Bài giảng Phân tích ứng xử & thiết kế kết cấu bê tông cốt thép - Chương 4: Quan hệ mômen - Độ cong

Nội dung text: Bài giảng Phân tích ứng xử & thiết kế kết cấu bê tông cốt thép - Chương 4: Quan hệ mômen - Độ cong

1. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công Nghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh Chương 4: QUA HỆ MÔME ĐỘ COG 4.1 SỰ PHÂ PHỐI LẠI MÔ ME TROG HỆ BTCT 4.1.1 Hệ chịu tải trọng đứng Phần 8.4 của tiêu chu Nn ACI 318 cho phép phân phối lại mômen (tăng hay giảm mômen âm ) trong các cấu kiện BTCT chịu uốn liên tục. Phân phối lại mômen phụ thuộc vào độ dẻo (ductility ) trong các vùng khớp dẻo ( plastic hinge ). N hững vùng khớp dẻo phát triển tại các vị trí M max và làm thay đổi biểu đồ mômen uốn đàn hồi . Và kết quả phân tích dẻo thường thấy là mômen âm giảm và mômen dương tăng trong vùng khớp dẻo so với kết quả phân tích đàn hồi. Vì các tổ hợp tải trọng nguy hiểm để xác định các mômen âm và các mômen dương là khác nhau, nên mỗi tiết diện BTCT có một khả năng dự trữ mà không sử dụng hết cho bất kỳ một trường hợp tải nào. Các khớp dẻo cho phép sử dụng toàn bộ khả năng chịu lực của nhiều vị trí tiết diện hơn của kết cấu chịu uốn, so với kết quả phân tích đàn hồi.
   Kết quả phân tích đàn hồi tuyến tính của một cấu kiện phi tuyến : wl 2/12 wl 2/12 + wl 2/24 M p + M p 2 2M p = wl /8 Với tiết diện hình lăng trụ có mômen kháng uốn Mn, tải trọng tác dụng lớn nhất w được xác định bằng: we l2 max e 12Mn
   Phân tích đàn hồi: Mn = ⇒ w = 12 max l2 wp l2 max p 16Mn e
   Phân tích chảy dẻo: Mn = ⇒w = = ,133w 16 max l2 max Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CONG
2. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh N hư vậy, việc sử dụng kết quả phân tích chảy dẻo cho giá trị tải trọng cho phép cao hơn khi so với kết quả phân tích đàn hồi . Khả năng chảy dẻo có thể được hình thành như thế nào?
   độ dẻo (ductility ) đủ lớn trong miền tạo khớp dẻo. o độ dẻo là đại lượng đo khả năng biến dạng không đàn hồi vượt quá biến dạng dẻo o sử dụng phương pháp phân tích mômenđộ cong (momentcurvature analysis ) để xác định các giới hạn biến dạng. o mức độ bê tông bị ép ngang sẽ ảnh hưởng lên giới hạn biến dạng.  biến dạng max của bê tông εcmax 4.1.2 Hệ chịu tải trọng ngang Sự phân phối lại lực ngang làm tăng cường khả năng đáp ứng của hệ khung chịu tải trọng động đất và tải trọng nổ do các thành phần cấu kiện đạt đến cường độ lớn nhất tại các mức độ biến dạng khác nhau. Xét cơ cấu beamsway bên dưới ( hình a: cột cứng dầm yếu) mà là cơ cấu ưu tiên trong thiết kế động đất.
   tại sao beamsway theo hình a là cơ cấu ưu tiên? (nhiều khớp dẻo nhất  Ph. án tối ưu).
