Tính toán cấu kiện thép tạo hình nguội chịu nén-uốn bằng phương pháp phân tích trực tiếp theo tiêu chuẩn AISI S100-16

Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2021. 15 (1V): 84–101 TÍNH TOÁN CẤU KIỆN THÉP TẠO HÌNH NGUỘI CHỊU NÉN-UỐN BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHÂN TÍCH TRỰC TIẾP THEO TIÊU CHUẨN AISI S100-16 Vũ Quốc Anha,∗, Hoàng Anh Toànb aKhoa Công trình, Đại học Kiến trúc Hà Nội, Km 10, đường Nguyễn Trãi, Thanh Xuân, Hà Nội bHệ V, Học viện Kỹ thuật Quân sự, đường Kiều Mai, quận Bắc Từ Liêm, Hà Nội Nhận ngày 05/11/2020, Sửa xong 28/01/2021, Chấp nhận đăng 02/02/2021 Tóm tắt Phương pháp phân tích trực ti

pdf18 trang | Chia sẻ: Tài Huệ | Ngày: 17/02/2024 | Lượt xem: 48 | Lượt tải: 0download
Tóm tắt tài liệu Tính toán cấu kiện thép tạo hình nguội chịu nén-uốn bằng phương pháp phân tích trực tiếp theo tiêu chuẩn AISI S100-16, để xem tài liệu hoàn chỉnh bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên
iếp được trình bày trong bài báo để phục vụ thiết kế cấu kiện thép tạo hình nguội chịu nén-uốn theo Tiêu chuẩn Mỹ AISI S100-16. Đồng thời, bài báo cũng giới thiệu quy trình tính toán cấu kiện thép tạo hình nguội bằng phương pháp cường độ trực tiếp (DSM) sử dụng phương pháp giải tích và phương pháp số bằng cách sử dụng phần mềm CUFSM để xác định ứng suất mất ổn định của tiết diện. Trong nghiên cứu này, ứng xử kết cấu của các cấu kiện dầm-cột chịu tải trọng lệch tâm được khảo sát dưới tác dụng đồng thời của tải trọng dọc trục và mô men uốn theo trục khỏe và trục yếu (P-Mx-My). Vì vậy, phần mềm CUFSM được sử dụng để xác định dạng mất ổn định chi phối (tức là mất ổn định tổng thể, cục bộ hoặc méo) và khả năng chịu lực của cấu kiện thép tạo hình nguội tiết diện chữ C có độ dài khác nhau chịu nén-uốn. Từ khoá: thép tạo hình nguội; nén-uốn; phương pháp phân tích trực tiếp; AISI S100-16. DETERMINATION OF COLD FORMED STEEL MEMBER UNDER COMPRESSION-BENDING USING DIRECT ANALYSIS METHOD ACCORDING TO AISI S100-16 Abstract The Direct Analysis Method is presented in the article to serve the design of cold-formed steel members sub- jected to compression-bending according to American Standard AISI S100-16. Simultaneously, the article also introduces the process of calculating cold-formed steel structures by Direct strength method (DSM) using an- alytical and numerical methods using CUFSM software to determine sectional buckling stresses. In this study, the structural behaviour of eccentrically loaded beam-column members is investigated under simultaneous ef- fects of axial loads and strong- and weak-axis bending (P-Mx-My). To this end, CUFSM software is used to determine the dominant buckling mode (i.e. global, local or distortional buckling) and load carrying capacity of cold-formed steel channel members with different lengths under compression-bending. Keywords: cold-formed steel; compression-bending; direct analysis method; AISI S100-16. https://doi.org/10.31814/stce.nuce2021-15(1V)-08 © 2021 Trường Đại học Xây dựng (NUCE) 1. Giới thiệu Hiện nay, kết cấu thép tạo hình nguội đang được sử dụng rất phổ biến trên thế giới như Châu Âu, Mỹ, Úc, . . . trong các công trình xây dựng dân dụng và công nghiệp như nhà ở thấp tầng, nhà kho, nhà thi đấu, . . . bởi những ưu điểm vượt trội như trọng lượng nhẹ, dễ dàng trong sản xuất hàng loạt, vận chuyển, lắp dựng, cho phép tạo ra nhiều loại sản phẩm đa dạng về hình dạng và kích thước để đáp ứng ∗Tác giả đại diện. Địa chỉ e-mail: anhvq@hau.edu.vn (Anh, V. Q.) 84 Anh, V. Q., Toàn, H. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng nhu cầu sử dụng. Việc sử dụng kết cấu thép tạo hình nguội trong xây dựng bắt đầu từ năm 1850 ở cả Anh và Mỹ nhưng được sử dụng rộng rãi từ năm 1960 khi Mỹ xây dựng hàng loạt các công trình như văn phòng, khách sạn, bệnh viện, . . . Tuy nhiên tại Việt Nam, loại kết cấu này mới bước đầu được ứng dụng và nhận được sự quan tâm của các nhà nghiên cứu [1,2], nhà thiết kế thông qua việc sử dụng các sản phẩm của công ty nước ngoài (Zamil Steel, BlueScope). Ngay cả tiêu chuẩn thiết kế thép TCVN 5575:2012 [3] hiện hành cũng không áp dụng để thiết kế loại kết cấu này mà phải sử dụng các tiêu chuẩn nước ngoài. Năm 1946, Mỹ là nước đầu tiên trên thế giới ban hành Quy định kỹ thuật về thiết kế kết cấu thép tạo hình nguội mang tên "Specifications for the design of cold formed steel structural member"của Viện Sắt và Thép Hoa Kỳ (AISI). Các tiêu chuẩn liên tục được soát xét, chỉnh sửa và tái bản. Hiện tại, Tiêu chuẩn AISI S100-16 [4] được áp dụng tại Mỹ, Canada, Mexico đang sử dụng đồng thời hai phương pháp tính toán là phương pháp chiều rộng hữu hiệu (EWM) và phương pháp cường độ trực tiếp (DSM). Trong đó phương pháp DSM được đề xuất bởi Giáo sư Hancock (Australia); được phát triển, hoàn thiện bởi Giáo sư Schafer (Mỹ) và được đưa vào phần chính của Tiêu chuẩn AISI S100-16 [4] và AS/NZS 4600-2018 [5]. Cấu kiện chịu nén-uốn thường được gọi là cấu kiện dầm-cột. Cấu kiện bị uốn do tải trọng đặt lệch tâm, tải trọng ngang hoặc do tác dụng của mô men uốn. Những cấu kiện này thường được gặp trong kết cấu khung, vì kèo, tường, ... Các quy định thiết kế ban đầu của AISI cho tiết diện thép thành mỏng có trục đối xứng đơn chịu nén-uốn dựa trên nghiên cứu mở rộng về mất ổn định uốn-xoắn chịu tải trọng lệch tâm được thực hiện bởi Winter, Pekoz và Celebi [6,7], ứng xử của cột tiết diện chữ C chịu tải trọng lệch tâm được nghiên cứu bởi Rhodes, Harvey [8] và Loughlan [9]. Năm 2007, Tiêu chuẩn AISI S100-2007 [10] đã sử dụng phương pháp phân tích đàn hồi bậc nhất để tính toán độ bền của cấu kiện chịu tải trọng nén dọc trục và uốn theo hai phương, đồng thời cũng giới thiệu phương pháp phân tích bậc hai là phương pháp tiếp cận phương pháp phân tích trực tiếp như một phương pháp tùy chọn để phân tích ổn định kết cấu. Năm 2016, Tiêu chuẩn AISI S100-16 [4] được thống nhất đưa vào ba phương pháp thiết kế ổn định kết cấu gồm phương pháp phân tích trực tiếp sử dụng phân tích đàn hồi bậc nhất khuếch đại, phương pháp phân tích đàn hồi bậc hai tường minh và phương pháp chiều dài hữu hiệu. Trong phân tích, tính toán và thiết kế kết cấu dầm-cột đòi hỏi khối lượng tính toán rất lớn do có sự tương tác giữa tải trọng dọc trục và mô men uốn. Hiện tại, Tiêu chuẩn Mỹ AISI S100-16 [4] và Tiêu chuẩn Úc AS/NZS 4600-2018 [5] đang sử dụng phương trình tương tác tuyến tính để kết hợp tải trọng dọc trục và mô men uốn tác dụng lên cấu kiện dầm-cột có kể đến sự làm việc phi tuyến của hệ kết cấu thông qua các hệ số khuếch đại. Phương pháp phân tích trực tiếp được trình bày trong bài báo để phục vụ thiết kế cấu kiện thép tạo hình nguội chịu nén-uốn là phương pháp kết hợp sử dụng phân tích đàn hồi bậc nhất khuếch đại kết hợp với phương pháp cường độ trực tiếp theo Tiêu chuẩn Mỹ AISI S100-16 [4]. Quy trình tính toán được hỗ trợ bởi phần mềm phân tích ổn định đàn hồi CUFSM. Sử dụng phương pháp và quy trình tính toán được giới thiệu để tính toán cho cấu kiện thép tạo hình nguội có tiết diện chữ C chịu nén-uốn. Đồng thời khảo sát sự tương tác giữa các dạng mất ổn định ảnh hưởng đến khả năng chịu lực của cấu kiện. 85 Anh, V. Q., Toàn, H. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng 2. Phương pháp tính toán cấu kiện chịu nén-uốn 2.1. Phương pháp phân tích trực tiếp sử dụng phân tích đàn hồi bậc nhất khuếch đại Nội lực (M,P) khi kể đến hiệu ứng bậc hai của tất cả các cấu kiện được xác định theo Mục C1.2.1.1 [4] như sau: M = B1 Mnt + B2 Mlt (1) P = Pnt + B2Plt (2) B1 = Cm=(1 − αP=Pe1) ≥ 1;0 (3) Cm = 0;6 − 0;4(M1=M2) (4) 2 2 Pe1 = π k f =(K1L) (5) B2 = 1=[1 − (αPstory=Pe;story)] ≥ 1;0 (6) Pe;story = RM HF=∆F (7) RM = 1;0 − 0;15(Pm f =Pstory) (8) trong đó M là mô men kể đến hiệu ứng bậc hai; B1 là hệ số kể đến hiệu ứng P-δ; B2 là hệ số kể đến hiệu ứng P-∆; Mnt là mô men từ phân tích đàn hồi bậc nhất khi kết cấu bị hạn chế dịch chuyển ngang; Mlt là mô men từ phân tích đàn hồi bậc nhất chỉ do dịch chuyển ngang của kết cấu; P là lực dọc kể đến hiệu ứng bậc hai; Pnt là lực dọc trục từ phân tích đàn hồi bậc nhất khi kết cấu bị hạn chế dịch chuyển ngang; Plt là lực dọc trục từ phân tích đàn hồi bậc nhất chỉ do dịch chuyển ngang của kết cấu; Cm là hệ số giả định khi khung không có dịch chuyển ngang; α = 1;00 (LRFD hoặc LSD) hoặc α = 1;6 (ASD); M1 và M2 lần lượt là mô men nhỏ hơn và lớn hơn tương ứng ở hai đầu cấu kiện được xác định từ phân tích đàn hồi bậc nhất; Pe1 là lực tới hạn mất ổn định đàn hồi của cấu kiện trong mặt phẳng uốn; k f là độ cứng chống uốn trong mặt phẳng uốn hiệu chỉnh; K1 là hệ số chiều dài hiệu dụng; L là chiều dài không giằng của cấu kiện; Pstory là tổng tải trọng thẳng đứng của tầng; Pe;story là tải trọng tới hạn gây mất ổn định đàn hồi của tầng theo hướng dịch chuyển đang xét; H là chiều cao tầng; F là lực cắt tầng theo hướng dịch chuyển đang xét được tạo ra bởi các lực ngang; ∆F là chuyển vị ngang giữa các tầng từ phân tích đàn hồi bậc nhất theo hướng dịch chuyển được xét đến do lực cắt tầng tạo ra; Pm f là tổng tải trọng thẳng đứng trong các cột của tầng đang xét. Độ bền tính toán của cấu kiện được xác định theo các quy định của từng cấu kiện trong từng trường hợp tải trọng riêng biệt mà không cần xét thêm về sự ổn định tổng thể của hệ kết cấu. 2.2. Phương pháp cường độ trực tiếp Phương pháp Cường độ trực tiếp (DSM) là phương pháp thay thế được đề cập trong Tiêu chuẩn AISI S100-16 [4] và cũng là một phương pháp thực nghiệm. Phương pháp này được phát triển vào những năm 1990 nhằm mục đích khắc phục những hạn chế của phương pháp EWM. Hancock và cs. [11] đã đề xuất phương pháp thiết kế mất ổn định méo của tiết diện thép tạo hình nguội, sau đó được phát triển và hoàn thiện bởi Schafer và Pekoz [12–14]. Khác với phương pháp EWM, DSM dựa trên ứng xử của toàn bộ cấu kiện thay vì ứng xử của tiết diện. Đầu vào của DSM là tải trọng gây mất ổn định đàn hồi và giới hạn chảy dẻo của vật liệu. Các dạng mất ổn định tương ứng với độ mảnh danh nghĩa của tiết diện, phụ thuộc vào ứng suất mất ổn định tuyến tính và giới hạn chảy của vật liệu. Độ mảnh mất ổn định tổng thể: q λc = Fy=Fcre (9) 86 trong đó Fy là giới hạn chảy; Fcre , Fcrl và Fcrd tương ứng là ứng suất mất ổn định tổng thể, ứng suất mất ổn định cục bộ và ứng suất mất ổn định méo. Độ mảnh danh nghĩa được sử dụng trực tiếp để tính toán cường độ mất ổn định theo các công thức trong TiêuAnh, V.chu Q., Toàn,ẩn H. AISI A. / Tạp chíS100 Khoa học-16 Công [4] nghệ Xây. Phương dựng pháp DSM đã thể hiện Độ mảnh mất ổn định cục bộ: nhiều ưu điểm so với phương pháp EWMq [15], cho phép xác định khả năng chịu lực λl = Fy=Fcrl (10) của cấu kiện mộĐột mảnhcách mất đơn ổn định gi méo:ản đặc biệt cho các tiết diện có hình dạng phức tạp hay có q nhiều sườn tăng cứng. Mặt khác, nó kλểd =đếnFy =sFựcrd tương tác giữa các phầ(11)n tử tấm phẳng trong phân tíchtrong m đóấFty ổlàn giới đị hạnnh chảy; tuyFếcren, Ftínhcrl và Fnhcrd tươngờ gi ứngải làpháp ứng suất số mất mà ổn địnhphương tổng thể, ứngpháp suất EWM không mất ổn định cục bộ và ứng suất mất ổn định méo. Độ mảnh danh nghĩa được sử dụng trực tiếp để thể xét đến. DSMtính toán đư cườngợc độ hi mấtệu ổn chu định theoẩn cácđể công áp thức dụ trongng cho Tiêu chuẩn các AISI tiế S100-16t diện [4 nh]. Phươngất đị phápnh. Do đó, Tiêu DSM đã thể hiện nhiều ưu điểm so với phương pháp EWM [15], cho phép xác định khả năng chịu lực chuẩn Mỹ AISIcủa cấuS100 kiện một-16 cách đưa đơn ra giản m đặcột biệt danh cho các m tiếtục diện các có hìnhgiớ dạngi h phứcạn v tạpề hayhình có nhiều học sườn và vật liệu như tăng cứng. Mặt khác, nó kể đến sự tương tác giữa các phần tử tấm phẳng trong phân tích mất ổn định được chỉ ra ởtuyến Bả tínhng nhờ B4.1 giải pháp-1 số[4] mà. phương Danh pháp m EWMục khôngnày thểlà xét m đến.