Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Nghiên cứu đề xuất quy trình thiết kế hệ giằng và ứng xử của kết cấu cầu thép dầm giản đơn với hệ giằng kiểu mới

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HCM TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA – ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP.HCM

Cán bộ hướng dẫn khoa học: TS Huỳnh Ngọc Thi

Cán bộ chấm nhận xét 1: TS Đặng Đăng Tùng

Cán bộ chấm nhận xét 2: TS Nguyễn Duy Liêm

Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG Tp HCM ngày 11 tháng 01 năm 2020

Thành phần Hội đồng đánh giá luận văn thạc sĩ gồm: 1 PGS.TS Lê Thị Bích Thủy – Chủ tịch

2 TS Hồ Thu Hiền – Thư ký

CHỦ TỊCH HỘI ĐỒNG TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

PGS TS Lê Thi Bích Thủy PGS TS Lê Anh Tuấn

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP.HCM

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM Độc lập - Tự do - Hạnh phúc

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Ngày, tháng, năm sinh: 16/08/1995 Nơi sinh: Thanh Hóa Chuyên ngành: Kỹ Thuật Xây Dựng Công Trình Giao Thông Mã số: 8580205

I TÊN ĐỀ TÀI: “NGHIÊN CỨU ĐỀ XUẤT QUY TRÌNH THIẾT KẾ HỆ GIẰNG VÀ ỨNG XỬ CỦA KẾT CẤU CẦU THÉP DẦM GIẢN ĐƠN VỚI HỆ GIẰNG KIỂU MỚI”

II NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG:

1 Nghiên cứu tổng quan về hệ giằng liên kết ngang trong nước và ngoài nước 2 Nguyên cứu tổng quan về cơ sở lý thuyết mất ổn định, lý thuyết quy trình

thiết kế hệ giằng liên kết ngang và lý thuyết kết cấu cầu thép không hệ giằng trung gian

3 Nghiên cứu xây dựng quy trình thiết kế hệ giằng liên kết ngang và kiểm tra bằng phương pháp phần tử hữu hạn (FEM)

4 Nghiên cứu ứng xử của kết cấu cầu thép không hệ giằng trung gian

III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: 19/08/2019

IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: 08/12/2019 V CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: TS Huỳnh Ngọc Thi

Tp HCM, ngày 08 tháng 12 năm 2019

TS Huỳnh Ngọc Thi PGS.TS Nguyễn Mạnh Tuấn TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

PGS.TS Lê Anh Tuấn

-i-

LỜI CẢM ƠN

Trong quá trình học tập và nghiên cứu tại Đại học Bách khoa, tôi đã được tập thể thầy cô của Bộ môn Cầu đường, Khoa Kỹ thuật Xây dựng giảng dạy và hướng dẫn rất nhiệt tình Tôi xin chân thành cảm ơn sự giúp đỡ của các thầy cô Bên cạnh đó, xin gửi lời cảm ơn đến Phòng Đào tạo Sau đại học đã tạo điều kiện thuận lợi để tôi có thể hoàn thành luận văn và bảo vệ đúng thời hạn

Đặc biệt, tôi xin cảm ơn đến Thầy Huỳnh Ngọc Thi, Giảng viên Bộ môn Cầu đường Những kinh nghiệm và kiến thức được chia sẻ từ Thầy trong quá trình hướng dẫn luận văn sẽ là hành trang quý giá cho tôi trên con đường nghiên cứu sắp tới Xin cảm ơn đến những người thân trong gia đình Sự động viên, chia sẻ và giúp đỡ của mọi người là niềm động lực lớn lao đối với tôi trong suốt thời gian học tập và nghiên cứu

Quá trình làm nghiên cứu, tôi tiếp thu được nhiều kiến thức mới Bên cạnh đó, tôi cũng không thể tránh khỏi những sai sót trong quá trình thực hiện đề tài mà bản thân chưa nhận ra được Do vậy, những ý kiến đóng góp của Quý thầy cô, đồng nghiệp sẽ giúp cho luận văn của tôi được hoàn chỉnh hơn

Cuối cùng, xin kính chúc toàn thể Quý thầy cô, gia đình, bạn bè và đồng nghiệp thật nhiều sức khỏe

Trân trọng!

