Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Phân tích sự mất ổn định dầm hộp thép liên hợp trong quá trình thi công

ĐẠI HỌC QUỐC GIA THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

HỒ DUY LONG

PHÂN TÍCH SỰ MẤT ỔN ĐỊNH DẦM HỘP THÉP LIÊN HỢP TRONG QUÁ TRÌNH THI CÔNG

ANALYSIS STABILITY OF COMPOSITE STEEL BOX GIRDER BRIDGE DURING CONSTRUCTION

Chuyên nghành: Kỹ thuật xây dựng công trình giao thông

Mã số: 60580205

LUẬN VĂN THẠC SĨ

Thành phố Hồ Chí Minh, năm 2019

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Chuyên ngành: Kỹ Thuật Xây Dựng Công Trình Giao Thông Mã số : 60580205

I TÊN ĐỀ TÀI: PHÂN TÍCH SỰ MẤT ỔN ĐỊNH DẦM HỘP THÉP LIÊN HỢP TRONG QUÁ TRÌNH THI CÔNG

II NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG:

Nội dụng thực hiện nhiệm vụ cụ thể của luận văn như sau :

1 Khảo sát khoảng cách của hệ giằng trong và các sườn tăng cường đến việc mất ổn định của dầm hộp thép vách đứng chịu tải trọng đứng

2 Sử dụng kết cấu nhịp chính cầu Chà Là để tiến hành phân tích bằng cách thay đổi khoảng cách hệ giằng và các sườn tăng cường Tiến hành mô phỏng và phân tích phi tuyến bằng phần mềm ABAQUS/CAE để tìm ra tải trọng phá hoại dầm theo đường cong Arch length-Load proportionality factor

3 So sánh với tải trọng trong quá trình thi công để khảo sát khoảng cách hệ giằng ảnh hưởng đến việc mất ổn định dầm, cũng như phân tích chi tiết ứng suất, biến dạng phát triển trong từng trường hợp bao gồm hình dạng chuyển vị (mất ổn định tổng thể, ứng suất tại gối, ứng suất hệ giằng, các vị trí mất ổn định cục bộ)

III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: Ngày 11 tháng 02 năm 2019

IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: Ngày 02 tháng 06 năm 2019 V CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: TS NGUYỄN CẢNH TUẤN

Nội dung và đề cương Luận văn thạc sĩ đã được Hội Đồng Chuyên Ngành thông qua

Tp HCM, ngày………tháng 05 năm 2020

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN

(Họ tên và chữ ký) CHỦ NHIỆM BỘ MÔN ĐÀO TẠO (Họ tên và chữ ký)

TS Nguyễn Cảnh Tuấn PGS.TS Nguyễn Mạnh Tuấn TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

(Họ tên và chữ ký)

Lời đầu tiên em xin cảm ơn Ban lãnh đạo trường ĐH Bách Khoa cùng các Thầy giáo, Cô giáo trong bộ môn Cầu – Đường đã tạo điều kiện tốt nhất cho em có thể hoàn thành Luận

Em xin chân thành cảm ơn!

Tp Hồ Chí Minh, tháng 05 năm 2020 Học viên

Hồ Duy Long

Tôi tên Hồ Duy Long, tôi xin cam đoan luận văn Thạc sĩ với đề tài “PHÂN TÍCH SỰ MẤT ỔN ĐỊNH DẦM HỘP THÉP LIÊN HỢP TRONG QUÁ TRÌNH THI CÔNG” là công trình nghiên cứu của cá nhân tôi, các số liệu dùng trong luận văn là hoàn toàn trung thực Các trích dẫn trong luận văn từ các nguồn tài liệu sách, báo mạng, tiêu chuẩn hiện hành đều được tôi ghi chép chi tiết nguồn trích dẫn và tên tác giả

Nếu có điều gì gian dối, tôi xin chịu hoàn toàn trách nhiệm

TP Hồ Chí Minh, tháng 05 năm 2020

Tác giả luận văn

Hồ Duy Long

Học viên cao học khóa 2017

Ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình giao thông Trường Đại học Bách Khoa Tp Hồ Chí Minh

CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA ĐẠI HỌC QUỐC GIA THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

Cán bộ hướng dẫn khoa học: TS NGUYỄN CẢNH TUẤN

Thành phần Hội đồng đánh giá luận văn thạc sĩ gồm:

(Ghi rõ họ, tên, học hàm, học vị của Hội đồng chấm bảo vệ luận văn thạc sĩ)

1 TS NGUYỄN MẠNH TUẤN 2 TS LÊ BÁ KHÁNH

3 TS LÊ VĂN PHÚC 4 TS LÊ ANH THẮNG 5 TS HUỲNH NGỌC THI

Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá Luận văn và Trưởng Khoa quản lý chuyên ngành sao khi luận văn được sửa chữa (nếu có)

CHỦ TỊCH HỘI ĐỒNG TRƯỞNG KHOA

TÓM TẮT

Một phần quan trọng khi thiết kế cầu dầm thép – BTCT liên hợp là kiểm toán độ ổn định của kết cầu dầm trong quá trình thi công Đây là một phần tính toán qua trọng do dầm dễ bị oằn do xoắn ngang khi các hệ giằng hay sườn tăng cường không đảm bảo cũng như bề dày của bản cánh dầm là những yếu tố cần được kiểm tra

Nghiên cứu tập trung khảo sát khoảng cách của hệ giằng trong và các sườn tăng cường đến việc mất ổn định của dầm hộp thép vách đứng chịu tải trọng đứng

Trong phạm vi đề tài, tác giả chỉ khảo sát khoảng cách hệ giằng và các sườn tăng cường xem như là biến thay đổi theo tải trọng đứng Các biến số còn lại như độ mảnh bản bụng, loại hệ giằng, tải trọng ngang…cũng ảnh hưởng đến sự mất ổn định của dầm Tuy nhiên, để xác đinh các biến số khác và mối quan hệ của chúng không nằm trong đề tài do thời gian và giới hạn đối với đề tài luận văn

Nghiên cứu sử dụng kết cấu nhịp chính cầu Chà Là để tiến hành phân tích bằng cách thay đổi khoảng cách hệ giằng và các sườn tăng cường Tiến hành mô phỏng và phân tích phi tuyến bằng phần mềm ABAQUS/CAE để tìm ra tải trọng phá hoại dầm theo

trong quá trình thi công để khảo sát khoảng cách hệ giằng ảnh hưởng đến việc mất ổn định dầm cũng như phân tích chi tiết ứng suất, biến dạng phát triển trong từng trường hợp bao gồm hình dạng chuyển vị (mất ổn định tổng thể, ứng suất tại gối, ứng suất hệ giằng, các vị trí mất ổn định cục bộ)

Các trường hợp bố trí hệ giằng được mô phỏng với ba mô hình dầm đơn và một mô hình dầm đôi So sánh kết quả và quan sát ứng suất-biến dạng của dầm khi mất ổn định xoắn ngang khi dầm chịu tải trọng thẳng đứng cũng như so sánh với kết quả tính toán lý thuyết để đưa ra kết luận và đề xuất

