Nghiên cứu cấu kiện thép tiết diện chữ I, cánh rỗng (HFB) để ứng dụng vào thực tế xây dựng ở Việt Nam

1
.

MỞ ĐẦU



1. Tính cấp thiết của đề tài:

Kết cấu thép thành mỏng tiết diện chữ I, cánh rỗng (Hollow Flange
Beam, viết tắt HFB) là sản phẩm mới của Úc; có nhiều ưu việt về trọng
lượng, khả năng chịu lực và tính công nghệ nên được nhiều nước: Úc, Mỹ,
Anh, Newzealand nghiên cứu, ứng dụng. Luận án nghiên cứu cấu kiện HFB
để ứng dụng vào điều kiện thực tế Việt nam nên có tính thời sự và cần thiết.


2. Mục đích và đối tượng nghiên cứu:
- Nghiên cứu sự làm việc, phương pháp tính toán và công nghệ chế tạo.
- Nghiên cứu ổn định tổng thể và ổn định cục bộ của cấu kiện HFB.
- Nghiên cứu giải pháp tăng cường ổn định và sức chịu tải cho dầm HFB
- Thiết lập quy trình; chương trình tính toán cấu kiện
- Khảo sát phạm vi sử dụng và khả năng ứng dụng vào thự
c tế Việt nam.
Luận án nghiên cứu 09 loại tiết diện HFB của Úc, cấu kiện dầm và cột.



3. Phương pháp nghiên cứu:
- Sử dụng lý thuyết kết cấu thép thành mỏng kết hợp áp dụng tiêu chuẩn
nước ngoài (Việt nam chưa có tiêu chuẩn thiết kế kết cấu thép thành mỏng).
- Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH) để tính toán ổn định

tổng thể và nghiên cứu giải pháp tăng cường ổn định cho cấu kiện HFB.
- Viết chương trình tính toán làm công cụ thí nghiệm số, so sánh với tiế
t
diện chữ I cán nóng và kiểm chứng với kết quả thực nghiệm của nước ngoài.




4. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn:

- Luận án đóng góp cơ sở khoa học làm sáng tỏ sự làm việc, công nghệ
chế tạo, vấn đề ổn định và khả năng chịu tải để tăng thêm độ tin cậy về kết
cấu mới (HFB) chưa được nghiên cứu, phổ biến ở Việt nam. Đóng góp, hoàn
thiện, làm phong phú thêm giải pháp về kết cấu thép thành mỏng ở nước ta.

- Bổ sung tài liệu bổ ích để giảng dạy, nghiên cứu khoa học và ứng dụng
thực tế. Góp phần hạn chế sai sót, lãng phí khi ứng dụng máy móc công nghệ
mới. Thúc đẩy ứng dụng cấu kiện HFB vào thực tế xây dựng ở Việt nam.

2
.

5. Những đóng góp mới của luận án:


- Về ý tưởng nghiên cứu: Luận án đã phát triển có sáng tạo bài toán
dầm HFB có sườn tăng cường theo tiêu chí "bền đều" về khả năng chịu lực
thoả mãn đầy đủ các điều kiện: Ổn định tổng thể (oằn vặn bên và oằn uốn
xoắn); Ổn định cục bộ (oằn cục bộ do chịu cắt hoặc do chịu ép dập) và ổn
đị

nh sườn. Đây là cách tiếp cận mới trong phương pháp nghiên cứu kết cấu.


- Về lý thuyết khoa học: Luận án đã đặt lại bài toán ổn định của dầm
HFB có sườn trong trạng thái biến dạng với dạng oằn vặn bên là bài toán
mới chưa được nghiên cứu đầy đủ. Bằng phương pháp PTHH, tính toán được
ứng suất và mômen tới hạn (cả trong và ngoài đàn hồi); xác định được dạng
mất ổn định đặc trưng (khi chịu uốn là oằn vặn bên; khi chịu nén là o
ằn uốn
dọc theo trục yếu) và phạm vi nhịp bất lợi của 09 số hiệu dầm HFB.

- Về tính ứng dụng: Luận án đã đề xuất được giải pháp dùng sườn
tăng cường và giằng cánh nén để nâng cao khả năng ổn định và sức chịu tải
cho dầm HFB. Thiết lập được quy trình tính toán cấu kiện HFB theo tiêu
chuẩn AS/NSZ4600 (Úc); Thiết lập, bổ sung vào quy trình các bảng tra tính
sẵn các khả năng chịu lực danh nghĩa (về bền; ổn định) và các đồ thị kiểm tra
uốn-cắ
t và uốn-ép dập thuận tiện khi áp dụng thực tế. Viết được chương trình
HFB-DS2008 đủ độ tin cậy sử dụng trong tư vấn thiết kế và làm công cụ
nghiên cứu, xác định phạm vi (về nhịp, tải trọng, độ võng) và khả năng ứng
dụng cấu kiện HFB vào thực tế xây dựng ở Việt nam.
,,

6. Nội dung chính của luận án:
Chương 1: Nghiên cứu sự làm việc của cấu kiện thép, tiết diện chữ I,
cánh rỗng (HFB)

Chương 2: Tính toán và kiểm tra ổn định cấu kiện HFB theo tiêu chuẩn
AS/NSZ 4600 (Úc)
Chương 3: Nghiên cứu giải pháp tăng cường ổn định và sức chịu tải

cho dầm HFB.
Chương 4: Thiết lập quy trình và chương trình tính toán. Nghiên cứu khả
năng ứng dụng dầm HFB vào thực tế xây dựng Việt nam.
3
.
2
2
0
1
e
em
x
GJL
EI
LC
GJEI
M
ω
π
π
+=
Chương 1 NGHIÊN CỨU SỰ LÀM VIỆC CỦA CẤU KIỆN THÉP
TIẾT DIỆN CHỮ I, CÁNH RỖNG (HFB)

1.1 Tổng quan về tiết diện chữ I, cánh rỗng (HFB):
Tiết diện HFB có dạng chữ I, đối xứng qua hai trục x-x;
y-y; gồm hai cánh rỗng hàn với bản bụng. Ký hiệu:
D90HFBt, bề rộng (B) không đổi, chiều cao (D), bề dày
cánh, bụng (t) thay đổi theo 09 số hiệu tiết diện của Úc.
Tiết

diện HFB kết hợp được ưu điểm của tiết diện rỗng,
thép thành mỏng với tiết diện chữ I: Trọng lượng nhẹ, Độ
cứng chống xoắn lớn, tiết diện đối xứng kép, kín và không
có mép gấp, bản bụng lại dày nên khả năng ổn định tổng
thể; ổn định cục bộ và chống ăn mòn đều tốt. Phù hợp sản xu
ất công nghiệp.