Tp Hồ Chí Minh, ngày 08 tháng 12 năm 2019 Học viên

Phạm Minh Đức

-ii-

TÓM TẮT

Ngày nay, kết cấu cầu thép đang trở thành xu hướng của ngành xây dựng cầu đường bộ không chỉ về đặc tính vật liệu mà còn khả năng sản xuất dễ dàng và giảm thời gian thi công Tuy nhiên, kết cấu này vẫn có nhược điểm Một trong những yếu tố quan trọng nhất ảnh hưởng lớn đến khả năng chịu lực của toàn bộ kết cấu sự mất ổn định của dầm chính, đặc biệt là trong giai đoạn thi công Giải pháp phổ biến nhất để tăng độ ổn định của kết cấu là cung cấp cho hệ giằng liên kết ngang dọc theo chiều dài dầm Việc thiết kế giằng cho cầu thép đòi hỏi độ chính xác cao Mặt khác, nếu thiết kế hệ giằng liên kết ngang không đáp ứng được độ cứng cần thiết, độ cứng toàn bộ kết cấu sẽ giảm đáng kể Hiện nay, nhiều dự án được thiết kế quá đủ dẫn đến lãng phí rất lớn về chi phí và thời gian Do đó, kết quả của nghiên cứu này là đề xuất một quy trình thiết kế tối ưu cho thiết kế hệ thống giằng liên kết ngang cho cầu thép dầm giản đơn và mô hình phần tử hữu hạn của cầu thép thực tế để xác nhận độ tin cậy của thông số kỹ thuật được đề xuất

Ngoài ra, Nghiên cứu còn để cập đến hệ kết cấu lược bỏ các hệ giằng trung gian, sườn tăng cường, thay thế bằng hệ kết cấu mới đủ khả năng chịu lực và không bị mất ổn định tổng thể thì việc xây dựng, duy tu bảo dưỡng sẽ đơn giản hơn nhiều Hệ kết cấu cầu với đặc điểm như trên gọi là kết cấu cầu thép với hệ giằng kiểu mới (kết cấu không hệ giằng trung gian) Để thuận tiện cho việc thi công, tránh nứt bản mặt cầu tại các vị trí mômen âm, kết cấu không hệ giằng trung gian được đề xuất áp dụng cho cầu thép nhịp giản đơn Bài nghiên cứu trình bày kết quả so sánh độ ổn định của hệ kêt cấu không hệ giằng trung gian với hệ dầm truyền thống và xác định những yếu ảnh hưởng đến độ ổn định trong giai đoạn thi công và kiểm tra ứng xử, khả năng chịu lực hệ kết cấu mới trong giai đoạn thi công và khai thác Từ đó đưa ra ứng dụng thực tế của kết cấu cầu thép dầm giản đơn với hệ giằng kiểu mới trong điều kiện tại Việt Nam

-iii-

ABSTRACT

Nowadays, Steel structure has become a trend of bridge engineering, not only due to its material mechanism but the ability of manufacture and reduce time of construction also However this kind of structure has its drawbacks One of the most crucial elements affecting the bearing capacity of the whole structure is the instability of the main girder in construction stage The most common solution to improve the stability of the structure is providing the intermediate bracing system (IBS) along the girder The design of the IBS requires high accuracy In the other hand, if the IBS does not have enough stiffness, the global stiffness will reduce considerably At present, many projects are over designed lead to huge wasting in cost and time So that, this reasearch aims to propose an optimal design process for IBS for simple supported steel bridge and finite element model of a real steel bridge to confirm the reliability of the proposed technical specifications

Besides, the research also mentions bridge structures eliminating IBS, stiffening ribs, replaced by new structural system that have enough bearing capacity and does not cause global instability Therefore, the maintenance will be a lot more easier The bridge structure with above behaviours called steel bridge structure with non-intermediate bracing system (non-IBS) For convenience in construction stage, avoiding deck failure at negative moment position, the non-IBS structrure is applied for simple supported steel bridge The paper compare between the stability of the non-IBS structrure and the traditional structure, moreover, factors which relevant to the stability in construction stage and the behaviours and bearing capacity of the new structural systems in construction stage and exploitation stage are also mentioned From above information, realistic application of the simple supported steel bridge with new bracing system with Vietnam's condition is proposed.

-iv-

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan luận văn thạc sĩ kỹ thuật: “NGHIÊN CỨU ĐỀ XUẤT QUY TRÌNH THIẾT KẾ HỆ GIẰNG VÀ ỨNG XỬ CỦA KẾT CẤU CẦU THÉP DẦM GIẢN ĐƠN VỚI HỆ GIẰNG KIỂU MỚI” là kết quả nghiên cứu của cá nhân tôi và được hướng dẫn bởi thầy TS Huỳnh Ngọc Thi Các số liệu thu được là trung thực, khách quan Việc tham khảo tài liệu (nếu có) đều được trích dẫn phù hợp

Tôi hoàn toàn chịu trách nhiệm về nội dung được thể thiện trong luận văn này Tp Hồ Chí Minh, ngày 08 tháng 12 năm 2019

