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

Tổng quan

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:

- Cầu giàn thép ở Thụy Điển kết nối Rykon và Zell, tổng chiều dài cầu là 21m 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;

- Cầu Mountain Bridge ở Áo xảy ra năm 1891, tổng chiều dài cầu là 28m, nguyên nhân do sự mất ổn định các cấu kiện chịu nén khi chịu uốn ngang;

- Cầu Cannich ở Scotland xảy ra năm 1892, tổng chiều dài cầu là 40m, nguyên nhân do mất ổn định cánh trên khi chịu uốn ngang;

- Cầu giàn thép bắt qua song Morava gần Ljubicevo ở Serbia xảy ra năm 1892, tổng chiều dài cầu là 85m, nguyên nhân do mất ổn định cánh trên chịu nén;

- Cầu qua sông St Lawrence gần Quebec ở Canada xảy ra năm 1907, tổng chiều dài cầu 853m, nhịp chính dài 550m, nguyên nhân do mất ổn định bản cánh dưới ở giữa nhịp, 74 người chết;

- Cầu giàn thép 6 nhịp gần Ohio Falls ở Mississippi, Mỹ, tổng chiuề dài cầu là 554m xảy ra năm 1927, nguyên nhân do mất ổn định hệ giằng, 1 người chết;

- Cầu 5 nhịp dầm I-twins gần Kaiserslautern bắt qua thung lụng Lauterbach ở 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;

- Cầu The Fourth Danube ở Vienna xảy ra tháng 11 năm 1969, cầu dập hộp 3 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;

- Cầu Cleddau ở Wales, Anh xả ra tháng 6 năm 1970, cầu 7 nhịp dầm họp thép 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;

- Cầu Storm qua sông Rhine xảy ra năm 1971 ở Đức, tổng chiều dài cầu 442m, 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 Zeulenroda qua Weida Reservoir ở Đức xảy ra năm 1973, tổng chiuề dài 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;

- Cầu Bramsche qua Mittelland Canal ở Đức năm 1974, cầu dầm hộp thép với 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;

- Cầu Syracuse ở New York, Mỹ xảy ra năm 1982, tổng chiều dài cầu 670m với nhịp thép dài 97m bị sập khi chịu tải lệch tâm khi thi công do hệ giằng không đủ độ cứng, 1 người chết;

- Cầu Dedensen qua Mittelland Canal ở Đức năm 1982 sập do mất ổn định xoắn ngang;

- Cầu Astram trên đường sắt đô thị ở Hiroshima, Nhật Bản nam9 1991, cầu nhịp giản đơn chịu tổng tải khi thi công là 43 tấn sập do vấn đề ổn định, 14 người chết

- Cầu The State Route 69 qua sông Tennessee, Mỹ xảy ra tháng 5 năm 1995, cầu

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;

- Cầu Harrisburg ở Pennsylvania, Mỹ xảy ra năm 1996, cầu dầm thép chịu tổng tải thi công 50 tấn bị đổ sập do việc giảm hệ giằng ngang trong thiết kế;

- Cầu Y1504 ở Thụy Điển xả ra tháng 6 năm 2002, cầu dầm hộp thép với tổng 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;

- Cầu Minneapolis I-35W qua sông Mississippi ở Minnesota, Mỹ xảy ra ngày 1 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;

Các kết quả nghiên cứu về mất ổn định dầm thép

- Ứng xử mất ổn định dầm thép U [4] :

+ 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

- Hệ giằng dầm hộp thép liên hợp trong quá trình thi công bản mặt cầu [5] :

+ Cường độ chịu uốn của dầm tăng lên khi bổ sung thêm hệ giằng trên ở khoảng 10-20% 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

+ 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

- Hệ giằng bản cánh chịu nén dầm thép [6] :

+ Chiều dài mất ổn định của cánh chịu nén là khoảng cách lớn nhất giữa hai điểm có giằng

+ Cần xem xét quan hệ giữa độ cứng của hệ giằng đến ảnh hưởng sự mất ổn định của dầm chịu nén

- Ảnh hưởng mất ổn định dầm ngang trong quá trình thi công dầm thép liên hợp [7] :

+ Các thiết kế hiện tại không an toàn và không dự đoán chính xác nội lực phát triển trong hệ giằng

+ Tỷ số độ mảnh của dầm có ảnh hưởng đáng kể đến việc tính toán giá trị lực phá hoại hơn là lý thuyết tính toàn lực phá hoại phụ thuộc vào hệ giằng

+ Uốn ngang và xoắn phát triển trong dầm ngang phụ thuộc vào hình dạng mất ổn định ban đầu.

Đề tài nghiên cứu

Mục đích nghiên cứu

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.

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).

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

Lý thuyết biến dạng dẻo kim loại

Khái quát về quá trình biến dạng

Sự dịch chuyển tương đối giữa các chất điểm, các phần tử của vật thể rắn dưới tác dụng của ngoại lực, nhiệt độ hoặc của một nguyên nhân nào đó dẫn đến sự thay đổi về hình dạng, kích thước của nó gọi là biến dạng

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 biểu diễn mối quan hệ giữa ứng suất và độ dãn dài tương đối gọi là 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 ứng suất pháp Vùng biến dạng đàn hồi được giới hạn bởi giới hạn đàn hồi Re Việc xác định chính xác giới hạn đàn hồi Re nhiều khi rất khó khan nên người ta thường quy định lấy Rp0.01 làm giới hạn đàn hồi, đó là ứng suất tương ứng với mức độ biến dạng dư  0.01%

- 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 suất biến dạng được thể hiện bằng mức độ biến dạng dư  p Ứng suất làm cho vật 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: max 0 m

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

Trong vùng dẻo, do mẫu bị kéo dài ra nên tiết diện tức thời A của mẫu tại bất cứ thời điểm nào của qua trình kéo cũng nhỏ hơn tiết diện ban đầu A0, vì thế ứng suất thực tế tồn tại trong mẫu ' F

  A luôn luôn lớn hơn ứng suất danh nghĩa

  A và bởi vậy đường cong ứng suất – biến dạng  '  f ' ( ) luôn luôn nằm trên đường cong   f ( )  Trong giai đoạn dãn đồng đều ở thí nghiệm kéo thì trong mẫu tồn tại trạng thái ứng suất đơn và ở giai đoạn này ứng suất thực ' F

  A chính là ứng 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 cần thiết để duy trì biến dạng càng tăng (ứng suất  ' tăng cho đến khi mẫu bị phá 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.