ABSTRACT

An important part when designing composite steel girder is to check the stability of the girder bridge during construction This is an important calculation because the beams are easily twisted due to horizontal twisting when the bracing or stiffener are not guaranteed as well as the thickness of the beam plate is the factor to be checked The study focused on surveying the distance of internal bracing and reinforced ribs to the instability of vertical steel box beams with vertical load

Within the scope of the topic, the author only surveyed the distance between bracing and reinforcing slopes as a variable changing according to the vertical load The remaining variables such as the slender of web, the type of bracing, the horizontal load also affect the instability of the beam However, to determine other variables and their relationship is not in the topic due to time and limitations on the thesis topic Study using the main span structure of Cha La bridge to analyze by changing the distance between bracing and stiffener Conducting simulation and nonlinear analysis using ABAQUS / CAE software to find destructive load beams Arch length-Load proportionality factor It will then be compared with the load during construction to examine the bracing system affecting the instability of beams as well as detailed analysis of stresses and deformed developments in each case including transfer shape taste (overall instability, knee stress, bracing stress, local instability positions) Cases of bracing are modeled with three single beam models and a double beam model Comparing results and observing stress-deformation of beams when horizontal stability is unstable when beams are subjected to vertical load as well as compared with theoretical calculation results to make conclusions and suggestions

