GIỚI THIỆU
Giới thiệu chung
Trong những năm qua, sự tăng trưởng nhanh của nền kinh tế đã thúc đẩy cho sự kết nối mạng lưới hạ tầng giao thông ở các đô thị lớn, góp phần quan trọng trong vận chuyển hàng hóa, đảm bảo an ninh quốc phòng, nâng cao đời sống nhân dân
Hiện nay, với những vƣợt trội về công nghệ thời gian thi công nhanh, kết cấu nhẹ và lắp ráp vận chuyển phù hợp với điều kiện thực tế thi công, cầu thép là sự lựa chọn hàng đầu khi thiết kế các công trình đường cầu vượt trong nút giao đô thi có mật độ xe qua lại lớn
Do đó, vấn đề nghiên cứu tối ƣu kết cấu cầu thép nhằm để kết cấu nhẹ, đảm bảo khả năng chịu lực, mỹ quan và thời gian thi công nhanh là mối quan tâm hàng đầu của các nhà nghiên cứu cũng nhƣ nhà quản lý giao thông và xây dựng công trình Mặc khác, trong những thập kỷ qua, các nhà nghiên cứu quan tâm đến việc ứng dụng hệ kết cấu mới nhƣ lược bỏ một số bộ phận sườn tăng cường, hệ giằng trung gian trong cầu thép Các nhà khoa học Nhật Bản nghiên cứu kết cấu cầu thép không hệ giằng trung gian đã đƣợc áp dụng vào thực tế Hệ kết cấu này hoàn toàn không có hệ giằng trung gian nhƣng vẫn đảm bảo ổn định trong thi công và mỹ quan trong đô thị Một ƣu điểm nữa kết cấu này là làm giảm đáng kể chi phí duy tu bảo dưỡng hệ kết cấu thép tiếp xúc trực tiếp với môi trường (do không có hệ giằng trung gian) Tuy nhiên, hệ kết cấu này mới chỉ đƣợc áp dụng cho các kết cấu cầu tiết diện I dầm liên tục Đây là loại kết cấu có nhiều khó khăn trong việc giải quyết các vấn đề phát sinh khi xử lý ứng suất kéo trên bản mặt cầu tại vị trí momen âm của dầm chính Để tháo gỡ khó khăn này, tác giả đề xuất kết cấu cầu thép không hệ giằng trung gian đƣợc áp dụng cho cầu thép dầm I giản đơn Thực chất, hệ kết cấu này sử dụng tấm thép và các thanh neo bằng thép hình để đảm bảo ổn định kết cấu trong giai đoạn thi công và giúp bản mặt cầu bê tông cốt thép có thể làm việc liên hợp với dầm thép Tổ hợp tấm thép và thanh neo thép hình I đƣợc coi hệ kết cấu giằng đƣợc giấu trong bản mặt cầu Ƣu điểm của kết cấu này là rút ngắn thời gian thi công (do thi công tổ hợp khá dễ dàng), thép đƣợc chôn trong bản bê tông giảm tối đa sự tiếp xúc trực tiếp giữa kết cấu thép với môi trường, từ đó đảm bảo kết cấu không bị ăn mòn do gỉ sét
Việc thiết kế tổ hợp tấm thép và thanh neo có thể đƣợc coi là thiết kế hệ giằng mới trong cầu thép Vì vậy trước khi đi vào phân tích ứng xử kết cấu hệ giằng mới tác giả muốn đề nghị một quy trình thiết kế hệ giằng liên kết ngang trong cầu thép dầm giản đơn truyền thống nhằm mong muốn đạt đƣợc 2 mục đích: 1) đảm bảo ổn định cầu thép trong quá trình thi công với kết cấu hệ giằng tối ƣu (độ cứng hệ giằng vừa đủ, không xuất hiện vết nứt tại vị trí nối giữa hẹ giằng liên kết ngang và dầm chính do độ cứng giằng ngang lớn hơn độ cứng dầm chính, đồng thời độ cứng vẫn đủ để hệ kết cấu ổn định trong thi công), kết cấu đủ khả năng chịu lực trong cả hai giai đoạn từ thi công đến khai thác; và 2) làm cơ sở để đánh giá khả năng làm việc hệ kết cấu cầu thép dầm giản đơn không hệ giằng trung gian
Với những vấn đề cấp thiết trên tác giả muốn đề nghị một quy trình thiết kế hệ giằng liên kết ngang cho kết cấu cầu thép dầm giản đơn, đồng thời đƣa ra đánh giá khả năng áp dụng vào thực tế của kết cấu cầu thép dầm giản đơn không hệ giằng trung gian
Nghiên cứu tổng quan
1.2.1 Các nghiên cứu ngoài nước
Tiêu chuẩn AASHTO (1996) không cung cấp một hướng dẫn cụ thể cho công tác thiết kế, tính toán liên kết ngang cho cầu thép Thực tế tại Mỹ, mỗi bang sử dụng một kích thước tiêu chuẩn cho hệ giằng ngang hoặc dầm ngang và những kích thước này thường được lựa chọn dựa vào nhịp tính toán Mặc dù vậy, nhiều nghiên cứu đã đƣợc thực hiện từ những năm giữa thế kỷ XX để đƣa ra cái nhìn cụ thể hơn về ứng xử và cách làm việc của hệ liên kết ngang trong cầu thép Những nghiên cứu này chỉ ra được một số trường hợp thiết kế theo kinh nghiệm dẫn đến dƣ thừa khi độ cứng dầm ngang lớn hơn nhiều độ cứng dầm chủ khiên cho công trình vừa không an toàn trong giai đoạn khai thác lại vừa tốn chi phí vật liệu
Hệ giằng liên kết ngang cơ bản đƣợc chia làm 2 loại chính là hệ giằng liên kết ngang chống xoắn và hệ giằng liên kết ngang khống chế chuyển vị ngang Vào những năm 1940,
1950, tác giả Flint đã thực hiện nhiều nghiên cứu về hệ liên kết ngang cho cầu dầm giản đơn, gối tựa đơn giản Sau nhiều năm nghiên cứu, ông kết luận rằng một hệ liên kết ngang hiệu quả chỉ cần cũng cấp cho dầm chính khả năng chịu xoắn Vì vậy, ông khẳng định rằng một hệ thống giằng ngang hay dầm ngang có khả năng chống xoắn cho dầm chính đã là một hệ thống hiệu quả mặc dù vẫn cho phép chuyển vị ngang trong hệ Tuy nhiên, ông vẫn chưa công bố được cụ thể các yếu tổ có thể ảnh hưởng đến sự làm việc hiệu quả của hệ liên kết ngang mình đang nghiên cứu
Các nghiên sau đó tập trung vào việc phân tích các yếu tố cũng như mức độ ảnh hưởng của chúng đến sự làm việc hiệu quả của hệ liên kết ngang Vào năm 1958, tác giả Winter đã phát biểu : “ Một hệ liên kết ngang phù hợp cần đảm bảo hai yếu tố chính là độ cứng và khả năng chịu lực” Winter là tác giả đầu tiên đánh giá ảnh hưởng cùng lúc của độ cứng và khả năng chịu lực của hệ liên kết ngang vào hiệu quả làm việc của hệ Nhƣng mô phỏng ông vẫn còn đơn giản và chƣa mang tính tổng quát
Sau đó, năm 1982, tác giả Trahair và Nethercot công bố một bản tóm tắt những yêu cầu cần thiết trong hệ liên kết ngang dành cho cầu thép dầm chữ I Kết quả đƣợc trình bày một cách mô hình hóa cho cả trường hợp hệ liên kết ngang liên tục và riêng biệt ứng xử trước những tải trọng thông thường như momen đồng bộ, lực tập trung giữa nhịp và tải trọng phân bố đều toàn nhịp Các tác giả đồng thời cũng xem xét đến ảnh hưởng do vị trí của hệ liên kết ngang trên mặt cắt ngang dầm chủ
Kế thừa các nghiên cứu chưa hoàn chỉnh của các nhà khoa học đi trước, năm 1992, tác giả Joseph A Yura đã tiến hành một nghiên cứu chi tiết về hệ liên kết ngang dành cho dầm thép Bên cạnh những thí nghiệm trong phòng, một mô hình phần tử hữu hạn 2 chiều đƣợc thiết kế để mô phỏng ứng xử của hệ Nghiên cứu của tác giả Yura kể đến tác dụng của các loại liên kết khác nhau, độ cứng của liên kết, vị trí và số lƣợng hệ liên kết trên ứng xử xoắn của dầm Một số trường hợp tải trọng đã được xét đến cũng như các vị trí có thể của hệ liên kết ngang trên mặt cắt ngang dầm chủ Bên cạnh đó ảnh hưởng của sự biến dạng của mặt cắt dầm chủ cũng được xem xét một cách chi tiết bao gồm cả trường hợp bản bụng có và không có sườn tăng cường đứng Nghiên cứu trên của tác giả đã kể đến hầu như tất cả các yếu tố có thể có ảnh hưởng tới khả năng làm việc của hệ liên kết ngang và kết quả là tác giả đã công bố công thức giá trị momen cực hạn của dầm chủ khi có hệ liên kết ngang mà trong
3 đó độ cứng của giằng ngang là biến số Đây chính là cơ sở quan trọng có thể thiết kế đƣợc một hệ liên kết ngang phù hợp cho các trường hợp cụ thể
1.2.2 Các nghiên cứu trong nước
Tác giả Nguyễn Thạch Bích và Nguyễn Hữu Thuấn công bố đề tài nghiên cứu Phân tích ảnh hưởng của các tham số của hệ liên kết ngang đến ổn định của dầm thép mặt cắt chữ
I nhịp giản đơn trong giai đoạn thi công bằng phương pháp phần tử hữu hạn Nghiên cứu đi sâu vào phân tích sự ảnh hưởng các yếu tố như độ cứng, khoảng cách, số lượng hệ liên kết ngang đến hiệu quả của toàn hệ Phạm vi nghiên cứu dừng lại ở việc mô phỏng và đánh giá dựa trên kết quả của mô hình phần tử hữu hạn, những vẫn chƣa đề ra một quy trình thiết kế đầy đủ cho hệ liên kết ngang Kết luận của nghiên cứu về khoảng cách tối ƣu giữa liên kết ngang cũng nhƣ tiết diện của hệ là vẫn chƣa đầy đủ Tác giả kết luận rằng tiết diện ngang của hệ liên kết ngang không ảnh hưởng đáng kể so với độ cứng đến khả năng chống xoắn và chống uốn của dầm đôi, với hệ thống dầm đôi chiều dài nhịp phải nhỏ hơn L max ( L max là công thức chiều dài lớn nhất dầm đơn đảm bảo ổn định tổng thể cho dầm theo Yura ) nếu không hệ sẽ mất ổn định ngay cả khi khoảng cánh tốt nhất và độ cứng tốt nhất của dầm ngang Mặc dù bài báo đã đề câp đến ảnh hưởng độ cứng của hệ liên kết ngang nhưng vẫn chƣa đủ và chƣa tổng quát hết các cho các hệ liên kết ngang mà thực tế đang áp dụng Hơn nữa, bài viết vẫn chƣa đề cập đến khả năng chịu lực của các thanh cấu tạo nên hệ giằng liên kết ngang Bên cạnh đó tham số chiều cao của hệ liên kết ngang vẫn chƣa đƣợc kể đến kể cả trong lý thuyết lẫn trong mô phỏng
Tác giả Nguyễn Thị Tuyết Trinh đã công bố đề tài nghiên cứu: Phân tích ứng xử của cầu dầm liên hợp kiểu mới không có dầm ngang trung gian Kết cấu không hệ giằng trung gian là một kết cấu rất mới, kết cấu giản lược đi các bộ phận như sườn tăng cường, hệ liên kết dọc, hệ liên kết ngang thì công tác chế tạo, thi công cũng nhƣ bảo dƣỡng kết cấu sẽ đơn giản hơn rất nhiều Nghiên cứu đã phân tích ứng xử của kết cấu cầu dầm thép liên hợp không sử dụng dầm ngang trung gian, sườn tăng cường và hệ liên kết dọc nhằm xác nhận tính khả thi của loại hình kết cấu cầu dầm liên hợp kiểu mới áp dụng cho công trình cầu trong đô thị Việt Nam Kết quả của phân tích đã cho thấy, nhờ vào việc đƣa vào một số kết cấu đặc biệt như khối bê tông bao quanh dầm ngang đầu dầm, bản thép tăng cường cho dầm chủ, thanh neo thép chữ I mà chuyển vị, chu kỳ và tần số dao động riêng của cầu dầm I liên hợp kiểu mới xấp xỉ bằng cầu dầm I liên hợp truyền thống và nằm trong phạm vi cho phép Tuy nhiên, với việc chỉ phân tích về 3 khía cạnh nhƣ phân tích về momen uốn, chuyển vị và dao động để đánh giá kết cấu cho cầu dầm liên tục mà chƣa đề cập đến độ ổn định tổng thể của kết cấu cũng nhƣ việc đánh giá mức độ ổn định này so với hệ giằng ngang nhƣ thế nào Đối tƣợng nghiên cứu chỉ giới hạn cho cầu chỉ giới hạn cho cầu liên tục có hệ dầm chủ tựa lên dầm ngang ( dầm ngang tựa lên gối ).