1.2 Công nghệ chế tạo:

Sử dụng phương pháp gia công nguội: Từ
những băng thép có f
y
=450Mpa; E=2.10
5
Mpa sẽ
được tự động đưa qua một loạt máy cán để tuần tự
gia công nguội tạo nên tiết diện. Sau đó, các cánh
rỗng được hàn với bụng bằng phương pháp hàn
kháng điện (ERW). Xác định kích thước cuối cùng
trước khi sơn và thử tải.
Hình 1.2 - Trình tự chế tạo
Luận án chọn tiêu chuẩn AS/NSZ 4600 (Úc) để tính toán cấu kiện HFB

1.3 Nghiên cứu sự làm việc của cấu kiện HFB:


1.3.1 Sự làm việc chịu uốn: Cấu kiện có thể bị phá hoại bền do mômen
M (chảy dẻo thớ biên); do lực cắt V (chảy dẻo ở bụng); do M,V kết hợp hoặc
khi độ võng vượt quá giới hạn. Cấu kiện HFB có thể mất ổn định tổng thể
theo 02 dạng: Oằn vặn bên hoặc oằn uốn-xoắn. Mômen tới hạn đàn hồi oằn

uố
n-xoắn tính theo Timoshenko và một số
tác giả như tiêu chuẩn AS/NSZ 4600 (Úc):
Cấu kiện HFB có thể mất ổn định cục
bộ do méo mó, cong vênh do chế tạo hay vận chuyển; do oằn bản bụng khi
chịu cắt hoặc do oằn bụng và cánh khi chịu lực tập trung (AS gọi là ép dập)



B
t
D
Hình 1.1 - Tiết diện HFB
(1.1)
4
.
1.3.2 Sự làm việc chịu nén:
Khi cấu kiện HFB ngắn, sự phá hoại thường xảy ra do điều kiện bền khi
các thớ biên đạt ứng suất chảy. Khi chiều dài hoặc tải trọng lớn mà tiết diện
mảnh, cấu kiện có thể mất ổn định theo dạng oằn uốn dọc hoặc oằn xoắn.
Dạng oằn uốn-xoắn chỉ xảy ra ở tiết di
ện không đối xứng. Ứng suất tới hạn
đàn hồi tính theo Timoshenko và AS4600: f
n
= min (f
ox
;f
oy
;f
oz

)


(1.2)


1.3.3 Sự làm việc chịu nén uốn:
Ứng suất tổng cộng kể thêm mômen thứ
cấp phát sinh do lực nén và độ võng gây bởi mômen ban đầu.
1.3.4 Sự làm việc chịu kéo:
Cấu kiện bị phá hoại về bền khi chảy dẻo ở tiết diện nguyên; bị kéo đứt
trên tiết diện thực hoặc tại liên kết.

1.3.5 Sự làm việc chịu kéo uốn:
Ngược lại với cấu kiện HFB chịu nén
uốn, lực kéo giảm ứng suất nén

1.3.6 Sự làm việc của tiết diện
hữu hiệu:
Cánh và bụng của cấu kiện HFB
có thể bị mất ổn định cục bộ nên chỉ
một phần bề rộng có khả năng chịu
nén với ứng suất phân bố đều gọi là bề
rộng hữu hiệu b
e
.Phần còn lại bỏ qua
Theo Von Karman: b
e
= ρ.b (1.5)
Theo AS/NSZ 4600:

lấy b
e
thay b. Bề rộng
hữu hiệu b
e
tính lặp: Giả thiết ứng suất thiết kế f*=f
y.
Tính b
e
và Z
e.
Kiểm tra
ứng suất làm việc f =M/Z
e
nếu sai khác với f* phải tính lại b
e
. Dùng phương
pháp "đường trung bình" tính đặc trưng hình học
theo sức bền vật liệu.

y
cre
f
f
b
b
=
Cánh nén

b. Cấu kiện chịu nén
a. Cấu kiện chịu uốn
*
286
f
k
t
b
>
Hình 1.3 -Tiết diện hữu hiệu
()
2
2
ox
/
f
xex
rL
E
π
=
()
2
2
/
f
yey
oy
rL
E

π
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+= GJ
L
EI
Ar
ez
w
2
2
2
0
oz
1
f
π
1
**
≤+
nbb
m
cc
M
MC

N
N
αφφ
(
1.3
)

1
**
≤+
st
M
M
N
N
(
1.4
)

⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−=
*
22,01

* f
f
f
f
crcr
ρ
5
.
1.4 Tính khả năng chịu lực về bền cấu kiện HFB theo AS/NSZ 4600:
1.4.1 Khả năng chịu mômen: M
s
= Z
e
f
y
(1.7)
1.4.2 Khả năng chịu lực cắt: V
v
= 0,64f
y
.d.t (1.8)
1.4.3 Khả năng chịu nén: N
s
= A
e
f
y
(1.9)
1.4.4 Khả năng chịu kéo: N
t

= min(N
s
;N
tn
) (1.10)
Kết quả lập thành các Bảng tra. N
tn
= 0,85.k
t
.A
n
.f
u
(1.11)

Kết luận chương 1: Chương 1 đã làm rõ sự làm việc, công nghệ chế
tạo; chọn tiêu chuẩn AS/NSZ 4600 (Úc) để tính toán đặc trưng hình học, khả
năng chịu lực về bền của cấu kiện HFB. Xác định vấn đề ổn định, chủ yếu là
sự mất ổn định tổng thể của dầm theo dạng oằn vặn bên là hướng nghiên cứu
trọng tâm từ đ
ó xác định được các nhiệm vụ nghiên cứu của Luận án.





Chương 2: TÍNH TOÁN VÀ KIỂM TRA ỔN ĐỊNH CẤU KIỆN HFB
THEO TIÊU CHUẨN AS/NSZ 4600 (ÚC)

Ổn định là vấn đề phức tạp của kết cấu thép thành mỏng có ảnh hưởng

rất nhiều đến khả năng chịu tải, đặc biệt đối với cấu kiện HFB.


2.1 Tính toán kiểm tra ổn định cấu kiện HFB chịu uốn
2.1.1 Tính toán kiểm tra oằn vặn bên:

2.1.1.1 Phân tích dạng oằn vặn bên:
Khi mất ổn định, cánh kéo được kiềm chế, cánh nén chuyển vị theo
phương ngang làm cho bụng chỉ bị vặn theo
phương ngang chứ không bị xoắn. Hình
chiếu của tiết diện lên mặt phẳng ban đầu bị
thay đổi; hình dạng tiết diện cũng thay đổi.
Dạng oằn vặn bên của dầm HFB (Hình 2.1a)
khác với dạng oằn vặn của xà gồ chữ
Hình 2.1-Các dạng mất ổn định tổng thể
C (Hình 2.1b) và dạng oằn uốn-xoắn của dầm chữ I cán nóng (Hình 2.1c).