1.1.1 Thống kê các cầu bị sập do mất ổn định trong quá trình thi công 11

1.1.2 Các kết quả nghiên cứu về mất ổn định dầm thép 14

1.2 Đề tài nghiên cứu 15

1.2.1 Mục đích nghiên cứu 15

1.2.2 Phương pháp nghiên cứu 15

1.2.3 Phạm vi nghiên cứu 16

Cơ sở lý thuyết 17

2.1 Lý thuyết biến dạng dẻo kim loại 17

2.1.1 Khái quát về quá trình biến dạng 17

2.1.2 Phân loại các phương pháp biến dạng 19

2.1.3 Những vấn đề cần xem xét khi nghiên cứu quá trình biến dạng 20

2.2 Quan hệ ứng suất – biến dạng trong biến dạng dẻo 21

2.3 Tiêu chuẩn chảy dẻo Von-Mises 24

3.1.5 Hệ giằng ngoài 33

3.1.6 Sườn tăng cường đứng 33

3.1.7 Sườn tăng cường dọc 33

3.2 Tải trọng thi công 34

3.2.1 Tải trọng bê tông ướt bản mặt cầu 34

3.2.2 Tải trọng ván khuôn bản mặt cầu 34

3.2.3 Tải trọng đổ và đầm rung bê tông ướt 34

3.2.4 Tải trọng người và thiết bị thi công 34

3.3 Cấu tạo hình học mặt cắt dầm hộp vách đứng 35

3.3.1 Moment chảy và moment dẻo 35

3.3.2 Sức kháng mất ổn định uốn ngang và xoắn 36

3.4 Mô hình phân tích phần tử hữu hạn 37

3.4.1 Mô hình kết cấu thép 38

3.4.2 Định nghĩa vật liệu 39

3.4.3 Định nghĩa thuộc tính mặt cắt 39

3.4.4 Chia lưới phần tử 40

3.4.5 Thiết lập bước phân tích 40

3.4.6 Điều kiện biên và tải trọng 40

4.1.1 Mô hình tham chiếu 46

4.1.2 Mô hình phi tuyến 47

4.1.3 Tính toán tải trọng phá hoại 56

4.1.4 Tổng hợp nhận xét 58

4.2 Mô hình 2 59

4.2.1 Mô hình tham chiếu 59

4.2.2 Mô hình phi tuyến 60

4.2.3 Tính toán tải trọng phá hoại 69

4.2.4 Tổng hợp nhận xét 71

4.3 Mô hình 3 72

4.3.1 Mô hình tham chiếu 72

4.3.2 Mô hình phi tuyến 73

4.3.3 Tính toán tải trọng phá hoại 82

4.3.4 Tổng hợp nhận xét 84

4.4 Mô hình 4 85

4.4.1 Mô hình tham chiếu 85

4.4.2 Mô hình phi tuyến 87

4.4.3 Tính toán tải trọng phá hoại 95

4.4.4 Tổng hợp nhận xét 97

4.5 So sánh các trường hợp phân tích 98

DANH MỤC HÌNH ẢNH

Hình 2.1 - Không gian ứng suất chính von Mises và Tresca 24

Hình 2.2 - Ứng suất phẳng von Mises và Tresca 25

Hình 2.3 - Quan hệ ứng suất và biến dạng điển hình của thép 26

Hình 4.1 - Ứng suất mô hình tham chiếu 1 46

Hình 4.2 - Chuyển vị tổng thể mô hình tham chiếu 1 46

Hình 4.3 - Chuyển vị ngang mô hình tham chiếu 1 47

Hình 4.4 – Chuyển vị tổng thể lớn nhất 48

Hình 4.5 – Chuyển vị ngang lớn nhất 48

Hình 4.6 – Ứng suất lớn nhất 49

Hình 4.7 – Chi tiết vị trí phá hoại 49

Hình 4.8 - Ứng suất khi đạt tải trọng phá hoại mô hình phi tuyến 1 50

Hình 4.9 - Chuyển vị tổng thể khi đạt tải trọng phá hoại mô hình phi tuyến 1 50

Hình 4.10 - Chuyển vị ngang khi đạt tải trọng phá hoại mô hình phi tuyến 1 51

Hình 4.11 - Ứng suất tại vị trí gối cố định mô hình 1 52

Hình 4.12 - Ứng suất tại vị trí gối di động mô hình 1 52

Hình 4.13 - Ứng suất vách ngăn tại vị trí gối cố định mô hình 1 53

Hình 4.14 - Ứng suất vách ngăn tại vị trí gối di động mô hình 1 54

Hình 4.15 - Ứng suất hệ giằng mô hình 1 55

Hình 4.16 - Ứng suất sườn tăng cường đứng mô hình 1 55

Hình 4.17 - Ứng suất sườn tăng cường dọc mô hình 1 56

Hình 4.18 – Biểu đồ quan hệ tải trọng-chuyển vị mô hình 1 57

Hình 4.19 – Biểu đồ quan hệ moment-chuyển vị mô hình 1 58

Hình 4.21 - Chuyển vị tổng thể mô hình tham chiếu 2 60

Hình 4.22 - Chuyển vị ngang mô hình tham chiếu 2 60

Hình 4.23 – Chuyển vị tổng thể lớn nhất 61

Hình 4.24 – Chuyển vị ngang lớn nhất 61

Hình 4.25 – Ứng suất lớn nhất 62

Hình 4.26 – Chi tiết vị trí phá hoại 62

Hình 4.27 - Ứng suất khi đạt tải trọng phá hoại mô hình phi tuyến 2 63

Hình 4.28 - Chuyển vị tổng thể khi đạt tải trọng phá hoại mô hình phi tuyến 2 63

Hình 4.29 - Chuyển vị ngang khi đạt tải trọng phá hoại mô hình phi tuyến 2 64

Hình 4.30 - Ứng suất tại vị trí gối cố định mô hình 2 65

Hình 4.31 - Ứng suất tại vị trí gối di động mô hình 2 65

Hình 4.32 - Ứng suất vách ngăn tại vị trí gối cố định mô hình 2 66

Hình 4.33 - Ứng suất vách ngăn tại vị trí gối di động mô hình 2 67

Hình 4.34 - Ứng suất hệ giằng mô hình 2 68

Hình 4.35 - Ứng suất sườn tăng cường đứng mô hình 2 68

Hình 4.36 - Ứng suất sườn tăng cường dọc mô hình 2 69

Hình 4.37 – Biểu đồ quan hệ tải trọng-chuyển vị mô hình 2 70

Hình 4.38 – Biểu đồ quan hệ moment-chuyển vị mô hình 2 71

Hình 4.39 - Ứng suất mô hình tham chiếu 3 72

Hình 4.40 - Chuyển vị tổng thể mô hình tham chiếu 3 73

Hình 4.41 - Chuyển vị ngang mô hình tham chiếu 3 73

Hình 4.42 – Chuyển vị tổng thể lớn nhất 74

Hình 4.43 – Chuyển vị ngang lớn nhất 74

Hình 4.44 – Ứng suất lớn nhất 75

Hình 4.45 – Chi tiết vị trí phá hoại 75

Hình 4.46 - Ứng suất khi đạt tải trọng phá hoại mô hình phi tuyến 3 76

Hình 4.47 - Chuyển vị tổng thể khi đạt tải trọng phá hoại mô hình phi tuyến 3 76

Hình 4.48 - Chuyển vị ngang khi đạt tải trọng phá hoại mô hình phi tuyến 3 77

Hình 4.49 - Ứng suất tại vị trí gối cố định mô hình 3 78

Hình 4.50 - Ứng suất tại vị trí gối di động mô hình 3 78

Hình 4.51 - Ứng suất vách ngăn tại vị trí gối cố định mô hình 3 79

Hình 4.52 - Ứng suất vách ngăn tại vị trí gối di động mô hình 3 80

Hình 4.53 - Ứng suất hệ giằng mô hình 3 81

Hình 4.54 - Ứng suất sườn tăng cường đứng mô hình 3 81

Hình 4.55 - Ứng suất sườn tăng cường dọc mô hình 3 82

Hình 4.56 – Biều đồ quan hệ tải trọng-chuyển vị mô hình 3 83

Hình 4.57 – Biểu đồ quan hệ moment-chuyển vị mô hình 3 84

Hình 4.58 - Ứng suất mô hình tham chiếu 4 85

Hình 4.59 - Chuyển vị tổng thể mô hình tham chiếu 4 86

Hình 4.60 - Chuyển vị ngang mô hình tham chiếu 4 86

Hình 4.61 – Chuyển vị tổng thể lớn nhất 87

Hình 4.62 – Chuyển vị ngang lớn nhất 88

Hình 4.63 – Ứng suất lớn nhất 88

Hình 4.64 - Ứng suất tại vị trí gối cố định mô hình 3 89

Hình 4.65 - Ứng suất tại vị trí gối di động song hướng mô hình 3 90

Hình 4.66 - Ứng suất tại vị trí gối di động đơn hướng (phương ngang cầu) mô hình 4 90

Hình 4.67 - Ứng suất tại vị trí gối di động song hướng (phương dọc cầu) mô hình 4 91

Hình 4.68 - Ứng suất vách ngăn tại vị trí gối cố định mô hình 4 92

Hình 4.69 - Ứng suất vách ngăn tại vị trí gối di động song hướng mô hình 4 92

Hình 4.70 - Ứng suất vách ngăn tại vị trí gối di động song hướng (phương ngang cầu) mô hình 4 93

Hình 4.71 - Ứng suất vách ngăn tại vị trí gối di động song hướng (phương dọc cầu) mô hình 4 93

Hình 4.72 - Ứng suất hệ giằng mô hình 4 94

Hình 4.73 - Ứng suất sườn tăng cường đứng mô hình 4 95

Hình 4.74 - Ứng suất sườn tăng cường dọc mô hình 4 95

Hình 4.75 – Biểu đồ quan hệ tải trọng-chuyển vị mô hình 4 96

Hình 4.76 – Biểu đồ quan hệ moment-chuyển vị mô hình 4 97

Hình 4.77- Biểu đồ tổng hợp đường cong quan hệ tải trọng phá hoại-chuyển vị của ba mô hình giằng 99

Hình 4.78 - Biểu đồ tổng hợp đường cong quan hệ tải trọng phá hoại-chuyển vị của ba mô hình giằng 99

Hình 4.79 – So sánh kết quả PTHH và lý thuyết tính theo AASTHO 100

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 3-1 – Đặc trưng hình học tiết diện dầm hộp vách đứng 36

Bảng 3-2 – Sức kháng mất ổn định xoắn ngang theo AASHTO 37

Bảng 3-3 – Thông số vật liệu thép 39

Bảng 4-1 – Tổng hợp kết quả các mô hình phân tích 98

Bảng 4-2 – Quan hệ moment phá hoại và chiều dài không giằng 100

Giới thiệu

Thép là loại vật liệu với nhiều ưu điểm được sử dụng rất rộng rãi trong xây dựng kết cấu hạ tầng giao thông Thép cung cấp nhiều lợi thế trong việc xây dựng cầu bởi những tính năng ưu việt như cường độ cao, thời gian thi công nhanh, tính linh động

Kết cấu cầu thép – BTCT liên hợp ngày càng được ứng dụng rộng rãi tại Việt Nam cho nhiều loại công trình giao thông trong đô thị, nông thôn và các công trình cầu vượt nhịp lớn do phát huy tối đa độ bền kéo của thép và cường độ nén của bê tông Bên cạnh những ưu điểm, cầu thép – bê tông cốt thép liên hợp vẫn còn một số hạn chế cần nghiên cứu và cải tiến

Phân tích kết cầu cầu thép hiện tại trong những năm gần đây nsổi bật các phương hướng chính sau:

thành công tác duy tu bão dưỡng cầu trong quá trình khai thác;

lớn và tính thẩm mỹ cao;

đưa ra các giải pháp cải tiến thiết kế cầu thép

Một phần quan trọng khi thiết kế cầu dầm thép – BTCT liên hợp là kiểm toán độ ổn định của kết cầu dầm trong quá trình thi công Đây là một phần tính toán qua trọng do dầm dễ bị oằn do xoắn ngang khi các hệ giằng hay sườn tăng cường không đảm