Mục tiêu nghiên cứu
Đề tài tập trung nghiên cứu, đề xuất quy trình thiết kế cấu hệ giằng liên kết ngang cho cầu thép dầm giản đơn Bên cạnh đó đề tài cũng đồng thời nghiên cứu, đánh giá khả năng áp dụng kết cấu cầu thép với hệ giằng kiểu mới vào thực tế thông qua phân tích ứng xử của nó trong giai đoạn thi công và khai thác
Ý nghĩa đề tài
Trong các tiêu chuẩn thiết kế cầu (TCVN 11823-2017) và ngoài nước (AASHTO) đều không đề cập đến việc thiết kế hệ giằng liên kết ngang một cách chi tiết, do đó việc đề xuất quy trình thiết kế hệ giằng có ý nghĩa bổ sung hoàn chỉnh quy trình thiết kế cầu thép cho kỹ sư và sinh viên chuyên ngành trong công tác thiết kế cầu thép Trước đây công tác thiết kế chỉ xoay quanh việc chọn và thử dần, việc này không đảm bảo tính khoa học và chặt chẽ trong quy trình thiết kế Vì vậy tác giả mong muốn góp một phần nhỏ vào công tác đào tạo cũng nhƣ công việc thiết kế trong sản xuất
Việc nghiên cứu khả năng ứng dụng thực tế của kết cấu cầu thép dầm giản đơn với hệ giằng kiểu mới (hay còn gọi là kết cấu cầu thép không hệ giằng trung gian) nhằm mang lại một sự lựa chọn về kết cấu cho các kỹ sư, góp phần đa dạng hóa các phương án cầu Đồng thời ƣu điểm hệ kết cấu cầu thép này là giảm thiểu chi phí duy tu bảo dƣỡng trong quá trình khai thác, tiết kiệm đƣợc chi phí đáng kể trong giai đoạn vận hành Đây là một nghiên cứu có ý nghĩa trong việc góp phần nâng cao năng suất khai thác của công trình giao thông nói chung và công trình cầu thép nói riêng
PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU
Cơ sở lý thuyết về mất ổn định
Sức kháng uốn của mặt cắt tiết diện chữ I phụ thuộc lớn vào độ ổn định cục bộ cũng nhƣ tổng thể Nếu mặt cắt rất ổn định với tải trọng lớn thì mặt cắt tiết diện chữ
I có thể pháp triển sức kháng uốn từ mômen kháng chảy đầu tiên M y tới mô men kháng dẻo toàn phần M p Nếu ổn định bị hạn chế bởi mất ổn định cục bộ hay mất ổn định tổng thể thì sức kháng uốn sẽ nhỏ hơn M p và nếu mất ổn định nghiêm trọng sẽ nhỏ hơn M y [1]
Vấn đề mấu chốt để phát triển sức kháng dẻo M p là sự ổn định có đƣợc đảm bảo hay không đối với mặt cắt ngang Nếu xảy ra mất ổn định tổng thể hay cục bộ thì M p không thể đạt đƣợc.
Khi dầm chịu tải trọng, dầm chịu uốn và phát sinh biến dạng trong mặt phẳng tác dụng của tải trọng (mặt phẳng uốn) Khi tải trọng đến một giá trị nào đó, ngoài biến dạng trong mặt phẳng uốn, còn phát sinh biến dạng ở ngoài mặt phẳng uốn Trong trường hợp này dầm vừa chịu uốn, vừa chịu xoắn và bị vênh khỏi mặt phẳng chịu uốn, dầm mất khả năng chịu lực Hiện tƣợng đó là mất ổn định tổng thể
Hình 2.1: Hình dạng mất ổn định tổng thể dầm I [2]
Công thức chung: Momen uốn lúc đầu có oằn ngang là momen tới hạn Giá trị momen tới hạn đƣợc cho bởi công thức kinh điển [1]:
L : chiều dài tự do giữa các giằng bên
J T : Hằng số xoắn giữa tiết diện
G : Modun đàn hồi cắt của vật liệu
C w: Hằng số vênh của tiết diện Với tiết diện I,
C Trong đó I f là momen quán tinh của một cánh đối với trục y – y của tiết diện Ứng suất uốn tới hạn là: cr cr x
S Đối với tiết diện thấp và cánh dày, cường độ chịu xoắn là quyết định : y T cr cr b x x
Vì F cr không vƣợt quá F y , chiều dài không giằng lớn nhất L của dầm để đảm bảo tính ổn định là:
Đối với tiết diện cao, cánh và bụng mỏng, cường độ chịu uốn dọc và cánh là quyết định Ứng suất uốn tới hạn là:
Dùng kết quả thí nghiệm để chỉnh sửa tỉ số L r / y ta đƣợc 300 y y
L r F Lấy gần đúng y 0.25 r b Ta đƣợc: 76 y
Quy phạm AISC/ ADS quy định: đối với tiết diện đƣợc coi là đặc trắc đƣợc thiết kế: Giá trị ứng suất cho phép phụ thuộc vào chiều dài không giằng nhƣ sau:
- Khi L không vƣợt qua giá trị nhỏ hơn của:
Thì F b 0.66 F y ( Công thức F1-1 và F1- 2 của AISC/ASD)
- Khi L không vƣợt qua giá trị lớn hơn của:
- Khi L vƣợt quá L u nhƣng nhỏ hơn
, giá trị lớn hơn của hai giá trị F b sau sẽ là ứng suất cho phép:
, Ứng suất F b là giá trị lớn hơn trong 2 giá trị:
Giá trị C b được xác định từ phương trình:
Trong đó M 1 là momen nhỏ M 2 là momen lớn của 2 đầu đoạn không giằng Nếu nhịp nhiều điểm giằng ngang cách đều thì giá trị C b đƣợc cho trong bảng sau, đối với dầm đơn giản chịu tải trọng phân bố đều:
Vị trí các giằng trung gian C b Không có giằng
Tại giữa nhịp Tại phần ba nhịp Tại phần tƣ nhịp Tại phần năm nhịp Tại phần sáu nhịp
Mất ổn định cục bộ là hiện tƣợng các bản thép mỏng của dầm bị biến dạng cục bộ (lồi, lõm, cong, vênh) dưới tác dụng của các ứng suất nén Mất ổn định cục bộ có thể xảy ra khi tỷ số giữa bề rộng và bề dày của các phần tử chịu nén là quá lớn Nếu sự oằn xảy ra trong biên nén thì đƣợc gọi là mất ổn định cục bộ của bản biên Nếu sự oằn xảy ra trong vùng nén của vách (sườn dầm) thì được gọi là mất ổn định cục bộ của vách đứng
Hình 2.2: Hình ảnh mất ổn định cục bộ [2] a, Sức kháng mất ổn định cục bộ:
Sức kháng của mất ổn định chịu uốn của bản cánh trên chịu nén đƣợc 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 cho mặt cắt không đặc chắc k c : Hệ số ổn định cục bộ bản cánh
F yr: ứng suất tại bản cánh chịu nén tại thời điểm bắt đầu chảy, đƣợc lấy bằng số nhỏ hơn giữa 0.7 F yc và F y w , nhƣng không nhỏ hơn 0.5 F 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 yc yc
S xt : moment kháng uốn tiết diện chịu kéo yt yt
b, Sức kháng mất ổn định uốn ngang – xoắn:
Sức kháng mất ổn định chịu uốn của bản cánh trên chịu nén đƣợc quy định theo AASHTO-A6.3.3 Đối với các cấu kiện không giằng, sức kháng mất ổn định uốn ngang-xoắn đƣợc lấy nhƣ 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, p 1.0 t yc
L r : Độ dài giới hạn giằng ngang đối với khả năng chịu uốn bị khống chế bởi mất ổn định khi chịu xoắn ngang phi đàn hồi,
C b : Hệ số điều chỉnh gradient moment, lấy nhƣ sau : Đối với các dầm hẫng không đƣợc giằng hoặc đối vối các cấu kiện mà moment trong phạm vi lớn của đoạn dầm không đƣợc giằng vƣợt qua giá trị lớn hơn trong hai giá trị cùa các moment mút đầu của đoạn dầm,C b 1
F cr : Ứng suất đàn hồi mất ổn định xoắn ngang, 2 2 1 0.078 / 2
J : Hằng số xoắn St Venent,
3 3 3 fc fc fc ft ft ft fc ft b t t b t t
r t : bán kính hồi chuyển của bản cánh chịu nén đối với trục thẳng đứng,
Lý thuyết quy trình thiết kế hệ giằng liên kết ngang
Khi thiết kế dầm thép nói chung và các dạng cầu thép nhịp giản đơn nói riêng thì hiện tƣợng mất ổn đinh tổng thể của dầm là một giới hạn của việc thiết kế cầu
10 thép đó là vấn đề oằn ngang do xoắn của dầm chủ Hiện tƣợng này xảy ra chủ yếu ở giai đoạn thi công khi bản mặt cầu chƣa đông cứng và mặt cắt làm việc của dầm chủ là mặt cắt chƣa liên hợp [3] Đặc trƣng của hiện tƣợng mất ổn định tổng thể là khi tải trọng đạt đến một giá trị nào đó thì ngoài biến dạng võng trong mặt phẳng uốn, còn phát sinh biến dạng ở ngoài mặt phẳng uốn Hình dạng tiết diện dầm không thay đổi nhưng các tiết diện dầm xoay tương đối với nhau, dầm vừa chịu uốn vừa chịu xoắn; trục dầm vừa bị võng trong mặt phẳng uốn, oằn ngang, vênh ra khỏi mặt phẳng uốn và nhanh chóng mất khả năng chịu lực [4]
Hình 2.3: Hiện tƣợng oằn ngang do xoắn [7] Để giải quyết hiện tượng mất ổn định tổng thể này đã có rất nhiều phương pháp đƣợc đƣa ra và phổ biến nhất là thêm cho hệ dầm các hệ liên kết ngang trung gian dọc theo chiều dài nhịp tính toán Việc nghiên cứu hệ liên kết ngang nhƣ thế nào để đảm bảo đƣợc khả năng chịu lực của kế cấu và tiết kiêm đƣợc chi phí là vấn đề đƣợc đặt ra
Hệ liên kết ngang khi đƣợc thiết kế thiếu an toàn rất dễ dẫn đến hậu quả nghiêm trọng nhất là trong giai đoạn thi công vì hiện tƣợng oằn ngang do xoắn diễn ra rất nhanh và đột ngột khi nội lực trong dầm vƣợt quá giá trị momen tới hạn, sự cố khi đã xảy ra, dù có phát hiện kịp thời, vẫn rất khó để can thiệp Ngƣợc lại, khi thiết kế dƣ thừa dẫn đến độ cứng riêng của hệ liên kết ngang lớn hơn quá mức cần thiết thì trước mắt sẽ vô cùng hao tốn vật liệu cũng như công lắp dựng, bên cạnh đó còn dễ gây ra các vết nứt trong giai đoạn khai thác ở vị trí liên kết các hệ liên kết ngang do hoạt tải xe cộ lặp đi lặp lại gây nên ứng xuất cục bộ ở những vị trí này, vừa tốn công duy tu sữa chữa vừa kém an toàn
Trong phạm vi nghiên cứu, nhóm nghiên cứu đã tập trung phân tích ứng xử kết cấu của hệ liên kết ngang trong cầu thép dầm chữ I nhịp giản đơn Kết quả thu đƣợc từ nghiên cứu này có thể giúp tối ƣu hóa kết cấu cầu thép, giảm giá thành một cách tương đối cũng như những rủi ro có thể xảy ra cả trong giai đoạn thi công và khai thác
2.2.2.1 Cơ sở lý thuyết bố trí hệ giằng liên kết ngang
Các nghiên cứu ổn định của dầm thép đều nhấn mạnh đến khả năng làm việc và khả năng chịu tải trọng của dầm đơn bên trong hệ thống dầm Theo hai nhà nghiên cứu Yura và Widianto đã chỉ ra rằng khả năng ổn định chịu xoắn của dầm phụ thuộc chặt chẽ vào khoảng cách giữa hai dầm chủ, vào chiều nhịp, độ cứng của hệ liên kết ngang và vật liệu thép sử dụng Một hệ liên kết ngang hiệu quả yêu cầu độ cứng và khả năng chịu lực phù hợp [6] a) Độ cứng hệ liên kết