2.1.1.2 Tính toán ứng suất tới hạn đàn hồi oằn vặn bên:
Việc tính toán ứng suất tới hạn đàn hồi oằn vặn bên (f
od
) theo phụ lụcD
của AS/NSZ 4600 là khá phức tạp vì phải qua nhiều bước tính trung gian,
Luận án nghiên cứu tính toán (f
od
) theo phương pháp số (PTHH) để thuận
tiện lập trình hay sử dụng các chương trình: Nastran, Thin-wall, SAP2000
a)
b) c)
6
.

Thực chất là dựa trên bài toán ổn định đàn hồi của phần tử tấm (shell)
trong trạng thái biến dạng. Đây là bài toán mới mà sự mất ổn định là rất phức
tạp với sự xuất hiện của biến dạng là oằn vặn bên và oằn uốn xoắn (có yếu tố
phi tuyến do biến dạng lớn). Sự phá
hoại khi “mất khả năng chị
u lực ở
trạng thái giới hạn”. Do đó, ma trận độ
cứng tiếp tuyến của phần tử ([K
T
]
e
) bổ
sung thêm thành phần ([K
bs
]
e
) kể đến
sự biến đổi hình dạng của hệ tác động
đến trạng thái ứng suất:

[K
T
]
e
=[K
o
]
e
+[K
σ

]
e
+[K
bs
]
e
(2.1)
Phương trình cân bằng của hệ trong
trạng thái biến dạng: [K
T
]
s
{δ}= 0. Điều
kiện mất ổn định: [K
T
]
s
xác định âm và
ngược lại. Điều kiện tồn tại trạng thái
tới hạn: D([K
T
]
s
)=0. Giải phương trình
ổn định bằng phương pháp lặp (Chọn
thuật toán Newton-Raphson) tìm được
thông số tới hạn λ, và ứng suất tới hạn
(f
od
). Chọn hàm chuyển vị là hàm

Hermit và rời rạc hoá dầm HFB không
sườn (phần tử chữ nhật) và có sườn
(phần tử tam giác). Kết quả tính toán
(f
od
) bằng chương trình MSC/Nastran
theo sơ đồ khối PTHH trên Bảng 2.1.
Hình 2.2 – Mô hình phần tử shelll
Hình 2.3 - Sơ đồ khối tính ứn
g
suất tới
hạn đàn hồi oằn vặn (f
ođ
) theo PTHH
7
.
od
y
d
M
M
=
λ
2.1.1.3 Kiểm tra oằn vặn bên:
- Mômen tới hạn đàn hồi oằn vặn
bên theo AS4600: M
od
= Z
f
f

o
(2.2)

- Mômen tới hạn ngoài đàn hồi oằn
vặn bên theo AS4600 phụ thuộc
λ
d

λ
d
≥ 1,414:

λ
d
< 1,414:

- Khả năng chịu mômen danh nghĩa



Điều kiện kiểm tra: M
*
≤ φ
b
M
bd
(2.4)
Khi không được giằng giữ đầy đủ
theo phương bên, dầm HFB có thể bị oằn uốn-xoắn: Dầm có độ võng theo
phương đứng mà còn có chuyển vị ngang (uốn ngang) hay chuyển vị xoay

Mômen tới hạn đàn hồi oằn uốn-xoắn (M
o
) đã được tính toán bởi Timoshenko
2
d
y
cd
M
M
λ
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−=
4
1
2
d

ycd
MM
λ
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
=
f
cd
cbd
Z
M
ZM
2.1.2 Tính toán kiểm tra oằn uốn-xoắn
Bảng 2.1, Hình 2.4 - Ứng suất tới hạn
đàn hồi oằn vặn bên (f
od
) theo (L
e
)
(2.3)
Bảng 2.3, Hình 2.6 - Mômen tới hạn
ngoài đàn hồi oằn vặn bên (M
cd
)

Bảng 2.2, Hình 2.5 - Mômen tới hạn
ngoài đàn hồi oằn uốn-xoắn (M
co
)

Biểu đồ mômen tới hạn oằn vặn bên

Biểu đồ mômen tới hạn oằn uốn-xoắn
Biểu đồ ứng suất tới hạn đàn hồi oằn vặn bên
8
.
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
=
f
co
cbo
Z
M
ZM
- Khi ngoài đàn hồi, mômen tới hạn theo AS/NSZ 4600 phụ thuộc λ
b
:

λ
b
≥1,336: (2.5) λ
b
≤ 0,60: M
co
= M
y
(2.6)

0,60<λ
b
<1,336
(2.7)


- Khả năng chịu mômen oằn uốn-xoắn:

- Kiểm tra oằn uốn-xoắn theo AS4600:
M
*
≤ φ
b
M
bo
(2.9)


Luận án tính được mômen tới hạn đàn hồi (M
od

;M
o
) và ngoài đàn hồi
(M
cd
;M
od
) và khả năng chịu mômen (M
bd
;M
bo
) dạng oằn vặn và oằn uốn-xoắn.
2.3 Tính toán kiểm tra ổn định cục bộ dầm HFB:
2.3.1 Tính toán kiểm tra oằn cục bộ bản bụng khi chịu cắt:
Khi d/t
yv
f/Ek≤
: Dầm bị phá hoại về bền: V
v
= 0,64f
y
.d.t (2.10)
Khi
:/415,1/
yv
fEktd ≥ Dầm bị oằn cục bộ trong giai đoạn đàn hồi:

Khả năng chịu oằn cục bộ danh nghĩa:
Dầm bị oằn cục bộ ngoài đàn hồi:

Khả năng chịu oằn cục bộ danh nghĩa: (2.12)


a/d ≤ 1
a/d > 1:
Điều kiện kiểm tra :

V
*
≤ φ
v
V
v
(2.13)

2.3.2 Tính toán
kiểm tra ép dập khi
chịu lực tập trung
R
*
b
≤ φ
w
R
b
(2.15)

Các công thức tính R
b

của AS 4600 dựa trên
thực nghiệm các tiết diện C, Z mới xét đến sự ép dập bụng mà chưa xét đến
sự bẹp cánh. Luận án dựa vào kết quả thực nghiệm tính chịu phản lực gối
d
tEk
V
v
v
3
905,0
=
:/415,1//
yvyv
fEktdfEk ≤<
EkftV
vyv
2
64,0=
()
2
/
34,5
00,4
da
k
v
+=
Bảng 2.4 - Khả năng chịu oằn cục bộ do cắt
(2.11)
⎥

⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−=
36
10
111,1
2
b
yco
MM
λ
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛

=
2
yco
1
M M
b
λ
(2.8)
()
2
/
00,4
34,5
da
k
v
+=
Biểu đồ khả năng chịu oằn cục bộ do cắt
9
.
2.3.2.1 Điều kiện không bẹp cánh: R*≤ R
bf
(2.14)


2.3.2.2 Điều kiện không oằn bụng:
R*≤R
bw
(2.15) R
bw

= F
a
.t.b
b

Khả năng chịu tải trọng tại gối tựa giữa lớn hơn tại gối tựa đầu (R
bf1
>R
bf2
;
R
bw1
>R
bw2
). Cần thiết kế bề rộng gối tựa (b
s
)

đủ

lớn để dầm không bị ép dập.