Phạm Minh Đức

-v-

MỤC LỤC

CHƯƠNG 1: GIỚI THIỆU 1

1.1 Giới thiệu chung 1

1.2 Nghiên cứu tổng quan 2

1.2.1 Các nghiên cứu ngoài nước 2

1.2.2 Các nghiên cứu trong nước 3

1.3 Mục tiêu nghiên cứu 3

2.2.3 Sơ đồ thực hiện quy trình thiết kế hệ giằng liên kết ngang 19

2.3 Lý thuyết kết cấu cầu thép không hệ giằng trung gian 21

CHƯƠNG 3: QUY TRÌNH THIẾT KẾ HỆ GIẰNG LIÊN KẾT NGANG 24

3.5 Xây dựng tính toán theo lý thuyết hệ giằng liên kết ngang 26

3.5.1 Tối ưu hóa số hệ liện kết ngang 26

3.5.2 Cấu tạo hình học mặt cắt hệ liên kết ngang được sử dụng 27

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 28

3.6 Phân tích mô hình các hệ dầm có hệ giằng trung gian bằng phương pháp phần tử hữu hạn 31

3.6.1 Định nghĩa vật liệu 33

3.6.2 Định nghĩa thuộc tính mặt cắt 33

3.6.3 Mô hình hóa điều kiện biên 34

3.6.4 Mô hình số kết cấu chính các hệ liên kết ngang 34

3.6.5 Tải trọng tính toán 36

3.6.6 Công tác phân tích 36

3.6.7 Kết quả phân tích 38

3.6.8 Tổng hợp kết quả mô hình 42

3.7 Kiểm tra phương pháp phần tử hữu hạn 43

3.8 Phân tích khả năng chịu lực mô hình kết cấu giai đoạn khai thác 46

3.8.1 Mô hình hóa kết cấu 46

3.8.2 Kiểm toán ứng suất của hệ giằng liên kết ngang cả 2 giai đoạn thi công và khai thác 53

3.8.3 Đánh giá khả năng chịu lực hệ kết cấu trong cả 2 giai đoạn thi công và khai thác 54

3.9 Kết luận 54

CHƯƠNG 4: KẾT CẤU CẦU THÉP KHÔNG HỆ GIẰNG TRUNG GIAN 55

-vi-

4.1 Giới hạn nghiên cứu 55

4.2 Cơ sở lý thuyết phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) 55

4.4 Phân tích đánh giá kết quả 59

4.4.1 Phân tích ổn định của kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn thi công 59

4.4.2 Đánh giá ổn định của kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn thi công 61

4.4.3 Phân tích yếu tố ảnh hưởng ổn định của kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn thi công 62

4.5 Phân tích khả năng chịu lực mô hình kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn khai thác 63

4.5.1 Mô hình hóa kết cấu 64

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 66

4.6 Kết luận 67

CHƯƠNG 5: KẾT LUẬN 69

TÀI LIỆU THAM KHẢO 70

Hình 2.6: Biểu đồ điểm tách đôi [8] 16

Hình 2.7: Sơ đồ quy trình thiết kế hệ giằng liên kết ngang 20

Hình 2.8: Cầu dầm I liên hợp kiểu mới [11] 21

Hình 2.9: Cầu Kirisawa [10] 21

Hình 2.10: Cầu JX Sendai No3 [10] 22

Hình 2.11: Cấu tạo cầu dầm I liên hợp kiểu mới [11] 22

Hình 2.12: Dầm ngang trước khi liên hợp và sau khi liên hợp [11] 23

Hình 3.1: Mặt cắt ngang cầu tại vị trí gối [9] 24

Hình 3.2: Các bước mô phỏng mô hình kết cấu 32

Hình 3.3: Thông số vật liệu 33

Hình 3.4: Mô hình điều kiện biên 34

Hình 3.5: Hệ liên kết ngang đầu dầm 35

Hình 3.6: Kết cấu cầu dầm có hệ giằng liên kết ngang chữ I 35

Hình 3.7: Kết cấu cầu dầm có hệ giằng liên kết ngang chữ X 35

Hình 3.8: Kết cấu cầu dầm có hệ giằng liên kết ngang chữ K 36

Hình 3.9: Kết cấu cầu dầm có hệ giằng liên kết ngang chữ Z 36

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 47

-viii-

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 47

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 48

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 48

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 49

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 49

Hình 3.33: Ứng suất hệ giằng 22(KN m/)

 mô hình sử dụng hệ giằng liên kết ngang chữ I trong giai đoạn khai thác 50

Hình 4.3: Ứng suất dầm chính TC(KN/ m )2 khi bề dày tấm thép t=10mm và khoảng cách thanh neo I150 s= 600mm (TH 1-3) trong giai đoạn thi công 59

Hình 4.4: Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa bề dày (t), khoảng cách (s) và hệ số tới hạn

(cr) 60

Hình 4.5: Biểu đồ so sánh hệ số tới hạn (cr) của các loại kết cấu 61

Hình 4.6: Mô hình kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn khai thác 65Hình 4.7: Ứng suất dầm chính KT(KN m/ 2) mô hình kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn khai thác 65