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:

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.

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;

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:

Trong đó: 2G ’ là một hệ số tỷ lệ

Từ điều kiện thể thích không đổi rút ta  3  (  1  2 )

Và thế  2 vừa tìm được vào ta có:

       Tương tự ta có thêm hai biểu thức nữa:

       Đặt 3G’=D biểu thức sẽ có dạng:

So sánh kết quả với vòng tròn ứng suất Mohr và vòng tròn biến dạng Mohr ta thấy chỳng hoàn toàn tương tự chỉ khỏc là hệ số Possion υ trong biến dạng dẻo bằng ẵ 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 vật thể một biến dạng ε ở thời điểm đó sẽ có độ lớn bằng Dε Nếu σ1= σ2, thế vào ta có:

  D      Vậy nếu hai ứng suất bằng nhau thì hai biến dạng tương ứng cũng bằng nhau Trạng thái biến dạng phẳng có một biến dạng bằng 0, giả sử ε2=0, thế vào phương trình thứ 2 ta có: 2 1 3 1

Như vậy, ứng suất trên phương có biến dạng bằng 0 bằng nửa tổng của hai ứng suất kia Còn trong trạng thái ứng suất phẳng thì σ2=0, nên thay vào phương trình thứ hai 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 đối với trạng thái dẻo phải mô tả sự phụ thuộc của gia số biến dạng vào ứng suất [8]

Tiêu chuẩn chảy dẻo Von-Mises

Tiêu chuẩn Von-Mises ra đời năm 1913 nhằm cải tiến tiêu chuẩn ứng suất tiếp cực đại về khả năng phản ánh ảnh hưởng của ứng suất chính trung gian [9]

Sự chảy dẻo xảy ra khi ứng suất bát diện đạt tới giá trị ứng suất cắt giới hạn kv bằng

1 / 3 của ứng suất giới hạn chịu kéo

Tiêu chuẩn chảy dẻo của von Mises có thể được viết:

2 s v 0 f  J k  Trong đó kv ứng suất giới hạn cho bởi:

Theo các ứng suất chính, tiêu chuẩn chảy dẻo von Mises có dạng:

Trong không gian ứng suất chính, công thức trên biểu diễn một hình trụ tròn có trục trùng với trục lăng trụ Tresca

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

Tiêu chuẩn von Mises đối với trạng thái ứng suất phẳng biểu diễn bởi khối giao tuyến của khối lăng trụ với mặt phẳng tọa độ  3 0 , nghĩa là:

     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 x xy

  cũng là ellipse cho bởi:

    viết dưới dạng chuẩn hóa:

Tính chất cơ lý của thép

Tính chất chịu kéo của thép

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

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

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 đun Young) Giá trị mô đun này khoảng 2x10 5 MPa đối với hầu hết các loại thép dùng 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.

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.

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.

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.

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:

Vì vậy, giá trị nhỏ nhất của G đối với các kết cấu thép khoảng 75xl0 3 MPa Ứng suất 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.

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 phần tử uốn chịu tải trọng tĩnh, không cần thiết xem xét các ứng suất dư [2]

Lý thuyết tính toán ổn định dầm thép

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 kết dọc trong mặt phẳng của cánh nén [10]

Hình 2.4 - Hình dạng mất ổn định tổng thế dầm hộp thép Điều kiện ổn định chung là:

- M tt : moment uốn tính toán;

- Yb: khoảng cách từ trục trung hòa của cánh nén đến trọng tâm mặt cắt;

- ϕ: hệ số giảm cường độ tính toán của thanh khi tính ổn định, hệ số này phụ thuộc vào độ lệch tương đối i và độ mảnh λ.

Ổn định cục bộ

2.5.2.1 Sức kháng mất ổn định cục bộ

Sức kháng mất ổn định chịu uốn của bản cánh trên chịu nén được quy định theo AASHTO-A6.3.2

Nếu  f  pf thì M nc R M pc yc

Nếu không thì nc 1 1 yr xc f pf pc yc pc yc rf pf

  t : tỷ số độ mảnh của bản cánh chịu nén pf 0.38 yc

  F : giá trị độ mảnh giới hạn cho mặt cắt đặc chắc

  F : giá trị độ mảnh giới hạn mặt cắt không đặc chắc k c : hệ số mất ổn định cục bộ bản cánh

F yr : ứng suất tại bản cánh chịu nén tại thời điểm bắt đầu chảy, được lấy bằng số nhỏ hơn giữa 0.7F yc và F yw , nhưng không nhỏ hơn 0.5F yc

M yc : moment chảy bản cánh chịu nén

M yt : moment chảy bản cánh chịu kéo

R h : hệ số lai lấy theo mục 6.10.1.10.1

R pc : hệ số giảm ứng suất bản cánh chịu nén lấy theo mục A6.2.1 hoặc A6.2.2

S xc : moment kháng uốn tiết diện chịu nén (M yc /F yc )

S xt : moment kháng uốn tiết diện chịu kéo (M yt /F yt )

2.5.2.2 Sức kháng mất ổn định uốn ngang-xoắn

Sức kháng mất ổn định chịu uốn của bản cánh trên chịu nén được quy định theo AASHTO-A6.3.3 Đối với các cấu kiện không giằng, sức kháng mất ổn định uốn ngang-xoắn được lấy như sau:

Nếu L b  L p thì M nc R M pc yc

Nếu L p L b L r thì nc b 1 1 yr xc b p pc yc pc yc pc yc r p

        Nếu L b  L r thì M nc F S cr xc R M pc yc

L p : độ dài giới hạn giằng ngang đối với khả năng chịu uốn bị khống chế bởi sự hình thành uốn dẻo 1.0 t yc r E

L r : độ dài giới hạn giằng ngang đối với khả năng chịu uốn bị khống chế bởi sự mất ổn định khi chịu xoắn ngang phi đàn hồi

C b : hệ số điều chỉnh gradient moment, lấy như sau: 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 b =1 hoặc Đối với các trường hợp khác:

F cr : ứng suất đàn hồi mất ổn định xoắn ngang

J : hằng số chịu xoắn St Venent

3 3 3 fc fc fc ft ft ft w fc ft b t t b t t

    r t : bán kính hồi chuyển của bản cánh chịu nén đối với trục thẳng đứng

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 proportionality 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).