2.3.3 Kiểm tra điều kiện chịu tải trọng tập trung và mômen uốn:

(2.16) với R
b
= min (R
bf
; R

bw
)



Bảng 2.5, Hình 2.8 - Khả năng chịu ép dập cánh (R
bf
) và chịu ép dập bụng (R
bw
)

2.4 Tính toán kiểm tra ổn định tổng thể cấu kiện HFB chịu nén:

Lực nén tới hạn oằn uốn dọc (N
ox
; N
oy
) và oằn-xoắn (N
oz
) trên Bảng 2.6
tính theo các công thức AS/NSZ4600 dựa trên ứng suất tới hạn (f
ox
,f
oy
,f
oz
).
42,107,1
**
≤

⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
sbbw
M
M
R
R
φφ
)
11
(.b.t0,6.f R
bf
2
ybf
gf

+=
Bảng 2.6, Hình 2.9 - Khả năng chịu uốn dọc danh nghĩa theo trục x và y (N
ox
) (N
o
y
)
Biểu đồ khả năng chịu ép dập của cánh tại gối giữa
Biểu đồ khả năng chịu ép dập của bụng tại gối
Biểu đồ khả năng chịu ép dập của bụng tại gối giữa
10
.
2.5 Nghiên cứu tính chất mẩt ổn định và phạm vi nhịp dầm bất lợi
2.5.1 Xác định dạng mất ổn định tổng thể đặc trưng của dầm HFB:

Dựa vào kết quả tính (M
bd
/M
bo
)% khi L
e
= (1÷12)m như Bảng 2.7 (dầm
450HFB9038), cả 09 số hiệu dầm đều có (M
bd
/M
bo
)%<100% nghĩa là khả
năng chịu mômen danh nghĩa oằn vặn (M
bd
) nhỏ hơn oằn uốn-xoắn (M

bo
),
chứng tỏ oằn vặn bên là dạng mất ổn định tổng thể đặc trưng của dầm HFB.


2.5.2 Xác định tính chất ổn định và phạm vi nhịp dầm bất lợi:

Theo AS/NSZ 4600, tính chất mất ổn định phụ thuộc (λ
d
). Tính (λ
d
)
theo mômen tới hạn đàn hồi oằn vặn bên (M
od
): λ
d
≥ 1,414: Oằn vặn bên sẽ
xảy ra trong đàn hồi. λ
d
< 1,414: Oằn vặn bên sẽ xảy ra miền đàn hồi. Tương
tự tính (λ
b
) theo mômen tới hạn đàn hồi oằn uốn-xoắn (M
o
): λ
b
≥ 1,336: Oằn
uốn-xoắn sẽ xảy ra trong đàn hồi. λ
b
< 1,336: Oằn uốn-xoắn sẽ xảy ra ngoài

đàn hồi. Vẽ biểu đồ biểu diễn tính chất mất ổn định như Hình 2.3:
Hình 2.3 Đồ thị tính chất mất ổn định tổng thể oằn vặn bên (a); oằn uốn-xoắn (b)

Tuỳ theo quan hệ (M
o
/M
y
và M
od
/M
y
biểu diễn qua λ
b
;λ
d
) mà tính chất
mất ổn định xảy ra trong hay ngoài đàn hồi. Dầm có "độ mảnh" (λ
d
hay λ
b
)
càng lớn thì khả năng ổn định càng giảm và ngược lại (vì mômen tới hạn M
cd

hay M
co
giảm). Với mỗi số hiệu dầm HFB, xác định được phạm vi nhịp bất
lợi (L
e
) (dải vệt màu Bảng 2.7) có thể xảy ra mất ổn định khi còn đàn hồi.

(a) (b)
11
.
Mục tiêu thiết kế đảm bảo cho mômen tới hạn (M
cd
,M
co
) không"rơi" vào
"vùng bất lợi" trên đồ thị Hình 2.3, tức là không mất ổn định khi còn đàn hồi.
Trong phạm vi nhịp bất lợi cần có giải pháp tăng cường ổn định cho dầm
HFB
2.5.3 Xác định dạng mất ổn định tổng thể đặc trưng của cột HFB:
So sánh lực nén tới hạn của mỗi dạng mất ổn định, xác định được dạng
mất ổn định tổng thể đặc trưng của cột HFB là oằn uốn dọc (theo trục y-y).
Lực nén tới hạn oằn xoắn rất lớn so với oằn uốn dọc nên rất khó xả
y ra

Kết luận chương 2:
1. Xây dựng được mô hình phần tử, phương pháp và thuật toán tính
ứng suất tới hạn đàn hồi oằn vặn bên (f
od
) dầm HFB theo phương pháp PTHH
2. Về ổn định tổng thể, tính toán được ứng suất và lực tới hạn (trong
và ngoài đàn hồi) của mỗi dạng mất ổn định cho toàn bộ 09 tiết diện HFB:
Đối với dầm là: Ứng suất, mômen tới hạn đàn hồi (f
o
;M
o
; f

od
; M
od
); mômen
tới hạn ngoài đàn hồi (M
co
; M
cd
) và khả năng chịu mômen danh nghĩa (M
bo
;
M
bd
). Đối với cột HFB là: Ứng suất, lực nén tới hạn (f
ox
;f
ox
;f
oz
;N
ox
;N
oy
;N
oz
).
Kết quả lập thành các Bảng tra để bổ sung cho quy trình tính toán kiểm tra
theo AS/NSZ 4600 nhằm giảm bớt các bước tính trung gian.
2. Về ổn định cục bộ, tính toán được khả năng chịu oằn cục bộ danh
nghĩa do lực cắt (V

v
); khả năng chịu ép dập danh nghĩa do phản lực gối tựa
(R
bf
; R
bw
) cho toàn bộ 09 số hiệu dầm HFB. Kết quả cũng lập thành bảng tra.
3. Dựa theo AS/NSZ 4600, xác định được dạng mất ổn định đặc
trưng và tính chất ổn định (trong hay ngoài đàn hồi): Đối với dầm HFB là
dạng oằn vặn bên; đối với cột HFB là oằn uốn dọc (trục yếu y-y). Từ đó, xác
định được phạm vi nhịp bất lợi cần tăng cường ổ
n định cho cấu kiện HFB.
Tính chất mất ổn định của 2 dạng theo (L
e
)
Bảng 2.7 - Tính chất mất ổn định theo (L
e
) Bảng 2.8 - Phạm vi nhịp dầm bất lợi (L
e
)
12
.
0,56.M
y
2
2
0
>=
e
ycb