ột DSMsự đượchạn hiệu ch chuẩnế cho để áp phương pháp dụng cho các tiết diện nhất định. Do đó, Tiêu chuẩn Mỹ AISI S100-16 đưa ra một danh mục các giới DSM, nhưnghạn nó về là hình b họcản và ch vậtấ liệut c nhưủa đượcphương chỉ ra ở Bảng pháp B4.1-1 th [ự4].c Danh nghi mụcệ nàym. làS mộtự sựphát hạn chếtri choển của phương phương pháp DSM, nhưng nó là bản chất của phương pháp thực nghiệm. Sự phát triển của phương pháp DSM đưphápợc DSM đánh được đánhgiá giá qua qua sốs lượngố lư cácợng bài báocác nghiên bài cứu báo trên tạpnghiên chí Scopus c trongứu thờitrên gian t từạp chí Scopus trong thời giannăm t 1998ừ năm÷2017 1998÷2017 [16]. [16]. Hình 1. Các nghiênHình 1.c Cácứu nghiên về k cứuết về c kếtấu cấu thép thép tạo t hìnhạo nguộihình trên ngu tạp chíộ Scopusi trên tạp chí Scopus a. Cấu kiện chịua. Cấu nén kiện chịu nén Độ bền dĐộọc bền tr dọcục trục tiêu tiêu chu chuẩnẩ củan c cấuủa kiện cấ chịuu ki nénệ cón tiếtch diệnịu nén không có giảm ti yếuết là di giáệ trịn nhỏkhông nhất giảm yếu là của độ bền dọc trục tiêu chuẩn mất ổn định tổng thể (Pne), độ bền dọc trục tiêu chuẩn mất ổn định giá trị nhỏ nhcụcất bộcủ (Panl )đ vàộ độ b bềnền dọcdọ trụcc tr tiêuục chuẩn tiêu mất chu ổn địnhẩn méo mấ (Ptnd ổ);n được đị xácnh địnhtổng theo th Mụcể E2( P đến ), độ bền dọc Mục E4 Tiêu chuẩn AISI S100-16 [4]. ne - Độ bền dọc trục tiêu chuẩn mất ổn định tổng thể: trục tiêu chuẩn mất ổn định cục bộ ( Pnl ) và độ bền dọc trục tiêu chuẩn mất ổn định P = A F (12) méo ( P ); được xác định theo Mục E2 đneến Mg nục E4 Tiêu chuẩn AISI S100-16 [4]. nd 87 - Độ bền dọc trục tiêu chuẩn mất ổn định tổng thể: PAFne g n (12) trong đó Ag là tổng diện tích của tiết diện; Fn là ứng suất nén. 2 c Với c 1, 5 ; FFny (0,658 ) (13) 0,877 Với c 1, 5 ; FFny 2 (14) c trong đó Fy là giới hạn chảy của vật liệu. 5 Anh, V. Q., Toàn, H. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng trong đó Ag là tổng diện tích của tiết diện; Fn là ứng suất nén. λ2 Fn = (0;658 c )Fy; với λc ≤ 1;5; (13) ! 0;877 F = F ; với λ > 1;5 (14) n 2 y c λc - Độ bền dọc trục tiêu chuẩn mất ổn định cục bộ: Pnl = Pne; với λl ≤ 0;776 (15) 2 !0;43 !0;4 6 Pcrl 7 Pcrl Pnl = 61 − 0;15 7 Pne; với λl > 0;776 (16) 4 Pne 5 Pne trong đó Pne là độ bền dọc trục tiêu chuẩn mất tổng thể; Pcrl là tải trọng gây mất ổn định cục bộ ở trạng thái đàn hồi được xác định theo Phụ lục 2 Tiêu chuẩn AISI S100-16 [4]. - Độ bền dọc trục tiêu chuẩn mất ổn định méo: Pnd = Py; với λd ≤ 0;561 (17) 2 !0;63 !0;6 6 Pcrd 7 Pcrd Pnd = 61 − 0;25 7 Py; với λd > 0;561 (18) 4 Py 5 Py Py = AgFy (19) trong đó Pcrd là tải trọng gây mất ổn định méo ở trạng thái đàn hồi được xác định theo Phụ lục 2 Tiêu chuẩn AISI S100-16 [4]. Các biến khác được định nghĩa ở phần trên. - Độ bền dọc trục tính toán là φcPn hoặc Pn=Ωc với hệ số φc = 0;85 (LRFD) φc = 0;8 (LSD) hoặc Ωc = 1;80 (ASD). b. Cấu kiện chịu uốn Độ bền uốn tiêu chuẩn của cấu kiện chịu uốn có tiết diện không giảm yếu là giá trị nhỏ nhất của độ bền uốn tiêu chuẩn mất ổn định tổng thể (Mne), độ bền uốn tiêu chuẩn mất ổn định cục bộ (Mnl) và độ bền uốn tiêu chuẩn mất ổn định méo (Mnd); được xác định theo Mục F2 đến Mục F4 Tiêu chuẩn AISI S100-16 [4]. - Độ bền uốn tiêu chuẩn mất ổn định tổng thể: Mne = S f Fn ≤ My; My = S f yFy (20) trong đó S f là mô đun đàn hồi của toàn bộ tiết diện không giảm yếu đối với thớ biên chịu nén; S f y là mô đun đàn hồi của toàn bộ tiết diện không giảm yếu đối với thớ biên tại ứng suất chảy; Fy là giới hạn chảy của vật liệu; Fn là ứng suất tới hạn. Fn = Fy; với Fcre ≥ 2;78Fy (21) " # 10 10Fy Fn = Fy 1 − ; với 2;78Fy > Fcre > 0;56Fy (22) 9 36Fcre Fn = Fcre; với Fcre ≤ 0;56Fy (23) trong đó Fcre là ứng suất mất ổn định ngang-xoắn đàn hồi được xác định theo Mục F2.1.1 đến Mục F2.1.5 hoặc Phụ lục 2 của Tiêu chuẩn AISI S100-16 [4]. 