1.1 Tổng quan

1.1.1 Thống kê các cầu bị sập do mất ổn định trong quá trình thi công

Sự cố trong quá trình thi công cầu thường liên quan đến nhiều vấn đề, có thể kể đến như việc mất ổn định tổng thể kết cấu, hệ ván khuôn, đà giáo thi công… đều dẫn đến các hậu quả nghiêm trọng Trong nhiều thập niên gần đây, nhiều cầu thép bị sập dẫn đến thương vong lớn Chi phí xây dựng lớn và số lượng nhân lực thi công một cây

nhắc nhở người kỹ sư thiết kế phải thận trọng trong cả quá trình thiết kế và thi công Sau đây là thống kê các cầu đã sập khi bị mất ổn định trong quá trình thi công:

xảy ra năm 1883, nguyên nhân do mất ổn định bản cánh trên khi không đủ độ cứng khi chịu uốn ngang, một người chết;

nhân do sự mất ổn định các cấu kiện chịu nén khi chịu uốn ngang;

nhân do mất ổn định cánh trên khi chịu uốn ngang;

tổng chiều dài cầu là 85m, nguyên nhân do mất ổn định cánh trên chịu nén;

dài cầu 853m, nhịp chính dài 550m, nguyên nhân do mất ổn định bản cánh dưới ở giữa nhịp, 74 người chết;

554m xảy ra năm 1927, nguyên nhân do mất ổn định hệ giằng, 1 người chết;

Đức xảy ra năm 1954, tổng chiều dài cầu là 272m, nguyên nhân do tải lệch tâm trong quá trình thi công gây mất ổn định ngang bản cánh dưới và do tải trọng khi căng cáp dự ứng lực bản mặt cầu sau Thiết kế không bố trí giằng bản cánh dưới tại vị trí gối;

nhịp, gồm 2 dầm với tổng chiều dài 412m, bề rộng cầu 32m, cao 5m Nguyên nhân được xác định do thiết kế bề dày bản cánh trên 15mm không đảm bảo ổn định khi chịu nén;

vách xiên, tổng chiều dài cầu 819m, nguyên nhân do mất ổn định tại vị trí gối, 4 người chết;

- Cầu The West Gate qua song Yarra ở Melbourne, Úc xảy ra tháng 10 năm 1970, tổng chiều dài cầu 848m với 5 nhịp sử dụng dầm hộp thép 3 vách, nguyên nhân do mất ổn định tại giữa dầm 55 công nhân chết khi đang làm việc bên trong dầm;

nguyên nhân do mất ổn định bản cánh dưới do thiếu sườn tăng cường nhằm tăng độ cứng khi chịu nén, 13 người chết;

cầu 362m gồm 6 nhịp với dầm thép hộp vách xiên, nguyên nhân do đoạn hẫng nhịp thứ 2 dài 31.5m bị mất ổn định bản cánh dưới, 4 người chết;

tổng chiều dài cầu 60m, nguyên nhân do bản cánh trên chuyển vị ngang lớn khi đang đổ bê tông bản mặt cầu 1 người chết;

nhịp thép dài 97m bị sập khi chịu tải lệch tâm khi thi công do hệ giằng không đủ độ cứng, 1 người chết;

ngang;

giản đơn chịu tổng tải khi thi công là 43 tấn sập do vấn đề ổn định, 14 người chết

3 dầm I tổng chiều dài 367m gồm 3 nhịp, nguyên nhân do mất ổn định không thiết kế hệ giằng ngang cho bản cánh trên, 1 người chết;

tải thi công 50 tấn bị đổ sập do việc giảm hệ giằng ngang trong thiết kế;

chiều dài 65m bị mất ổn định xoắn ngang khi đang thi công đổ bê tông mặt cầu;

- Cầu Interstate 70 ở Denver xảy ra năm 2004, cầu dầm thép I nhịp giản đơn chiều dài 30m chịu tải 40 tấn, nguyên nhân do liên kết bu long liên kết dầm thép và bản mặt cầu không đảm bảo, 3 người chết;

tháng 8 năm 2007, cầu vòm thép với tổng chiều dài 580m đổ sập do việc tăng cường thiết bị thi công cũng như tải trọng bê tông ướt khi đổ bê tông mặt cầu, 3 người chết;

thép I, nguyên nhân hệ giằng của hệ ván khuôn thi công không đảm bảo ổn đĩnh cho quá trình đổ bê tông mặt cầu;

2017, cầu dầm thép I liên hợp gồm 3 nhịp , sự cố xảy ra khi thi công đổ bê tông bản mặt cầu đến nhịp thứ giữa

1.1.2 Các kết quả nghiên cứu về mất ổn định dầm thép

+ Độ cứng chống xoắn của hệ giằng phụ thuộc vào bề dày và bề rộng của bản cánh dưới dầm Phân tích phi tuyến khi tăng độ cứng hệ giằng thì vị trí đầu tiên mất ổn định của dầm U có dạng đa sóng

+ Sức kháng mất ổn định bị giảm đáng kể do biến dạng xoắn của bản bụng Sức kháng được tăng lên đáng kể khi tăng độ cứng theo phương ngang Việc tăng độ cứng theo phương ngang dẫn đến sức kháng mất ổn định tăng 100%

+ Dầm hộp vách xiên có sức kháng mất ổn định kém hơn dầm hộp vách đứng cùng kích thước khoảng 8.5%

+Việc phân tích biến dạng lớn cho thấy dầm U có các vị trí mất ổn định lớn hơn tại các vị trí có chuyển vị ngang lớn

+ Cường độ chịu uốn của dầm tăng lên khi bổ sung thêm hệ giằng trên ở khoảng 20% chiều dài nhịp gần gối Hệ giằng X với tiết diện nhỏ giúp tăng sức kháng uốn lên 28% đủ để dầm ổn định khi chịu xoắn ngang trong khi đổ bê tông mặt cầu

10-+ Việc phân tích tuyến tính mặt cắt ngang dầm không thể dự đoán được sự mất ổn định của dầm, sự thay đổi tính chất của mặt cắt ngang cần được phân tích một cách chính xác để kết luận

+ Độ cứng của dầm cầu Marcy bị sập vẫn đủ khả năng chịu xoắn khi tiến hành phân tích tuyến tính, do đó cần phân tích phi tuyến để có kết quả chính xác

1.2.2 Phương pháp nghiên cứu

Nghiên cứu sử dụng kết cấu nhịp chính cầu Chà Là để tiến hành phân tích bằng cách thay đổi khoảng cách hệ giằng và các sườn tăng cường Tiến hành mô phỏng và phân tích phi tuyến bằng phần mềm ABAQUS/CAE để tìm ra tải trọng phá hoại dầm theo đường cong Arch Length-Load factor Sau đó sẽ so sánh với tải trọng trong quá trình thi công để tìm ra khoảng cách hệ giằng tối ưu cũng như phân tích chi tiết ứng suất, biến dạng phát triển trong từng trường hợp bao gồm hình dạng chuyển vị (mất ổn định tổng thể, ứng suất tại gối, ứng suất hệ giằng, các vị trí mất ổn định cục bộ)