Khả năng chống oằn ngang do xoắn của dầm thép đƣợc đặc trung bởi giá trị momen tới hạn M cr của dầm, khi nội lực trong dầm vƣợt quá giá trị momen tới hạn, hiện tƣợng mất ổn định tổng thể xảy ra Giá trị momen tới hạn của dầm thép khi có kể đến sự làm việc của các hệ liên kết ngang đƣợc cho bởi công thức :
2 2 bb T eff cr bu 0 t nC β EI
C L (Yura 1992) (1) Trong đó : bu , C bb
C : Hệ số biến dạng biểu đồ momen nội lực trong dầm, thiên về an toàn thường lấy bằng 1
M 0: Giá trị momen tới hạn nội tại của dầm n : Số hệ liên kết ngang trung gian
T : Độ cứng tổng thể của hệ liên kết ngang
L : Chiều dài nhịp tính toán
C t : Hệ số xét đến vị trí đặt tải trọng tiết diện dầm, lấy bằng 1.2 với tải trọng đặt cánh trên eff yc yt
I yc : Momen quán tính cánh chịu nén đối với trục Y
I yt : Momen quán tính cánh chịu kéo đối với trục Y t: Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến trọng tâm thớ chịu kéo c: Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến trọng tâm thớ chịu nén
Trong phạm vi nghiên cứu, nhóm nghiên cứu chỉ xét trường hợp các hệ liên kết ngang trung gian cách đều nhau Khoảng cách giữa các hệ liên kết ngang đƣợc lựa chọn từ giá trị momen tới hạn nội tại M 0 của dầm sao cho M 0 > M u (với M u là giá trị momen lớn nhất trong dầm) Giá trị momen tới hạn nội tại M 0 đƣợc tính theo công thức đề xuất trong tiêu chuẩn AASHTO (1996) có dạng:
- E: modul đàn hồi về uốn của vật liệu
- G: modul đàn hồi về cắt của vật liệu,
- d: khoảng cách giữa trọng tâm cánh trên và cánh dưới dầm
- L b : khoảng cách lớn nhất giữa 2 điểm đƣợc giằng ngang kế nhau trên dầm
- J : momen quán tính chống xoắn của dầm đƣợc tính bằng: f
Với: b f , t f : bề rộng và bề dày của các bản cánh h w , t w : chiều cao và bê dày của bản bụng
Chọn đƣợc giá trị L b lớn nhất khi M 0 > M u , ta có thể xác định đƣợc số lƣợng hệ liên kết ngang trung gian tối thiểu (n) từ giá trị chiều dài tính toán L tt của dầm và khoảng cách giữa 2 hệ liên kết ngang L b Độ cứng tổng thể tối thiểu của hệ liên kết ngang có thể đƣợc tính ngƣợc từ công thức (1) sau khi thay giá trị M cr bằng giá trị
Thiên về an toàn, tác giả Yura đề xuất đơn giản bớt đại lƣợng momen tới hạn nội tại của dầm chủ ở công thức (1) vì nhìn chung giá trị này khá nhỏ so với giá trị momen tới hạn của toàn hệ khi có sự tham gia làm việc chung của hệ liên kết ngang và để đơn giản hơn trong tính toán [6] Do đó, từ công thức (1), giá trị T có giá trị bằng:
Giá trị độ cứng tổng thể này thể hiện sự làm việc chung của toàn hệ bao gồm cả dầm chủ và hệ liên kết ngang Cụ thể, sự làm việc chung này đƣợc thể hiện bằng công thức:
b : độ cứng riêng của hệ liên kết ngang Trong nghiên cứu này, độ cứng riêng của hệ dầm đôi đƣợc áp dụng (Hình 2.5) Các sai số do sử dụng độ cứng riêng của hệ kết cấu khác sẽ đƣợc thảo luận sau
g : độ cứng trong mặt phẳng uốn của dầm chủ đƣợc tính bởi:
Với: n g : số lƣợng dầm chủ của hệ
S : khoảng cách giữa các dầm chủ
L : chiều dài nhịp tính toán
I x : momen quán tính của tiết diện dầm
sec : độ cứng mặt cắt ngang dầm Yura và Phillips đề nghị sử dụng các phương trình sau để ước tính độ cứng của mặt cắt ngang : sec
c : Độ cứng mặt cắt bản bụng tương ứng bản cánh chịu nén
s : Độ cứng mặt cắt bản bụng tại sườn tăng cường t :
Độ cứng mặt cắt bản bụng tương ứng bản cánh chịu kéo
:.Có thể xác định bằng các phương trình sau:
Với j là c, s, t tương ứng Các định nghĩa được thể hiện trong Hình 2.4
Hình 2.4: Sườn tăng cường bố trí một phần trên bảng bụng dầm [6]
14 S: khoảng cách các dầm chủ
A c : Tiết diện thanh xéo h b : Chiều cao mặt cắt khung
I b : Momen quán tính hệ liên kết ngang
Hình 2.5: Độ cứng riêng và nội lực trong thanh khi làm việc của một số hệ liên kết ngang phổ biến [7]
Chiều cao hệ giằng và tiết diện của từng cấu kiện thanh giằng có thể đƣợc xác định một cách sơ bộ thông qua các công thức trong Hình 2.5 và giá trị b xác định từ công thức (4) b) Khả năng chịu lực
Giá trị nội lực trong hệ liên kết ngang khi làm việc đƣợc nghiên cứu khá kỹ lƣỡng và công bố kết quả bởi tác giả Yura và các cộng sự vào năm 1992 Tác giả A Yura cho rằng giá trị nội lực lớn nhất trong hệ liên kết ngang khi làm việc là một biến số phụ thuộc vào độ cứng tổng thể của cả hệ và giá trị góc lệch sai số ban đầu ở vị trí liên kết Kết luận trên đƣợc rút ra từ nhiều nghiên cứu của các nhà khoa học đi trước và được dùng để xác định chuyển vị góc xoay ở vị trí liên kết, T ,cũng như giá trị momen trong hệ liên kết ngang [7]
0 : góc lệch ban đầu của hệ
Ti : độ cứng tối thiểu của hệ liên kết ngang tính đƣợc từ công thức (1)
T : độ cứng thiết kế của hệ liên kết ngang
M * : giá trị momen lớn nhất trong dầm
M cr : giá trị momen tới hạn của dầm có sự tham gia làm việc của hệ liên kết ngang
Lý thuyết kết cấu cầu thép không hệ giằng trung gian
Hiện nay trên thế giới cũng đã áp dụng kết cấu hệ dầm không hệ giằng trung gian ở một số nước như Đức, Nhật Bản Cầu hệ dầm không hệ giằng trung gian theo tài liệu của PNS ASTech còn gọi là cầu dầm Panel Cầu dầm Panel cấu trúc gồm tấm bản thép, dầm thép I và dầm ngang SRC ở 2 dầu dầm chính Đặc trƣng của kết cấu hệ dầm này là chiều dài nhịp không vƣợt quá 40m (hình 2.8) Về cơ bản hệ dầm Panel đƣợc áp dụng cho nhịp cầu ngắn, chiều cao dầm chính ngắn và các công trình đòi hòi thời gian thi công nhanh [10] Đây là một loại cầu không bố trí dầm ngang trung gian, chỉ bố trí dầm ngang ở hai đầu dầm chủ tại vị trí mố và trụ, dầm ngang đƣợc kê trực tiếp lên gối và liên kết với dầm chủ Để tăng cường độ cứng cho dầm ngang, trên dầm ngang có thể bố trí thêm các sườn tăng cường đứng Ngoài ra, để tăng thêm khả năng chịu lực cắt cục bộ tại vị trí gối, có thể đổ bê tông bao bọc xung quanh dầm ngang (Hình 2.12)
Hình 2.8: Cầu dầm I liên hợp kiểu mới [11]
Tại Nhật Bản gần đây một số cây cầu đã áp dụng kết cấu hệ dầm Panel nhƣ cầu Tomari, cầu Kirisawa, cầu Hikifune, cầu JX Sendai No3 [10]
Hình 2.10: Cầu JX Sendai No3 [10]
Trong cầu dầm I liên hợp kiểu mới, dầm chủ không bố trí sườn tăng cường Độ cứng của dầm chủ được tăng cường bằng bản thép liên kết hàn trực tiếp với các dầm chủ thành từng “bộ dầm” Bản mặt cầu bê tông cốt thép liên hợp với “bộ dầm” gồm dầm chủ và bản thép qua các thanh neo thép chữ I Nhờ có bản thép tăng cường, bản mặt cầu bê tông cốt thép của dầm I liên hợp kiểu mới có chiều dày nhỏ hơn so với dầm I liên hợp kiểu truyền thống
Trong cầu dầm I liên hợp kiểu mới, do không phải dầm chủ mà là dầm ngang đặt trên gối nên thông thường số lượng gối chỉ bằng một nửa số lượng dầm chủ (Hình
Hình 2.11: Cấu tạo cầu dầm I liên hợp kiểu mới [11]
23 Khi kết cấu làm việc, tải trọng đƣợc truyền xuống bản mặt cầu bê tông, sau đó truyền xuống bản thép Nhờ sự hỗ trợ của bản thép này, tải trọng đƣợc truyền đều tới các dầm chủ, sau đó từ các dầm chủ tải trọng đƣợc truyền xuống dầm ngang phía hai đầu dầm chủ và truyền xuống các gối [11] Ở cầu dầm I liên hợp kiểu truyền thống, tải trọng tác dụng lên bản mặt cầu sẽ đƣợc truyền toàn bộ vào các dầm chủ Tuy nhiên, ở cầu dầm I liên hợp kiểu mới, một phần tải trọng sẽ đƣợc truyền trực tiếp vào dầm ngang nhờ khối bê tông bao quanh dầm ngang, do đó tải trọng truyền vào dầm chủ sẽ đƣợc giảm xuống (Hình
Hình 2.12: Dầm ngang trước khi liên hợp và sau khi liên hợp [11]
Khối bê tông đổ tại vị trí dầm ngang có tác dụng trong việc truyền lực nhƣ đã phân tích ở trên, ngoài ra chúng có tác dụng tăng độ cứng cho dầm ngang và toàn bộ kết cấu Khối bê tông này có tác dụng ngàm các dầm chủ lại với nhau thành một khối kết cấu liên hợp với độ cứng cao, tăng khả năng chống xoắn của cả hệ Ngoài ra khối bê tông này sẽ tạo ra môi trường chống gỉ rất tốt, hạn chế được chi phí duy tu bảo dƣỡng để đảm bảo độ bền của kết cấu [11]
Khi chịu tải trọng, bản mặt cầu bê tông và bản thép đều bị uốn, nhờ tác dụng của thanh neo thép chữ I, bê tông bản mặt cầu đƣợc chia nhỏ thành các khoang giữa hai thanh neo thép chữ I và đƣợc khống chế cố định hai đầu, giúp ngăn bê tông biến dạng trong từng khoảng nhỏ, tránh trƣợt dọc của bê tông Các thanh neo thép chữ I hàn vào bản thép vừa làm neo liên hợp, vừa có tác dụng như các sườn tăng cường giúp tăng độ cứng của bản thép, bản thép đƣợc hàn vào các dầm chủ tạo thành một hệ các “bộ dầm” thống nhất, làm tăng độ cứng của cả hệ kết cấu [11]
QUY TRÌNH THIẾT KẾ HỆ GIẰNG LIÊN KẾT NGANG
Phạm vi nghiên cứu
Triết lý thiết kế sẽ hoàn toàn dựa trên AASHTO và phương pháp LRFD Theo mục tiêu của nghiên cứu, trạng thái giới hạn cường độ I không sử dụng tải trọng gió là trạng thái giới hạn chính đƣợc sử dụng trong quy trình này Để đơn giản hóa quá trình thiết kế, một số giả định đƣợc đề xuất nhƣ sau: Tải trọng gió không tác dụng lên kết cấu cầu và chỉ có tĩnh tải, tải trọng thi công và hoạt tải HL93 đƣợc chọn để tính toán Giả định vật liệu thép chỉ làm việc trong giai đoạn đàn hồi Lý thuyết về độ cứng hệ thống giằng cho kết cấu dầm đôi sẽ đƣợc áp dụng cho kết cấu cầu nhiều dầm Giả định này sẽ đƣợc xác nhận trong đánh giá kết quả phân tích.