88 Anh, V. Q., Toàn, H. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng - Độ bền uốn tiêu chuẩn mất ổn định cục bộ: Mnl = Mne; với λl ≤ 0;776 (24) 2 !0;43 !0;4 6 Mcrl 7 Mcrl Mnl = 61 − 0;15 7 Mne; với λl > 0;776 (25) 4 Mne 5 Mne trong đó Mne là độ bền uốn tiêu chuẩn mất ổn định tổng thể như được chỉ ra ở công thức (19); Mcrl là độ bền uốn uốn mất ổn định cục bộ ở trạng thái đàn hồi được xác định theo Phụ lục 2 Tiêu chuẩn AISI S100-16 [4]. - Độ bền uốn tiêu chuẩn mất ổn định méo Mnd = My; với λd ≤ 0;673 (26) 2 !0;53 !0;5 6 Mcrd 7 Mcrd Mnd = 61 − 0;22 7 My; với λd > 0;673 (27) 4 My 5 My q λd = My=Mcrd; My = S f yFy; Mcrd = S f Fcrd (28) trong đó Fcrd là ứng suất mất ổn định méo được xác định theo Phụ lục 2 Tiêu chuẩn AISI S100-16 [4]. Các biến khác được định nghĩa ở phần trên. - Độ bền uốn tính toán là φb Mn hoặc Mn=Ωb với hệ số φb = 0; 90 (LRFD, LSD) hoặc Ωb = 1; 67 (ASD). c. Cấu kiện chịu tác dụng của tổ hợp tải trọng nén dọc trục và uốn Cấu kiện phải thỏa mãn phương trình sau: P M My + x + ≤ 1;0 (29) Pa Max May trong đó P là lực dọc; Mx; My là mô men; Pa là độ bền dọc trục tính toán và Max, May là độ bền uốn tính toán được xác định theo Mục 2.2(a) và (b). 3. Phần mềm CUFSM Phương pháp dải hữu hạn (Finite Strip Method - FSM) là một trường hợp đặc biệt của phương pháp số được sáng tạo bởi Cheung [17], Cheung đã sử dụng lý thuyết tấm Kirchhoff để xây dựng các dải hữu hạn. Đây là một phương pháp rất hiệu quả và phổ biến để phân tích ổn định đàn hồi cho cấu kiện thép tạo hình nguội. AISI đã tài trợ để phát triển phương pháp này. Kết quả là sự ra đời của phầm mềm CUFSM với việc dùng phương pháp FSM để phân tích ổn định đàn hồi cho tiết diện bất kỳ. CUFSM khảo sát được cấu kiện chịu nén, uốn, ... tự nhận biết các dạng mất ổn định tổng thể, mất ổn định cục bộ, mất ổn định méo và các trường hợp đặc biệt khác. Phần mềm CUFSM đưa ra kết quả phân tích mất ổn định của tiết diện dưới dạng là một đường cong “Signature” thể hiện được mối quan hệ giữa ứng suất mất ổn định và chiều dài nửa bước sóng của các dạng mất ổn định. Với mỗi tiết diện cho một đường cong riêng biệt đặc trưng. Giá trị ứng suất mất ổn định cục bộ và mất ổn định méo từ phần mềm CUFSM được dùng để xác định khả năng chịu lực của cấu kiện thép tạo hình nguội bằng phương pháp Cường độ trực tiếp như trình bày ở phần trên. 89 tấmtấ mKirch Kirchhoffhoff để đ xâyể xây dự dngựng các các dả di ảhiữ huữ huạ hn.ạ n.Đây Đây là làm ộmt ộphươngt phương pháp pháp rấ tr ấhit ệhiuệ quu quả vàả và phphổ biổ ếbinế đnể đ phânể phân tích tích ổn ổ đnị nhđịnh đàn đàn hồ hi ồchoi cho cấ cuấ kiu ệkinệ thépn thép tạ otạ hìnho hình ngu nguội.ộ AISIi. AISI đã đã tài tài tr ợtr ợ đểđ phátể phát tri ểtrinể phươngn phương pháp pháp này. này. K ếKt ếqut quả làả làsự s raự rađờ đi ờciủ caủ pah pầhmầ mm ềmmề mCUFSM CUFSM vớ vi ớvii ệvicệ c dùngdùng phương phương pháp pháp FSM FSM để đ phânể phân tích tích ổn ổ đnị nhđịnh đàn đàn hồ hi ồchoi cho ti ếtit ếdit ệdinệ nb ấbt ấkt ỳk. ỳCU. CUFSMFSM khkhảoả sáto sát đư đượcợ ccấ ucấ kiu ệkinệ chn chịu ịnén,u nén, uố un,ố n,... ...tự tnhự nhậnậ bin ếbit ếcáct các dạ dngạng m ấmt ấổtn ổ đnị nhđịnh tổ ngtổng th ểth, ể, mấmt ấổtn ổ đnị nhđịnh cụ cụ bcộ b, ộ m, ấ mt ấổtn ổ đnị nhđịnh méo méo và và các các trư trườngờng h ợhpợ pđ ặđcặ bic ệ bit ệkhác.t khác. Ph Phầnầ n m ề mmề m CUFSMCUFSM đưa đưa ra rakế kt ếqut quả phânả phân tích tích m ấmt ấổtn ổ đnị nhđịnh củ caủ tia ếtit ếdit ệdinệ dưn dưới ớdiạ dngạng là làm ộmt ộđưt đườngờng congcong "Signature" "Signature" th ểth hiể ệhinệ đưn đượcợ mc ốmi ốquani quan hệ h giệ ữgiaữ ứa ngứng su suất ấmt ấmt ấổtn ổ đnị nhđịnh và và chi chiềuề udài dài nửnaử bưa bướcớ sóngc sóng củ caủ cáca các dạ dngạng m ấmt ấổtn ổ đnị nh.