L
dIEC
M
π
Chương 3: NGHIÊN CỨU CÁC GIẢI PHÁP TĂNG CƯỜNG
ỔN ĐỊNH VÀ KHẢ NĂNG CHỊU TẢI CHO DẦM HFB
Nghiên cứu tăng cường ổn định (tổng thể và cục bộ) có ý nghĩa thực
sự cần thiết đối với sự làm việc và khả năng chịu tải trọng của cấu kiện HFB.

3.1 Tính toán mômen thiết kế và mức độ ảnh hưởng của sự oằn vặn bên
đến khả năng chịu mômen của dầm HFB:

Mômen thiết kế của dầm HFB: M
b
*= min (φ
b
M
s
; φ
b
M
bd
; φ
b
M
bo
) (3.1)
φ
b
: Hệ số khả năng chịu mômen về bền (φ

b
= 0,95); về ổn định (φ
b
= 0,90):
Tỷ số khả năng chịu mômen
oằn vặn bên/oằn uốn-xoắn
(M
bd
/M
bo
)%

= (69,31÷90,13)%
chứng tỏ có sự chênh lệch lớn
giữa hai dạng, nếu không có
giải pháp tăng cường oằn vặn
bên
sẽ không tận dụng hết khả
năng ổn định của tiết diện HFB.
Hình 3.1-Đồ thị (M
b
*
)(M
bd
) (M
bO
)(M
s
) theo(L
e

)
Tỷ số mômen thiết kế (M*
b
)/ khả năng chịu mômen về bền (M
s
): Khi L
e
≤3m:
M*
b
/M
s
=(57÷81)%; Khi L
e
>3m: M*
b
/M
s
=(73÷15,79)% chứng tỏ ảnh hưởng
của dạng oằn vặn bên đến khả năng chịu tải của dầm HFB (M
b
*) là khá lớn.

3.2 Nghiên cứu giằng tăng cường chịu oằn uốn-xoắn:
Trong chương 2 đã xác định được phạm vi nhịp bất lợi có thể bị oằn uốn-
xoắn khi dầm còn làm việc đàn hồi, cần bố trí giằng cánh nén với khoảng
cách tối đa L
e
<L
p

. Điều kiện xảy ra oằn uốn-xoắn ngoài đàn hồi: 0,56M
y
<
M
0
< 2,78M
y
. Điều kiện xảy ra oằn uốn-xoắn chỉ khi dầm đã chảy dẻo: M
0
≥
2,78M
y
.Dùng công thức gần đúng của AS/NSZ 4600 tính được [L
p
]:

(3.2)
(3.3)

Chọn khoảng cách giằng cho phép [L
p
]=100cm để chỉ xảy ra oằn uốn-xoắn
khi đã chảy dẻo, tính được số vị trí cần giằng theo nhịp bất lợi trên Bảng 3.1.
2,78M
y
2
2
0
≥=
e

ycb
L
dIEC
M
π
y
ycb
pe
M
dIEC
LL
.78,2
2
2
π
=≤
yf
ycb
pe
fZ
dIEC
LL
56,0
2
1
π
=<
13
.
Khả năng chịu mômen danh nghĩa oằn uốn-xoắn (M

bo
) khi có giằng cách
đều 1m ở cánh nén tăng lên nhiều so với khi không giằng (100÷513)%. Số
hiệu dầm càng lớn, nhịp dầm (L) càng lớn, tỷ lệ tăng (M
bo
) % càng lớn.

3.3 Nghiên cứu sườn
tăng cường chịu oằn
vặn bên của dầm HFB:

3.3.1 Nghiên cứu tác
dụng sườn tăng cường:

Khảo sát dầm
250HFB28.
Chọn sơ đồ
dầm chịu tải trọng tập
trung ở đầu thừa
(L=2,0÷9,0m) phù hợp
với dạng oằn vặn bên.
Kết quả trên Bảng 3.2 và
đồ thị Hình 3.1 cho thấy:
Số
lượng sườn (n
s
) càng
lớn thì (f
od
) càng lớn, tức

là khả năng chịu chịu
oằn vặn bên càng tăng.

Các thông số của sườn
cần được nghiên cứu
theo tiêu chí "bền đều"
về khả năng ổn định
(tổng thể và cục bộ) của
dầm và bản thân sườn:
Vừa tăng khả năng chịu
oằn vặn bên, vừa tăng
khả năng chịu oằn cục
Bảng 3.2, Hình 3.2 - Ảnh hưởng của (n
s
) đến (f
od
)
Bản
g
3.1 Số v
ị
trí
g
iằn
g
theo nh
ịp
bất l
ợ
i oằn uốn-xoắn

Ứng suất tới hạn đàn hồi (f
od
) daN/cm
2

L
e
(m)
14
.
Bản
g
3.4 - Ảnh h
ư
ởn
g
của h
ì
nh d
ạ
n
g
s
ư
ờn đến
(f
od
)

bộ do cắt hay ép dập. Các thông số khảo sát gồm: Hình dạng; cách bố trí, liên

kết, mật độ (a/d), khoảng cách (a), kích thước (b
s
,t
s
) và vật liệu thép sườn
(f
ys
)


3.3.2 Nghiên cứu hình dạng sườn và cách liên kết với dầm:

- Dạng 1:Sườn dạng bản, 01 phía, hàn với cánh & bụng
- Dạng 2: Sườn dạng bản, 02 phía, hàn với bụng;
- Dạng 3: Sườn dạng bản, 02 phía, hàn với cánh;
- Dạng 4: Sườn dạng bản, 02 phía, hàn với cánh & bụng
- Dạng5: Sườn rỗng,01 phía, hàn với cánh, bụng
- Dạng 6: Sườn rỗng, 02 phía, hàn với bụng;
- Dạng 7: Sườn rỗng, 02 phía, hàn với cánh;
- Dạng 8: Sườn rỗng, 02 phía, hàn với cánh,bụng
Kết quả chọn dạ
ng (4) cho ứng suất (f
od
) khá
lớn và ít tốn công và đảm bảo ổn định cho sườn.
3.3.3 Nghiên cứu chọn
mật độ & khoảng cách
sườn: Xét về ổn định
tổng thể, dựa trên đồ thị
Hình mật độ sườn