Đối tƣợng nghiên cứu
Trong nghiên cứu này, cầu Lương Thực (Cà Mau) được chọn để phân tích Tổng chiều dài cầu 90m, gồm 3 nhịp, chiều dài nhịp tính toán lớn nhất là 35.4m, với chiều dài toàn dầm là 35.9m Bề rộng cầu 6m, khoảng cách các dầm chính là 1.5m Dầm ngang tại gối có chiều cao 0.6m, hệ giằng trung gian sử dụng các dầm ngang định hình I400 Kết cấu cầu trong giai đoạn thi công đƣợc mô phỏng chi tiết khi bê tông bản mặt cầu chƣa đông cứng để nghiên cứu ứng xử của dầm chủ khi có sự làm việc chung của các hệ liên kết ngang dưới tác động của tải trọng trong giai đoạn thi công Để đánh giá khách quan độ tin cậy của quy trình đề xuất, hệ giằng ngang của cầu Lương Thực sẽ được thay thế bằng bốn loại hệ giằng như được thể hiện trong hình 2.5 Kết cấu cầu ứng với mỗi loại hệ giằng sẽ đƣợc phân tích trong cả hai giai đoạn làm việc của cầu
Hình 3.1: Mặt cắt ngang cầu tại vị trí gối [9]
Tải trọng thiết kế
Tác giả sử dụng trạng thái giới hạn cường độ I quy định trong tiêu chuẩn TCVN 11823 – 2017 để đánh giá sự ổn định kết cấu Do đó, tải trọng tác dụng lên cầu trong giai đoạn thi công bao gồm: tải trọng bản thân các cấu kiện trong kết cấu và hoạt tải thi công (CLL) Ngoài ra, Hoạt tải HL 93 đƣợc áp dụng trong giai đoạn khai thác.
Thông số đầu vào
Bảng 3.1: Cấu tạo hình học
Thông số đầu vào Ký hiệu Giá trị Đơn vị
Tổng chiều cao dầm thép: d 1.387 m
Bề dày sườn tăng cường t s 0.025 m
Bề rộng sườn tăng cường đứng b s 0.25 m
Khoảng cách giữa các sườn tăng cường đứng L b 3.5 m
Khoảng cách trọng tâm 2 cánh: h j 1.367 m
Số lƣợng dầm chủ của hệ: n g 4 dầm
Modul đàn hồi của thép E 200000000 KN m / 2
Giới hạn chảy hệ giằng liên kết ngang f y 250 MPa
3.4.2 Đặc trƣng hình học mặt cắt dầm chủ
Bảng 3.2: Đặc trƣng mặt cắt dầm chủ
Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị
Trục trung hòa với cánh dưới y 1 0.678856 m
Trục trung hòa với cánh trên y 2 0.708144 m
Momen quán tính đối với trục x I x 0.011155 m 4
Momen quán tính đối với trục y I y 0.000118 m 4
26 Momen quán tính cánh chịu nén đối với trục Y I yc 0.000045 m 4
Momen quán tính cánh chịu kéo đối với trục Y I yt 0.000071 m 4
Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến trọng tâm thớ chịu nén c 0.698144 m
Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến trọng tâm thớ chịu kéo t 0.668856 m
Momen quán tính hữu hiệu I eff 0.000113 m 4
Momen quán tính chống xoắn của dầm J 0.000009 m 4
Diện tích mặt cắt dầm thép (diện tích mặt cắt nguyên) A NC 0.046675 m 2
Momen quán tính của bản bụng (sườn dầm) I w 0.005099 m 4
Momen quán tính của bản cánh chịu nén I cf 0.000045 m 4
Momen quán tính của bản cánh chịu kéo I tf 0.003132 m 4
Momen quán tính của tiết diện dầm thép đối với TTH
Xác định momen tĩnh của phần trên mặt cắt dầm thép đối với TTH I-I S NC 0.010108 m 3
Momen quán tính của mặt cắt dầm thép đối với trục
Xây dựng tính toán theo lý thuyết hệ giằng liên kết ngang
3.5.1 Tối ƣu hóa số hệ liện kết ngang
Khoảng cách giữa các hệ liên kết ngang đƣợc lựa chọn từ giá trị momen tới hạn nội tại M 0 của dầm sao cho M 0 > M u (với M u là giá trị momen lớn nhất trong dầm) Giá trị momen tới hạn nội tại M 0 đƣợc tính theo công thức đề xuất trong tiêu chuẩn AASHTO (1996) có dạng:
Vì L 4 b 0nên hàm số : y = M L u 2 4 b 2 2 I GJEL yc 2 b 4 E I d 2 2 yc 2 0
Khảo sát hàm hàm số y trong miền ;0
Từ giá trị L b lớn nhất khi y = 0, ta có thể xác định đƣợc số lƣợng hệ liên kết ngang trung gian tối thiểu (n) Từ đó kết cấu đƣợc tối ƣu hóa số hệ liên kết ngang mà vẫn đảm bảo đƣợc khả năng chịu lực
Quy trình tối ƣu hóa số hệ liên kết ngang:
Bước 1: Tính momen uốn dầm:
- Tung độ đường ảnh hưởng :
4 tt tt tungdo tt tt
- Diện tích đường ảnh hưởng: 1 161.1 2 dah 2 tt tungdo
- Hoạt tải thi công: q CLL 0.48 KN / m 2
- Trọng lƣợng bản thân 1 dầm : q dc m /1 A mc thep 3.7 KN m /
- Tải trọng bê tông tác dụng lên 1 dầm: q bt 7.5KN m/
1.25 ( /1 ) 1.75 16 / tt dc m bt lkn moinoi CLL
- Momen uốn dầm : M u DC tt A dah 2588KN m.
Bước 2: Thay giá trị M o M u giải phương trình để tìm L b lớn nhất:
M = u L đƣợc biến đổi về dạng:
Với: x L 2 b Khi giá trị x tìm đƣợc nhỏ nhất thì khoảng cách các hệ liên kết ngang L b sẽ lớn nhất Từ đó, tối ƣu hóa đƣợc số hệ giằng:
- Với phương trình : Ax 2 Bx C 0
Theo sách Kết cấu nhịp cầu thép – cố GS.TS Nguyễn Viết Trung thì quy định phải bố trí liên kết ngang tại gối và tại giữa dầm, khoảng cách giữa các dầm ngang không đƣợc vƣợt quá 6m và không lớn hơn 30 lần bề rộng bản cánh
Chọn khoảng cách giữa 2 hệ giằng: L b 6m
Bước 3: Số hệ liên kết ngang tối thiểu (n):
L Chọn số hệ liên kết ngang là: n = 5
3.5.2 Cấu tạo hình học mặt cắt hệ liên kết ngang đƣợc sử dụng
Tác giả sử dụng hệ liên kết ngang thép: Chữ X, K, I, Z để khảo sát những ảnh hưởng sự mất ổn định ổn định khi thay đổi các thay đổi các hệ giằng Tác giả Yura và Phillips (1992) đã khuyến nghị rằng chiều cao sườn tăng cường ngang nhỏ nhất bằng 3/4 chiều cao bụng dầm để kiểm soát hiệu quả biến dạng cục bộ bản bụng
28 Chọn: h b 1.05 m Để phân tích rõ hơn về sự ảnh hưởng của dầm ngang, Tác giả giữ nguyên chiều cao sườn tăng cương và chiều cao mặt cắt khung tối ưu h b 1.05 m để khảo sát tiết diện mặt cắt ngang của hệ liên kết ngang:
Bảng 3.3: Thông số hệ giằng liên kết ngang
A c : Tiết diện thanh xéo h b : Chiều cao của mặt cắt khung
I b : Momen quán tính hệ liên kết ngang
Bảng 3.4: Đặc trƣng cấu kiện các hệ giằng liên kết ngang
3.5.3 Độ cứng tổng thể của các hệ liên kết ngang và giá trị momen tới hạn dầm theo phương pháp lý thuyết Độ cứng tổng thể hệ liên kết ngang theo tác giả Yura đề xuất (xét về an toàn) đơn giản bớt đại lƣợng momen nội tại của dầm chủ, giá trị T có giá trị bằng:
Trong đó: L: chiều dài nhịp tính toán, L= 35.9 m
M u : Momen uốn dầm, M u 2588KN m. bu , C bb
C : Hệ số biến dạng biểu đồ momen nội lực trong dầm, thiên về an toàn thường lấy bằng 1
E : modul đàn hồi về uốn của vật liệu, E = 200000000 KN m/ 2
I y : Momen quán tính mặt cắt dầm thép quanh trục Oy, 0.00012 4
Sự làm việc chung của dầm chủ và hệ liên kết ngang đƣợc thể hiện qua công thức:
Giá trị g là độ cứng trong mặt phẳng uốn của dầm chủ đƣợc tính bởi:
24 n -1 S EI β = 5858.77 n L y n g : số lƣợng dầm chủ của hệ, n g 4
S : khoảng cách giữa các dầm chủ, S 1.5( ) m
L : chiều dài nhịp tính toán, L 35.9( ) m
I y : momen quán tính của tiết diện dầm, Iy = 0.00012 m 4 Giá trị sec là độ cứng mặt cắt ngang dầm Yura và Phillips đề nghị sử dụng các phương trình sau để ước tính độ cứng của mặt cắt ngang: sec
c : Độ cứng mặt cắt bản bụng tương ứng bản cánh chịu nén
s : Độ cứng mặt cắt bản bụng tại sườn tăng cường t :
Độ cứng mặt cắt bản bụng tương ứng bản cánh chịu kéo c , s , t :.Có thể xác định bằng các phương trình sau:
Các giá trị j là c, t, s được xác định qua hình 2.4 chương 2 và được thống kê chi tiết của các hệ giằng tại bảng sau:
Bảng 3.5: Thông số xác định độ cứng mặt cắt ngang dầm
Bảng 3.6: Độ cứng mặt cắt ngang dầm Độ cứng Giá trị
sec 37679.61 Giá trị b độ cứng riêng của hệ liên kết ngang Tính đƣợc b từ công thức
= + + β β β β dƣa vào các giá trị T , g , sec đã đƣợc tìm ra
Trong nghiên cứu này, độ cứng riêng của hệ dầm đôi đƣợc áp dụng (Hình 2.5) Các sai số do sử dụng độ cứng riêng của hệ kết cấu khác sẽ đƣợc thảo luận sau, Giá trị
b vừa tìm đƣợc đƣợc thế vào độ cứng riêng của dầm đôi để tìm tiết diện mặt cắt khung A A h , c tối ƣu:
- Đối với hệ chữ X: ES 3 2 2 2 3 2 0.0016 2
- Đối với hệ chữ I: b 6 EI b
31 Chọn lại giá trị tiết diện mặt cắt hệ liên kết ngang tối ƣu A A h , c tối ƣu, từ già trị vừa tìm đƣợc, Tính lại các giá trị độ cứng riêng của hệ liên kết ngang b , độ cứng tổng thể của hệ liên kết ngang T và giá trị momen tới hạn của dầm theo công thƣc Yura (1992)
2 2 bb T eff cr bu 0 t nC β EI
C : Hệ số biến dạng biểu đồ momen nội lực trong dầm, thiên về an toàn thường lấy bằng 1
M 0 : Giá trị momen tới hạn nội tại của dầm, M o 2588KN m. n : Số hệ liên kết ngang trung gian, n=5
T : Độ cứng tổng thể của hệ liên kết ngang, (Bảng 3.8)
L : Chiều dài nhịp tính toán, L5.9 m
C t : Hệ số xét đến vị trí đặt tải trọng tiết diện dầm, lấy bằng 1.2 với tải trọng đặt cánh trên
Bảng 3.7: Giá trị momen tới hạn tính theo lý thuyết
Phân tích mô hình các hệ dầm có hệ giằng trung gian bằng phương pháp phần tử hữu hạn
Để đánh giá độ ổn định và khả năng làm việc của hệ kết cấu trong giai đoạn thi công, ta cần so sánh độ ổn định và giá trị nội lực của các hệ kết cấu cầu truyền thống trong giai đoạn này với nhau Phần mềm Midas Civil 2019 đƣợc dùng để hỗ trợ mô phỏng các loại kết cấu hệ dầm kể trên
Trong phạm vi nghiên cứu, Tác giả phân tích ứng xử của dầm thép chữ I để phân tích hiện tƣợng mất ổn định tổng thể khi có sự làm việc chung của các hệ liên kết ngang Các thông số đầu vào đƣợc dựa theo mô hình cầu thực tế với dầm thép chữ I nhịp giản đơn và phù hợp với tiêu chuẩn xây dựng cầu hiện hành Kết cấu dầm tổ hợp đƣợc mô phỏng bằng phần tử tấm (plate) để có thể giả lập đƣợc chính xác nhất trạng thái mất ổn định tổng thể của dầm Trong khi đó hệ liên kết ngang mô phỏng bằng phần tử dầm (beam), bản mặt cầu trong khai thác mô phỏng bằng phần tử solid Dầm chính, tấm thép đƣợc mô phỏng bằng phần tử tấm với 4 nút để đánh giá khả năng làm việc của các thành phần trong hệ kết cấu một cách chính xác nhất, hệ liên kết ngang X, K, Z, I được thay đổi để khảo sát sự ảnh hưởng đến kết cấu và đƣợc trình bày chi tiết theo sơ đồ sau:
Mô hình hóa tải trọng Chuẩn bị các dữ liệu cần thiết của bài toán
- Các tải trọng và tổ hợp tải trọng.