Hình 4.8: Độ võng do hoạt tải ( ) m mô hình kết cấu không hệ giằng trung gian trong giai đoạn khai thác 66

Hình 4.9: Biểu đồ so sánh độ võng do hoạt tải ( mm) của các loại kết cấu trong giai đoạn khai thác 66

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 67

Bảng 3.3: Thông số hệ giằng liên kết ngang 28

Bảng 3.4: Đặc trưng cấu kiện các hệ giằng liên kết ngang 28

Bảng 3.5: Thông số xác định độ cứng mặt cắt ngang dầm 30

Bảng 3.6: Độ cứng mặt cắt ngang dầm 30

Bảng 3.7: Giá trị momen tới hạn tính theo lý thuyết 31

Bảng 3.8: Đặc trưng vật liệu 35

Bảng 3.9: Tải trọng tính toán trong giai đoạn thi công 36

Bảng 3.10: Bảng kết quả phân tích mô hình 43

Bảng 3.11: Bảng đánh giá kết quả phân tích mô hình và lý thuyết 43

Bảng 3.12: Bảng kết quả phân tích giữa mô hình và lý thuyết khi nhân hệ số quy đổi K 45

Bảng 3.13: Tải trọng mô phỏng trong giai đoạn khai thác 46

Bảng 3.14: Bảng tổng hợp ứng suất các hệ liên kết ngang và độ võng do hoạt tải trong giai đoạn khai thác 53

Bảng 3.15: Bảng đánh giá ứng suất các hệ liên kết ngang trong giai đoạn thi công và khai thác 53

Bảng 3.16: Bảng đánh giá ứng suất các hệ liên kết ngang trong giai đoạn thi công và khai thác 54

Bảng 4.1: Thông số các thành phần kết cấu của hệ dầm cầu KHGTG 56

Bảng 4.2: Tải trọng tính toán trong giai đoạn thi công 57

Bảng 4.3: Các trường hợp thay đổi bề dày tấm thép (mm) và khoảng cách thanh neo I150 (mm) 57

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) 59

Bảng 4.5: Bảng tổng hợp hệ các trường hợp không bị mất ổn định 60

Bảng 4.6: Đánh giá ảnh hưởng khoảng cách thanh neo thép hình I150 tới độ cứng kết cấu 62

Bảng 4.7: Đánh giá ảnh hưởng bề dày tấm thép (t) tới độ cứng kết cấu 63

Bảng 4.8: So sánh khối lượng vât liệu của các trường hợp tối ưu kết cấu 64

Bảng 4.9: Tải trọng mô phỏng trong giai đoạn khai thác 64

CHƯƠNG 1: GIỚI THIỆU 1.1 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 vượt 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 ưu 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 như 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 như 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 được áp dụng vào thực tế Hệ kết cấu này hoàn toàn không có hệ giằng trung gian nhưng vẫn đảm bảo ổn định trong thi công và mỹ quan trong đô thị Một ưu 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 được 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 được 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 được coi hệ kết cấu giằng được giấu trong bản mặt cầu Ưu điểm của kết cấu này là rút ngắn thời gian thi công (do thi công tổ hợp khá dễ dàng), thép được 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 được 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 được 2 mục đích: 1) đảm bảo ổn định cầu thép trong quá trình thi công với kết cấu hệ giằng tối ưu (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 đưa ra đánh giá khả năng áp dụng vào thực tế của kết cấu cầu thép dầm giản đơn không hệ giằng trung gian

1.2 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 được thực hiện từ những năm giữa thế kỷ XX để đưa 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 dư 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 được 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 Nhưng mô phỏng ông vẫn còn đơn giản và chưa 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 được 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 được 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 lượng 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

đó độ cứng của giằng ngang là biến số Đây chính là cơ sở quan trọng có thể thiết kế được 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 chưa đề ra một quy trình thiết kế đầy đủ cho hệ liên kết ngang Kết luận của nghiên cứu về khoảng cách tối ưu giữa liên kết ngang cũng như tiết diện của hệ là vẫn chưa 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 Lmax ( Lmax

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 chưa đủ và chưa tổng quát hết các cho các hệ liên kết ngang mà thực tế đang áp dụng Hơn nữa, bài viết vẫn chưa 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 chưa được 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 như bảo dưỡng 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 đưa 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 như phân tích về momen uốn, chuyển vị và dao động để đánh giá kết cấu cho cầu dầm liên tục mà chưa đề cập đến độ ổn định tổng thể của kết cấu cũng như việc đánh giá mức độ ổn định này so với hệ giằng ngang như thế nào Đối tượng 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 )

1.3 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

1.4 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 như 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 ưu điểm hệ kết cấu cầu thép này là giảm thiểu chi phí duy tu bảo dưỡng trong quá trình khai thác, tiết kiệm được 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

CHƯƠNG 2: PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU 2.1 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 như 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 My tới mô men kháng dẻo toàn phần Mp 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 Mp và nếu mất ổn định nghiêm trọng sẽ nhỏ hơn My[1]

Vấn đề mấu chốt để phát triển sức kháng dẻo Mp là sự ổn định có được đảm

bảo hay không đối với mặt cắt ngang Nếu xảy ra mất ổn định tổng thể hay cục bộ thì Mp không thể đạt được.