   ảnh hưởng của mômen do tải trọng đứng trên đáp ứng của cấu kiện? ??? + ??? = Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
3. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh • Cơ cấu righthand sway : với 2 khớp dẻo ở hai đầu dầm () và một khớp dẻo (+) tại vị trí có mômen Mmax . Vùng biến dạng lớn + • Cơ cấu lefthand sway : với 2 khớp dẻo ở hai đầu dầm () và một khớp dẻo (+) tại vị trí có mômen Mmax . Vùng biến dạng lớn + Vậy, khả năng biến dạng đầy đủ phải được cấp cho mọi khớp dẻo được tạo thành như trong hình vẽ trên.
   biến dạng không đàn hồi lớn trong bê tông
   độ dẻo lớn đạt được bằng cách dùng các chi tiết cấu tạo thích hợp, bao gồm cả biện pháp thép đai ép ngang. Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
4. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh 4.2 PHÂ TÍCH MÔMEĐỘ COG CỦA TIẾT DIỆ TỰ DO Ở GAG 4.2.1 Các giả thuyết cơ bản Phân tích này trình diển dạng đơn giản nhất của phân tích mômenđộ cong (Mφ). Một số giả thuyết đơn giản trong lý thuyết uốn được thiết lập để tính toán quan hệ ( Mφ) như sau: 1. Các tiết diện vuông góc với trục uốn vẫn phẳng trước khi uốn và sau khi uốn. ε N hư vậy quan hệ giữa độ cong φ và biến dạng ε: φ = y với y là khoảng cách từ mép ngoài đến trục trung hoà. 2. Tại cùng một cao độ của tiết diện cấu kiện, biến dạng thép bằng biến dạng bê tông (εs = ε c). 3. Các ứng suất trong thép (σs) và bê tông (σc) có thể xác định từ các quan hệ (σ−ε ) đặc trưng của vật liệu. Các phương pháp tính toán trình bày sau đây áp dụng cho hai kiểu tiết diện tự do nở ngang: (1) bản BTCT chỉ có thép chịu kéo, (2) dầm BTCT chỉ có thép chịu kéo (phần 1) và có thêm thép chịu nén (phần 2) . 4.2.2 Phân tích mômenđộ cong của bản BTCT Trong tính toán bằng tay, mômen tại 3 mức độ cong (curvature) được xác định:
   độ cong khi bê tông xuất hiện nứt φcr (tại mômen gây nứt Mcr )
   độ cong khi bê tông biến dạng chảy dẻo φy (tại mômen chảy dẻo My)
   độ cong khi bê tông biến dạng cực hạn φu (tại mômen cực hạn Mu) Mặt cắt ngang bản BTCT được trình bày dưới đây. Mục tiêu là thiết lập đường quan hệ (M φ) cho tiết diện bản. Xét một khoảng chiều rộng bản b = 12 in để tính toán, Thép loại Grade 60 và cường độ bê tông f' c = 4 ksi . Giả thiết lớp bê tông bảo vệ là 1 in . Ba bước tính toán phải thực hiện tại các giai đoạn: a) bắt đầu nứt, b) chảy dẻo, c) tới hạn. Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
5. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh D = 6” b = 12” #4 @ 6” 1” a) Bắt đầu nứt (cracking ) Bỏ qua sự tham gia cốt thép (bỏ qua chuyển đổi tiết diện tương đương), bD 3 12 × 63 I = = = 216 in 3 g 12 12 Mô đun đàn hồi của bê tông: E c = 57000 4000 ksi = 3604 ksi f r I g 5,7 4000 216 Tính môment gây nứt, M cr = = × = 34,2 kipin y t 1000 3 M cr 34 2, 1 Tính độ cong khi bắt đầu nứt, φ cr = = = 4,4E5 in E c Ig 3604 × 216 N hư vậy toạ độ bắt đầu nứt (φcr , M cr ) trên đường quan hệ (φM) là ( 4,4E5 ; 34,2 ) b) Chảy dẻo (yield ) Để tính toán, sử dụng mômen quán tính chuyển đổi do nứt (cracked transformed moment of inertia ). Biến dạng tới hạn trong thép chịu kéo là biến dạng chảy dẻo εy. Sự phân bố ứng suất trong bê tông được giả thiết như ở hình trên. Chiều cao vùng bê tông chịu nén đến trục trung hoà là kd . Biến dạng trong thép chịu kéo là εy . Đối với tiết diện BTCT cốt đơn ta có công thức, 2 k = 2ρn + (ρ )n − ρn với n là tỷ số mô đun ( n = E s/E c) và ρ = A s/bd. Đối với tiết diện trên ta có, d = D 1 0,5 × (4/8) = 6 1 0,25 = 4,75 in 2 × (0,2in 2 ) 29000 ρ = = 0,0070 ; n = = 8,04 12 × 4,75 3604 ⇒ k = 0,28 (giá trị này hợp lý không?) Ans : k < 0,3 không bị phá hoại dòn Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
6. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh Tính mômen My quanh trọng tâm khối bê tông chịu nén , mà vị trí của nó cách mép trên của tiết diện một khoảng bằng kd/3 , ta có: My = ∑Asfs(jd) = Asfs d( − kd )3/ 2 My = 4,0( in )×60× ,4( 75− ,0 28× ,4 75 )3/ =103,4 kipin Độ cong tương ứng: εy ,0 0021 φ = = = 6,1E4 in 1 y d − kd ,4 75− ,0 28× ,4 75 N hư vậy toạ độ điểm chảy dẻo (φy, M y) trên đường quan hệ (φM) là ( 6,1E4 ; 103,4 ) c) Tới hạn (ultimate ) Hình dưới cung cấp thông tin cần thiết để tìm mômen tới hạn ( Mu) và độ cong tới hạn ( φu). Giả thiết khối ứng suất bê tông chịu nén dạng chữ nhật kiểu Whitneytype ( β1 = 0,85 ), Asf y 4,0 × 60 chiều cao đến trục trung hoà là: c = = = 0,69 in ' ,0 85× 4×12× ,0 85 ,0 85fcbβ1 Mômen tới hạn Mu tính bằng: Mu = Asf y d( − 5,0 β1 )c = 4,0 × 60 × ,4( 75 − 5,0 × ,0 85× ,0 69) = 106,9 kipin εcmax ,0 003 1 Độ cong tới hạn φu là : φ = = = 4,3E3 in u c ,0 69 N hư vậy toạ độ điểm tới hạn (φu, M u) là (4,3E3 ; 106,9 ). Chú ý chỉ có khác biệt nhỏ giữa mômen My (104 kipin) và mômen Mu (107 kipin). Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
7. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh 4.2.3 Phân tích mômenđộ cong của dầm BTCT Phân tích mẫu dầm BTCT dưới đây có phương pháp tương tự như ví dụ bản BTCT trình bày ở trên. Hai trường hợp sẽ được nghiên cứu : (a) chỉ có thép chịu kéo , (b) có thép chịu kéo và chịu nén . Các dữ liệu chính trình bày trong bảng dưới đây. 1. Phần 1 : Không có thép chịu nén (không có 2#9 ) a) Bắt đầu nứt Ig 13310 Mcr = fr = (0,474) = 573 kipin yt 11 Mcr 573 1 φcr = = = 1,19E5 in EcIg 3604 ×13310 b) Chảy dẻo n = 8,04; ρ = 0,0099 k = 2ρn + (ρ )n 2 − ρn = 0,327 kd 0,327×20 M = A f (d ) = 0,3 ×60×(20− ) = 3207 kipin y s y 3 3 ε y ,0 0021 φ = = = 1,56E4 in 1 y d − kd 20 − ,0 327 × 20 c) Tới hạn Asfy 0,3 × 60 c = = = 4,15 in ' ,0 85fcbβ1 ,0 85 × 4 ×15 × ,0 85 β c ,0 85 × ,4 15 M = A f (d 1 ) = 0,3 × 60(20 ) u s y 2 2 = 3282 kipin Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
8. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh εc max ,0 003 1 φ = = = 7,2E4 in ⇒ φ = φ u/φ y = 4,6 u c ,4 15 2. Phần 2 : Có thép chịu nén (có 2#9 ) a) Bắt đầu nứt (như trên) Ig 13310 Mcr = fr = (0,474) = 573 kipin yt 11 Mcr 573 1 φcr = = = 1,19E5 in EcIg 3604 ×13310 b) Chảy dẻo n = 8,04; ρ = 0,0099; ρ’ = 0,0066; d = 20’’; d’ = 2’’ 'd k = (2 ρ + ρ n)' + (ρ + ρ )' 2 n 2 − (ρ + ρ n)' = 0,301 d Phương trình tổng quát của mômen My là : kd kd M = A f (d ) + A ' f ' (d ' ) y s y 3 s s 3 với ứng suất thép chịu nén là hàm số của khoảng cách k. N ếu ứng suất thép chịu kéo là fy, thì biến dạng thép chịu nén có thể xác định bằng qui tắc tam giác như sau: kd − 'd f ' = f = 17,3 ksi s d − kd y 0,301× 20 0,301× 20 M = 0,3 × 60(20 ) + 0,2 ×17 3, (2 ) y 3 3 = 3238 kipin ε y ,0 0021 φ = = = 1,50E4 in 1 y d − kd 20 − ,0 301× 20 c) Tới hạn Tính toán ( φu , M u) đòi hỏi một số bước tính lặp để tìm vị trí trục trung hoà. Trong tính tay, ban đầu giả thiết biến dạng thép chịu nén ε's vượt quá biến dạng chảy εy , giả thiết này cũng sẽ được hậu kiểm . Asfy − 'A s 'f s 0,3 × 60 − 0,2 × 60 c = = = 1,38 in ' ,0 85fcbβ1 ,0 85 × 4 ×15 × ,0 85 β c M = ,0( 85f 'β cb)(d 1 ) + 'A 'f d( − )'d = 3321 kipin u c 1 2 s s εc max ,0 003 1 φ = = = 2,20E3 in u c ,1 38 Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
9. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh Kiểm tra lại giả thiết ban đầu cho biến dạng trong thép chịu nén, ' c − 'd ε = ε ( ) = ,0 0015 = 0,71 εy < εy (εy = 0,0021) s c max c N hư vậy giả thiết ban đầu là không đúng và đòi hỏi bước tính lặp khác. Sau một số lần tính lặp ta có: c = 2.90" c − 'd 9,2 − 0,2 ε' = ε ( ) = ,0 003 ( ) = 0,00093 s c max c 9,2 ' ' fs = Ecεs = 29000 × ,0 00093 = 27 ksi β c M = ,0( 85f 'β cb)(d 1 ) + 'A 'f d( − )'d = 3331 kipin u c 1 2 s s εc max ,0 003 1 φ = = = 1,0E3 in ⇒ φ = φ u/φ y = 6,7 u c 9,2 Bây giờ khảo sát bảng dưới đây cho BTCT tự do nở ngang (không có cốt thép đai). BTCT Thép chịu nén không đai Không Có My 3207 3238 ← ít thay đổi φy 1,56E4 1,50E4 ← không đổi Mu 3282 3331 ← ít thay đổi φu 0,72E3 1,0E3 ← tăng 40% φ 4,6 6,7 ← tăng 40% Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
10. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh 4.3 PHÂ TÍCH MÔMEĐỘ COG CỦA TIẾT DIỆ BN ÉP GAG 4.3.1 Tính toán các đáp ứng Trong tính toán bằng tay, mômen tại 3 mức độ cong (curvature) cũng được xác định tương tự như các tiết diện tự do nở ngang :
    độ cong khi bê tông xuất hiện nứt φcr (tại mômen gây nứt Mcr )
    độ cong khi bê tông biến dạng chảy dẻo φy (tại mômen chảy dẻo My)