Cầu Chà Là

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.

Bản mặt cầu

Bản mặt cầu bằng BTCT C40 dày 200mm, tại vị trí liên kết với dầm thép dày 300mm, độ dốc ngang 2% tạo bằng cách thay đổi chiều cao vút.

Vách tại gối

Vách tại gối sử dụng thép tấm dày 15mm cao 1960mm, được gia cường 2 mặt bằng

3 sườn tăng cường đứng kích thước 1960x150mm dày 15mm và 2 sườn tăng cường ngang kích thước 1430x150mm dày 15mm Liên kết 2 bản cánh trên dầm sự dụng tấm thép kích thước 1000x300mm dày 15mm.

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.

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)

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.

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

Tải trọng thi công

Tải trọng bê tông ướt bản mặt cầu

- Diện tích mặt cắt ngang A=1.67m 2

- Tải trọng bê tông ướt DC bmc   A L  bt 1.67 56 25  2338KN

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

Tải trọng ván khuôn bản mặt cầu

- Diện tích ván khuôn A vk '3m 2

- Tải trọng bê tông ướt DC vk  A vk  t  bt 273 0.005 78.5 107   KN

Tải trọng đổ và đầm rung bê tông ướt

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

Trong đó 250kg/m2 lấy theo mục 5.13-a

Tải trọng người và thiết bị thi công

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

Trong đó 250kg/m2 lấy theo mục 5.11-a

→ Tổng tải trọng thi công tác dụng lên bản cánh trên dầm qtc= DC bmc + DC vk + DRtc+ LLtc=20.875+0.96+6+7.5=35.335KN/m

Moment do tải trọng thi công tác dụng lên dầm:

Cấu tạo hình học mặt cắt dầm hộp vách đứng

Moment chảy và moment dẻo

Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị

Tổng chiều cao dầm d 2005 mm

Bề rộng cánh trên bft 445 mm

Bề dày cánh trên tft 20 mm

Bề rộng bản đáy bfb 1500 mm

Bề dày bản đáy tfb 25 mm

Chiều cao bản bụng Dw 1960 mm

Bề dày bản bụng tw 15 mm

Giới hạn chảy fy 345 MPa

Giới hạn chảy fu 490 MPa

Môdun đàn hồi của thép E 200000 MPa

Khoảng cách từ trọng tâm đến mép ngoài cánh trên yt 1171.751 mm

Khoảng cách từ trọng tâm đến mép ngoài cánh dưới yd 833.249 mm

Moment quán tính đối với trục X Ix 6.985E+10 mm 4 Moment quán tính đối với trục Y Iy 4.731E+10 mm 4

Moment chống uốn đối với mép ngoài cánh trên Sx,top 59608263 mm 3 Moment chống uốn đối với mép ngoài cánh dưới Sx,bot 83823674 mm 3

Bán kính hồi chuyển nhỏ nhất đối với trục thẳng đứng ry 644 mm

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

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

Lb (mm) L/ry Mcr_AASHTO (Nmm) Mcr/My

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

Hình 3.1 – Biều đồ quan hệ sức kháng mất ổng định xoắn ngang và khoảng

Mô hình phân tích phần tử hữu hạn

Mô hình kết cấu thép

Dầm hộp thép, sườn tăng cường, vách tại gối sử dụng phần tử SHELL S4R Sử dụng tính năng Create shell extrude để tạo các tất cả phần tử tấm

Hệ giằng sử dụng phần tử BEAM B31 Sử dụng tính năng Create wire sketch để tạo hệ giằng trong theo từng mặt cắt ngang và tính năng Create wire point to point để tạo hệ giằng chéo trên

Phân chia các nhóm phần tử bao gồm: Bản cánh trên module 1 (BCT G), bản cánh trên module 2 (BCT B), bản cánh dưới module 1 (BCD G), bản cánh dưới module 2 (BCD B), bản bụng (WEB), vách ngăn 2 đầu dầm (DN1, DN2), sườn tăng cường đứng (STC D), sườn tăng cường dọc (STC N), hệ giằng chéo (GIANG CT), hệ thanh

Phân tích mất ổn định tuyến tính

Hình dạng mất ổn định tham chiếu

Phân tích mất ổn định phi tuyến *IMPERFECTION

Hình 3.2 - Bước phân tích mất ổn định phi tuyến bằng phần mếm ABAQUS/CAE giằng ngang (GIANG DOI), hệ thanh chống (GIANG DON), gối cố định (FIX), gối di động (FREE), điểm chuyển vị cánh trên giữa dầm (DISP).

Định nghĩa vật liệu

Tạo vật liệu thép (Create material): THEP

Khai báo tính chất đàn hồi (elastic) với module đàn hồi E 0,000MPa và hệ số Poisson 0,3

Khai báo thuộc tính chảy dẻo (plastic) với thông số quan hệ ứng suất và biến dạng giai đoạn chảy dẻo như sau:

Định nghĩa thuộc tính mặt cắt

Tạo và gán các thuộc tính mặt cắt cho các các phần tử

- Các phần tử sử dụng thép tấm dày 10mm: THEP DAY 10MM (Shell, Homogeneous) → Sườn tăng cường đứng (STC D), sườn tăng cường dọc (STC N)

- Các phần tử sử dụng thép tấm dày 15mm: THEP DAY 15MM (Shell, Homogeneous) → Bản bụng (WEB), bản cánh trên module 2 (BCT B), vách ngăn 2 đầu dầm (DN1, DN2)

- Các phần tử sử dụng thép tấm dày 20mm: THEP DAY 20MM (Shell, Homogeneous) → Bản cánh dưới module 2 (BCD B), bản cánh trên module

- Các phần tử sử dụng thép tấm dày 25mm: THEP DAY 25MM (Shell, Homogeneous) → Bản cánh dưới module 1 (BCD G)

- Các phần tử sử dụng thép hình 2L100x100x10: GIANG DOI (Beam, Constant) → Hệ thanh giằng ngang (GIANG DOI)

- Các phần tử sử dụng thép hình L100x100x10: GIANG DON (Beam, Constant) → Hệ giằng chéo (GIANG CT), hệ thanh chống (GIANG DON).