2.1.1 Ổn định tổng thể

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 tượng 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 được cho bởi công thức kinh điển [1]:

Trong công thức này:

L : chiều dài tự do giữa các giằng bên

J : Hằng số xoắn giữa tiết diện

G : Modun đàn hồi cắt của vật liệu

 ( là hệ số poisson)

C : Hằng số vênh của tiết diện Với tiết diện I,

I h

C  Trong đó If là momen quán tinh của một cánh đối với trục y – y của tiết diện

Ứng suất uốn tới hạn là:

CLEI GCM

r  b Ta đƣợc: 76

- Khi L vƣợt quá Lu nhƣng nhỏ hơn

( /)2

0.631530 10

12 10

170 10

0.6( / )

Vị trí các giằng trung gian CbKhông có giằng

Tại giữa nhịp Tại phần ba nhịp Tại phần tư nhịp Tại phần năm nhịp Tại phần sáu nhịp

1.00 1.75 1.00 1.13 1.00 1.05

2.1.2 Ổn định cục bộ

Mất ổn định cục bộ là hiện tượng 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 được 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

Trong đó: 2

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

0.95 crf

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

S : moment kháng uốn tiết diện chịu kéo 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:

Lb : Chiều dài không giằng

Lp: Độ dài giới hạn giằng ngang đối với khả năng chịu uốn bị khống chế bởi sự hình thành uốn dẻo, p 1.0t

cfc fc

D tb t

thép đó là vấn đề oằn ngang do xoắn của dầm chủ Hiện tượng này xảy ra chủ yếu ở giai đoạn thi công khi bản mặt cầu chưa đông cứng và mặt cắt làm việc của dầm chủ là mặt cắt chưa liên hợp [3] Đặc trưng của hiện tượng 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 tượng oằn ngang do xoắn [7]

Để giải quyết hiện tượng mất ổn định tổng thể này đã có rất nhiều phương pháp được đưa 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 như thế nào để đảm bảo được khả năng chịu lực của kế cấu và tiết kiêm được chi phí là vấn đề được đặt ra

Hệ liên kết ngang khi được thiết kế thiếu an toàn rất dễ dẫn đến hậu quả nghiêm trọng nhất là trong giai đoạn thi công vì hiện tượng oằn ngang do xoắn diễn ra rất nhanh và đột ngột khi nội lực trong dầm vượt quá giá trị momen tới hạn, sự cố khi đã xảy ra, dù có phát hiện kịp thời, vẫn rất khó để can thiệp Ngược lại, khi thiết kế dư 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 được từ nghiên cứu này có thể giúp tối ưu 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 Phương pháp luận

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 được đặc trung bởi giá trị momen tới hạn Mcr của dầm, khi nội lực trong dầm vượt quá giá trị momen tới hạn, hiện tượng 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 được cho bởi công thức :

C L (Yura 1992) (1) Trong đó :

I : 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 được lựa chọn từ giá trị momen tới hạn nội tại M0 của dầm sao cho M0 > Mu (với Mu là giá trị momen lớn nhất trong dầm) Giá trị momen tới hạn nội tại M0 được tính theo công thức đề xuất trong tiêu chuẩn AASHTO (1996) có dạng:

 ( :Hệ số poisson) - d: khoảng cách giữa trọng tâm cánh trên và cánh dưới dầm

- Lb: khoảng cách lớn nhất giữa 2 điểm được giằng ngang kế nhau trên dầm - J : momen quán tính chống xoắn của dầm được tính bằng:

w wf

J= (Σb t +h t )3

Với:

bf, tf : bề rộng và bề dày của các bản cánh hw, tw : chiều cao và bê dày của bản bụng

Chọn được giá trị Lb lớn nhất khi M0 > Mu, ta có thể xác định được số lượng hệ liên kết ngang trung gian tối thiểu (n) từ giá trị chiều dài tính toán Ltt của dầm và khoảng cách giữa 2 hệ liên kết ngang Lb Độ cứng tổng thể tối thiểu của hệ liên kết ngang có thể được tính ngược từ công thức (1) sau khi thay giá trị Mcr bằng giá trị Mu