1.2.3 Phạm vi nghiên cứu

Trong phạm vi đề tài, tác giả chỉ khảo sát khoảng cách hệ giằng và các sườn tăng cường xem như là biến thay đổi theo tải trọng đứng Các biến số còn lại như độ mảnh bản bụng, loại hệ giằng, tải trọng ngang…cũng ảnh hưởng đến sự mất ổn định của dầm Tuy nhiên, để xác đinh các biến số khác và mối quan hệ của chúng không nằm trong đề tài do thời gian và giới hạn đối với đề tài luận văn

Tất cả mọi phương pháp trong gia công áp lực (GCAL) đều dựa trên một tiền đề chung là thực hiện một quá trình biến dẻo Vật liệu dưới tác dụng của ngoại lực sẽ thay đổi hình dạng và kích thước mà không mất đi sự liên kết bền chặt của nó Khả năng cho phép thực hiện một quá trình biến dạng dẻo được coi là một đặc tính quan trọng của kim loại Để làm sang tỏ quá trình biến dạng của kim loại ta hãy theo dõi thí nghiệm kéo giãn đơn Dưới tác dụng của lực kéo, mẫu kéo liên tục bị kéo dài cho đến khi bị kéo đứt Trong thí nghiệm kéo với các thiết bị phù hợp ta có thể đo được lực kéo và độ dãn dài tương ứng, từ đó xác định ứng suất và biến dạng theo các mới quan hệ sau:

đường cong ứng suất-biến dạng làm hai vùng

- Vùng biến dạng đàn hồi

Khi lực kéo còn nhỏ mẫu chỉ biến dạng đàn hồi, đặc trưng của giai đoạn này là khi dỡ bỏ tải trọng, mẫu lại hồi phục trở lại chiều dài ban đầu Trong vùng này tồn tại mối quan hệ tuyến tính giữa ứng sất và biến dạng theo định luật Hooke:

  

Module đàn hồi E đặc trung cho thuộc tính đàn hồi của vật liệu dưới tác dụng của

quy định lấy Rp0.01 làm giới hạn đàn hồi, đó là ứng suất tương ứng với mức độ

- Vùng biến dạng đàn hối-dẻo

Nếu tải trọng tăng lên với ứng suất trong mẫu vượt quá giới hạn đàn hồi thì vật liệu bắt đầu quá trình chảy dẻo Trong vùng này nếu dỡ bỏ tải trọng thì mẫu không phục hồi được chiều dài ban đầu mà vẫn bị dãn dài ra một đoạn và trên đường cong ứng

liuệ bất đầu chả là ứng suất gây nên một lượng biến dạng dư bằng 0.2% ký kiệu là Rp0.2 đối với những vật liuệ có đường cong ứng suất – biến dạng không có vùng chảy rõ rệt, còn đối với những vật liệu có đường cong ứng suất - biến dạng có vùng chảy rõ rệt thì việc xác định Rp0,2 là dễ dàng

Trong tất cả các phương pháp GCAL thì quá trình biến dạng thực hiện trong vùng đàn hồi – dẻo Mối quan hệ giữa ứng suất và biến dạng là quan hệ phi tuyến, Kèm theo biến dnag5 dẻo bao giờ cũng có biến dạng đàn hồi Nói chung, biến dạng đàn hồi sao với biến dạng dẻo được thực hiện trong các phương pháp GCAL là không đáng kể có thể bỏ qua, song trong một số trường hợp nhất thiết phải để ú đến ảnh hưởng của nó (ví dụ biến dạng đàn hồi khi uốn)

Ứng suất ứng với lực kéo lớn nhật trong thí nghiệm kéo là giới hạn bền kéo:

Kể từ khi đặt tải cho đến khi lực kéo đạt giá trị lớn nhất, mẫu bị kéo dài ra nhưng tiết diện của mẫu như giảm đồng đều trên suốt chiều dài của mẫu, giai đoạn này gọi là giai đoạn dãn đồng đều Qua giai đoạn dãn đồng đều mẫu bị co thắt cục bộ và do vậy lực kéo giảm đi, theo đó ứng suất

FA

cong   f( ) Trong giai đoạn dãn đồng đều ở thí nghiệm kéo thì trong mẫu tồn

suất chảy kf (phân biệt với giới hạn chảy Rp)

Như vậy, đường cong ứng suất – biến dạng là đường cong biểu diễn sự phụ thuộc của ứng suất chảy vào mức độ biến dạng Mức độ biến dạng càng lớn thì ứng suất

hủy) Ta nói vật liệu bị hóa bền Đây là một đặc điểm hết sức quan trọng của vật liệu kim loại mà bất cứ quá trình biến dạng nào cũng phải chú ý đến

Trong thí nghiệm kéo, kể từ khi mẫu ban đầu co thắt cục bộ thì trạng thái ứng suất trong mẫu đã chuyển từ trạng thái ứng suất đơn sang trạng thái ứng suất khối và bởi vậy đường cong ứng suất – biến dạng trong giai đoạn này cũng mất đi ý nghĩa thực tiễn của nó

2.1.2 Phân loại các phương pháp biến dạng

Trên thực tế có tới hang mấy tram phương pháp biến dạng khác nhau và trong mỗi phương pháp đồng thời xuất hiện nhiều trạng thái ứng suất khác nhau, chúng biến đổi trong quá trình biến dạng Bởi vậy chỉ có thể căn cứ vào những ứng suất có tác dụng chủ yếu đối với quá trình biến dạng Bởi vậy chỉ có thể căn cứ vào những ứng suất có tác dụng chủ yếu đối với quá trình biến dạng, lấy đó làm tiêu chuẩn để phân loại các phương pháp biến dạng Dựa trên quan điểm này có thể phân chia các phương pháp biến dạng thành 5 nhóm lớn sau đây:

- Biến dạng nén: Trạng tháo dẻo trong vật thể biến dạng chủ yếu gây nên bởi ứng suất nén một hoặc hai chiều Thuộc nhóm này có các phương pháp cán, rèn tự do, rèn khuôn, ép chảy,…

- Biến dạng kéo-nén: Trạng thái dẻo trong vật thể biến dạng chủ yếu được gây ra bởi ứng ứng suất kéo và nén Thuộc nhóm này có các phương pháp kéo, dập vuốt, uốn vành, miết,…

- Biến dạng kéo: Trạng thái dẻo trong vật thể biến dạng chủ yếu được gây ra bởi ứng suất kéo một hoặc nhiều chiều Thuộc nhóm này có các phương pháp kéo dãn, dập phình, dập định hình,…

- Biến dạng uốn: Trạng thái dẻo trong vật thể biến dạng chủ yếu được gây ra bởi trọng tải uốn Thuộc nhóm này có các phươnh pháp uốn với dụng cụ chuyển độn thẳng hoặc chuyển động quay

- Biến dạng cắt: Trạng thái dẻo trong vật thể biến dạng chủ yếu được gây ra bởi tải trọng cắt Thuộc nhóm này có các phương pháp trượt, xoắn

Ngoài ra người ta còn phân chia các phương pháp biế dạng thành: - Biến dạng nóng;