    độ cong khi bê tông biến dạng cực hạn φu (tại mômen cực hạn Mu) Các phương pháp tính toán trình bày sau đây áp dụng cho tiết diện dầm BTCT bị ép ngang (có bố trí thép đai ) với cấu tạo như hình vẽ dưới đây. Thép đai vòng #5 , bước đai sh = 4” . Bước tính thứ nhất là xác định các đặc trưng của bê tông bị ép ngang . Trong ví dụ này, mômen uốn quanh trục xx gây ra ứng suất nén ở phần đỉnh của mặt cắt dầm BTCT (phía thép 2#9 ). Trục x và y như hình vẽ. Với tiết diện như trên, sử dụng các công thức trong Chương 3 ta có:  2A 2A ⇐ ρ = h ;ρ = h  y " x "  sh h x shh y Do tiết diện chữ nhất, giả sử hệ số hiệu quả Ke = 0,75 , ta có: ' f f yh 60 lx = K ρ = ,0 75 × ,0 0074 × = 0,083 ' e x ' fc fc 4 Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
11. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh ' fly f yh 60 = K ρ = ,0 75 × ,0 0114 × = 0,128 ' e y ' fc fc 4 Sử dụng biểu đồ trên, chú ý rằng cường độ ép ngang hiệu quả lón nhất của ví dụ này là f' ly , suy ra ta có K = f' cc / f' c = 1,6 và cường dộ lõi bê tông bị ép ngang do đó bằng : ' ' fcc = Kfc = 6,1 × 4 = 6,4 ksi Sủ dụng mô hình Mander với các ký hiệu như trong hình dưới đây: Ta có các thông số cần thiết khác để thiết lập đường quan hệ (f cεc) của tiết diện bê tông bị ép ngang là: f yh = f y = 60 ksi; εsm = 0,1 (thép Grade 60 ) (4,1 ρ x + ρ y f) yh εsm ε cu = ,0 004 + ' = 0,028 f cc Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
12. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh f ' ε = ,0 002 1[ + (5 cc −1)] = 0,008 cc ' fc ' fcc Esec = = 800 ksi; Ec = 3604 ksi εcc Ec εc r = = 1,28; x = = 125εc Ec − Esec εcc f ' xr 1024ε f = cc = c c r ,1 28 r −1 + x ,0 28 + (125εc ) Đường quan hệ σ−ε của các trường hợp bê tông bị ép ngang và bê tông tự do nở ngang của ví dụ này được biểu diển như sau: Để tính mômen tới hạn Mu và độ cong tới hạn φu cho tiết diện này, các thông số khối ứng suất bê tông chịu nén cần phải được xác định. Các số liệu đã biết gồm: εc max K = 'f cc 'f/ c = 1,6; chọn εc max = εcu = 0,028; εcc = 0,008; = 3,5 εcc Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
13. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh Từ các biểu đồ trên ta có: β = 1, αβ = 0.9, α = 0.9 . Lúc này chúng ta có đủ các thông số cần thiết để thực hiện sự phân tích mômenđộ cong. a) Bắt đầu nứt (như trên) Ig 13310 Mcr = fr = (0,474) = 573 kipin yt 11 Mcr 573 1 φcr = = = 1,19E5 in EcIg 3604 ×13310 b) Chảy dẻo (như trên) n = 8,04; ρ = 0,0099; ρ’ = 0,0066; d = 20’’; d’ = 2’’ 'd k = (2 ρ + ρ n)' + (ρ + ρ )' 2 n 2 − (ρ + ρ n)' = 0,301 d kd − 'd f ' = f = 17,3 ksi s d − kd y kd kd M = A f (d ) + A ' f ' (d ' ) = 3238 kipin y s y 3 s s 3 ε y ,0 0021 φ = = = 1,50E4 in 1 y d − kd 20 − ,0 301× 20 c) Tới hạn Trong tính toán bên dưới, bỏ qua ảnh hưởng cốt thép chịu nén .