định. V ớVi ớmi ỗmi ỗtiiế tit ếdit ệdinệ chon cho m ộmt ộđưt đườngờng cong cong riêng riêng biệbit ệđtặ đc ặtrưng.c trưng. Giá Giá tr ị trứịng ứng su Anh,ấsut ấm V.t ấ Q.,mt ấổ Toàn,tn ổ đn H.ị nhđ A.ịnh /c Tạpụ cc chíụ bc Khoaộ b vàộ họcvà m Công ấmt ấổ nghệtn ổ đn Xâyị nhđ dựngịnh méo méo từ từph phầnầ mn ềmmề m CUFSMCUFSM đư 4.được Khảoợ dùngc dùng sát đ cấuể đ xácể kiện xác đ thépị nhđị tạonh kh hìnhkhả năngả nguộinăng ch chịu chịu ị nén-uốnluự clự ccủ caủ caấ cuấ kiu ệkinệ thépn thép tạ otạ hìnho hình ngu nguội ội bằbngằng phương phương4.1. pháp Xác pháp địnhC ưCờ khảưngờ năngng độ đ tr chịuộự trc lựcự ticế củatipế nhưp cấu như kiệntrình trình tiết bày diện bày ở chữ phở Cphầ chịunầ trên.n nén-uốntrên. Xác định khả năng chịu lực của cấu kiện thép tạo hình nguội tiết diện C20024 [18] có hai đầu liên 4. 4Khảo. Khảo sát sátkết cấu khớp cấu kiện đối kiện với thép cảthép uốn tạo vàtạo hìn xoắn, hình chiềunguộih nguội dài chịu 3,0 chịu m chịunén nén tải-uốn trọng-uốn nén lệch tâm ở hai đầu có độ lệch tâm theo hai phương (theo phương trục x là ex = −5 cm; theo phương trục y là ey = 5 cm) (Fy = 345 MPa). 4.1.4.1. Xác Xác đị nhđịnh kh khả năngả năng ch chịu ịluự clự ccủ caủ caấ cuấ kiu ệkinệ tinế tit ếdit ệdinệ chn chữ Cữ Cch chịu ịnénu nén-uố-unố n A A= 203= 203 (mm (mm) ) B B= 76= 76 (mm (mm) ) C =C 21= 21 (mm (mmA)= 203) (mm) B = 76 (mm) t =t 2,4= 2,4 (mm (mmC)= 21) (mm) R R= 5= (5mm (mmt)= ) 2,4 (mm) R = 5 (mm) E =E 203000= 203000E (=MPa 203000(MPa) ) (MPa) G=G 78076,92= 78076,92G = ( 78076,92MPa (MPa) (MPa)) µ = 0,3 = 0,3= 0,3 HìnhHình 2.Hình 2.Đ ặĐ 2.cặ Đặctrưngc trưng trưng ti tiếtế tit ếdi diệnt ệdin chữệ chn Cchữ Cữ C HìnhHìnhHình 3. 3. 3.Sơ Sơ Sơ đồđồ kếtđ kồ cấuế kt ếctấ cuấ u XácXác đị nhđịnh kh khả năngả năng ch chịu ịluự clự ccủ caủ caấ cuấ kiu ệkinệ thépn thép tạ otạ hìnho hình ngu nguội ộtii ếtit ếdit ệdinệ C20024n C20024 a. Đặc trưng tiết diện [18][18] có có hai hai đầ đuầ liênu liên kế kt ếkht khớpớ đpố đi ốviớ vi ớciả c uảố unố vàn và xo xoắnắ, nchi, chiềuề dàiu dài 3,0 3m,0 mch chịu ịtuả it ảtri ọtrngọng nén nén Bảng 1. Đặc trưng hình học của tiết diện C20024 [18] lệchlệch tâm tâm ở haiở hai đầ đuầ cóu có độ đ lộệ chlệch tâm tâm theo theo hai hai phương phương (theo (theo phương phương tr ụtrcụ xc làx làe x e=x =-5cm -5cm; ; theo phương trục y là e = 5cmMô) ( menF quán= 345 MPaMô đun). chống Bán kính quán theo phươngKích tr thướcục (mm)y lày ey = 5cm) (yFy = 345 MPa). Hằng số xoắn Hằng số Ag tính (106 mm4) x0 uốn (103 mm3) tính (mm) j (mm2) (mm) St. Venant xoắn vênh (mm) 4 6 6 a. a.Đ ặĐc ặtrưngc trưng Atiế tit B ếdit ệ Cdinệ n t I x I y S x S y rx ry J (mm ) Cw (10 mm ) 203 76Bả 21Bngả 2,4ng 1. 1.Đ 904,0 ặĐc ặtrưng 5,69c trưng 0,681 hình hình 54,4họ hcọ 56,0ccủ caủ tia 12,7ế tit ếdit 79,3ệdinệ C20024n 27,4C20024 [18] 1740 [18] 5540 114,28 MôMô men men MôMô đun đun BánBán kính kính HằHngằ ngsố số HằHngằ ngsố số KíchKích thư thước ớ(mm)c (mm) b. Tải trọng dọcqu trụcquán và ántính mô tính men uốn chốchngống uố unố n quánquán tính tính xoắxon ắSt.n St. xoắn vênh AgA g 6 6 4 4 xo x 3 3 3 3 xoắn vênh j j Gọi P là tải(10 trọng(10 mm dọc mm trục) ) cần đượco xác(10 định(10 mm (đơn mm vị) N);) Giá(mm) trị(mm) độ lớn môVenant menVenantuốn do tải trọng 2 2 (mm(mm) ) (mm)(mm) CwCw (mm)(mm) dọc trục đặt lệch tâm gây ra Mx = P:ey = 50P (Nmm), My = P:ex = 50P (Nmm).J J I S r 6 6 6 6 A A B B C C t t I x I x y I y SxS x yS y rx rx y ry 4 4 (10(10 mm mm) ) c. Độ bền nén tiêu chuẩn của cấu kiện chịu nén (mm(mm) ) 20320 3 76 76 21 212,4 2,4 - 904, Độ904, bền0 nén05,69 tiêu5,69 chuẩn0,681 0,681 mất ổn54, định54,4 4 tổng 56,56, thể:0 0 12,712,7 79,3 79,3 27,4 27,4 17174040 55405540 114,28114,28 Ứng suất mất ổn định uốn đàn hồi: π2E Fcre1 = = 167;700 (MPa) (30) (KL=r)2 Ứng suất mất ổn định uốn-xoắn đàn hồi: 8 " q # 8 1 2 Fcre2 = (σex + σt) − (σex + σt) − 4βσexσt = 146;304 (MPa) (31) 2β 90 Anh, V. Q., Toàn, H. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng π2E σ = = 1401;190 (MPa); với β = 1 − (x =r )2 = 0;702 (32) ex 2 0 0 (KxLx=rx) q 2 2 2 r0 = rx + ry + x0 = 100;034 (mm) (33) " # 1 π2EC σ = GJ + w = 151;348 (MPa) (34) t 2 2 Agr0 (KtLt) q Fcre = min(Fcre1; Fcre2) = 146;304 (MPa) ; λc = F y=Fcre = 1;536 > 1;50 ! 0; 877 F = F = 128; 309 (MPa); P = A F = 115991 (N) n 2 y ne g n λc - Độ bền nén tiêu chuẩn mất ổn định cục bộ: Phương pháp giải tích: được xác định theo [10] như sau: π2E  t 2 F = k = 831;380 (MPa); với k = 4;2615 crl_ f _l f _l 12(1 − µ2) b f _l π2E  t 2 F = k = 139;757 (MPa); với k = 0;7164 crl_ f _w f _w 12(1 − µ2) b f _w Fcrl = min(Fcrl_ f −l; Fcrl_ f _w) = 139;757 (MPa) Hình 4. Ứng suất mất ổn định cục bộ Hình 4. Ứng suất mất ổn định cục bộ Hình 4. Ứng suất mất ổn định cục bộ Hình 5.Hình Ứng 5. suấtỨng su mấtất mấ ổnt ổn địnhđịnh méo méo Phương pháp số: Sử dụng phần mềm CUFSM, kết quả như Hình4. Ứng suất mất ổn định cục bộ Fcrl = 161;05 (MPa) Ta thấy sai lệch về kết quả tính toán ứng suất mất ổn định cục bộ giữa phương pháp giải tích so với phương pháp số là 13,22%, do vậy ta sử dụng kết quả tính toán của phương pháp số là đảm bảo độ tin cậy. p Pcrl = AgFcrl = 145;589 (N); λl = Pne=Pcrl = 0; 893 > 0; 776; Pnl = 106162 (N) - Độ bền nén tiêu chuẩn mất ổn định méo: Phương pháp giải tích: Đặc trưng hình học của cánh nén được xác định theo [19] (Hình6) Hình 5. Ứng suất mất ổn định méo 91 Hình 4. Ứng suất mất ổn định cục bộ Hình 5. Ứng suất mất ổn định méo Ứng suất mất ổn định cục bộ Fcrl 161, 05 (MPa) Ta thấy sai lệch về kết quả tính toán ứng suất mất ổn định cục bộ giữa phương pháp giải tích so với phương pháp số là 13,22%, do vậy ta sử dụng kết quả tính toán của phương pháp số là đảm bảo độ tin cậy. PAFcrl g crl 145.589 (N); lnecrlPP/0,8930,776 ; Pnl 106162 (N) - Độ bền nén tiêu chuẩn mất ổn định méo Phương pháp giải tích: Đặc trưng hình học của cánhAnh, V. nén Q., Toàn, được H. A. xác / Tạp chíđịnh Khoa theo học Công [19] nghệ Xây dựng ho 203(mm); bo 76 (mm); do 21(mm); h 200,6 (mm); b = 73,6(mm); d = 19,8(mm); 2 Af 224,16 (mm ) Hình 6. Kích thước hình học của cánh Hình 6. Kích thước hình học của cánh 3 4 5 4 I xf 5,307.10 (mm ); I yf 1, 304.10 (mm ); 4 4 Ixyf 1, 364.10 (mm ); xof 28,999 (mm); yof -2,099 (mm); h0 = 203 (mm); b0 = 76 (mm); d0 = 21 (mm); h = 200;6 (mm); 4 6 h - 44,601 2 xf (mm); J f 430,387 (mmb =);73 C;6wf(mm) 0; (mmd = 19;)8 (mm); A f = 224;16 (mm ) 3 4 5 4 4 4 Ix f = 5;307:10 (mm ); Iy f = 1;304:10 (mm1/4 ); Ixy f = 1;364:10 (mm ); 42I 2 6(1h0 - ) x22o f = 28;999 (mm)xyf; yo f = −2;099 (mm); hx f = −44;601 (mm); LIxhCxh ( - ) - ( - ) (35) crd3 xf0 f xf wf4 0 f xf 6 tIJ f = 430;387 (mm ); Cw f = 0 (mm ) yf 8 2 391=4 4 2 I2 L 636,544 (mm)LL L 636,544>6(mm).π h0(1 − µ ) 6 xy f 7> crd mcrd L = < 6I (x − h )2 + C − (x − h )27= (35) crd > 3 6 x f 0 f x f w f 0 f x f 7> :> t 4 Iy f 5;> 42I 2 22xyf Lcrd = 636;544 (mm) ) L = Lm = Lcrd = 636;544 (mm) kEIxhECExhGJfe xf(-00 f xf) wf - ( f xf ) f 2 2 3 LIL 4 6 I 7  2 π yf6 2 xy f 27 π 3 kφ f e = 6EIx f (x0 f − hx f ) + ECw f − E (x0 f − hx f ) 7 + GJ f = 3;350:10 (N) (36) L 46 I 57 L 3,350.103 (N) y f Et3 3 k = = 2;532:103 (N) (37) φwe 2 Et 3 6h0(1 − µ ) kwe =2,532.10(N) (37) 2 8 2 3 9 6(1h - )  2 > I !2 I ! > 0 π 6 2 xy f xy f 2 2 7 => 2 ekφ f g = >A f 6(xo f − hx f ) − 2yo f (xo f − hx f ) + hx f + yo f 7 + Ix f + Iy f > = 14;692 (mm ) (38) L :> 4 Iy