- Biến dạng nguội; - Biến dạng nửa nóng

Căn cứ vào dạng sản phẩm người ta còn chia thành các phương pháp biến dạng khối và biến dạng tấm Một cách phân loại nữa là chia thành các quá trình biến dạng ổn định và không ổn định tùy theo trường tốc độ biến dạng ở trong vùng biến dạng có biến đổi theo thời gian hay không

2.1.3 Những vấn đề cần xem xét khi nghiên cứu quá trình biến dạng

Tuy có nhiều phương pháp biến dạng khác nhau nhưng bất cứ quá trình biến dạng nào cũng cần xem xét 6 khu vực sau đây:

- Khu vực 1 là vùng biến dạng Ở đây nghiên cứu ứng xử của vật liệu trong trạng thái dẻo, xác định ứng suất, biến dạng, tốc độ biến dạng, dòng chảy kim loại, sự phân bố nhiệt độ, các quá trình tế vi xảy ra trong vật liệu biến dạng (chuyển động của lệch, hồi phục, kết tinh lại, chuyển biến pha, khuếch tán,…);

- Khu vực 2 bao gồm những vấn đề thuộc về vật liệu phôi trước khi biến dạng, ví dụ thành phần hóa học, cấu trúc tinh thể, tổ chức, các tính chất cơ học, chất lượng bề mặt phôi… Những vấn đề này có ảnh hưởng rất lớn đến ứng xử của vật liệu trong vùng biến dạng và tính chất của sản phẩm;

- Khu vực 3 bao gồm những vấn đề về tính chất của sản phẩm sau khi biến dạng, ví dụ tổ chức và các tính chất cơ học, , chất lượng bề mặt và độ chính xác của sản phẩm Những vấn đề này sẽ quyết định chất lượng sản phẩm khi sử dụng;

- Khu vực 4 là vùng ranh giới giữa vật thể biến dạng và dụng cụ biến dạng bởi vậy những vấn đề cần giải quyết là ma sát bôi trơn, mài mòn trong đó cặp vật liệu phôi và dụng cụ đóng vai trò nhất định;

- Khu vực 5 để thực hiện một quá trình biến dạng không thể không có dụng cụ biến dạng, bởi vậy những vấn đề về kết cấu, vật liệu, chất lượng gia công và độ chính xác của dụng cụ là những vấn đề được đặt ra ở đây bởi lẽ ảnh hưởng trực tiếp đến khả năng làm việc, tuổi thọ của dụng cụ, chất lượng bề mặt và độ chính xác của sản phẩm,…

- Khu vực 6 là khu vực có thể xảy ra những phản ứng bề mặt giữa vật thể biến dạng và môi trường xung quanh, ví dụ oxy hóa tạo thành vẩy oxit trong biến dạng nóng, xâm nhập của chất khí biến dạng những kim loại đặc biệt,… Những phản ứng này đều gây ra ảnh hưởng xấu đến chất lượng bề mặt cũng như tính chất của khu vực 3;

2.2 Quan hệ ứng suất – biến dạng trong biến dạng dẻo

Dựa vào những kết quả đã được xác định bằng thực nghiệm người ta đã rút ra mối quan hệ giữa ứng suất và biến dạng trong biến dạng dẻo Điều đó dựa trên những tiên đề sau đây (trong điều kiện tải trọng giản đơn):

- Phương của biến dạng dài chính luôn trùng với phương của ứng suất chính - Vòng tròn Mohr biến dạng (vẽ trên hệ trục ε và γ) đồng dạng với vòng tròn

Mohr ứng suất (vẽ trên hệ trục σ và τ)

Ngoài ra còn phải thỏa mãn điều kiện thể tích không đổi:

      

Qúa trình đặt tải lên vật thể được coi là giản đơn nếu ngoại lực ngay từ đầu tăng lên theo tỷ lệ với một thông số chung Ta hãy vẽ vòng tròn Mohr ứng suất và vòng tròn Mohr biến dạng dối với một điểm bất kỳ nằm trong trạng thái ứng suất

Cần chú ý rằng đối với vòng tròn Mohr ứng suất thì tùy thuộc vào dấu của ứng suất pháp σ mà trục τ có thể nằm bên phải hoặc nằm bên trái hoặc cắt các vòng tròn Ngược lại trục γ đối với vòng tròn Mohr biến dạng thì phải luôn luôn cắt các vòng tròng bởi vì các biến dạng dài không thể có cùng dấu, chúng phải thảo mãn điều

kiện thể tích không đổi Căn cứ vào sự đồng dạng giữa vòng tròng Mohr ứng suất và vòng tròng Mohr biến dạng ta có mối qyan hệ sau đây:

 

  

  

So sánh kết quả với vòng tròn ứng suất Mohr và vòng tròn biến dạng Mohr ta thấy chúng hoàn toàn tương tự chỉ khác là hệ số Possion υ trong biến dạng dẻo bằng ½ và module đàn hồi E được thay bằng module dẻo D Nếu thay υ=0.5 thì ta được G=1/3E hay G’=1/3D do đó G’ được gọi là module trượt trong biến dạng dẻo Sự khác nhau cơ bản giữa các module E và G trong biến dạng đàn hồi với các module D và G’ trong biến dạng dẻo là ở chổ E và G là hằng số đối với một vật liệu nhất định còn D và G’ thì thay đổi trong suốt quá trình biến dạng

Ta có thể hình hình dung điều này bằng hình vẽ Trong biến dạng đàn hổi

E=tanα=const, còn trong biến dạng dẻo D=tanα’ mà α’ thì luôn thay đổi trong quá trình biến dạng

Ta có thể giải thích ý nghĩa của module dẻo như sau: Nếu tại một thời điểm nào đó của quá trình biến dạng module dẻo có một trị số xác định thì ứng suất gây ra trong

Vậy nếu hai ứng suất bằng nhau thì hai biến dạng tương ứng cũng bằng nhau Trạng

Như vậy, ứng suất trên phương có biến dạng bằng 0 bằng nửa tổng của hai ứng suất

trong (2.1.5a) ta được:

Như vậy, biến dạng trên phương có ứng suất bằng o, tỷ lệ với nửa tổng của hai ứng suất kia

Trong biến dạng dẻo, biến dạng vẫn còn giữ nguyên sau khi dỡ tải, không tồn tại quan hệ phụ thuộc tự nhiên giữa ứng suất và biến dạng trong biến dạng đàn hồi, nến

2.3 Tiêu chuẩn chảy dẻo Von-Mises

Tiêu chuẩn Von-Mises ra đời năm 1913 nhằm cải tiến tiêu chuẩn ứng suất tiếp cực

Tiêu chuẩn von Mises đối với trạng thái ứng suất phẳng biểu diễn bởi khối giao

    đó chính là hình ellipse

Hình 2.2 - Ứng suất phẳng von Mises và Tresca

Giao tuyến của mặt tiêu chuẩn von Mises trong không gian ứng suất và mặt phẳng

Tính chất chịu kéo của thép nói chung được xác định từ những thí nghiệm kéo trên những mẫu thép được gia công theo kích thước tiêu chuẩn Sự làm việc của thép trong những thí nghiệm này gần giống với sự làm việc của các phần tử trong kết cấu thép dưới tác dụng của tải trọng tĩnh Đối với các loại kết cấu thép, do điểm chảy và mô đun đàn hồi được xác định khi chịu kéo và chịu nén gần như nhau nên các thí nghiệm chịu nén thường bỏ qua Tính chất cơ học của thép khi chịu nén thường được lấy theo tính chất cơ học của thép khi chịu kéo Đường cong quan hệ giữa ứng suất và biến dạng khi thép chịu kéo được thể hiện trong hình 1