(m
s
=a/d) càng nhỏ thì
(f
od
) càng giảm. Xét về
điều kiện oằn cục bộ thì
khi lực cắt lớn đòi hỏi số
hiệu dầm lớn, tuy nhiên
(d/t) lớn sẽ không có lợi
khi chịu oằn cục bộ nên
cần bố trí sườn với
khoảng cách tối thiểu để
bụng dầm HFB không bị
oằn khi còn làm việc đàn
hồi. Theo AS/NSZ4600:
Hình 3.3 Dầm HFB có s
ư
ờn
y
v
y
v
f
Ek
t
d
f
Ek
415,1<<

b
s

Bảng 3.5, Hình 3.4 -Ảnh hưởng mật độ sườn đến (f
od
)
Ứn
g
suất tới h
ạ
n đàn hồi oằn v
ặ
n bên
(
f
od
)

L
e
(m)
(3.4)
15
.
Từ điều kiện này, tính được phạm vi mật độ sườn (a/d) cần thiết:


Chọn mật độ sườn (a/d)
và khoảng cách sườn (a)
là 33 hoặc 50cm.

3.3.4 Nghiên cứu chọn kích thước sườn: (xem Bảng 3.5)
Hai sườn phải áp chặt
vào cánh để truyền lực
đều qua đầu mút nên
chọn chiều rộng sườn:
b
s
=1/2(B-t). Về ổn
định tổng thể, theo
Hình 3.5, các đường
đồ thị (f
od
) ứng với các
bề dày (t
s
) khác nhau
gần như trùng nhau
chứng tỏ ảnh hưởng
của bề dày sườn t
s
đến
sự oằn vặn bên không
đáng kể. Về ổn định
cục bộ chịu cắt, theo
AS/NSZ4600,diện tích
sườn phải thoả (3.6)
:
Điều kiện ổn định cục
bộ sườn tăng cường:

Sườn phải đủ độ
cứng để làm gối tựa
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
<<
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−
⎟
⎠
⎞

⎜
⎝
⎛
34,5.001125,0
4
34,5.00225,0
4
22
t
d
d
a
t
d
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
<<

⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
4.001125,0
34,5
4.00225,0
34,5
22
t
d
d
a
t
d
3;
/
260
2

≤
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
≤
d
a
tdd
a
ys
s
s
fE
t
b
/37,0≤
Bảng 3.5-Khoảng cách (a) và số luợng sườn (n
s
)
L
e
(m)
Ứng suất tới hạn đàn hồi
oằn vặn bên (f
od
) daN/cm
2

Bảng 3.6 - Hình 3.5 -Ảnh hưởng của bề dày (t
s
) đến (f
od
)
tdk
d
a
d
a
d
a
d
ak
A
st
s
st
.
1
2
1
A
2
2
s
ψ
⎥
⎥

⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
++
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎠
⎞

⎜
⎝
⎛
−
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−
=≥
(3.4)
(3.5)
(
3.7
)

16
.
cho các ô bản bụng dầm. Chọn bề dày sườn (t
s
= 4,2mm) cho 09 số hiệu dầm.
Vì cường độ thép sườn (f
ys
)
ảnh hưởng đáng kể đến ổn
định cục bộ tức là ảnh
hưởng đến bề dày sườn (t
s

),
do đó tiếp tục nghiên cứu
chọn cuờng độ sườn (f
ys
).


3.3.5 Nghiên cứu chọn cường độ thép sườn:

Thay đổi ứng suất chảy
sườn f
ys
= (250÷600)Mpa;
tính được diện tích sườn A
s

và bề dày t
s
. Khi (f
ys
) tăng
thì bề dày sườn (t
s
) tăng
nhưng không nhiều. Điều
này do (t
s
) bị chi phối bởi
điều kiện ổn định cục bộ khi
(b

s
) không đổi. Chọn thép
sườn có ứng suất chảy f
ys
=
250 Mpa; bề dày t
s
= 4,2mm


3.3.6 Kiểm tra sườn:
3.3.6.1 Điều kiện bền:
N
*
≤ φ
c
N
s
(3.8). N
s
: Khả
năng chịu nén danh nghĩa về bền: N
s
= f
ys
A
s1
(A
s1
: Diện tích sườn chịu nén )

3.3.6.2 Điều kiện ổn định: N
*
≤ φ
c
N
c
(3.9)
N
c
: Khả năng chịu oằn uốn
dọc của sườn: N
cs
= f
n
A
s2

A
s2
:Diện tích quy ước. Kết
hợp: N= min (N
s
;N
c
) (3.10)
Khả năng chịu nén danh
nghĩa tại gối giữa (N
2
) lớn
hơn gối tựa đầu (N

1
). Thay
Bảng 3.7 - Chọn bề dày (t
s
) theo ổn định cục bộ
Bề dày sườn theo điều kiện ổn định cục bộ
Bảng 3.8, Hình 3.6 - Ảnh hưởng (f
ys
) đến (t
s
)
Hình 3.7- Khả năn
g
ch
ị
u nén của s
ư
ờn theo
(f
y
s
)

17
.
đổi f
ys
= (250÷600) Mpa, (N) tăng khi (f
ys
) tăng, khả năng chịu nén ít phụ

thuộc vào số hiệu dầm.


3.4 Nghiên cứu đánh giá hiệu quả dầm có sườn tăng cường:
3.4.1 Mức độ tăng khả năng ổn định cục bộ:
3.4.1.1 Mức độ tăng khả năng chịu oằn cục bộ do lực cắt:
Khoảng cách
(a) càng nhỏ, mật độ
sườn (a/d) càng dày
thì tỷ lệ tăng (V
v
)
càng lớn. Khả năng
chịu oằn cục bộ do
cắt tăng
(104÷171)%

3.4.1.2 Mức độ tăng
khả năng chịu ép
dập do phản lực gối:
Khi f
ys
=250 Mpa,
khả năng chịu ép dập
tại gối tựa đầu dầm
tăng (140÷387)% và
gối tựa giữa dầm tăng
(120÷328)%.