Chia lưới phần tử

Phân chia phân tử trên Part theo các bước sau:

- Seed part: nhập độ nhỏ của các phần tử được chia nhỏ → chia phần tử với mức chia 50mm

- Assign mesh control: chọn kiểu chia phần tử → chọn Quad-dominate, Structure

- Assign element type: chọn loại phần tử để chia nhỏ → chọn các phần tử tấm gán Shell và các phần tử dầm gán Beam

- Mesh part: chia nhỏ phần tử theo các thuộc tính đã định nghĩa ở trên.

Thiết lập bước phân tích

Tạo bước phân tích (Create Step): Step 1 → Stactic, General → NLgeom=OFF → Increment size: Initial=1, Minimum-005, Maximum=1 → Unsymmetric

Code được tạo trong input file:

*Step, name=Step-1, nlgeom=NO, unsymm=YES

3.4.5.2 Mô hình phân tích phi tuyến

Tạo bước phân tích (Create Step): Step 1 → Stactic, Risks → NLgeom=ON → Maximum number of increments: 250 → Arc length increment: Initial=0.004, Minimum-20, Maximum=0.01 → Unsymmetric

Code được tạo trong input file:

*Step, name=Step-1, nlgeom=YES, inc%0, unsymm=YES

Điều kiện biên và tải trọng

Tạo điều kiện biên (Create boundary condition) → Displacement/Rotation

- Gối cố định: chọn phần tử FIX đã tạo ở Part để gán điều kiện biên → U1=Ux=0, U2=Uy=0, U3=Uz=0

- Gối di động: chọn phần tử FREE đã tạo ở Part để gán điều kiện biên → U1=Ux=0, U2=Uy=0

- Chuyển vị cưỡng bức: chọn phần tử DISP đã tạo ở Part để gán chuyển vị cưỡng bức bằng 1 → U1=Ux=1

Tạo điều kiện biên (Create boundary condition) → Displacement/Rotation

- Gối di động: chọn phần tử FREE đã tạo ở Part để gán điều kiện biên → U1=Ux=0, U2=Uy=0

Tạo tải trọng tác dụng lên bản cánh trên dầm: Load 1 → Pressure

- Gán tải trọng phân bố Uniform với độ lớn (Magnitude) là 10N.

Công tác phân tích

Tạo tên phân tích cho file tham chiếu (Create Job): RUN Đối với file tham chiếu cần thêm code như sau:

Tạo tên phân tích cho file phân tích phi tuyến (Create Job): REF

Sau khi chạy file tham chiếu và có kết quả hình dạng mất ổn định, sử dụng code sau cho file phân tích phi tuyến:

*IMPERFECTION, STEP=1, FILE=RUN (tên file tham chiếu)

Trong đó 140.0 là thông số scale lấy bằng L/400V000/400, thông số scale càng lớn thì kết quả ứng suất tiến tới phá họai càng nhanh

► Xem code input file ở phụ lục B

Mô hình 1

Mô hình phân tích 1 thay đổi khoảng cách hệ giằng như sau:

- Module 1: chia làm 6 khoảng với khoảng cách 3120mm

► Xem bản vẽ bố trí chi tiết ở phụ lục C

Mô hình 2

Mô hình 3

Mô hình 4

Sử dụng hệ dầm mô hình 3 để tạo hệ dầm đôi

Tạo thêm phần tử dầm ngang và hệ giằng ngoài: Sử dụng phần tử SHELL S4R cho phần tử tấm của dầm ngang và phần tử BEAM B31 cho hệ giằng ngoài

Phân chia thêm các phần tử của dầm ngang và hệ giằng ngoài: dầm ngang (DNN), hệ giằng ngoài (GIANG NGOAI), gối cố định (FIX), gối di động song hướng (FREE12), gối di động đơn hướng (FREE1, FREE2) Định nghĩa thuộc tính mặt cắt cho các phần tử mới tạo là dầm ngang và hệ giằng ngoài như sau:

- Các phần tử sử dụng thép tấm dày 15mm: THEP DAY 15MM (Shell, Homogeneous) → Dầm ngang (DNN)

- Các phần tử sử dụng thép hình 2L100x100x10: GIANG DOI (Beam, Constant) → Hệ thanh giằng ngang (GIANG DOI)

- Các phần tử sử dụng thép hình L100x100x10: GIANG DON (Beam, Constant) → Hệ giằng chéo (GIANG CT), hệ thanh chống (GIANG DON)

Thay đổi điều kiện biên đối với hệ dầm đôi như sau:

- Gối di động song hướng: chọn phần tử FREE12 đã tạo ở Part để gán điều kiện biên → U2=Uy=0

- Gối di động đơn hướng:

+ Chọn phần tử FREE1 đã tạo ở Part để gán điều kiện biên → U1=Ux=0, U2=Uy=0

+ Chọn phần tử FREE2 đã tạo ở Part để gán điều kiện biên → U2=Uy=0, U3=Uz=0

Sơ đồ bố trí gối:

Hình 3.6 – Sơ đồ bố trí gối hệ hai dầm

Vật liệu, thiết lập bước phân tích, phân chia phần tử, tải trọng, công tác phân tích thực hiện tương tự các mô hình 1, 2 và 3

Mô hình 1

Mô hình tham chiếu

Hình 4.1 - Ứng suất mô hình tham chiếu 1

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

- Chuyển vị theo phương ngang

Hình 4.3 - Chuyển vị ngang mô hình tham chiếu 1

Hình 4.1, 4.2, 4.3 thể hiện hình dạng mất ổn định xoắn ngang của dầm khi đã phân tích tuyến tính với việc gán chuyển vị cưỡng bức bằng 1 ở bản cánh trên vị trí giữa dầm.