- Nhóm tải trọng kết cấu, nhóm điều kiện biên.
Mô hình hóa kết cấu
- Mô hình hóa phần tử
- Mô hình hóa điều kiện biên
- Mô hình hóa vật liêu
- Mô hình hóa mặt cắt
- Khai báo tải trọng tĩnh
- Khai báo nhóm tải trọng tĩnh trong giai đoạn thi công.
- Gán tải trọng tĩnh lên kết cấu.
- Hoạt tải ( Trong giai đoạn khai thác)
-Tổ hợp tải trọng trạng thái giới hạn cường độ I
Thiết lập thông số cho quá trình giải toán
Chạy chương trình, phân tích, đánh giá kết quả
Hình 3.2: Các bước mô phỏng mô hình kết cấu
3.6.1 Định nghĩa vật liệu Để khai báo vật liệu, chọn menu: Model Properties Material Add , sau đó nhập các thông số cần thiết Trường hợp này nhập: Tên vật liệu, loại vật liệu, tiêu chuẩn và chọn cơ sở dữ liệu
- Modulus of Elasticity – Mô đun đàn hồi (kN m/ 2 )
- Poisson’ Radio – Hệ số Poat xông
Hình 3.3: Thông số vật liệu
3.6.2 Định nghĩa thuộc tính mặt cắt
Mặt cắt các phần tử trong mô hình kết cấu đƣợc định nghĩa, quản lý trong menu: Model Properties Section
- Các phần tử sử dụng thép tấm (phần tử Plate) 20 mm: bản cánh trên
- Các phần tử sử dụng thép tấm (phần tử Plate) 25 mm: bản cánh dưới và bản bụng
- Các phần tử sử dụng thép hình (phần tử beam): 2L100x100x10 cho hệ thanh giằng ngang chữ Z và chữ K
- Các phần tử sử dụng thép hình (phần tử beam): L100x100x10 cho hệ thanh giằng ngang chữ X
- Các phần tử sử dụng thép hình (phần tử beam): I400x200x8x13 cho hệ thanh giằng ngang chữ I
3.6.3 Mô hình hóa điều kiện biên Để thực hiện mô hình hóa điều kiện liên kết, Midas Civil cung cấp các công cụ mô hình hóa điều kiện biên khác nhau, phù hợp với thực tế phân tích kết cấu: ModelBoundariesSupports để mô hình hóa gối cứng
Supports Type (Local direction): Kiểu gối (hạn chế bậc tự do theo hệ tọa độ địa phương)
- D – All: Hạn chế tất cả bậc tự do chuyển vị đường
- Dx, Dy, Dz: Hạn chế bậc tự do chuyển vị theo trục x, y, z
- R – All: Hạn chế tất cả bậc tự do quay
- Rx, Ry, Rz: Hạn chế bậc tự do quay quanh trục trục x, y, z
Hình 3.4: Mô hình điều kiện biên
3.6.4 Mô hình số kết cấu chính các hệ liên kết ngang
Với kết cấu hệ dầm có hệ giằng ngang trung gian ta tiến hành mô phỏng 4 loại liên kết ngang lần lƣợt là chữ I, chữ X, chữ Z, chữ K với các thông số nhƣ bảng 3.9 và mô hình nhƣ hình sau:
Bảng 3.8: Đặc trƣng vật liệu
Loại phần tử Số lƣợng phần tử Loại thép Dầm chính I1385x(300~350)x(20~25)
Sườn tăng cường thanh giằng
Hình 3.5: Hệ liên kết ngang đầu dầm
Hình 3.6: Kết cấu cầu dầm có hệ giằng liên kết ngang chữ I
Hình 3.7: Kết cấu cầu dầm có hệ giằng liên kết ngang chữ X
Hình 3.8: Kết cấu cầu dầm có hệ giằng liên kết ngang chữ K
Hình 3.9: Kết cấu cầu dầm có hệ giằng liên kết ngang chữ Z
Trong giai đoạn thi công ngoại lực tác dụng gồm có:
+ Tĩnh tải (DC): Trọng lƣợng bản thân của dầm thép, tấm bản thép
+ Hoạt tải thi công phân bố (CLL) bao gồm: các phụ kiện thi công, máy móc và thiết bị khác, ngoài thiết bị lắp dựng chuyên dùng chủ yếu, đƣợc lấy bằng 4.8 10 4 Mpa [5] diện tích mặt sàn
+ Sử dụng trạng thái giới hạn cường độ I để đánh giá ổn định của kết cấu Tải trọng tính toán được thể hiện như bảng dưới đây:
Bảng 3.9: Tải trọng tính toán trong giai đoạn thi công
Tải trọng Các dạng tải Mô tả Hệ số tải trọng
Trọng lƣợng bản thân dầm thép, hệ liên kết ngang
Tải trọng bê tông bản mặt cầu Tải trọng phân bố bề rộng cánh dầm 1,25 24(kN m/ 2 )
Hoạt tải Hoạt tải thi công
Tải trọng phân bố bề rộng cánh dầm 1,75 0.48(kN m/ 2 )
Hệ liên kết ngang X, K, Z, I được thay đổi để khảo sát sự ảnh hưởng đến kết cấu và đƣợc trình bày thông qua mô các mô hình:
Mô hình phân tích 1 thay đổi hệ giằng liên kết ngang chữ I sử dụng thép định hình I400x200x8x13 chia làm 6 khoảng với:
- Khoảng cách hệ giằng liên kết ngang với giằng ngang đầu dầm: 6100 mm
- Khoảng cách các hệ giằng liên kết ngang trung gian: 5800 mm
Mô hình phân tích 2 thay đổi hệ giằng liên kết ngang chữ X sử dụng thép định hình L100x100x10 chia làm 6 khoảng với:
- Khoảng cách hệ giằng liên kết ngang với giằng ngang đầu dầm: 6100 mm
- Khoảng cách các hệ giằng liên kết ngang trung gian: 5800 mm
Mô hình phân tích 3 thay đổi hệ giằng liên kết ngang chữ K sử dụng thép định hình 2L100x100x10 chia làm 6 khoảng với:
- Khoảng cách hệ giằng liên kết ngang với giằng ngang đầu dầm: 6100 mm
- Khoảng cách các hệ giằng liên kết ngang trung gian: 5800 mm
Hình 3.12: Mô hình 3 3.6.6.4 Mô hình 4
Mô hình phân tích 4 thay đổi hệ giằng liên kết ngang chữ Z sử dụng thép định hình 2L100x100x10 chia làm 6 khoảng với:
- Khoảng cách hệ giằng liên kết ngang với giằng ngang đầu dầm: 6100 mm
- Khoảng cách các hệ giằng liên kết ngang trung gian: 5800 mm
Phần mềm Midas Civil 2019 hỗ trợ mô hình số để kết quả thu đƣợc là hệ số tới hạn cr có thể xác định đƣợc momen tới hạn M cr của hệ dầm
Hệ số tới hạn cr , ứng suất dầm chính, ứng suất hệ giằng liên kết ngang sử dụng trong mô hình 1 sử dụng hệ liên kết ngang chữ I, mặt cắt tiết diện I400x200x8x13
Hình 3.14: Hệ số tới hạn mô hình 1
Hình 3.15: Ứng suất dầm chính mô hình 1
Hệ số tới hạn cr , ứng suất dầm chính trong mô hình 1 sử dụng hệ liên kết ngang chữ X, mặt cắt tiết diện L100x100x10
Hình 3.16: Hệ số tới hạn mô hình 2
Hình 3.17: Ứng suất dầm chính mô hình 2 3.6.7.3 Mô hình 3
Hệ số tới hạn cr , ứng suất dầm chính trong mô hình 1 sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ K, mặt cắt tiết diện 2L100x100x10
Hình 3.18: Hệ số tới hạn mô hình 3
Hình 3.19: Ứng suất dầm chính mô hình 3 3.6.7.4 Mô hình 4
Hệ số tới hạn cr , ứng suất dầm chính trong mô hình 1 sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ Z, mặt cắt tiết diện 2L100x100x10
Hình 3.20: Hệ số tới hạn mô hình 4
Hình 3.21: Ứng suất dầm chính mô hình 4
3.6.8 Tổng hợp kết quả mô hình
Từ các mô hình phân tích thu đƣợc kết quả Bảng 3.10 với các giá trị: Ứng suất dầm chính TC (KN m/ 2 ), Hệ số tới hạn cr và ứng suất hệ giằng liên kết ngang
Cho các cầu khi thay đổi hệ liên kết ngang X, I, Z, K
Bảng 3.10: Bảng kết quả phân tích mô hình
Kiểm tra phương pháp phần tử hữu hạn
Các kết quả từ mô hình phần tử hữu hạn: hệ số tới han cr (lớn hơn 1 trong cả bốn loại mô hình) và các ứng suất bên trong dầm chính và hệ liên kết ngang đều thỏa mãn giới hạn cho phép trong giai đoạn thi công Điều đó chứng tỏ hệ kết cấu cầu làm việc ổn định trong giai đoạn này Từ các ứng suất tấm bản cánh trên, bản cánh dưới và bản bụng của dầm và hệ số tới hạn cr , giá tri M cr của dầm trong phương pháp phần tử hữu hạn có thể dễ dàng thu được Do đó, M cr của quá trình đề xuất đƣợc tính toán cho mục đích đánh giá và so sánh Bảng 3.11 cho thấy giá trị momen tới hạn thu được từ phương pháp phần tử hữu hạn và quy trình được đề xuất
Bảng 3.11: Bảng đánh giá kết quả phân tích mô hình và lý thuyết
Trong nghiên cứu này, M cr tính toán từ phương pháp phần tử hữu hạn được coi là kết quả đáng tin cậy và đƣợc sử dụng làm cơ sở để đánh giá tính chính xác của quy trình thiết kế đƣợc đề xuất Bảng 3.11 cho thấy sự sai lệch giữa momen giới hạn tính toán lý thuyết và tính toán momen giới hạn trong mô phỏng Trong kỹ thuật, sự sai lệch này chỉ ra rằng quy trình thiết kế có sự thay đổi độ cứng tổng thể phát sinh dựa vào giả định thứ hai (tham khảo mục 2.2.2), tác giả sử dụng độ cứng riêng của dầm đôi để tính độ cứng riêng hệ liên kết ngang , hơn nữa quá trình khi tính toán lý thuyết chưa có hệ số kể đến sự tương tác giữa các mặt cắt ngang hệ 4 dầm nên giá trị độ cứng mặt cắt ngang dầm hệ 2 dầm sử dụng quy trình tính toán có sự khác biệt với việc sử dụng hệ liên kết ngang mô phỏng tính toán cho hệ đa dầm (4 dầm) Từ các yếu tố đó đó dẫn đến tính toán giá trị độ cứng tổng thể có sự sai khác giữa lý thuyết sử dụng hệ dầm đôi và mô phỏng tính toán có sự tương tác hệ đa dầm (4 dầm) Để kiểm định sự chính xác quy trình đề xuất, tác giả đề xuất khảo sát hệ số quy đổi giá trị độ cứng tổng thể sử dụng tính toán hệ dầm đôi và hệ đa dầm (4 dầm) cho các hệ liên kết ngang đƣợc sử dụng X, K, Z, I Từ đó đƣa ra hệ số quy đổi đội cứng tổng thể hệ dầm đôi và đa dầm (4 dầm) của từng loại hệ giằng liên kết ngang
44 áp dụng cho quy trình thiết kế Điều đó cho thấy sự hợp lý trong giả định và tính an toàn của quy trình thiết kế này.