3.4.1.3 Mức độ tăng khả năng chịu oằn vặn bên:

Tỷ lệ tăng khả
năng chịu mômen
(M
bd
)=(112÷121)%.
(L) càng lớn, mômen
tới hạn đàn hồi oằn
vặn (M
od
) càng giảm
tuy nhiên (M
bd
) giảm
ít. Mức độ tăng (M
od
)
lớn hơn so với mức
Bảng 3.9 Mức độ tăng khả năng chịu oằn do cắt
18
.
độ tăng (M
bd
). Hình 3.8 - Đồ thị tỷ lệ tăng (M
od
)(M
bd
) dầm có sườn
3.4.1.4 Mức độ tăng mômen thiết kế M
b
*

:
Trong phạm vi L=(1÷12)m, dầm 25090HFB28 có sườn có mômen thiết
kế (M
b
)

tăng từ (112,19÷121,04) % so với dầm không sườn. Nhờ có sườn với
cùng nhịp và tải trọng, có thể dùng số hiệu dầm hoặc bề dày (t
s
) nhỏ hơn, do
đó tuy có tăng lượng thép sườn song vẫn hiệu quả hơn. Xét về vật liệu, thép
sườn có cường độ thấp hơn cường độ thép dầm, do đó có thể tận dụng thép
thường (f
ys
=250Mpa), hạn chế bớt chi phí phát sinh.


Kết luận Chương 3
1. Tính toán được mômen thiết kế (M
*
b
) và ảnh hưởng của ổn định tổng
thể (oằn vặn và oằn uốn-xoắn) đối với khả năng chịu tải của dầm HFB.
2. Nghiên cứu được giải pháp giằng cánh nén tăng cường ổn định oằn
uốn-xoắn và tính toán được khoảng cách và số vị trí giằng dầm HFB.
3. Nghiên cứu được giải pháp sườn tăng cường với hình dạng, kích
thước, khoảng cách và cườ
ng độ thép hợp lý, thoả mãn tiêu chí "bền đều" cả
về ổn định tổng thể; ổn định cục bộ và ổn định của bản thân sườn.
4. Đánh giá được hiệu quả dầm có sườn về mức độ tăng khả năng chịu

oằn cục bộ (V
v
); khả năng chịu ép dập (R
b
) và khả năng chịu oằn vặn (tăng
M
od
; M
cd
và M
bd
); nhờ đó tăng khả năng chịu tải trọng của dầm (tăng M
b
*).

Chương 4 THIẾT LẬP QUY TRÌNH, CHƯƠNG TRÌNH TÍNH TOÁN
CẤU KIỆN HFB. NGHIÊN CỨU KHẢ NĂNG ỨNG DỤNG DẦM HFB
VÀO THỰC TẾ XÂY DỰNG VIỆT NAM

4.1 Xây dựng quy trình tính toán cấu kiện HFB theo AS/NSZ4600:
Dựa vào các công thức của AS/NSZ 4600, Luận án hệ thống thành quy
trình tính toán cấu kiện HFB. Bổ sung vào quy trình các bảng tra được thiết
lập từ các kết quả đã tính toán ở chương 1,2 và 3 để giảm bớt công sức tính
toán và thuận tiện khi áp dụng.

4.1.1 Quy trình tính toán cấu kiện chịu uốn:
19
.
0,1
2

*
2
*
≤
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
vvsb
V
V
M
M
φφ
Bao gồm: Quy trình thiết kế (Hình 4.1) và Quy trình kiểm tra (Hình 4.2) trong
đó, có bước 5 cần kiểm tra uốn-cắt đồng thời theo công thức AS/NSZ4600,
Luận án

thiết lập đồ thị tương tác kiểm tra uốn-cắt để bổ sung cho quy trình.




















a. Đối với dầm HFB không sườn: b. Đối với dầm HFB có sườn:


Dựa vào (M
s
) và (V
v
) đã tính được Khi bản bụng có sườn, khả năng chịu
thiết lập đồ thị tương tác (M*),(V*) oằn của bụng dầm tăng lên. Đồ thị là

Hình 4.1-
Q
u
y
trình thiết kế tiết di
ệ
n
Hình 4.2
Q
u
y
trình kiểm tra tiết di
ệ
n
5,0
*
>
sb
M
M
φ
7,0
*
>
vv
V
V
φ
3,16,0
**

≤
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
vvsb
V
V
M
M
φφ
20
.
là một phần elipse như Hình 4.3. elipse kết hợp với đoạn thẳng Hình 4.4
Mỗi số hiệu dầm có một miền an toàn giới hạn bởi đồ thị. Nếu điểm (M*;V*)
nằm trong miền an toàn chứng tỏ dầm thoả mãn điều kiện chịu uốn-cắt.

Tương tự khi kiểm tra dầm chịu uốn-ép dập
đồng thời theo AS/NSZ 4600:
Thiết lập được các đồ thị tương tác kiểm tra uốn-ép dập Hình 4.5,4.6:



4.1.2 Quy trình tính toán cấu kiện chịu nén:





Hình 4.4 Đồ thị dầm có sườn (a=25)
Hình 4.3 - Đồ thị kiểm tra dầm không sườn Hình 4.4 - Đồ thị kiểm tra dầm có sườn
42,107,1
**
≤
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
⎟
⎟

⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
sbbw
M
M
R
R
φφ
Hình 4.5 - Đồ thị kiểm tra tại gối đầu dầm Hình 4.6 - Đồ thị kiểm tra tại gối giữa dầm
21
.



4.1.3 Quy trình tính toán cấu kiện chịu nén uốn:









4.1.4 Quy trình tính toán cấu kiện chịu kéo:

Hình 4.9 Quy trình thiết kế tiết diện Hình 4.10 Quy trình kiểmtra tiết diện
Hình 4.11
Q
u
y
trình thiết kế tiết di
ệ
n Hình 4.12
Q
u
y
trình kiểm tra tiết di
ệ
n
22
.

4.1.5 Quy trình tính toán cấu kiện chịu kéo uốn:

Hình 4.13 Quy trình thiết kế tiết diện Hình 4.14 Quy trình thiết kế tiết diện

4.2 Xây dựng chương trình tính toán cấu kiện HFB (HFB-DS2008):
Chương trình được xây dựng
trên ngôn ngữ VISUAL
BASIC 6.0 (VB) có nhiều ưu

điểm: Giao diện đẹp, nhập số
liệu từ cửa sổ và xuất kết quả
ra dạng file text và vẽ đồ thị.