Thiên về an toàn, tác giả Yura đề xuất đơn giản bớt đại lượng 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:

2uT 2

2.4LMβ =

C nEI (3)

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 được thể hiện bằng công thức:

β β β β (4) Trong đó :

 : độ cứng riêng của hệ liên kết ngang Trong nghiên cứu này, độ cứng riêng của hệ dầm đôi được áp dụng (Hình 2.5) Các sai số do sử dụng độ cứng riêng của hệ kết cấu khác sẽ được thảo luận sau

 : độ cứng trong mặt phẳng uốn của dầm chủ được tính bởi:

 22

g24 n -1 S EIβ =

n L (5) Với:

ng : số lƣợng dầm chủ của hệ S : khoảng cách giữa các dầm chủ L : chiều dài nhịp tính toán

Ix : momen quán tính của tiết diện dầm

1.53.3

I : 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 được 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 được nghiên cứu khá kỹ lưỡng 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 được 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]

β M1-

β M

M =β  - (8)

cùng, dẫn đến momen trong hệ liên kết ngang cũng vô cùng lớn Do đó, sau khi tham khảo các nghiên cứu đi trước, tiêu chuẩn AISC LRDF (2001) đã đề xuất thiết kế độ cứng tổng thể cho hệ liên kết ngang gấp 2 lần độ cứng tối thiểu [7] Từ công thức (1) sau khi đã đơn giản bớt đại lượng momen tới hạn nội tại của dầm vì được xem là tương đối nhỏ khi so với sự làm việc của hệ liên kết ngang, độ cứng tổng thể của hệ được tính theo công thức:

2uT 2

2.4LMβ =

nC EI

Đối với trá trị momen trong hệ liên kết ngang khi làm việc, góc lệch sai số ban đầu cho phép được giả định bằng Lb/(500d) radians với Lb là khoảng cách giữa các hệ liên kết ngang và d là chiều cao của dầm Từ đó, giá trị momen trong hệ liên kết ngang khi làm việc được tính theo công thức:

0.024LMM =

Từ giá trị Mbrcó được từ công thức (10), tính ứng suất trong các thanh của hệ giằng liên kết ngang cho từng loại liên kết ngang khác nhau Từ đó kiểm toán khả năng chịu lực của thanh trong hệ giằng liên kết ngang theo tiêu chuẩn xây dựng cầu đường bộ TCVN 11823: 2017

2.2.2.2 Cơ sở lý thuyết phương pháp phần tử hữu hạn

Để phân tích sự ổn định của dầm, phương pháp phần tử hữu hạn được sử dụng làm cơ sở lý thuyết Phần mềm Midas/Civil 2019 hỗ trợ mô hình số để kết quả thu được là hệ số tới hạn cr Thông qua hệ số tới hạncrta có thể đưa ra kết luận hệ có đảm bảo ổn định hay không Phân tích ổn định tuyến tính dựa trên vấn đề uốn dọc của cấu kiện và các phương trình cân bằng như sau:

[K]{D}={R}ref (11) [8] [K] : ma trận độ cứng

{D} : chuyển vị của cấu kiện

{R}ref : tải trọng bất kì đặt lên cấu kiện

Với một ma trận độ cứng ứng suất bất kì và một vector tải bất kì có thể xác định được thông qua hệ số  theo công thức:

   Kσ= λ Kσ ref (12) [8],    R = λ R ref (13) [8]

Mối liên hệ giữa ma trận độ cứng, chuyển vị và tải tới hạn được xác định từ phương trình (11) và từ công thức đó ta có thể dự đoán được khi nào công trình sẽ bị mất ổn định

([K] + crit[K]ref){D}ref = crit{R}ref (14) [8]

Với:

crit : hệ số tới hạn

{D}ref : chuyển vị do ngoại lực tác dụng [K] : ma trận độ cứng của cấu kiện

Từ đó, giá trị tải trọng tới hạn được xác định theo công thức:

{R}crit = crit{R}ref (15) [8] Từ công thức trên, với tải trọng khai báo ở dữ liệu đầu vào và hệ số tới hạn crthu

được từ phần mềm, ta có thể xác định được momen tới hạn Mcr của hệ dầm

D: sự gia tăng chuyển vị khi uốn, lúc đó khi tác dụng một lực vào kết cấu thì sẽ có sự thay đổi chuyển vị tương ứng với tải trọng đó Tại điểm chuyển vị có thể xảy ra mà không cần thay đổi lực tác dụng, ở trong uốn dọc gọi là điểm tách đôi:

Hình 2.6: Biểu đồ điểm tách đôi [8]

Sự khác nhau giữa phương trình (14) và (15) cho ra giá trị riêng ở phương trình (16) từ nghiệm crit nhỏ nhất để xác định tải nhỏ nhất để xảy ra điểm tách đôi, hay nói cách khác là tại giá trị lực này hệ bị mất ổn định:

([K] + [K]ref){D} = {0} (16) [8] Từ đó ta có mối liên hệ giữa lực tới hạn và ngoại lực tác dụng: {R}crit = crit{R}

Ma trận độ cứng của cấu trúc phần tử [K]

Ma trận độ cứng tổng thể, chỉ ra mối liên hệ giữa chuyển vị và tải tác dụng Nhìn chung, nó được xác định bằng tích phân của ma trận chuyển vị [B] và ma trận độ cứng đàn hồi [E] như trong phương trình (17) dưới đây

[ke] là ma trận độ cứng phần tử và đại diện cho độ cứng của chỉ 1 phần tử, khi mà cộng tât cả các phần tử ta được ma trận độ cứng tổng thể [K]:

    Te

Mối quan hệ giữa 2 đạo hàm:   =[J-1]     , ,

Ta có phương trình ma trận biến dạng và chuyển vị như sau: {{u,x u,y u,z ,x… w,z}T

{Ju, u, u, … w,}T {Ju, u, u, … w,}T

Ma trận [H] được xác định từ 0 và 1 (19) và [J-1] được xác định trong công thức (20), trong đó [J]-1 là đảo ngược của ma trận Jacobian trong công thức (21)

 1

11

  ,, ,, ,,1

Bảng 2.1: Phương trình hàm dạng của phần tử 4 nút và 8 nút

N1 = ¼ (1 - ) N2 = ½ (1 - ) N2 = ¼ (1 + ) N4 = ½ (1 + ) N3 = ¼ (1 + ) N6 = ½ (1 - ) N4 = ¼ (1 - ) N8 = ½ (1 - )

N1 = ¼(1 - ) – ½ (N2 + N8) N3 = ¼(1 + ) – ½ (N2 + N4) N3 = ¼(1 + ) – ½ (N4 + N6) N3 = ¼(1 - ) – ½ (N6 + N8)

Ma trận độ cứng hình học  K

Ma trận độ cứng do ứng suất  K là một ma trận diễn tả độ cứng giảm đi hay tăng lên như thế nào khi có tải trọng tác dụng Ma trận độ cứng do ứng suất phụ thuộc vào ứng suất lên cấu trúc cũng như là cấu tạo hình học

Tuy nhiên nó được tính như ma trận độ cứng phần tử cùng với một phần tử và một ma trận tổng thể Ma trận ứng suất e

 được xác định cho một phần tử và lấy tích phân của ma trận ứng suất [S] và 1 ma trận [G], trong đó [G] là mối quan hệ giữa đạo hàm của chuyển vị x, y, z và chuyển vị   [ ]G d 

Theo các công thức   =[J-1]    , , và     , , = [W] d , ma trận [G] có thể xác định là [G]=[J-1][W], ma trận [H] dùng để thể hiện mối quan hệ giữa [B] và [G]: [B]=[H][G]

Ma trận ứng suất [S] được xác định ở các công thức (22) và (23):

    

2.2.3 Sơ đồ thực hiện quy trình thiết kế hệ giằng liên kết ngang

Dựa vào những lý thuyết được trình bày trên nhóm tác giả đã xây dựng một quy trình thiết kế hệ giằng liên kết ngang Quy trình này có sự kiểm chứng, so sánh giữa phương pháp tính toán xây dựng theo lý thuyết và phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) sử dụng phần mềm Midas Civil 2019:

Bắt đầu

Thông số thiết kế

1 Thông số kết cấu cầu thép:

- Kích thước bản mặt cầu, khoảng cách các dầm, số dầm (S, .)

: Khoảng cách giữa các hệ liên kết ngang dựa vào điều kiện sau:

2 Xác định giá trị nhỏ nhất số hệ liên kết ngang (n) từ giá trị .3 Chọn giá trị chiều cao hệ liên kết ngang thỏa mãn:

Xác định giá trị độ cứng :

1 Tính toán : ,

với c,s,t tương ứng j:

2 Xác định độ cứng mặt cắt ngang :

Thiết kế sơ bộ hệ liên kết ngang:

1 Chọn giá trị và cho các hệ liên kết ngang từ giá trị

2 Xác định từ giá trị và :

3 Tính giá trị momen giới hạn :

Đối với hệ đa dầm (4 dầm) khi tính thì nhân với hệ số quy đổi độ cứng tổng thế dầm đôi (2 dầm) Đối với từng hệ liên kết ngang :Hệ I: 1.92 ;Hệ K: 2.44; Hệ X: 2.36; Hệ Z: 2.53

Tổng giá trị ứng suất thanh giằng các hệ liên kết ngang các giai đoạn :