Mô hình phi tuyến

a) Sự phát triển biến dạng trong dầm khi đặt tải đứng phân bố đều

- Chuyển vị tổng thể lớn nhất:

Hình 4.4 – Chuyển vị tổng thể lớn nhất

Hình 4.4 thể hiện giá trị chuyển vị tổng thể U  U 1 2 U 2 2 U 3 2 lớn nhất đạt được tại frame 55 có giá trị 1019mm tại vị trí cách giữa dầm một khoảng Lb/2#40mm

- Chuyển vị ngang lớn nhất:

Hình 4.5 – Chuyển vị ngang lớn nhất

Hình 4.5 thể hiện giá trị chuyển vị ngang U1 lớn nhất đạt được tại frame 55 có giá trị 643mm tại vị trí cách giữa dầm một khoảng Lb/2#40mm

- Ứng suất von Mises: ứng với chuyển vị lớn nhất đạt giá trị 466MPa

Hình 4.6 – Ứng suất lớn nhất

Hình 4.6 thể hiện giá trị ứng suất von Mises lớn nhất có giá trị là 466MPa ứng với giá trị chuyển vị tổng thể và chuyển vị ngang lớn nhất xảy ra ở frame 55 tại vị trí cách giữa dầm một khoảng Lb/2#40mm

Hình 4.7 – Chi tiết vị trí phá hoại b) Khi dầm đạt tải trọng phá hoại: tải trọng phá hoại lớn nhất xảy ra tại frame

- Ứng suất von Mises: ứng suất phân bố trong dầm khi đạt tải trọng phá hoại

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

Khi đạt tải trọng phá hoại tại frame 12, giá trị ứng suất von Mises lớn nhất là 387MPa tại vị trí sườn tăng cường đứng ở module 2 gần vị trí gối Như vậy, mô hình 1 phá hoại do mất ổn định cục bộ

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

Hình 4.9 thể hiện giá trị chuyển vị tổng thể U  U 1 2 U 2 2 U 3 2 lớn nhất đạt được tại frame 12 có giá trị 732mm ở bản cánh trên vị trí giữa dầm

- Chuyển vị theo phương ngang:

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

Hình 4.10 thể hiện giá trị chuyển vị ngang U1 lớn nhất đạt được tại frame 12 có giá trị 447mm ở bản cánh trên vị trí giữa dầm

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

Hình 4.11 thể hiện sự phân bộ ứng suất tại vị trí gối cố định, ứng suất lớn nhất trong bản cánh dưới tại trị ví gối cố định là 183MPa Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, vị trí gối cố định chưa đạt đến giới hạn chảy

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

Hình 4.12 thể hiện sự phân bộ ứng suất tại vị trí gối di động, ứng suất lớn nhất trong bản cánh dưới tại trị ví gối cố định là 202MPa Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, vị trí gối di động chưa đạt đến giới hạn chảy

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

Hình 4.13 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong vách ngăn đầu dầm tại vị trí gối cố định, ứng suất lớn nhất là 369MPa tập trung tại các sườn tăng cường đứng của vách do chịu nén do phản lực gối truyền trực tiếp lên vách Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, vách ngăn đầu dầm tại vị trí gối cố định mất ổn định cục bộ

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

Hình 4.14 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong vách ngăn đầu dầm tại vị trí gối di động, ứng suất lớn nhất là 369MPa tập trung tại các sườn tăng cường đứng của vách do chịu nén do phản lực gối truyền trực tiếp lên vách Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, vách ngăn đầu dầm tại vị trí gối di động mất ổn định cục bộ

- Hệ giằng: tổng hợp ứng suất phân bố trong các thanh giằng ngang, thanh chống và thanh giằng chéo Ứng suất lớn nhất trong hệ giằng chéo là 345.2MPa, hệ giằng ngang là 71.6MPa , hệ thanh chống là 335.8MPa

Hình 4.15 - Ứng suất hệ giằng mô hình 1

Hình 4.15 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong các hệ giằng với ứng suất lớn nhất đạt giá trị 345.2MPa trong thanh giằng ngang tại vị trí liên kết với sườn tăng cường đứng bị mất ổn định cục bộ gần đầu dầm thuộc module 1 Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, hệ giằng vừa đạt đến giới hạn chảy

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

Hình 4.16 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong các sườn tăng cường đứng với ứng suất lớn nhất đạt giá trị 386MPa tại vị trí sườn 1a Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, các vị trí sườn tăng cường 1a (386MPa), 2a (375MPa), 3a (380MPa), 4a (352MPa), 5a (374MPa), 1b (383MPa), 2b (364MPa), 3b (383MPa), 4b (352MPa), 5b (362MPa) mất ổn định cục bộ, ứng suất tập trung tại vị trí liên kết với thanh giằng và bản cánh trên

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

Hình 4.17 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong các sườn tăng cường dọc với ứng suất lớn nhất đạt giá trị 337MPa tại vị trí giữa dầm do sườn tăng cường dọc liên kết với bản bụng dầm Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, sườn tăng cường dọc vẫn ổn định chưa đạt đến giới hạn chảy.

Tính toán tải trọng phá hoại

Tải trọng phá hoại được tính theo công thức sau: q cr LPF P (2b ft )

Trong đó: LPF là hệ số tải được lấy từ đường cong Arch length-Load proportionality factor, P là tải trọng phân bố tác dụng lên bản cánh trên dầm

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

Hình 4.18 thể hiện quan hệ giữa tải trọng phá hoại và chuyển vị, cũng như thể hiện sự so sánh giữa tải trọng phá hoại và tải trọng thi công Tải trọng phá hoại lớn nhất tính được là 46.06KN/m lớn hơn 1.3 lần so với tải trọng thi công là 35.355KN/m Như vậy với khoảng cách bố trí hệ giằng mô hình 1, tải trọng thi công không gây phá hoại hệ dầm

- Ứng với tải trọng phá hoại lớn nhất, moment gây phá hoại:

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 Tải trọng phá hoại qcr(KN/m)

Chuyển vị ngang max (mm) q cr qtc5.335KN/m

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

Hình 4.19 thể hiện sự so sánh giữa moment gây phá hoại dầm tính toán từ phần mềm

MFEM, moment chảy My, moment dẻo Mp và moment do tải trọng thi công Mtc:

MFEM=0.878My, MFEM=0.645Mp, MFEM=1.303Mtc Như vậy, moment do tải trọng thi công không gây phá hoại dầm, tuy nhiên khi dầm bị phá hoại thì moment gây phá hoại chưa đạt đến moment chảy

► Số liệu tính toán từ phần mềm xem phụ lục D

Tổng hợp nhận xét

- Biến dạng dầm thép phát triển tại vị trí giữa dầm theo phương ngang và xoắn khi chất tải trọng phân bố theo phương đứng và đạt đến cực đại tại frame 55 khi đó ứng suất lớn nhất tại bản cánh trên dầm đạt giá trị ứng suất là 466MPa cách vị trí giữa dầm Lb/2#40mm