Sử dụng vòng lập bằng Excel thay đổi giá trị để tìm hệ số quy đổi k liên hệ giữa độ cứng tổng thế giữa dầm đôi và 4 dầm: T ' K T sao cho giá trị momen tới hạn
M cr tính toán thep lý thuyết tiến gần đến M cr tính toán theo mô phỏng Ta tìm đƣợc hệ số quy đổi K Bảng 3.12 cho các hệ liên kết ngang X, K, Z, I nhƣ sau:
Hình 3.22: Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa hệ số quy đổi (K), giá trị momen tới hạn M cr (tính toán) và M cr (FEM) của hệ liên kết ngang chữ I
Hình 3.23: Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa hệ số quy đổi (K), giá trị momen tới hạn M cr (tính toán) và M cr (FEM) của hệ liên kết ngang chữ K
Hình 3.24: Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa hệ số quy đổi (K), giá trị momen tới hạn M cr (tính toán) và M cr (FEM) của hệ liên kết ngang chữ X
Hình 3.25: Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa hệ số quy đổi (K), giá trị momen tới hạn M cr (tính toán) và M cr (FEM) của hệ liên kết ngang chữ Z
Từ các biểu đồ trên ta thu đƣợc hệ số tối ƣu thể hiện ở Bảng 3.12:
Bảng 3.12: Bảng kết quả phân tích giữa mô hình và lý thuyết khi nhân hệ số quy đổi
Cấu kiện T K T ' M cr (Lý thuyết) M cr (Mô phỏng) Phần trăm sai lệch
Từ kết quả trên nhận thấy hệ số quy đổi k giữa độ cứng tổng thể T của hệ dầm đôi và hệ 4 dầm của hệ giằng liên kết ngang chữ Z là lớn nhất 2.53 và hệ giằng liên kết ngang chữ I là nhỏ nhất 1.92
Phân tích khả năng chịu lực mô hình kết cấu giai đoạn khai thác
Để xem xét kết cấu hệ các hệ cầu có hệ giằng liên kết ngang X, K, Z, I có làm việc ổn định khi đƣa vào sử dụng hay không, ta tiến hành phân tích khả năng chịu lực của hệ giằng liên kết ngang, ứng suất dầm chính và độ võng do hoạt tải của kết cấu này làm việc trong giai đoạn thi công và khai thác
3.8.1 Mô hình hóa kết cấu
3.8.1.1 Tải trọng thiết kế trong giai đoạn khai thác
Trong giai đoạn khai thác tải trong tác dụng gồm có:
+ Tĩnh tải: Lớp phủ bản mặt cầu, tải trọng lan can
+ Hoạt tải: Tải trọng xe HL93, tải trọng làn
+ Sử dụng trạng thái giới hạn cường độ I để đánh giá ổn định của kết cấu Tải trọng tính toán được thể hiện như bảng dưới đây:
Bảng 3.13: Tải trọng mô phỏng trong giai đoạn khai thác
Tải trọng Các dạng tải Hệ số tải trọng Giá trị
Tĩnh tải Lớp phủ mặt cầu 1.50 1.575 KN m / 2
Hoạt tải Tải trọng làn thiết kế 1.75 9.3 KN m /
Tải trọng xe 3 trục 1.75 Hoạt tải HL93
Mô hình phân tích thay đổi hệ liên kết ngang chữ K, X, I, Z lần lƣợt sử dụng thép định hình 2L100x100x10, L100x100x10, I400x200x8x13 và 2L100x100x10 sử dụng tải trọng thiết kế trong giai đoạn khai thác
Hình 3.26: Mô hình kết cấu trong giai đoạn khai thác 3.8.1.3 Kết quả phân tích
Từ các mô hình phân tích thu đƣợc kết quả Bảng 3.14 với giá trị ứng suất hệ giằng liên kết ngang 2 ( KN m / 2 ), ứng suất dầm chính KT ( KN m / 2 ) và độ võng do hoạt tải ( ) m trong giai đoạn khai thác khi thay đổi hệ liên kết ngang K, X, I, Z:
47 a, Hệ giằng liên kết ngang chữ K:
Hình 3.27: Ứng suất hệ giằng 2 ( KN m / 2 ) mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ K trong giai đoạn khai thác
Hình 3.28: Ứng suất dầm chính KT ( KN m / 2 ) mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ K trong giai đoạn khai thác
Hình 3.29: Độ võng do hoạt tải ( ) m mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ
K trong giai đoạn khai thác b, Hệ giằng liên kết ngang chữ X:
Hình 3.30: Ứng suất hệ giằng 2 ( KN m / 2 ) mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ X trong giai đoạn khai thác
Hình 3.31: Ứng suất dầm chính KT ( KN m / 2 ) mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ X trong giai đoạn khai thác
Hình 3.32: Độ võng do hoạt tải ( ) m mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ
X trong giai đoạn khai thác
50 c, Hệ giằng liên kết ngang chữ I:
Hình 3.33: Ứng suất hệ giằng 2 ( KN m / 2 )mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ I trong giai đoạn khai thác
Hình 3.34: Ứng suất dầm chính KT ( KN m / 2 )mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ I trong giai đoạn khai thác
Hình 3.35: Độ võng do hoạt tải ( ) m mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ I trong giai đoạn khai thác d, Hệ giằng liên kết ngang chữ Z:
Hình 3.36: Ứng suất hệ giằng 2 ( KN m / 2 )mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ Z trong giai đoạn khai thác
Hình 3.37: Ứng suất dầm chính KT ( KN m / 2 )mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ Z trong giai đoạn khai thác
Hình 3.38: Độ võng do hoạt tải ( ) m mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ
Z trong giai đoạn khai thác
Bảng 3.14: Bảng tổng hợp ứng suất các hệ giằng liên kết ngang và độ võng do hoạt tải trong giai đoạn khai thác
Dựa trên kết quả ở Bảng 3.14, độ võng do hoạt tải của kết cấu cầu thép sử dụng hệ giằng liên kết ngang tiết diện chữ X là lớn nhất Điều này là do tiết diện chữ X sử dụng thép L100x100x10 mà tiết diện chữ Z, K sử dụng thép 2L100x100x10 nên độ cứng hệ giằng liên kết tăng lên làm tăng độ cứng của toàn hệ dẫn tới độ võng giảm xuống Tuy nhiên, tất cả giá trị độ võng do hoạt tải vẫn thỏa mãn giới hạn cho phép theo TCVN 11823 – 2017: 1 0.044875( ) cp 800L m
3.8.2 Kiểm toán ứng suất của hệ giằng liên kết ngang cả 2 giai đoạn thi công và khai thác Để đánh giá một cách chính xác khả năng làm việc của hệ liên kết ngang đề xuất trong cả 2 giai đoạn thi công và khai thác Tác giả đề xuất kiểm tra ứng suất tổng hệ giằng liên kết ngang của cả 2 giai đoạn qua công thức: 1 2 0.6 f y Với y 250 f MPa giới hạn chảy của thép sử dụng làm hệ liên kết ngang
Bảng 3.15: Bảng đánh giá ứng suất các hệ liên kết ngang trong giai đoạn thi công và khai thác
1 ( KN m / 2 ) 2 ( KN m / 2 ) 1 2 ( KN m / 2 ) Kết luận
Dựa vào Bảng 3.15 có thể thấy giá trị ứng suất hệ giằng liên kết ngang trong cả
2 giai đoạn thi công và khai thác chữ I là nhỏ nhất và lớn nhất là hệ giằng liên kết ngang chữ X Điều này là hợp lý vì hệ giằng liên kết ngang sử dụng cho hệ chữ X dùng L100x100x10, còn hệ chữ K và Z dùng 2L100x100x10, tiết diện lớn gấp 2 lần hệ chữ X làm tăng độ cứng hệ giằng liên kết ngang làm cho ứng suất hệ giằng liên kết ngang giảm xuống Giá trị tổng ứng suất hệ giằng liên kết ngang tiết diện chữ I là nhỏ nhất nên hệ giằng liên kết ngang này làm việc ổn định nhất trong cả 2 giai đoạn Ngoài ra, tất cả các hệ giằng liên kết ngang X, K, I, Z đều đƣợc tối ƣu kết cấu về tiết diện và khoảng cách hệ giằng nhƣng giá trị vẫn nằm trong giới hạn cho phép Điều này chứng tỏ các hệ giằng liên kết ngang đủ khả năng làm việc tốt trong cả 2 giai đoạn thi công và khai thác
3.8.3 Đánh giá khả năng chịu lực hệ kết cấu trong cả 2 giai đoạn thi công và khai thác Để đánh giákhả năng làm việc của các hệ kết cấu trong cả 2 giai đoạn thi công và khai thác Tác giả kiểm toán tổng ứng suất dầm chính cả 2 giai đoạn qua công thức: g der ir TC KT F y Với F y = 415 (Mpa) giới hạn chảy thép đƣợc dùng làm dầm chính
Bảng 3.16: Bảng đánh giá ứng suất các hệ liên kết ngang trong giai đoạn thi công và khai thác
TC ( KN m / 2 ) KT ( KN m / 2 ) g der ir (KN m/ 2 ) Kết luận
Kết quả Bảng 3.16 có thể thấy giá trị ứng suất dầm chính trong cả 2 giai đoạn thi công và khai thác chữ I là nhỏ nhất và lớn nhất là hệ giằng liên kết ngang chữ K Các giá trị tổng ứng suất dầm chính của các hệ giằng liên kết ngang X, K, I, Z làm việc trong cả 2 giai đoạn nằm trong giới hạn cho phép Điều này chứng tỏ các hệ kết cấu đều đủ khả năng chịu lực trong cả 2 giai đoạn thi công và khai thác.
Kết luận
Để xác minh khả năng ứng dụng của quy trình đề xuất để thiết kế, phương pháp phần tử hữu hạn đƣợc sử dụng để xác định các giá trị momen tới hạn giai đoạn thi công đƣợc tính toán từ giá trị ứng suất trong dầm chính và và giá trị hệ số tới hạn thu đƣợc từ mô hình tính toán Giá trị hệ số tới hạn đƣợc dùng để đánh giá ổn định kết cấu Tổng giá trị ứng suất hệ giằng liên kết ngang trong cả giai đoạn thi công và khai thác và tổng ứng suất dầm chính trong 2 giai đoạn này của mỗi hệ liên kết ngang đƣợc dùng để đánh giá khả năng làm việc của kết cấu trong cả 2 giai đoạn Kết quả là, những điều sau đây có thể đƣợc kết luận:
1 Các sản phẩm bao gồm diện tích mặt cắt ngang của từng thành phần và chiều cao của hệ liên kết ngang của quy trình là hợp lý và tối ƣu
2 Quá trình thiết kế đề xuất đã đảm bảo hai yêu cầu ban đầu: ổn định trong giai đoạn thi công và đủ khả năng chịu lực trong cả hai giai đoạn làm việc của kết cấu cầu
3 Độ cứng tổng thể của hệ giằng liên kết ngang đƣợc tính toán từ thành phần độ cứng hệ thống dầm đôi hoàn toàn có thể đƣợc áp dụng để thiết kế nó trong hệ thống đa dầm (4 dầm) khi nhận với hệ số quy đổi riêng ứng với mỗi hệ liên kết ngang của quy trình mà tác giả đã khảo sát, đánh giá trong quy trình thiết kế