f Iy f 5 ;>  π 2 th3 ek = 0 = 8;1501 (mm2) (39) φwg L 60 kφ f e + kφwe + kφ Fcrd = = 257;508 (MPa) (40) ekφ f g +ekφwg - Phương pháp số: Sử dụng phần mềm CUFSM kết quả trên Hình105 . Ứng suất mất ổn định méo Fcrd = 244;980 (MPa). Ta thấy sai lệch về kết quả tính toán ứng suất mất ổn định méo giữa phương pháp giải tích so với phương pháp số là 5,11%, do vậy ta sử dụng kết quả tính toán của phương pháp số là đảm bảo độ tin cậy. q λd = Py=Pcrd = 1;187 > 0;561; Pnd = 202264 (N) - Độ bền nén tiêu chuẩn của cấu kiện chịu nén: Pn = min(Pne; Pnl; Pnd) = 106162 (MPa) 92 Anh, V. Q., Toàn, H. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng d. Độ bền uốn tiêu chuẩn của cấu kiện chịu uốn quanh trục x - Độ bền uốn tiêu chuẩn mất ổn định tổng thể: Ứng suất mất ổn định tổng thể: Cbr0Ag p Fcre1 = σeyσt = 257;27 (MPa) (41) S f 2 3 trong đó Cb =1;0; r0 =100;034 (mm); Ag =904;0 (mm ); S f =S x =56000 (mm ); σey = 167;70 (MPa); σt = 151;348 (MPa); Fn = 240;540 (MPa); Mne = S f Fn = 13470249 (MPa) - Độ bền uốn tiêu chuẩn mất ổn định cục bộ: Phương pháp giải tích: được xác định theo [20] như sau: π2E  t 2 F = k = 838;650 (MPa); với k = 4;299 crl_ f _l f _l 12(1 − µ2) b f _l π2E  t 2 F = k = 709;084 (MPa); với k = 3;635 crl_ f _w f _w 12(1 − µ2) b f _w Fcrl = min(Fcrl_ f _l; Fcrl_ f _w) = 709;084 (MPa) Hình 7. Ứng suất mất ổn định cục bộ Phương pháp số: Sử dụng phần mềm CUFSM kết quả như Hình7. HìnhHình 7. Ứng 7. Ứng suất suấtmất mất ổ ổnn định định cục cụcbộ bộ Hình 8.Hình Ứng 8. Ứ suấtng su mấtất mấ ổnt ổn địnhđịnh méo méo Ứng suất mất ổn định cục bộ Fcrl = 754;543 (MPa). Ta thấy sai lệch về kết quả tính toán ứng suất mất ổn định cục bộ giữa phương pháp giải tích so với phương pháp số là 6,02%, do vậy ta sử dụng kết quả tính toán của phương pháp số là đảm bảo độ tin cậy. 2 Mcrl = S f Fcrl = 42254240 (N) p λl = Mne=Mcrl = 0;565 < 0;776; Mnl = Mne = 13470249 (Nmm) - Độ bền uốn tiêu chuẩn mất ổn định méo: Phương pháp giải tích: Tương tự cấu kiện chịu nén ta có kết quả sau: 3 3 L = Lm = Lcrd = 575;484 (mm); kφ f e = 4;791:10 (N); kφwe = 4;298:10 (N); ekφ f g =Hình17 8.; 975Ứng su (ấmmt mất); ổn địnhek φméowg = 1;695 (mm); Fcrd = 462;079 (Nmm) 93 2 Anh, V. Q., Toàn, H. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng - Phương pháp số: Sử dụng phần mềm CUFSM, kết quả trên Hình8. Ứng suất mất ổn định méo: Fcrd = 520;570 (Nmm). Ta thấy sai lệch về kết quả tính toán ứng suất mất ổn định méo giữa phương pháp giải tích so với phương pháp số là 11,31%, do vậy ta sử dụng kết quả tính toán của phương pháp số là đảm bảo độ tin cậy. Mcrd = S f Fcrd = 29151920 (Nmm) q λd = My=Mcrd = 0;814 > 0;673; Mnd = 17318731 (Nmm) - Độ bền uốn tiêu chuẩn của cấu kiện chịu uốn: Mnx = min(Mne; Mnl; Mnd) = 13470249 (Nmm) e. Độ bền uốn tiêu chuẩn của cấu kiện chịu uốn quanh trục y - Độ bền uốn tiêu chuẩn mất ổn định tổng thể: Ứng suất mất ổn định ngang-xoắn đàn hồi: 2 s 3 ! CsAgσex 6 σ 7 6 2 2 t 7 Fcre = 6 j + Cs j + r0 7 = 1865;137 (MPa) (42) CTFS f 46 σex 57 2 trong đó Cs = −1;0; CTF = 1;0; Ag = 904;214 (mm ); σex = 1401;190 (MPa); σt = 151;348 (MPa); 3 r0 = 100;034 (mm); S f = S y = 12700 (mm ); Fn = 304;147 (MPa); Mne = S f Fn = 3862673 (MPa) - Độ bền uốn tiêu chuẩn mất ổn định cục bộ: sử dụng phương pháp số. Phần mềm CUFSM cho kết quả trên Hình9: F = 411;849 (MPa); crl p Mcrl = S f Fcrl = 5230482 (N); λl = Mne=Mcrl = 0;859 > 0;776; Mnl = 3622215 (Nmm) Kết quả tính toán bằng phần mềm CUFSM cho thấy đường cong chữ ký chỉ nhận dạng một điểm cực trị tương ứng với giá trị ứng suất mất ổn định cục bộ, nên ta không cần xét đến trường hợp mất ổn định méo. - Độ bền uốn tiêu chuẩn của cấu kiện chịu uốn Hình 9.Hình Ứng 9. suấtỨng su m

Các file đính kèm theo tài liệu này:

  • pdftinh_toan_cau_kien_thep_tao_hinh_nguoi_chiu_nen_uon_bang_phu.pdf