1 Xác định ứng suất thanh giằng trong giai đoạn thi công :

2 Xác định ứng suất dầm chính trong giai đoạn khai thác dựa vào FEM:

Kết thúc

Hình 2.7: Sơ đồ quy trình thiết kế hệ giằng liên kết ngang

2.3 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 trưng của kết cấu hệ

dầm này là chiều dài nhịp không vượt quá 40m (hình 2.8) Về cơ bản hệ dầm Panel

được 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 được 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 như cầu Tomari, cầu Kirisawa, cầu Hikifune, cầu JX Sendai No3 [10]

Hình 2.9: Cầu Kirisawa [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 2.11)

Hình 2.11: Cấu tạo cầu dầm I liên hợp kiểu mới [11]

Khi kết cấu làm việc, tải trọng được truyền xuống bản mặt cầu bê tông, sau đó truyền xuống bản thép Nhờ sự hỗ trợ của bản thép này, tải trọng được truyền đều tới các dầm chủ, sau đó từ các dầm chủ tải trọng được 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 được truyền toàn bộ vào các dầm chủ Tuy nhiên, ở cầu dầm I liên hợp kiểu mới, một phần tải trọng sẽ được truyền trực tiếp vào dầm ngang nhờ khối bê tông bao

quanh dầm ngang, do đó tải trọng truyền vào dầm chủ sẽ được giảm xuống (Hình 2.12)

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 như 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 dưỡng 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 được chia nhỏ thành các khoang giữa hai thanh neo thép chữ I và được khống chế cố định hai đầu, giúp ngăn bê tông biến dạng trong từng khoảng nhỏ, tránh trượt 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 được hàn vào các dầm chủ tạo thành một hệ các “bộ dầm” thống nhất, làm tăng độ cứng của cả hệ kết cấu [11]

CHƯƠNG 3: QUY TRÌNH THIẾT KẾ HỆ GIẰNG LIÊN KẾT NGANG

3.1 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 được sử dụng trong quy trình này

Để đơn giản hóa quá trình thiết kế, một số giả định được đề xuất như sau: Tải trọng gió không tác dụng lên kết cấu cầu và chỉ có tĩnh tải, tải trọng thi công và hoạt tải HL93 được 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 được áp dụng cho kết cấu cầu nhiều dầm Giả định này sẽ được xác nhận trong đánh giá kết quả phân tích

3.2 Đối tượng 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 được mô phỏng chi tiết khi bê tông bản mặt cầu chưa 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 được phân tích trong cả hai giai đoạn làm việc của cầu

Hình 3.1: Mặt cắt ngang cầu tại vị trí gối [9]

3.3 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 được áp dụng trong giai đoạn khai thác

3.4 Thông số đầu vào

Giới hạn chảy hệ giằng liên kết ngang fy 250 MPa

3.4.2 Đặc trưng hình học mặt cắt dầm chủ

Bảng 3.2: Đặc trưng mặt cắt dầm chủ

m

Momen quán tính cánh chịu nén đối với trục Y Iyc 0.000045 4

Xác định momen tĩnh của phần trên mặt cắt dầm thép

Momen quán tính của mặt cắt dầm thép đối với trục

3.5 Xây dựng tính toán theo lý thuyết hệ giằng liên kết ngang

3.5.1 Tối ưu hóa số hệ liện kết ngang

Khoảng cách giữa các hệ liên kết ngang được lựa chọn từ giá trị momen tới hạn nội tại M0 của dầm sao cho M0 > Mu (với Mu là giá trị momen lớn nhất trong dầm) Giá trị momen tới hạn nội tại M0 được tính theo công thức đề xuất trong tiêu chuẩn AASHTO (1996) có dạng:

1/ 222

Khảo sát hàm hàm số y trong miền ;0

Từ giá trị Lb lớn nhất khi y = 0, ta có thể xác định được số lượng hệ liên kết ngang trung gian tối thiểu (n) Từ đó kết cấu được tối ưu hóa số hệ liên kết ngang mà vẫn đảm bảo được khả năng chịu lực

Quy trình tối ưu hóa số hệ liên kết ngang:

Bước 1: Tính momen uốn dầm:

- Momen uốn dầm : Mu DCttAdah 2588KN m.

Bước 2: Thay giá trị Mo Mu giải phương trình để tìm Lb lớn nhất: - Phương trình :

1/ 222

AM 2

Chọn khoảng cách giữa 2 hệ giằng: Lb 6m

Bước 3: Số hệ liên kết ngang tối thiểu (n):

1 4.98

Chọn số hệ liên kết ngang là: n = 5

3.5.2 Cấu tạo hình học mặt cắt hệ liên kết ngang được 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

Chọn: hb 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 hb 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

I : Momen quán tính hệ liên kết ngang

Bảng 3.4: Đặc trưng cấu kiện các hệ giằng liên kết ngang