4 Quy trình thiết kế đề xuất là hợp lý, tối ƣu và hoàn toàn có thể đƣợc áp dụng trong thực tế.
KẾT CẤU CẦU THÉP KHÔNG HỆ GIẰNG TRUNG GIAN
Giới hạn nghiên cứu
Triết lý thiết kế sẽ hoàn toàn dựa trên AASHTO và phương pháp LRFD Theo mục tiêu của nghiên cứu, trạng thái giới hạn cường độ I không tải trọng gió là trạng thái giới hạn chính đƣợc sử dụng trong nghiên cứu này Để đơn giản hóa quá trình thiết kế, một số giả định đƣợc đề xuất nhƣ sau: Tải trọng gió không tác dụng lên kết cấu cầu và chỉ có tĩnh tải, tải trọng thi công và hoạt tải HL93 đƣợc chọn để tính toán Giả định vật liệu thép chỉ làm việc trong giai đoạn đàn hồi và sử dụng thanh neo thép hình I150, chỉ xét sự ảnh hưởng của tấm thép (t) và khoảng cách thanh neo I150, giới hạn trường hợp khảo sát bề dày tấm thép (t) 16
(mm) và khoảng cách thanh neo thép hình I50 là 1300 (mm)
Nhằm đánh giá khả năng áp dụng vào thực tế của kết cấu cầu thép dầm giản đơn không hệ giằng trung gian Tác giả sẽ tập trung nghiên cứu sự ổn định, khả năng chịu lực của kết cấu trong cả 2 giai đoạn thi công và khai thác ở trạng thái cường độ
Cơ sở lý thuyết phương pháp phần tử hữu hạn (FEM)
Để phân tích sự ổn định của kết cấu hệ dầm KHGTG, phương pháp phần tử hữu hạn được dùng làm cơ sở lý thuyết [12] Đặt là hệ số tới hạn Phương trình thể hiện trạng thái cân bằng ổn định của kết cấu đƣợc mô tả nhƣ sau:
Trong đó: [K]: ma trận độ cứng đàn hồi, [KG]: ma trận độ cứng hình học, {U}: chuyển vị của kết cấu, {P}: tải tác dụng
Từ phương trình (24) ta viết lại phương trình trạng thái cân bằng ổn định như sau:
(25) Đặt K K G K eq : ma trận độ cứng tương đương
Khi hiện tượng mất ổn định xảy ra, ma trận độ cứng tương đương bằng 0:
|[Keq]| < 0: trạng thái cân bằng không ổn định
|[Keq]| = 0: trạng thái không ổn định
|[Keq]| > 0: trạng thái ổn định
Từ phương trình [Keq]=0 tương ứng với trị riêng = i Lúc này giá trị i được gọi là hệ số tới hạn cr
“Tải tới hạn đƣợc tính bằng cách nhân hệ số tới hạn với tải tác dụng” [12], hay viết lại theo công thức nhƣ sau: {P cr }= cr {P} (Với P cr : vector tải tới hạn, P: vector ngoại lực tác dụng) Do đó với ngoại lực {P} đã biết; nếu cr > 1 có nghĩa là ngoại lực {P} nhỏ hơn tải trọng tới hạn {P cr } hay nói cách khác ngoại lực {P} chƣa đạt tới giá trị tới hạn, lúc này hệ ổn định Nếu cr < 1, lực {P} đã đạt đƣợc hoặc vƣợt qua tải trọng tới hạn {Pcr}, đồng nghĩa với việc lúc này hệ mất ổn định Vì vậy, nếu độ cứng của một hệ bất kỳ và ngoại lực {P} đã biết thì đƣợc sử dụng nhƣ là giá trị trung gian để đánh giá độ ổn định của kết cấu này dưới tác dụng của lực {P} đó.
Các trường hợp phân tích
Để đánh giá độ ổn định của kết cấu trong giai đoạn thi công, ta cần so sánh tính ổn định của kết cấu cầu thép không hệ giằng trung gian với kết cấu cầu sử dụng hệ liên kết ngang X, K, I, Z được tối ưu hóa sử dụng ở chương 3 Phần mềm Midas Civil 2019 đƣợc dùng để hỗ trợ mô phỏng các loại kết cấu hệ dầm kể trên
Trong nghiên cứu này, cầu Lương Thực (Cà Mau) được chọn làm đối tượng nghiên cứu Cầu Lương Thực có kết cấu hệ dầm truyền thống, với hệ giằng liên kết ngang là các dầm thép chữ I Tổng chiều dài cầu 90m, gồm 3 nhịp, chiều dài nhịp tính toán lớn nhất là 35.4m, với chiều dài toàn dầm là 35.9m Bề rộng cầu 6m, khoảng cách các dầm chính là 1.5m Dầm ngang tại gối có chiều cao 0.6m, hệ giằng trung gian sử dụng các dầm ngang định hình I400
4.3.2 Mô hình số hệ kết cấu không hệ giằng trung gian (KHGTG)
Xét mô hình kết cấu cầu Lương Thực KHGTG, giữ nguyên số lượng và kích thước dầm chính và dầm ngang tại gối, lược bỏ các sườn tăng cường và hệ dầm ngang giữa Vì lƣợc bỏ các hệ giằng trung gian nên độ cứng của hệ giảm, do đó chiều cao dầm ngang tại vị trí gối ở hai đầu dầm cần phải đƣợc tăng lên để đảm bảo độ cứng cho kết cấu Trong nghiên cứu này, kết cấu KHGTG có kích thước dầm chính giống với cầu Lương Thực, tuy nhiên kích thước dầm ngang tại gối sẽ lớn hơn
Mô phỏng kết cấu hệ dầm KHGTG có chiều dài nhịp tính toán là 35.4m, khoảng cách giữa các dầm chính là 1.5m Giả thiết các thanh neo thép hình I là I150 Trong nghiên cứu này chỉ xét đến sự ảnh hưởng của bề dày tấm thép (t) và khoảng cách giữa các thanh neo (s) tới độ cứng của kết cấu, còn sự ảnh hưởng của tiết diện thanh neo sẽ được quan tâm trong các nghiên cứu tương lai
Bảng 4.1: Thông số các thành phần kết cấu của hệ dầm cầu KHGTG
Loại phần tử Loại thép
Dầm chính I1385x(300~350)x(20~25) Phần tử tấm (4 nút)
Tấm bản thép 35900x6000x(t) Thép tấm
Thanh neo thép hình I150x75x5x7 Phần tử dầm Thép định hình
Các cấu kiện trên trên đều có module đàn hồi E= 200000 MPa và hệ số Poison là 0.3
Trong giai đoạn thi công ngoại lực tác dụng gồm có:
+ Tĩnh tải (DC): Trọng lƣợng bản thân của dầm thép, tấm bản thép và thanh neo thép chữ I150 đặt so le trên tấm bản thép
57 + Hoạt tải thi công phân bố (CLL) bao gồm: các phụ kiện thi công, máy móc và thiết bị khác, ngoài thiết bị lắp dựng chuyên dùng chủ yếu, đƣợc lấy bằng 4.8 10 4 MPa [5] diện tích mặt sàn
+ Sử dụng trạng thái giới hạn cường độ I để đánh giá ổn định của kết cấu
Tải trọng tính toán đƣợc tính nhƣ bảng 4.2:
Bảng 4.2: Tải trọng tính toán trong giai đoạn thi công
Tải trọng Các dạng tải Mô tả Hệ số tải trọng
Trọng lƣợng bản thân dầm thép Self weight 1.25 Self weight
Trọng lƣợng tấm bản thép Self weight 1.25 Self weight
(kN) Trọng lƣợng bê tông bản mặt cầu Tải phân bố đều 1.25 5(KN m/ 2 )
Trong lƣợng thanh neo I150 Self weight 1.25 Self weight
(kN) Hoạt tải Hoạt tải thi công (CLL) Tải phân bố đều 1.75 0.48(KN m/ 2 )
Thay đổi các giá trị bề dày tấm bản thép (t) và khoảng cách giữa các thanh neo thép hình I (s), ta có bảng thống kế các trường hợp như sau Trong đó giá trị (t) thay đổi từ 8 mm đến 16mm và giá trị (s) thay đổi từ 600 mm đến 1300 mm đƣợc mô tả ở Bảng:
Bảng 4.3: Các trường hợp thay đổi bề dày tấm thép (mm) và khoảng cách thanh neo
600 TH 1-1 TH 1-2 TH 1-3 TH 1-4 TH 1-5 TH 1-6 TH 1-7 TH 1-8 TH 1-9
700 TH 2-1 TH 2-2 TH 2-3 TH 2-4 TH 2-5 TH 2-6 TH 2-7 TH 2-8 TH 2-9
800 TH 3-1 TH 3-2 TH 3-3 TH 3-4 TH 3-5 TH 3-6 TH 3-7 TH 3-8 TH 3-9
900 TH 4-1 TH 4-2 TH 4-3 TH 4-4 TH 4-5 TH 4-6 TH 4-7 TH 4-8 TH 4-9
1000 TH 5-1 TH 5-2 TH 5-3 TH 5-4 TH 5-5 TH 5-6 TH 5-7 TH 5-8 TH 5-9
1100 TH 6-1 TH 6-2 TH 6-3 TH 6-4 TH 6-5 TH 6-6 TH 6-7 TH 6-8 TH 6-9
1200 TH 7-1 TH 7-2 TH 7-3 TH 7-4 TH 7-5 TH 7-6 TH 7-7 TH 7-8 TH 7-9
1300 TH 8-1 TH 8-2 TH 8-3 TH 8-4 TH 8-5 TH 8-6 TH 8-7 TH 8-8 TH 8-9
Hình 4.1: Mô hình kết cấu cầu thép KHGTG
Từ các mô hình phần tích, thu đƣợc giá trị hệ số tới hạn cr khi đổi các giá trị bề dày tấm bản thép (t) và khoảng cách giữa các thanh neo thép hình I150 (s), đƣợc thống kê tải bảng 4.4
Hình 4.2: Hệ số tới han cr khi bề dày tấm thép tmm và khoảng cách thanh neo
Bảng 4.4: Bảng tổng hợp hệ số tới hạn cr thay đổi bề dày tấm thép (mm) và khoảng cách thanh neo I150 (mm) s t 8 9 10 11 12 13 14 15 16
Thông qua bảng 4.4 tổng hợp hệ số tới hạn cr xác định đƣợc ứng suất dầm chính của trường hợp không hệ giằng trung gian được tối ưu về khoảng cách thanh neo thép hình I150 và bề dày tấm thep (t) nhƣng vẫn đảm bảo độ ổn định của kết cấu ( cr 1) để khảo sát, đánh giá là : TH 1-3 với s600(mm), t10(mm):
Hình 4.3: Ứng suất dầm chính TC (KN/ m ) 2 khi bề dày tấm thép tmm và khoảng cách thanh neo I150 s= 600mm (TH 1-3) trong giai đoạn thi công.