- Dầm bị mất ổn định cục bộ trước khi mất ổn định tổng thể Ứng suất lớn nhất trước khi đạt tải phá hoại tập trung ở các vị trí cục bộ trong sườn tăng cường đứng gần đầu dầm và khi đạt đến tải trọng phá hoại ứng suất lớn nhất phát triển ở bản cánh trên dầm tại vị trí giữa nhịp

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 Moment phá hoại MFEM(KNm)

Chuyển vị ngang max (mm)

- Khi đạt tải trọng phá hoại, các vị trí xảy ra mất ổn định cục bộ gồm sườn tăng cường đứng của vách ngăn gối, sườn tăng cường đứng, sườn tăng cường dọc, hệ giằng

- Khi đạt tải trọng phá hoại, gối cố định và gối di động đều vượt không đạt đến giới hạn chảy

- Khi đạt tải trọng phá hoại, hệ giằng vượt qua giới hạn chảy và mất ổn định

- Tải trọng thi công không gây phá hoại hệ dầm

- Moment do tải trọng thi công không gây phá hoại dầm, tuy nhiên khi dầm bị phá hoại thì moment gây phá hoại chưa đạt đến moment chảy.

Mô hình 2

Hình 4.23 thể hiện giá trị chuyển vị tổng thể U  U 1 2 U 2 2 U 3 2 lớn nhất đạt được tại frame 76 có giá trị 1469mm tại vị trí giữa dầm

- Chuyển vị ngang lớn nhất: đạt tại frame 76 có giá trị là 843mm

Hình 4.24 thể hiện giá trị chuyển vị ngang lớn nhất đạt được tại frame 75 có giá trị 843mm tại vị trí giữa nhịp

- Ứng suất von Mises: ứng với chuyển vị lớn nhất đạt giá trị 490MPa

Hình 4.25 thể hiện giá trị ứng suất von Mises lớn nhất có giá trị 490MPa ứng với giá trị chuyển vị tổng thể và chuyển vị ngang lớn nhất xảy ra ở frame 76 tại vị trí giữa dầm

Hình 4.26 – Chi tiết vị trí phá hoại b) Khi dầm đạt tải trọng phá hoại: tải trọng phá hoại lớn nhất xảy ra tại frame 8

Khi đạt tải trọng ở frame 8, giá trị ứng suất von Mises lớn nhất là 414MPa tại vị trí sườn tăng cường đứng module 2 (sườn thứ 3 từ đầu dầm) Như vậy, mô hình 2 phá hoại do mất ổn định cục bộ

Hình 4.31 thể hiện sự phân bộ ứng suất tại vị trí gối di động, ứng suất lớn nhất trong bản cánh dưới tại trị ví gối cố định là 202MPa Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá

◦ Gối cố định: ứng suất lớn nhất tại gối cố định khi đạt tải trọng phá hoại là 370MPa

Hình 4.33 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong vách ngăn đầu dầm tại vị trí gối di động, ứng suất lớn nhất là 369MPa tập trung tại các sườn tăng cường đứng của vách do chịu nén do phản lực gối truyền trực tiếp lên vách Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, vách ngăn đầu dầm tại vị trí gối di động mất ổn định cục bộ

- Hệ giằng: tổng hợp ứng suất phân bố trong các thanh giằng ngang, thanh chống và thanh giằng chéo Ứng suất lớn nhất hệ giằng chéo là 327MPa, hệ giằng ngang là 77.96MPa, hệ thanh chống là 264.7MPa

Hình 4.34 thể hiện ứng suất lớn nhất trong hệ giằng khi đạt tải trọng phá hoại là 327MPa Như vậy, khi đạt đến phá hoại, hệ giằng vẫn ổn định

Hình 4.35 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong các sườn tăng cường đứng với ứng suất lớn nhất đạt giá trị 415MPa tại sườn số 3a Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, các vị trí sườn tăng cường 1 (401MPa), 2 (361MPa), 3 (415MPa), 4 (348MPa), 5

(385MPa), 6 (358MPa), 7 (348MPa), 8 (368MPa), 9 (347MPa), 10 (364MPa), 11 (382MPa), 12 (357MPa), 13 (384MPa) mất ổn định cục bộ, ứng suất tập trung tại vị trí liên kết với thanh giằng và bản cánh trên

Hình 4.36 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong các sườn tăng cường dọc với ứng suất lớn nhất đạt giá trị 348MPa tại vị trí giữa dầm do sườn tăng cường dọc liên kết với bản bụng dầm Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, sườn tăng cường dọc mất ổn định cục bộ tại vị trí giữa dầm.

- Ứng với tải trọng phá hoại lớn nhất, moment gây phá hoại

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 Tải trọng phá hoại qcr(KN/m)

Chuyển vị ngang max (mm) q tc 5.335KN/m qcr

MFEM=0.979My, MFEM=0.719Mp, MFEM=1.454Mtc Như vậy, moment do tải trọng thi công không gây phá hoại dầm, tuy nhiên khi dầm bị phá hoại thì moment gây phá hoại chưa đạt đến moment chảy

- Biến dạng dầm thép phát triển tại vị trí giữa dầm theo phương ngang và xoắn khi chất tải trọng phân bố theo phương đứng và đạt đến cực đại tại frame 76 khi đó ứng suất lớn nhất tại bản cánh trên dầm đạt giá trị 490MPa

- Dầm bị mất ổn định cục bộ trước khi mất ổn định tổng thể Ứng suất lớn nhất trước khi đạt tải phá hoại tập trung ở các vị trí cục bộ trong sườn tăng cường đứng tại vị trí cách đầu dầm 13.125m và khi đạt đến tải trọng phá hoại ứng suất lớn nhất phát triển ở bản cánh trên dầm tại vị trí giữa nhịp

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 Moment phá hoại MFEM(KNm)

- Khi đạt tải trọng phá hoại, các vị trí xảy ra mất ổn định cục bộ gồm sườn tăng cường đứng của vách ngăn gối, sườn tăng cường đứng, sườn tăng cường dọc

- Khi đạt tải trọng phá hoại, gối cố định và gối di động đều không đạt đến giới hạn chảy

- Khi đạt tải trọng phá hoại, hệ giằng không bị mất ổn định

- Moment do tải trọng thi công không gây phá hoại dầm, tuy nhiên khi dầm bị phá hoại thì moment gây phá hoại chưa đạt đến moment chảy.

