toán khả thời gian, kiến thức chuyên sâu nên không phù hợp với kỹ sư thực chịu lực cấu kiện riêng lẻ điều kiện cháy, nhanh chóng hành Việc nghiên cứu phát triển phương pháp tính toán đơn giản cần thuận tiện song phạm vi áp dụng hạn chế, sử dụng cho cấu kiện thiết (các phương pháp cần cho kết sai lệch thiên an toàn với riêng lẻ, chưa kể đến biến dạng nhiệt làm việc chung cấu kết mô phỏng) kiện kết cấu công trình -Thực nghiệm cần thiết để kiểm chứng lý thuyết Song thí - Phương pháp dùng mô hình tiên tiến có ưu điểm có kể đến biến dạng nghiệm kết cấu đám cháy đòi hỏi kinh phí lớn khó làm với số nhiệt, biến thiên tính chất lý vật liệu theo nhiệt độ, song yêu cầu lượng nhiều nên việc dùng phần mềm mô theo mô hình tiên tiến cần phần mềm phân tích kết cấu phi tuyến chuyên biệt trình độ để sử dụng khuyến khích Thí nghiệm thường để kiểm chứng giả thiết mô phần mềm hình tính Qua hàng loạt mô phỏng, yếu tố ảnh hưởng đến làm việc - Kết tính theo hai phương pháp chênh lệch đáng kể Kết tính theo phương pháp đơn giản thường thiên an toàn hơn, điều không hợp lý nguyên tắc xây dựng phương pháp tính toán đơn giản phải thiên an toàn - Kết thu từ ví dụ tính toán (chương III) chứng minh ưu điểm vượt trội chịu lực tiết diện liên hợp điều kiện cháy Khi lớp bêtông bảo vệ đóng vai trò vừa vật liệu chịu lực (cùng cốt thép) vừa vật liệu cách nhiệt (làm chậm trình lan truyền nhiệt tiết diện thép), cấu kiện liên hợp chịu lực thời gian lâu so với cấu kiện không bảo vệ chịu lực lớn so với cấu kiện bảo vệ theo hình thức khác kết cấu cần nghiên cứu tìm quy luật để đưa cách tính thực hành [...]... thộp cú th b phỏ hoi do ct 29 30 Trong quỏ trỡnh thớ nghim, nhit ti mt s im trờn cu kin c o CHNG II: dn n cỏc mỏy tớnh nh cỏc thermocouples t sn trong cu kin trong quỏ XC NH KH NNG CHU LC CA KT CU LIấN HP THẫP trỡnh ch to Nhit xung quanh cu kin (trong bung t) c o bng BấTễNG TRONG IU KIN CHY cỏc thermoplates 2.1 Xỏc nh kh nng chu lc ca cỏc cu kin liờn hp thộp bờtụng trong iu kin chỏy theo phng phỏp... cỏc dng ti trng tỏc dng lờn kt cu trong iu kin chu la, ngi ta s dng h s gim ti fi, c nh ngha: fi = Efi,d / Ed Ed : l giỏ tr ni lc tn ti trong kt cu trong iu kin chu lc bỡnh thng : l giỏ tr ni lc khi tớnh toỏn kt cu trong iu kin chu la tớch kt cu cú hay khụng k n: bin dng nhit, ng sut d, tớnh phi tuyn Efi,d vt liu, phi tuyn hỡnh hc Lun vn ny trỡnh by phng phỏp tớnh toỏn Trong nhiu trng hp, khi xột mt... ng ng nhit c xỏc nh thụng qua 4 tit din tm tụn, cỏch bn bng mt khong bng khong cỏch t im (4) n bn Y Phần bê tông tính toán Cốt thép chịu kéo h1 (4) (3) (1) h2 l 3 /2 (2) Đờng đẳng nhiệt lim l2 X l1 l 3 /2 Hỡnh 2.3: Xỏc nh ng ng nhit = lim [13] 1 2 cỏnh trờn: X 3 = l1 + b ; Y3 = h2 sin Trong trng hp ny, phn bờtụng trờn cựng cú hm lng ct thộp chu kộo v nhit ca ct thộp s quyt nh kh nng chu mụmen õm... trỡnh