Phân tích đánh giá kết quả
4.4.1 Phân tích ổn định của kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn thi công
Công thức: P cr P cr theo lý thuyết trình bày tại chương 2
Trong đó: Pcr: Tải trọng tới hạn
60 cr : Hệ số tới hạn
Với công thức trên ta thấy nếu cr >1 thì P cr >P suy ra hệ ổn định và ngƣợc lại
Thông qua giá trị hệ số tới hạn cr , ta có thể kết luận đƣợc sự mất ổn định của kết cấu hệ cầu không hệ giằng trung gian
Hình 4.4: Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa bề dày (t), khoảng cách (s) và hệ số tới hạn ( cr )
Biểu đồ hình 4.3 chỉ ra rằng nếu càng tăng bề dày tấm thép và giảm khoảng cách giữa các thanh neo thép hình I thì hệ số tới hạn cr càng lớn hơn 1 Với những trường hợp có hệ số tới hạn cr 1 thì kết cấu hệ dầm ổn định
Bảng 4.5: Bảng tổng hợp hệ các trường hợp không bị mất ổn định t s 8 9 10 11 12 13 14 15 16
600 - - TH 1-3 TH 1-4 TH 1-5 TH 1-6 TH 1-7 TH 1-8 TH 1-9
700 - - - TH 2-4 TH 2-5 TH 2-6 TH 2-7 TH 2-8 TH 2-9
800 - - - - TH 3-5 TH 3-6 TH 3-7 TH 3-8 TH 3-9
900 - - - - TH 4-5 TH 4-6 TH 4-7 TH 4-8 TH 4-9
1000 - - - - TH 5-5 TH 5-6 TH 5-7 TH 5-8 TH 5-9
1100 - - - - TH 6-5 TH 6-6 TH 6-7 TH 6-8 TH 6-9
1200 - - - - TH 7-5 TH 7-6 TH 7-7 TH 7-8 TH 7-9
Từ kết quả bảng 4.5, ta thấy càng tăng bề dày tấm thép (t) và giảm khoảng cách (s) giữa các thanh neo thép hình I thì số lương thanh neo sẽ tăng lên Điều này đồng nghĩa với việc hệ số tới hạn cr tăng lên dẫn đến lực tới hạn {P cr } tăng lên Đây là kết quả hợp lý vì sự tăng của (t) và giảm của (s) làm cho kết cấu cầu cứng hơn (độ cứng tăng), độ ổn định sẽ tăng
4.4.2 Đánh giá ổn định của kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn thi công
Thông qua hệ số tới hạn cr trong các mô hình tính toán, Để đánh giá tính ổn định của kết cấu không hệ giằng trung gian, Tác giả so sánh với hệ cầu dầm truyền thống sử dụng các loại hệ giằng liên kết ngang X, K, I, Z đã đƣợc tối ƣu hóa kết cấu dùng để mô phỏng chương 3, chọn các trường hợp TH 1-3, TH 2-4, TH 7-5 và TH 8-6 vừa thỏa mãn điều kiện PP cr ( cr 1) vừa tối ƣu về mặt vật liệu trong các trường hợp khảo sát
Hình 4.5: Biểu đồ so sánh hệ số tới hạn ( cr ) của các loại kết cấu
Qua biểu đồ trên, kết quả giá trị hệ số tới hạn ( cr ) của kết cấu không hệ giằng trung gian và hệ cầu dầm truyền thống sử dụng hệ giằng liên kết ngang X, K, I, Z đều lớn hơn 1, chứng tỏ các hệ kết cấu đều đảm bảo ổn định dưới tác dụng của ngoại lực {P} Bên cạnh đó hệ số tới hạn ( cr ) của kết cấu truyền thống lớn gấp 3 lần so với kết cấu không hệ giằng trung gian
Theo kinh nghiệm thiết kế trước đây, độ cứng thiết kế hệ giằng liên kết ngang khá dƣ Tác giả đã đƣa ra quy trình để đảm bảo tối ƣu về kết cấu hệ giằng trong kết cấu truyền thống sử dụng hệ giằng liên kết ngang X, K, I, Z đƣợc trình bày cụ thể ở chương 3 Điều này dẫn đến giá trị hệ số tới hạn ( cr ) không quá lớn so với hệ kết cấu không hệ giằng trung gian nhƣng đều đảm bảo tính ổn định của các loại kết cấu
4.4.3 Phân tích yếu tố ảnh hưởng ổn định của kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn thi công
Trong nghiên cứu này, Tác giả chỉ xét đến sự ảnh hưởng của bề dày (t) tấm thép và khoảng cách giữa các thanh neo thép hình I150 (s) tới độ cứng của kết cấu không hệ giằng trung gian Không xét đến sự ảnh hưởng chiều cao của các thanh neo thép hình I150
4.4.3.1 Ảnh hưởng của khoảng cách giữa các thanh neo thép hình I150 (s) tới độ cứng của kết cấu
Sự ảnh hưởng của số lượng thanh neo thép hình I (khoảng cách s) đến độ ổn định của hệ kết cấu đƣợc đánh giá bởi giá trị s s ' là độ tăng hệ số tới hạn từ khoảng cách s đến s’, ứng với độ tăng phần trăm số lƣợng thanh ( từ khoảng cách s đến s’):
N : số thanh neo thép hình I150 tương ứng với mỗi khoảng giá trị s
Bảng 4.6: Đánh giá ảnh hưởng khoảng cách thanh neo thép hình I150 tới độ cứng kết cấu
Mật độ thanh ứng với khoảng cách
8mm 9mm 10mm 11mm 12mm 13mm 14mm 14mm 16mm
Kết quả Bảng 4.6 chỉ ra rằng, khi tăng đều số lượng thanh giằng tương ứng các trường hợp 1300 900 43.90%
, 1300 800 59.76% , 1200 800 48.86% , 1100 800 35.05% , 1100 700 55.67% thì phần trăm tăng hệ số tăng hệ số tới hạn lớn nhất là 48.10% (trường hợp t mm) nhỏ hơn phần trăm tăng
63 số lượng thanh tương ứng Tuy nhiên, khi tăng phần trăm số lượng thanh tương ứng
, 900 700 27.97% , 800 700 15.27% , 800 600 33.59% , 15.89% 700 600 thì phần trăm tăng hệ số tới hạn lớn nhất 49.52% (trường hợp t = 16mm) lớn hơn phần trăm tăng số lượng thanh neo thép hình I150 Với mật độ diện tích lớn hơn 0.61 (thanh/m 2 ) thì độ ổn định hệ kết cấu tăng dần ở tất cả bề dày tấm thép (t) và lớn hơn phần trăm tăng số lƣợng thanh Điều đó chứng tỏ rằng khi tăng mật độ thanh neo thép hình I150 thì độ ổn định kết cấu chỉ ảnh hưởng khi mật độ diện tích lớn hơn 0.61 (thanh/m 2 ) hay khoảng cách thanh neo thép hình I150 không lớn hơn 800 (mm)
4.4.3.2 Ảnh hưởng bề dày tấm thép tới độ cứng của kết cấu
Sự ảnh hưởng của bề dày tấm thép (t) tới độ cứng của hệ kết cấu được xác định dựa trên giá trị t n t n 1 là độ tăng phần trăm hệ số tới hạn khi tấm có bề dày t n 1 tăng đến t n :
Độ tăng phần trăm bề dày tấm thép : 1
Bảng 4.7: Đánh giá ảnh hưởng bề dày tấm thép (t) tới độ cứng kết cấu
Từ kết quả bảng 4.7, ta có thể kết luận rằng: độ tăng phần trăm của hệ số tới hạn gần nhƣ bằng khoảng 2 lần độ tăng phần trăm bề dày trong tất cả các chỉ số mật độ thanh trên diện tích bền mặt tấm thép đang khảo sát Điều này chứng tỏ rằng bề dày tấm thép ảnh hưởng rất lớn tới độ ổn định của kết cấu.
Phân tích khả năng chịu lực mô hình kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn khai thác
Thông qua hệ số tới hạn cr , Để xem xét kết cấu hệ các hệ cầu không hệ giằng trung gian có làm việc ổn định khi đƣa vào sử dụng hay không, Tác giả so sánh với hệ cầu dầm truyền thống sử dụng các loại hệ giằng liên kết ngang X, K, I, Z đã đƣợc tối ưu hóa kết cấu dùng để mô phỏng chương 3, chọn các trường hợp: TH 1-3 với 600( ), t 10(mm) s mm đảm bảo độ ổn định của kết cấu PP cr ( cr 1) vừa tối ƣu
64 về mặt vật liệu thép so với các trường hơp TH 2-4, TH 7-5 và TH 8-6 được thể hiện qua bảng 4.8 vừa tăng khả nắng sức chống cắt, chống trƣợt của kết cấu cầu thép không hệ giằng trung gian:
Bảng 4.8: So sánh khối lượng vât liệu của các trường hợp tối ưu kết cấu
STT Đơn vị Số lƣợng Chiều dài
4.5.1 Mô hình hóa kết cấu
4.5.1.1 Tải trọng thiết kế trong giai đoạn khai thác
Trong giai đoạn khai thác tải trong tác dụng gồm có:
+ Tĩnh tải: Lớp phủ bản mặt cầu, tải trọng lan can
+ Hoạt tải: Tải trọng xe HL93, tải trọng làn
+ Sử dụng trạng thái giới hạn cường độ I để đánh giá ổn định của kết cấu
Tải trọng tính toán được thể hiện như bảng dưới đây:
Bảng 4.9: Tải trọng mô phỏng trong giai đoạn khai thác
Tải trọng Các dạng tải Hệ số tải trọng Giá trị
Tĩnh tải Lớp phủ mặt cầu 1.5 1.575 KN m / 2
Hoạt tải Tải trọng làn thiết kế 1.75 9.3 KN m /
Tải trọng xe 3 trục 1.75 Hoạt tải HL93
Mô hình hệ kết cấu không hệ giằng trung gian sử dụng trường hợp TH 1-3 được tối ƣu về mặt kết cấu và vật liệu để mô phỏng trong giai đoạn khai thác với khoảng cách thanh neo thép hình I150 s`0 (mm), bề dày tấm thép t = 10 (mm):
Hình 4.6: Mô hình kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn khai thác 4.5.1.3 Kết quả phân tích
Từ mô hình phân tích thu đƣợc kết quả giá trị ứng suất dầm chính ( / 2 )
và độ võng tổng thể ( )m trong giai đoạn khai thác trường hợp TH 1-
3 với khoảng cách thanh neo thép hình I150 s`0 (mm), bề dày tấm thép t = 10 (mm):
Hình 4.7: Ứng suất dầm chính KT ( KN m / 2 ) mô hình kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn khai thác
Hình 4.8: Độ võng do hoạt tải ( )m mô hình kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn khai thác Trong trường hợp phân tích giai đoạn khai thác: TH 1-3: Ứng suất dầm chính: KT 279971( KN m / 2 ) Độ võng do hoạt tải: 0.0403891( )m
4.5.2 Đánh giá khả năng chịu lực của kết cấu không hệ giằng trung gian trong cả 2 giai đoạn thi công và khai thác Để đánh giákhả năng chịu lực của kết cấu không hệ giằng trung gian, Tác giả so sánh với hệ cầu dầm truyền thống sử dụng các loại hệ giằng liên kết ngang X, K,
I, Z đã được tối ưu hóa tiết diện kết cấu dùng để mô phỏng chương 3, chọn các trường hợp: TH 1-3 với s600(mm), t10(mm) vừa đảm bảo độ ổn định của kết cấu
PP cr ( cr 1) vừa tối ƣu về mặt vật liệu:
Hình 4.9: Biểu đồ so sánh độ võng do hoạt tải (mm) của các loại kết cấu trong giai đoạn khai thác
Hình 4.10: Biểu đồ tổng ứng suất dầm dầm chính girder (KN m/ 2 ) của các loại kết cấu trong giai đoạn thi công và khai thác
Qua biểu đồ hình 4.10, kết quả giá trị ứng suất trường hợp TH 1-3 với khoảng cách thanh neo thép hình I150 s `0 (mm) và bề dày tấm thép t = 10 (mm) của kết cấu không hệ giằng trung gian và hệ cầu dầm truyền thống sử dụng hệ giằng liên kết ngang X, K, I, Z thỏa mãn ứng suất giới hạn cho phép của dầm chính
, chứng tỏ các hệ kết cấu đều đảm bảo khả năng chịu lực trong cả 2 giai đoạn thi công và khai thác Giá trị ứng suất hệ kết cấu không hệ giằng trung gian lớn hơn kết cấu truyền thống sử dụng các hệ liên kết ngang tối ƣu 13% Ngoài ra, biểu đồ hình 4.11 còn cho thấy giá trị độ võng do hoạt tải của kết cấu không hệ giằng trung gian TH 1-3 lớn hơn kết cấu truyền thống sử dụng các hệ liên kết ngang tối ƣu 13.3% những vẫn thỏa mãn giới giạn cho phép theo TCVN 11823 -2017 Điều này là hợp lí vì kết cấu hệ dầm không hệ giằng trung gian có độ cứng nhỏ hơn nên ứng suất phát sinh lớn hơn nhƣng vẫn đảm bảo sự làm việc ổn định của kết cấu.
Kết luận
Kết cấu cầu không hệ giằng trung gian là loại kết cấu đƣợc lƣợc bỏ đi các dầm ngang trung gian và sườn tăng cường Từ những kết quả phân tích, so sánh với kết cấu cầu truyền thống sử dụng hệ giằng liên kết ngang X, K, I, Z, một số kết luận của bài nghiên cứu có thể rút ra nhƣ sau:
1 Khi bề dày tấm thép (t) tăng hoặc khoảng cách giữa các thanh neo thép hình I150 (s) giảm thì độ cứng của kết cấu không hệ giằng trung gian tăng và ngƣợc lại
2 Khi mật độ thanh (thanh neo thép hình I150) trên diện tích lớn hơn 0.61 (thanh m/ 2), sự thay đổi số thanh neo thép hình I150 ảnh hưởng đáng kể đến độ ổn định của kết cấu và ngƣợc lại Trong khi đó, khi tăng bề dày tấm thép (t) thì độ tăng phần trăm hệ số tới hạn gấp khoảng 2 lần độ tăng phần trăm bề dày (t)
3 Kết quả các giá trị ứng suất kết cấu không hệ giằng trung gian (trong cả 2 giai đoạn) lớn hơn các giá trị tương ứng của kết cấu cầu dầm truyền thống sử dụng giằng liên kết ngang X, K, I, Z nhƣng vẫn nằm trong phạm vi cho phép Điều này chứng tỏ
68 hệ kết cấu cầu thép không hệ giằng trung gian vẫn đủ khả năng chịu lực dưới tác dụng của ngoại lực trong giai đoạn thi công và khai thác
4 Với những kết quả phân tích trên ta có thể kết luận rằng kết cấu không hệ giằng trung gian ổn định giai đoạn thi công và đủ khả năng chịu lực khi có tải trọng tác dụng trong cả 2 giai đoạn, do đó ta có thể xem xét hệ kết cấu này áp dụng vào thực tế Bên cạnh đó, các phân tích về độ võng tổng thể của loại kết cấu này cần đƣợc nghiên cứu thêm làm cơ sở tạo độ vồng kết cấu để đảm bảo an toàn khi thi công và đƣa vào khai thác Ngoài ra cần phải kiểm tra về độ tối ƣu của kết cấu để tìm ra phương án lợi nhất về mặt kinh tế