Hình 2.3 - Quan hệ ứng suất và biến dạng điển hình của thép 2.4.2 Các miền biến dạng

Khi mẫu thép chịu tải trọng, quan sát thấy đoạn đầu là miền đàn hồi không có biến dạng lâu dài Vì vậy, nếu dỡ tải trọng thì mầu thép trở lại kích thước ban đầu Tỷ số giữa ứng suất và biến dạng trong miền đàn hồi gọi là mô đun đàn hồi (còn gọi là mô

trong kết cấu

Biến dạng khi vượt qua miền đàn hồi trong thí nghiệm kéo được gọi là miền quá đàn hồi Đối với thép cán và thép hợp kim thấp cường độ cao thì miền biến dạng này chia làm hai phần Phần đầu gọi là miền dẻo trong đó biến dạng tăng nhưng ứng suất không tăng Phần tiếp theo là miền biến dạng hóa cứng trong đó sự tăng biến dạng đi cùng với sự tăng đáng kể ứng suất Tuy nhiên, đối với thép gia công nhiệt nói chung không thể hiện rõ ràng miền dẻo hoặc biến dạng hóa cứng

2.4.3 Điểm chảy, cường độ chảy và cường độ chịu kéo

Như được mô tả ở hình 2.1, đối với thép than và thép hợp kim thấp, ta thấy có điểm cao hơn và điểm thấp hơn điểm chảy Cao hơn điểm chảy là giá trị được ghi lại trong

thí nghiệm kéo và vì thế nó được được gọi một cách đơn giản là điểm chảy Đối với thép gia công nhiệt thì không xác định được điểm chảy trong thí nghiệm kéo Do đó, cần thiết phải xác định cường độ chảy Như thể hiện trên hình 2.1 cường độ chảy thường được chỉ rõ một trong hai cách Thứ nhất, đối với thép có cường độ không lớn hơn 550 MPa thì cường độ chảy được bằng ứng suất khi mẫu thí nghiệm đạt đến 0,5% độ dãn dài dưới tác dụng của tải trọng và có thể xem là điểm chảy Thứ hai, đối vớ i thép cường độ cao hơn, cường độ chảy là ứng suất tại đó mà mẫu đạt đến biến dạng 0,2 % lớn hơn sau khi hết miền đàn hồi (tức là 0,2% theo định nghĩa bù)

Ứng suất lớn nhất đạt đến trong thí nghiệm kéo được gọi là cường độ chịu kéo của thép Sau khi đạt đến ứng suất này, biến dạng tăng cùng với sự giảm ứng suất và cuối cùng xảy ra đứt

2.4.4 Tính dẻo

Đây là tính chất quan trọng của kết cấu thép Nó cho phép phân bố lại ứng suất trong các phần tử liên tục và tại các điểm có ứng suất cục bộ lớn Độ dẻo là một chỉ số về khả năng của vật liệu để làm biến dạng trong miền quá đàn hồi Tuy nhiên, nói chung không có tiêu chuẩn quy định về độ dẻo nhỏ nhất đối với các loại kết cấu khác nhau

2.4.5 Tỷ số Poisson

Tỷ số giữa biến dạng ngang và dọc dưới tác dụng tải trọng gọi là tỷ số Poisson Tỷ số này giống nhau cho tất cả kết cấu thép, và được lấy bằng 0,3 trong miền đàn hồi và 0,5 trong miền dẻo xảy ra đứt

2.4.6 Tính chất chịu cắt của thép

Tỷ số giữa ứng suất cắt và biến dạng cắt trong quá trình làm việc đàn hồi ban đầu gọi là mô đun cắt G Theo lý thuyết đàn hồi, đại lượng này có quan hệ với mô đun đàn hồi E và tỷ số Poisson v và được xác định bởi:

chảy chịu cắt bằng khoảng 0,58 lần ứng suất chảy chịu kéo Cường độ chịu cắt hoặc ứng suất cắt khi bị phá hoại do cắt thuần túy biến thiên từ 2/3 đến 3/4 cường độ chịu kéo đối với các loại thép khác nhau Bởi vì sự quan hệ thường không thay đổi giữa

tính chất chịu cắt và chịu kéo đối với các kết cấu thép và cũng vì khó khăn làm thí nghiệm cắt chính xác nên thí nghiệm cắt ít khi được thực hiện

2.4.7 Ứng suất dư

Ứng suất vẫn tồn tại trong các phần tử kết cấu mà không chịu bất kỳ ngoại lực nào được gọi là ứng suất dư Ứng suất dư phát sinh trong quá trình gia công nhiệt, gia công cơ học và luyện thép Nó ảnh hưởng đến cường độ phần tử chịu lực dọc trục và chịu uốn

Khi tải trọng tác dụng lên kết cấu, sự có mặt của ứng suất dư thường gây ra sự làm việc quá đàn hồi sớm, nghĩa là sự chảy xảy ra ở một số vùng cục bộ trước khi ứng suất danh định đạt đến giới hạn chảy Do thép có tính dẻo nên ảnh hưởng cường độ của các thanh chịu kéo thường không đáng kể, nhưng các ứng suất dư kéo quá mức khi tổ hợp với các điều kiện tải trọng khác có thể gây ra đứt gãy Trong các thanh chịu nén, ứng suất dư làm giảm tải trọng gây mất ổn định của thanh

Trong các phần tử chịu uốn có ứng suất dư, độ võng quá đàn hồi không đáng kể có thể xảy ra khi tải trọng tác dụng đầu tiên Tuy nhiên, dưới tác dụng các tải trọng sau đó có cùng độ lớn thì sự làm việc là đàn hồi Hơn nữa, trong các tiết diện chắc, sự có mặt của ứng suất dư không ảnh hưởng đến moment dẻo Bởi vậy, trong thiết kế các

2.5 Lý thuyết tính toán ổn định dầm thép 2.5.1 Ổn định tổng thể

Hiện tượng mất ổn định tổng thế chung của dầm chủ là hiện tượng mà mặt cắt ngang bị xoắn do cánh chịu nén biến dạng đi theo phương ngang, do đó kiểm tra ổn định chung của dầm được thay thế bằng kiểm tra ổn định của cánh chịu nén trong mặt phẳng nằm ngang khi xem cánh này như một thanh chịu nén đúng tâm Nếu bề rộng cánh chịu nén lớn thì điều kiện ổn định chung được đảm bảo, do đó qui định chiều dài tự do của cánh chịu nén không vượt quá 15 lần bề rộng đối với thép than và 13 lần bề rộng đối với thép hợp kim thấp thì không cần kiểm tra ổn định chung, trong đó chiều dài của tự do của cánh chịu nén lấy bằng khoảng cách giữa các nút của hệ liên