    
    
    Tác động của quyết định này sẽ bàn luận sau. Do nén ngang , bê tông sẽ có biến dạng max vượt xa biến dạng nứt vỡ ( spalling ) mà được giả thiết là εsp = 0,004 . Do đó, ở giai đoạn tính toán tới hạn cần giả thiết rằng lóp bê tông bảo vệ đã bị nứt vỡ (xem vùng chéo màu cam ở hình dưới). b = 15 2( 2 9/16 5/8 ) = 13,2 in d = 22 2 ( 2 9/16 5/8 ) = 19,1 in α = 0.9 ; β1 = 1,0 Asfy 0,3 × 60 c = = = 2,36 in ' αfccbβ1 9,0 × 4,6 ×13 2, ×1 Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
14. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh β c M = (αf ' β cb)(d 1 ) = 3215 kipin u cc 1 2 εcm ,0 0028 1 φ = = = 1,19E2 in u c ,2 36 φu φ = = 79,3 φy Bây giờ khảo sát bảng so sánh thông số dưới đây cho BTCT tự do nở ngang vả BTCT bị ép ngang ( không /có cốt thép đai). BTCT Thép đai cốt đơn Không Có My 3207 3207 ← không đổi φy 1,56E4 1,56E4 ← không đổi Mu 3282 3215 ← ít thay đổi φu 0,72E3 1,19E2 ← tăng 17 lần φ 4,6 79,3 ← tăng 17 lần a) Xét tác động loại bỏ thép chịu nén ảnh hưởng kết quả tính toán như thế nào?
    
    
    Sẽ ảnh hưởng vị trí trục trung hoà c khi xét đến thép chịu nén? ⇒ c ↓↓↓ ' Asfy − Asfs o Chú ý công thức: c = ' αfccbβ1
    
    
    N ếu biến dạng max của bêtông εcu = const , và c thay đổi ( giảm ) do có xét đến thép chịu nén , độ cong tới hạn φu bị ảnh hưởng như thế nào? ⇒ φu ↑↑↑ b) Xét việc loại bỏ sự tái bền về biến dạng (strain hardening ) của thép sẽ ảnh hưởng đến kết quả tính toán như thế nào?
    Ảnh hưởng trên cường độ Mu và độ cong φu ra sao? fy ↑↑↑ ⇒ Μu ↑↑↑ và φu ↓↓↓ Tóm lại, độ cong tới hạn φu (ultimate curvature ) và độ dẻo tới hạn φ = φu/φy (curvature ductility ) của tiết diện thay đổi như thế nào? Xét bảng dưới đây: Tăng φφφu , φφφ ? Tăng thép chịu kéo ρ = As/bd giảm Tăng thép chịu nén ρ' = A' s/bd tăng Tăng cường độ thép fy giảm Tăng cường độ bê tông f ’c tăng Tăng thép đai ρ'' = ρx + ρy tăng Tăng lực nén dọc N giảm Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
15. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh 4.4 PHÂ TÍCH MÔMEĐỘ COG CỦA TIẾT DIỆ PHỨC TẠP N hiều phân tích mômenđộ cong được thực hiện trong các văn phòng thiết kế sử dụng các phần mểm lập trình tính toán. Một số phần mểm tiêu biểu là:
    BIAX : phát triển bởi Wallace tại UC Berkeley vào đầu thập niên 1990.
    UCFyber : phát triển bởi Chadwell tại UC Berkeley vào cuối thập niên 1990, tham khảo tại Zevent website: h ttp://www.zevent.com/framep.html
    SEQMC : phát triển bởi SEQAD vào cuối thập niên 1990, tham khảo tại SC Solutions website: Các chương trình tính toán đều vận hành tuân thủ một tiêu chuNn thiết kế nào đó với nhiều đặc tính và cách sử dụng rất khác nhau. Phần dưới đây là trình bày đơn giản cách thiết lập các quan hệ mômenđộ cong cho các tiết diện bất kỳ . Một số là kết quả nghiên cứu của Priestley, Seible, và Calvi. Trong phần này, giả thiết quan hệ (σ−ε) của bê tông đã được xác lập trước (cho trước). Ở đây trong phân tích mômenđộ cong giả thiết rằng quan hệ (σ−ε) của thép là đàn hồi dẻo lý tưởng (elastic perfectly plastic ). Giả thiết đơn giản để tính toán như vậy cơ bản là bảo thủ. Mà hình minh hoạ trên, Priestley, Seible, và Calvi, thể hiện các đường cong (σ−ε) khác nhau khi kéo thép:
    cường độ chảy dẻo danh nghĩa so với cường độ chảy dẻo thực đo .