lan truyn nhit trong tit din ct liờn hp c bc hw ef h bờtụng mt phn cng c gii thớch tng t nh trong tit din dm liờn Hỡnh 2.8: Tit din tớnh toỏn trong iu kin chu la ca ct liờn hp bc bờtụng mt phn [13] thộp s núng lờn mt cỏch trc tip, trong khi bn bng s c bo v bi mt lp bờtụng bc Lp bờtụng ny va cú tỏc dng gim mnh cho tit bc,fi b 2.1.5 Ct liờn hp thộp bờtụng hp c bc bờtụng mt phn Trong iu kin chu la,... dng ng cong un dc (c) trong h ng cong Chõu u ph thuc vo mnh z , theo phng trc z ti nhit (c):Bin dng ca ct trong iu kin chu la z , = Chiu di tớnh toỏn ca ct trong iu kin chu la c xỏc nh trc tip chu la c ngn cn bi hai u cỏc liờn kt vi cỏc on ct N fi ,cr , z l lc nộn gii hn trong iu kin chu la, tớnh theo cụng thc ca Euler: phớa trờn v phớa di Da vo trng thỏi bin dng ca ct trong ỏm chỏy, ta cú th... tụn luụn nh hn nhit ca ỏm chỏy Vỡ vy trong nhiu trng hp ngi ta khụng xột n nh hng ca tm tụn khi tớnh toỏn bn chu la Trong nhiu trng hp khi tm tụn c c nh ti gi (thụng qua cỏc cht liờn kt vi dm) hoc khi tm tụn c b trớ ti phn bn sn cú nhit thp hn (khi bn sn cú kớch thc ln, nhit phõn b trong sn khụng u), bin dng dc trc ca tm Hỡnh 2.1: Hỡnh nh tm tụn sn [9] Tuy nhiờn trong thc t, tm tụn úng mt vai trũ... tm cng ngn khụng cho la, khúi truyn qua, gim tc truyn nhit trong bờtụng v cú tỏc dng hn ch hin tng nt, v bờtụng Vỡ vy m tiờu chun E v tớnh kớn luụn tha món i vi dng kt cu ny tụn b hn ch, lm cho bn sn cng b ngn cn trong mt phng ca nú Kt qu l ng lc mng trong sn tng lờn v lm tng kh nng chu la ca tm sn Theo phng phỏp tớnh toỏn n gin, khi chu lc trong iu kin chu la, trc trung hũa ca bn sn c xỏc nh t phng... qua s lm vic ca bờtụng chu kộo) s = c0 + Trong ú l gúc nghiờng ca bn bng tm tụn so vi phng nm ngang k y , ,i v kc , , j l h s suy gim cng ca vt liu thộp v bờtụng Cốt thép u1 Khi ú kh nng chu mụmen ca bn sn cú giỏ tr: Trong ú zi v zj ln lt l khong cỏch t trc trung hũa n trng tõm ca phn din tớch Ai v Aj kt cu tha món iu kin bn thỡ giỏ tr tớnh toỏn theo ti trong la u2 u1 u3 u2 Hỡnh 2.2: Cỏc khong cỏch... cu thi im t trong iu kin chu la Thụng thng, giỏ tr ny khi biu th theo cỏc thnh phn ti trng, c xỏc nh theo cụng thc sau: fi = GA Gk + 1,1Qk ,1 G Gk + Q ,1Qk ,1 Gk : l giỏ tr c trng ca ti trng thng xuyờn Qk,1 : l giỏ tr hot ti chớnh GA : l h s vt ti ca ti trng thng xuyờn trong iu kin chu : l h s vt ti ca ti trng thng xuyờn trong iu kin thng, G = 1,35 : l h s vt ti ca hot ti chớnh trong iu kin chu... dng phng phỏp nhit ti hn Kt cu tha món yờu cu chu lc trong iu kin chu la khi fi,t cri,t Khi ú, fi,t l h s gim ti khi xột n nh hng ca cỏc dng ti trng tỏc dng lờn kt cu trong iu kin chu la c xỏc nh: fi ,t = E fi ,d ,t f ay , 200 C / M ,a : l cng tớnh toỏn ca thộp trong iu kin nhit thng 200C f a max,cr / M , fi ,a : l cng tớnh toỏn ca thộp trong iu kin chu la iu ny ó chng minh rng trng thỏi lm