Hình 4.15 Cửa sổ chính
chương trình HFB-DS 2008


4.3 Nghiên cứu xác định
phạm vi ứng dụng của dầm HFB:
4.3.1 Phạm vi tải trọng:
Dựa vào mômen thiết kế
(M
b
*
) và [Δ/L], Luận án tính
toán được phạm vi tải trọng w
- Khi 1m≤L≤5m:
w=(305÷93252)daN/m.
- Khi 5m<L≤12m:
w=(22÷2374)daN/m.
Hình 4.16 Đồ thị sức chịu tải w theo nhịp L
23
.
4.3.2 Phạm vi vượt nhịp:
Khả năng vượt nhịp bị chi
phối chủ yếu bởi điều kiện ổn
định. Sự thay đổi độ võng cho
phép [Δ/L] ảnh hưởng không
đáng kể. Khi tải trọng w =

(100÷1200)daN/m, phạm vi
vượt nhịp L = (3,2÷14,2)m.
Hình 4.17 Đồ thị nhịp L theo tải trọng w

4.3.3 Phạm vi độ võng:
Khi L=3m: Δ=(0,06÷1,403)cm.Toàn bộ các dầm trong giới hạn cho phép.
Khi L=6m: Δ= (0,1÷2,244)cm. Trừ các dầm 40090HFB38 trở lên, các dầm
còn lại phải giới hạn tải trọng để thoả điều kiện độ võng. Khi L=9m:
Δ=(0,507÷3,337)cm. Các dầm đều phải giới hạn tải trọng mới thoả mãn.
4.4 Nghiên cứu khả năng ứng dụng dầm HFB vào thực tế Việt nam:
4.4.1 So sánh dầm HFB (không sườ
n) với dầm chữ I cán nóng (DĐH):
Luận án khảo sát dầm HFB trong phạm vi nhịp L=1÷12m; tải trọng w =
(300÷2000)daN/m, kết quả cho thấy: Trọng lượng thép/1m dài của dầm HFB
nhẹ hơn rất nhiều so với dầm chữ I cán nóng từ (20,17 ÷78,74 )%. Sự chênh
lệch về độ võng là không lớn. Trong điều kiện Việt nam có thể ứng dụng
dầm HFB thay thế dầm định hình trong phạm vi nhịp, tả
i trọng phù hợp.

Hình 4.18 - Biểu đồ so sánh trọng lượng; độ võng dầm HFB và dầm I cán nóng


4.4.2 Nghiên cứu khả năng thay đổi cường độ thép chế tạo dầm HFB:
Luận án dùng thép có f
y
= 300;350; 400Mpa để nghiên cứu khả năng thay
thế thép cường độ cao (f
y
= 450Mpa). Kết quả (f
y

) chủ yếu ảnh hưởng đến
24
.
mômen thiết kế (M
b
*
) khi (L<3m) mà rất ít ảnh hưởng khi (L≥3m). Do đó có
thể dùng thép trong nước vẫn đạt hiệu quả nếu phạm vi sử dụng có giới hạn.

Kết luận Chương 4

1. Xây dựng quy trình tính toán cấu kiện HFB theo tiêu chuẩn AS/NSZ 4600.

2. Xây dựng chương trình tính toán cấu kiện HFB ứng dụng được thực tế.

3. Xác định được phạm vi sử dụng của dầm HFB: Phạm vi tải trọng:
1m≤L≤5m: w=(462÷93252)daN/m; 5m<L≤12m: w=(33÷1359)daN/m. Phạm
vi vượt nhịp L=(3,2÷14,2)m. Phạm vi độ võng: Δ= (0,06÷1,403)cm (L=3m);
Δ= (0,1÷2,244)cm (L=6m); Δ= (0,507÷3,337)cm (L=9m).

4. Dầm HFB nhẹ hơn nhiều so với dầm chữ I cán nóng (20,17÷78,74) (%).
Trong điều kiện Việt nam, dầm HFB có thể thay thế dầm định hình để giảm
nhẹ trọng lượng và tiết kiệm thép. Tuỳ theo phạm vi nhịp và tải trọng vẫn có
thể sử dụng thép cường độ thấp hơn (f
y
< 450Mpa) để chế tạo cấu kiện HFB.


KẾT LUẬN
Luận án đã hoàn thành mục tiêu nghiên cứu và đạt được các kết quả sau:

1. Làm rõ cơ sở khoa học về sự làm việc và công nghệ chế tạo. Xây
dựng được quy trình tính toán cấu kiện HFB theo AS/NSZ 4600 (Úc). Tính
toán khả năng chịu lực (về bền, ổn định) của 09 số hiệu dầm và cột lập thành
các bảng tra và đồ thị (kiểm tra uốn-cắt, uốn-ép dập) để thuận tiện áp dụng.

2. Về ổn định, tính toán được khả năng chịu oằn cục bộ (do lực cắt, lực
tập trung) của 09 số hiệu dầm HFB. Dạng mất ổn định đặc trưng khi chịu uốn
là oằn vặn bên; khi chịu nén là oằn uốn dọc. Thiết lập được phương pháp,
thuật toán tính ứng suất tới hạn đàn hồi oằn vặn bên (f
od
) theo phương pháp
PTHH. Tính toán được mômen, lực nén tới hạn (trong hay ngoài đàn hồi) và
phạm vi nhịp bất lợi cần thiết kế tăng cường ổn định cho mỗi số hiệu dầm.

3.
Nghiên cứu đề xuất giải pháp dùng giằng cánh nén để tăng cường
chịu oằn uốn-xoắn và sườn tăng cường chịu oằn vặn bên. Bài toán sườn tăng
cường đã hợp lý hoá được hình dạng, kích thước, mật độ, khoảng cách, cách
liên kết và cường độ thép sườn theo tiêu chí “bền đều” về khả năng chịu lực;
vừa tăng khả năng chịu oằn vặn bên, v
ừa tăng khả năng ổn định cục bộ.
25
.
HF 4. Xây dựng được chương trình tính toán HFB-DS 2008 để ứng dụng
Xác định được phạm vi sử dụng dầm HFB (về tải trọng; nhịp và độ võng).
5. Trong phạm vi khảo sát, dầm HFB có trọng lượng nhẹ hơn nhiều so
với dầm chữ I cán nóng thông dụng. Có thể sử dụng vật liệu thép hiện có
trong nước để triển khai sản xuất cấu kiện HFB tại Việt nam.

KIẾN NGHỊ
1. Sử dụng quy trình tính toán cấu kiện HFB theo AS/NSZ 4600 (Úc).
2. Sử dụng chương trình HFB-DS 2008 để tính toán cấu kiện HFB.
3. Sử dụng giải pháp sườn tăng cường để tăng cường ổn định tổng thể
và khả năng chịu tải cho dầm HFB khi ứng dụng thực tế Việt nam.


HƯỚNG PHÁT TRIỂN NGHIÊN CỨU
1. Nghiên cứu tối ưu hoá kết hợp cải tiến thiết bị để tăng số tiết diện.
2. Nghiên cứu ứng suất dư trong cấu kiện sau quá trình gia công nguội.
3. Triển khai sản xuất cấu kiện HFB tại Việt nam