Mô hình 3

+ Chuyển vị ngang lớn nhất:

Hình 4.43 thể hiện giá trị chuyển vị ngang U1 lớn nhất đạt được tại frame 55 có giá trị 768mm tại vị trí giữa dầm

Hình 4.44 thể hiện giá trị ứng suất von Mises lớn nhất có giá trị là 490MPa ứng với giá trị chuyển vị tổng thể và chuyển vị ngang lớn nhất xảy ra ở frame 82 tại vị trí cách giữa dầm

Hình 4.45 – Chi tiết vị trí phá hoại b) Khi dầm đạt tải trọng phá hoại: tải trọng phá hoại lớn nhất xảy ra tại frame 11

Khi đạt tải trọng phá hoại tại frame 11, giá trị ứng suất von Mises lớn nhất là 394MPa tại vị trí sườn tăng cường đứng ở vị trí mối nối giữa hai module dầm Như vậy, mô hình 3 phá hoại do mất ổn định cục bộ

Hình 4.50 thể hiện sự phân bộ ứng suất tại vị trí gối di động, ứng suất lớn nhất trong bản cánh dưới tại trị ví gối cố định là 187MPa Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, vị trí gối di động chưa đạt đến giới hạn chảy

Hình 4.52 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong vách ngăn đầu dầm tại vị trí gối di động, ứng suất lớn nhất là 371MPa tập trung tại các sườn tăng cường đứng của vách do chịu nén do phản lực gối truyền trực tiếp lên vách Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, vách ngăn đầu dầm tại vị trí gối cố định mất ổn định cục bộ

- Hệ giằng: tổng hợp ứng suất phân bố trong các thanh giằng ngang, thanh chống và thanh giằng chéo Ứng suất lớn nhất hệ giằng chéo là 341.5MPa, hệ giằng ngang là 76.5MPa, hệ thanh chống là 345MPa

Hình 4.53 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong các hệ giằng với ứng suất lớn nhất đạt giá trị 345MPa trong thanh chống tại vị trí liên kết với thanh giằng ngang bị mất ổn định cục bộ gần đầu dầm thuộc module 1 Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, hệ giằng vừa đạt đến giới hạn chảy

Hình 4.54 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong các sườn tăng cường đứng với ứng suất lớn nhất đạt giá trị 394MPa tại vị trí gần đầu dầm thuộc module 1 Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, các vị trí sườn tăng cường 1 (389MPa), 2 (368MPa), 3 (391MPa), 4 (373MPa), 5 (394MPa), 6 (353MPa), 7 (387MPa), 8 (368MPa), 9 (350MPa), 10 (379MPa), 11 (368MPa), 12 (379MPa), 13 (365MPa), 14 (375MPa) mất ổn định cục bộ, ứng suất tập trung tại vị trí liên kết với thanh giằng và bản cánh trên

Hình 4.55 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong các sườn tăng cường dọc với ứng suất lớn nhất đạt giá trị 326MPa tại vị trí giữa dầm do sườn tăng cường dọc liên kết với bản bụng dầm Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, sườn tăng cường dọc vẫn ổn định chưa đạt đến giới hạn chảy.

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

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 Tải trọng phá hoại qcr(KN/m)

Chuyển vị ngang max (mm) q cr qtc5.335KN/m

MFEM=1.018My, MFEM=0.748Mp, MFEM=1.512Mtc Như vậy, moment do tải trọng thi công không gây phá hoại dầm và khi dầm bị phá hoại thì moment gây phá hoại vượt qua moment chảy

- Biến dạng dầm thép phát triển tại vị trí giữa dầm theo phương ngang và xoắn khi chất tải trọng phân bố theo phương đứng và đạt đến cực đại tại frame 82 khi đó ứng suất lớn nhất tại bản cánh trên dầm đạt đến giới hạn bền

- Dầm bị mất ổn định cục bộ trước khi mất ổn định tổng thể Ứng suất lớn nhất trước khi đạt tải phá hoại tập trung ở các vị trí cục bộ trong sườn tăng cường đứng tại vị trí mối nối giữa hai module dầm và khi đạt đến tải trọng phá hoại, ứng suất lớn nhất phát triển ở bản cánh trên dầm tại vị trí giữa nhịp cho đến khi đạt giới hạn bền

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 Moment phá hoại MFEM(KNm)

- Khi đạt tải trọng phá hoại, các vị trí xảy ra mất ổn định cục bộ gồm sườn tăng cường đứng của vách ngăn gối và sườn tăng cường đứng bản bụng tại vị trí mối nối giữa hai module dầm

- Khi đạt tải trọng phá hoại, gối cố định và gối di động đều vượt không đạt đến giới hạn chảy

- Khi đạt tải trọng phá hoại, hệ giằng vừa đạt đến giới hạn chảy

- Moment do tải trọng thi công không gây phá hoại dầm và khi dầm bị phá hoại thì moment gây phá hoại vượt qua moment chảy.

Mô hình 4

- Chuyển vị ngang lớn nhất:

Hình 4.62 thể hiện giá trị chuyển vị ngang U1 lớn nhất đạt được tại frame 20 có giá trị 162mm tại vị trí giữa dầm

Hình 4.63 thể hiện giá trị ứng suất von Mises lớn nhất có giá trị là 379MPa ứng với giá trị chuyển vị tổng thể và chuyển vị ngang lớn nhất xảy ra ở frame 20 tại vị trí vách ngăn gối cố định b) Khi dầm đạt tải trọng phá hoại: tải trọng phá hoại lớn nhất xảy ra tại frame

◦ Gối di động song hướng: ứng suất lớn nhất tại gối di động khi đạt tải trọng phá hoại là 182MPa

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

◦ Gối di động đơn hướng-phương ngang cầu: ứng suất lớn nhất tại gối di động khi đạt tải trọng phá hoại là 191MPa

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

◦ Gối di động đơn hướng-phương dọc cầu: ứng suất lớn nhất tại gối di động khi đạt tải trọng phá hoại là 234MPa