Hình 2.4 - Hình dạng mất ổn định tổng thế dầm hộp thép

Điều kiện ổn định chung là:

M yRJ

Trong đó:

thuộc vào độ lệch tương đối i và độ mảnh λ

     

fcb

0.95 crf

F : ứng suất tại bản cánh chịu nén tại thời điểm bắt đầu chảy, được lấy bằng số nhỏ



ổn định khi chịu xoắn ngang phi đàn hồi

Đối với các dầm hẫng không được giằng hoặc đối vối các cấu kiện mà moment trong phạm vi lớn của đoạn dầm không được giằng vượt qua giá trị lớn hơn trong hai giá trị cùa các moment mút đầu của đoạn dầm:

c wfc fc

bD tb t

Phương pháp nghiên cứu

Nghiên cứu sử dụng kết cấu nhịp chính cầu Chà Là để tiến hành phân tích bằng cách thay đổi khoảng cách hệ giằng và các sườn tăng cường Tiến hành mô phỏng và phân tích phi tuyến bằng phần mềm ABAQUS/CAE để tìm ra tải trọng phá hoại dầm theo

trong quá trình thi công để tìm ra khoảng cách hệ giằng tối ưu cũng như phân tích chi tiết ứng suất, biến dạng phát triển trong từng trường hợp bao gồm hình dạng chuyển vị (mất ổn định tổng thể, ứng suất tại gối, ứng suất hệ giằng, các vị trí mất ổn định cục bộ)

3.1 Cầu Chà Là

Cầu Chà Là bắt qua sông Bảy Háp, nối liền thị trấn Cái Nước (huyện Cái Nước) với xã Trần Phán (huyện Đầm Dơi, tỉnh Cà Mau) Cầu Chà Là sử dụng thép chịu thời tiết loại đặc biệt, có thể chịu được môi trường khắc nghiệt vùng duyên hải mà không cần sơn bảo vệ chống ăn mòn Nhịp chính là dầm hộp thép dài 56m bề rộng 6m và tải trọng khai thác là 18 tấn Hiện tại, Cầu Chà Là là cầu có nhịp giản đơn bằng dầm thép dài nhất Việt Nam Với khổ thông thuyền yêu cầu là 50mx7m, phương án dầm thép nhịp 56m có chi phí xây dựng rất cạnh tranh với các phương án cầu bê tông đúc hẫng và cầu dây văng

3.1.1 Kết cấu nhịp chính

Nhịp chính sử dụng hai dầm hộp thép vách đứng chiều dài 56m, mỗi dầm chia làm 3 module 18m+20m+18m Vật liệu thép là loại thép chịu thới tiết (weathering steel) cấp 345W theo tiêu chuẩn của AASHTO/ASTM hoặc tương đương (Tiêu chuẩn JIS) - Module 1: chiều dài 20m, tổng chiều cao dầm 2005mm, bản bụng cao 1960mm sử dụng bản thép tấm dày 15mm, bản cánh trên rộng 445mm sử dụng thép tấm dày 20mm, bản cánh dưới rộng 1500mm sử dụng thép tấm dày 25mm

- Module 2: chiều dài 18m, tổng chiều cao dầm 1995mm, bản bụng cao 1960mm sử dụng bản thép tấm dày 15mm, bản cánh trên rộng 445mm sử dụng thép tấm dày 15mm, bản cánh dưới rộng 1500mm sử dụng thép tấm dày 20mm

3.1.4 Hệ giằng trong

Sử dụng hệ giằng K, giằng cánh trên sử dụng hai thanh thép hình L100x100x10 chiều dài 1400mm, hai thanh chống sử dụng một thanh thép hình L100x100x10 chiều dài 1680mm

Khoảng cách bố trí hệ giằng trong: module 1 là 5@3120mm và module 2 là 4@3420mm

3.1.5 Hệ giằng ngoài

Giằng cánh trên sử dụng 2 thanh thép hình L100x100x10 chiều dài 1540mm, hai thanh chống sử dụng 1 thanh thép hình L100x100x10 chiều dài 1320mm, giằng dưới sử dụng 2 thanh thép hình L100x100x10 chiều dài 1540mm

Khoảng cách bố trí hệ giằng ngoài: 2@(10560mm+8030mm+9350mm)

3.1.6 Sườn tăng cường đứng

Sườn tăng cường đứng sử dụng thép tấm dày 10mm kích thước 1960x150mm Khoảng cách bố trí theo hệ giằng trong

3.1.7 Sườn tăng cường dọc

Sườn tăng cường dọc module 1 sử dụng thép tấm dày 10mm kích thước 3210x100mm bố trí tất cả các khoan dầm

Sườn tăng cường dọc module 2 sử dụng thép tấm dày 10mm kích thước 2910x100mm bố trí tại khoan dầm gần mối nối

► Kích thước chi tiết kết cấu xem phụ lục A

3.2 Tải trọng thi công

Tải trọng thi công thiết kế theo tiêu chuẩn TCVN 11815:2017 thiết kế công trình phụ trợ trong thi công cầu Các thông số tính toán như sau:

- Chiều dài nhịp L=56m - Bề rộng bản mặt cầu B=6m - Ván khuôn thép dày t=5mm

3.2.1 Tải trọng bê tông ướt bản mặt cầu

- Tải trọng tác dụng lên bản cánh trên một dầm:

3.2.2 Tải trọng ván khuôn bản mặt cầu

- Tải trọng tác dụng lên bản cánh trên một dầm:

3.2.3 Tải trọng đổ và đầm rung bê tông ướt

- Tải trọng thẳng đứng do đầm, rung hỗn hợp bê tông:

DRtc=200xLxB=200x56x6=67200kg=672KN Trong đó 250kg/m2 lấy theo mục 5.13-a

- Tải trọng tác dụng lên bản cánh trên một dầm:

3.2.4 Tải trọng người và thiết bị thi công

- Tải trọng thẳng đứng của người, dụng cụ và các thiết bị nhỏ:

LLtc=250xLxB=250x56x6=84000kg=840KN Trong đó 250kg/m2 lấy theo mục 5.11-a

- Tải trọng tác dụng lên bản cánh trên một dầm:

q L

3.3 Cấu tạo hình học mặt cắt dầm hộp vách đứng 3.3.1 Moment chảy và moment dẻo

Khoảng cách từ trọng tâm đến mép ngoài cánh

Khoảng cách từ trọng tâm đến mép ngoài cánh

Moment chống uốn đối với mép ngoài cánh

Bảng 3-1 – Đặc trưng hình học tiết diện dầm hộp vách đứng 3.3.2 Sức kháng mất ổn định uốn ngang và xoắn

Đối với dầm hộp vách đứng, tính toán sức kháng mất ổn định xoắn ngang bằng hai lần sức kháng mất ổn định xoắn ngang của tiết diện I khi chia đôi mặt cắt hộp theo phương đứng