    vùng biến dạng chảy dẻo ( điểm 1 ) và biến dạng cực hạn ( điểm 4) cho các loại thép.
    các giá trị εsm khác nhau cho các loại thép ( điểm 3 ). Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
16. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh Xét quan hệ σ−ε dưới đây chịu tải đơn của thép tròn Grade 60 (Priestley, Seible, và Calvi). Đối với loại thép này, cường độ chảy dẻo mong đợi expected yield strength ( fye ) sẽ lớn hơn cường độ chảy dẻo danh nghĩa nominal yield strength ( fy) khoảng 1,1 1,3 lần. Biến dạng εsh = 0,008 và biến dạng cực hạn εsu = 0,12 . Trong miền biến dạng tái bền strainhardening region ( εsh ≤ εs ≤ εsu ), ứng suất thép có thể tính bằng: 2   ,0 12 − ε   f = f  5,1 − 5,0  s   (41) s ye ,0 112     Trong phân tích với trường hợp biến dạng bê tông lớn hơn 0,0030,004 , người tính toán phải phân biệt giữa vùng bị ép ngang (confined ) và vùng tự do nở ngang (unconfined ) của cấu kiện BTCT:
    bê tông nằm trong thép đai xem như bị ép ngang
    bê tông nằm ngoài thép đai xem như tự do nở ngang Phần còn lại của bài giảng sử dụng các thuật ngữ (nomenclature ) của Priestley, Seible, và Calvi như trình bày trong hình dưới đây: Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
17. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh Phân tích mômenđộ cong là một phương pháp tính lặp bao gồm xét đến lập cân bằng lực dọc và cân bằng mômen trên tiết diện tính toán và lựa chọn các giá trị của biến dạng nén ở mép ngoài cùng , extreme fiber strain in compression ( εc). Xét tiết diện tròn ở trên. N ghiệm cho tiết diện chữ nhật thì tính tương tự nhưng đơn giản hơn. Tù cân bằng lực dọc trên tiết diện ta có: 0,5D n P = ∫[bc(x)fc(εx ) + (b(x) b c(x))fcu(εx )]dx + ∑ Asifs(εxi) 0,5D c i=1 (42) ε với: ε = c x( − 5,0 D + )c x c Tù cân bằng lực mômen trên tiết diện ta có: 0,5D n M = ∫[bc(x)fc(εx ) + (b(x) bc(x))fcu (εx )]xdx + ∑ Asifs(εxi x) i 0,5D c i=1 (43) ε trong đó: φ = c c Trong các phương trình trên, fc(ε), f cu (ε), và f s(ε) lần lượt là ứng suất trong bê tông bị ép ngang , tự do nở ngang , và thép dọc , và chúng là các hàm số của biến dạng ; Asi là diện tích thép dọc tại khoảng cách xi tính đến trục đối xứng. Các đại lượng khác xem chi tiết ở hình bên trên. Chú ý nếu tiết diện là hình chữ nhật , các phương trình trên đây được đơn giản hoá như sau: 0,5D n P = [b f (ε ) + (b b )f (ε )]dx+ A f (ε ) ∫ c c x c) cu x ∑ si s xi 0,5D c i=1 Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
18. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh (44) 0,5D n M = [b f (ε ) + (b b )f (ε )]xdx+ A f (ε x) ∫ c c x c cu x ∑ si s xi i 0,5D c i=1 (45) Các bước giải tóm tắt như sau : 1. Chọn một giá trị biến dạng mép ngoài cùng εc và lực dọc trục P. 2. Tính chiều cao vùng bê tông nén c bằng phương pháp thử dần và kiểm tra sai số tương ứng với lực cho trước P và biến dạng cho trước εc (sử dụng (42) hay (44) ). 3. Tính mômen M và độ cong φ bằng cách dùng các phương trình ở trên (sử dụng (43) hay (45) ). 4. Chọn một giá trị mới của biến dạng εc (cho đến khi bằng biến dạng nén tới hạn của bêtông εcmax ), sau đó lặp lại các bước tính 2 và 3. 5. Chọn một giá trị mới của lực dọc trục P. Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
19. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh 4.5 PHÂ TÍCH TIẾT DIỆ VỚI PHẦ MỀM UCFYBER Phân tích mômenđộ cong dùng phần mềm tính toán UCFyber được tóm lượt như sau: Chú ý rằng ảnh hưởng của biến dạng thép tái bền có được xét đến trong chương trình tính toán UCFyber , khi đó so với mô hình thép đàn hồi dẻo lý tưởng ( bilnear model ), nhận thấy:
    có một lượng tăng đáng kể về cường độ tới hạn Mu (cần phải xem xét đến trong thiết kế khả năng phá hoại , capacity design procedure, tham khảo phần 1.2.3.4 của chương 1 )
    có một lượng giảm đáng kể về độ cong tới hạn φu Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
20. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh PHỤ LỤC 1 2 Chứng minh : k = 2ρn + (ρ )n − ρn với k = c/d ; n = E s/E c và ρ = A s/bd; từ PTCB lực: Fc = Fs ⇔ 5,0 bkd σ .c max = A sσ s (P11) ⇒ 5,0 bkd (E cε ,c max ) = A s (E sεs ) (P12) từ sơ đồ biến dạng: ε ε k .c max = s ⇔ ε = ε (P13) kd d − kd .c max 1 − k s Thế (P13) vào (P12) ta có: k 2 E s 5,0 bkd (E c εs ) = A s (E sεs ) ⇒ 5,0 bdk = A s 1( − )k (P14) 1 − k E c Vì: n = E s/E c ; ρ = A s/bd nên ta có : 2 5,0 k 2 = nρ 1( − )k  k = 2ρn + (ρ )n − ρn (P15) Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G
21. Cao học: Xây Dựng Dân Dụng và Công N ghiệp Bài giảng: Prof. Andrew Whittaker Môn học: Phân Tích Ứng Xử & Thiết Kế Kết Cấu BTCT Biên dịch: PhD Hồ Hữu Chỉnh PHỤ LỤC 2 2 2 Chứng minh : k = (2 ρ + 'k ρ n)' + (ρ + ρ )' n − (ρ + ρ n)' với k = c/d ; k’ = d’/d ; n = E s/E c và ρ = A s/bd; ρ' = A’ s/bd tương tự cách tính của Phụ lục 1 , từ PTCB lực: Fc + 'F s = Fs ⇔ 5,0 bkd σ .c max = A sσs − A 's σ's (P21) ⇒ 5,0 bkd (E cε ,c max ) = A s (E sεs ) − A 's (E sε's ) (P22) từ sơ đồ biến dạng: ε ε k .c max = s ⇔ ε = ε (P23a) kd d − kd .c max 1 − k s ε' ε k − 'k s = s ⇔ ε' = ε (P23b) kd − d' d − kd s 1 − k s Thế (P23) vào (P22) ta có: k k − 'k 5,0 bkd (E ε ) = A (E ε ) − A ' (E ε ) (P24) c 1 − k s s s s s s 1 − k s 2 E s E s ⇒ 5,0 bdk = A s 1( − )k − A 's k( − )'k (P25) E c E c Vì: n = E s/E c ; ρ = A s/bd ; ρ' = A’ s/bd nên ta có : 5,0 k 2 = nρ 1( − )k − nρ k(' − )'k (P26) 2 2  k = (2 ρ + 'k ρ n)' + (ρ + ρ )' n − (ρ + ρ n)' (P27) Chương 4 : QUAN HỆ MÔMEN ĐỘ CON G