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

Hình 4.64, 4.65, 4.66, 4.67 thể hiện sự phân bộ ứng suất tại vị trí các gối, ứng suất lớn nhất trong bản cánh dưới tại trị ví gối di động đơn hướng theo phương dọc cầu là 234MPa Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, vị trí gối cố định chưa đạt đến giới hạn chảy

◦ Gối di động: ứng suất lớn nhất tại gối di động khi đạt tải trọng phá hoại là 371MPa

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

◦ Gối di động đơn hướng-phương ngang cầu: ứng suất lớn nhất tại gối di động khi đạt tải trọng phá hoại là 372MPa

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

◦ Gối di động đơn hướng-phương dọc cầu: ứng suất lớn nhất tại gối di động khi đạt tải trọng phá hoại là 375MPa

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

Hình 4.68, 4.69, 4.70, 4.71 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong vách ngăn đầu dầm tại vị trí các gối, ứng suất lớn nhất là 376MPa tại gối cố định, ứng suất tập trung tại các

Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, vách ngăn đầu dầm tại vị trí các gối mất ổn định cục bộ

Hình 4.72 thể hiện sự phân bộ ứng suất trong các hệ giằng với ứng suất lớn nhất đạt giá trị 119MPa Như vậy, khi đạt đến tải trọng phá hoại, hệ giằng không bị mất ổn định

- Sườn tăng cường đứng: ứng suất lớn nhất trong sườn tăng cường đứng khi đạt tải trọng phá hoại là 352Mpa

- Sườn tăng cường dọc: ứng suất lớn nhất trong sườn tăng cường dọc khi đạt tải trọng phá hoại là 252Mpa

Tải trọng phá hoại qcr (KN/m)

Chuyển vị ngang max (mm) q tc 5.335KN/m q cr

MFEM=1.202My, MFEM=0.883Mp, MFEM=1.785Mtc Như vậy, moment do tải trọng thi công không gây phá hoại dầm và khi dầm bị phá hoại thì moment gây phá hoại vượt qua moment chảy

- Biến dạng dầm thép phát triển tại vị trí giữa dầm theo phương ngang và xoắn khi chất tải trọng phân bố theo phương đứng và đạt đến cực đại tại frame 18 khi đó ứng suất lớn nhất đạt giá trị 379MPa tại các vách ngăn ở gối cầu

- Ứng suất lớn nhất trước khi đạt tải phá hoại tập trung ở vị trí vách ngăn tại các gối và tiếp tục phát triển sau khi đạt tải phá hoại

- Khi đạt tải trọng phá hoại, các vị trí xảy ra mất ổn định cục bộ gồm sườn tăng cường đứng của vách ngăn tại cả bốn gối và sườn tăng cường đứng

- Khi đạt tải trọng phá hoại, gối cố định, gối di động song hướng, gối di động đơn hướng đều không đạt đến giới hạn chảy

- Khi đạt tải trọng phá hoại, hệ giằng không đạt đến giới hạn chảy

0.00 25.00 50.00 75.00 100.00 125.00 150.00 175.00 200.00 Moment phá hoại MFEM(KNm)

- Moment do tải trọng thi công không gây phá hoại dầm và khi dầm bị phá hoại thì moment gây phá hoại vượt qua moment chảy

4.5 So sánh các trường hợp phân tích

Tổng hợp kết quả các mô hình

Hạng mục Mô hình 1 Mô hình 2 Mô hình 3 Mô hình 4

Biến dạng ngang lớn nhất

644 843 768 194 Ứng suất lớn nhất (Mpa) 466 490 490 376

Tải trọng phá hoại (KN/m) 46.06 51.38 53.43 60.07

Moment phá hoại (KNm) 18506 20140 20944 24725 Ứng suất sườn tăng cường đứng (MPa)

386 (mất ổn định) 415 (mất ổn định) 394 (mất ổn định) 352 (mất ổn định) Ứng suất sườn tăng cường dọc

348 (mất ổn định) 326 (ổn định) 252 (ổn định) Ứng suất hệ giằng (MPa) 368 (mất ổn định) 327 (ổn định) 345 (ổn định) 119 (ổn định) Ứng suất vách ngăn tại gối

376;371;372;375 (mất ổn định) Ứng suất gối cầu (MPa) 183;202 (ổn định) 186;202 (ổn định) 187;195 (ổn định)

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

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

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

Tải trọng phá hoại qcr(KN/m)

Mô hình 1 Mô hình 2 Mô hình 3

Moment phá hoại MFEM(KNm)

Mô hình 1 Mô hình 2 Mô hình 3

Hình 4.77, 4.78 thể hiện tổng hợp đường cong quan hệ tải trọng phá hoại - chuyển vị và đường cong quan hệ moment phá hoại – chuyển vị Việc thay đổi khoảng cách hệ giằng ảnh hưởng đến sức kháng mất ổn định của hệ dầm, tải trọng phá hoại và moment phá hoại tăng dần khi tăng khoảng cách giằng Dựa vào số liệu bảng tổng hợp 4-1, tính được tỷ lệ chênh lệch của tải trọng phá hoại giữa các mô hình như sau: qcr1=1.04qcr2, qcr1=1.16qcr3, qcr2=1.12qcr3.

So sánh kết quả PTHH với kết quả lý thuyết

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

MFEM-Mô hình 1 MFEM-Mô hình 2

MFEM-Mô hình 1 MFEM-Mô hình 1

Mô hình Lb/ry MFEM max (Nmm) MFEM/My

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

Hình 4.77 thể hiện quan hệ giữa chiều dài không giằng và moment gây phá hoại dầm

Mô hình 1 nằm dưới đường thiết kế Mcr/My nên không đảm bảo khả năng ổn định

Mô hình 2, 3, 4 nằm trên dường thiết kế Mcr/My do đó khoảng cách giằng đảm bảo khả năng ổn định cho dầm.

Tiêu đề	Phân tích sự mất ổn định dầm hộp thép liên hợp trong quá trình thi công
Tác giả	Hồ Duy Long
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Cảnh Tuấn
Trường học	Trường Đại học Bách Khoa, Đại học Quốc gia Thành phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Kỹ thuật xây dựng công trình giao thông
Thể loại	Luận văn Thạc sĩ
Năm xuất bản	2019
Thành phố	Thành phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	153
Dung lượng	4,58 MB