Phân tích một số yếu tố ảnh hưởng tới hiệu quả gia cường dầm BTCT bằng tấm chất dẻo có cốt sợi

Nội dung text: Phân tích một số yếu tố ảnh hưởng tới hiệu quả gia cường dầm BTCT bằng tấm chất dẻo có cốt sợi

1. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG PHÂN TÍCH MỘT SỐ YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG TỚI HIỆU QUẢ GIA CƯỜNG DẦM BTCT BẰNG TẤM CHẤT DẺO CÓ CỐT SỢI ThS. NGUYỄN HỮU TUÂN, ThS. ĐOÀN NHƯ HOẠT, ThS. TRẦN ĐÌNH HOÀNG Trường Cao đẳng Giao thông Vận tải II Tóm tắt: Bài báo giới thiệu các kết quả nghiên cứu Theo khả năng của vật liệu, trong lĩnh vực xây về một số yếu tố ảnh hưởng tới hiệu quả tăng cường dựng nói chung chúng ta có thể sử dụng vật liệu FRP khả năng chịu uốn của dầm BTCT bằng tấm chất dẻo để gia cường cho kết cấu trong những trường hợp có cốt sợi. Thực tế hiện nay đã có một số công trình sau: cầu áp dụng phương pháp gia cường này và cho kết - Tăng cường khả năng chịu uốn và chịu cắt của quả tốt, tuy vậy trong quá trình áp dụng chưa xét đến dầm BTCT để sửa chữa và gia cường khả năng chịu ảnh hưởng của các yếu tố như: Chất lượng bê tông tải; dầm, điều kiện môi trường, khống chế và hiệu chỉnh - Tăng cường khả năng chịu uốn của sàn BTCT ứng suất trong vật liệu, chiều dài gia cường có hiệu tại vùng có mô men dương và mô men âm; quả, chiều cao mặt cắt , trong khi các yếu tố này có - Tăng cường khả năng chịu uốn và chịu nén ở tác động không nhỏ tới hiệu quả gia cường dầm. cột BTCT để gia cường khả năng chịu tải [4]. Từ khóa: Gia cường cầu, cầu BTCT, vật liệu mới, Trên thực tế hiện nay đã có một số công trình cầu FRP, tăng cường khả năng chịu uốn, Tyfo®. áp dụng phương pháp gia cường này và cho kết quả 1. Đặt vấn đề ban đầu khá tốt. Tuy vậy, trong quá trình áp dụng các kỹ sư chưa xét đến ảnh hưởng của nhiều yếu tố có Trong khoảng thời gian qua ngành cầu của Việt thể tác động tới hiệu quả gia cường như: Đặc điểm Nam đã đạt được những thành tựu vượt bậc, nhiều của bê tông bề mặt, điều kiện môi trường, quan hệ công trình cầu nhịp lớn, hiện đại được thiết kế và xây ứng suất - biến dạng trong sự làm việc đồng thời của dựng khắp cả nước. Song, có một thực tế dễ thấy là vật liệu FRP với các vật liệu của kết cấu (bê tông, cốt hệ thống hạ tầng của nước ta còn chưa đồng bộ, số thép) Dưới đây là một số kết quả nghiên cứu có xét lượng cầu cũ, cầu yếu vẫn còn khá nhiều mà chưa đến ảnh hưởng của một số yếu tố tác động tới hiệu được thay thế hoặc nâng cấp. Điều đó đặt ra những quả tăng cường khả năng kháng uốn cho dầm BTCT, đòi hỏi bức thiết đối với nước ta, là một nước đang từ đó áp dụng để tính toán gia cường cho một dầm phát triển, ngân sách đầu tư còn hạn hẹp, do đó cần cầu BTCT DƯL cụ thể. phải có những giải pháp trước mắt để giải quyết vấn đề này. Đó là cải tạo, nâng cấp các bộ phận của kết 2. Phương pháp tính toán gia cường khả năng cấu nhịp cầu cũ, để tăng sức chịu tải, kéo dài tuổi thọ chịu uốn của dầm bằng tấm FRP của cây cầu. Nguyên tắc tính toán gia cường dầm bằng tấm Gần đây một giải pháp gia cường cho kết cấu FRP phải được thực hiện dựa trên cơ sở các nguyên BTCT đã được ứng dụng để nâng cấp tải trọng cho tắc tính toán kết cấu BTCT như tiêu chuẩn ACI 318, công trình cầu tỏ ra khá hiệu quả, cho phép cầu tiếp ACI 440.2R và tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN-272-05 tục kéo dài thời gian khai thác cầu mà giá thành thi [1], [2], [7]. công thấp, đó là dán vật liệu gia cường dạng tấm chất 2.1 Mô hình phá hoại dẻo có cốt sợi (Fiber Reinforced polymer - FRP). Theo [2], [3], [5] thì khả năng chịu uốn của dầm Vật liệu FRP là một dạng vật liệu composite, được phụ thuộc vào mô hình phá hoại, khi tăng cường khả chế tạo từ các cốt liệu sợi kết hợp với chất kết dính năng chịu uốn của kết cấu BTCT bằng tấm FRP có (chất nền), trong đó có ba loại cốt liệu sợi thường thể có các dạng phá hoại sau: được sử dụng là sợi carbon CFRP, sợi thủy tinh GFRP và sợi aramid AFRP; chất kết dính thường là - Sự phá hoại của bê tông trong vùng nén trước Epoxy, Polyeste hoặc vinyl ester. Sự kết hợp trên tạo khi cốt thép chịu kéo bị chảy; thành một loại vật liệu hoàn chỉnh có cường độ chịu - Sự chảy dẻo của thép chịu kéo ngay sau khi xảy kéo cao, trọng lượng nhỏ, cách điện, chịu nhiệt tốt. ra sự phá hoại của tấm vật liệu FRP; Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015 21
2. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG - Sự chảy dẻo của thép trong vùng chịu kéo sau trong đó: khi có sự phá hoại của bê tông vùng chịu nén (phá Af là diện tích của FRP trên tiết diện dầm; hoại đồng thời). fps, fs và ffe là ứng suất trong cốt thép DƯL, cốt Đặc biệt, theo [1] rất cần thiết phải xét đến 2 dạng thép thường chịu kéo và trong vật liệu FRP; phá hoại khác, đó là: h là chiều cao dầm; - Sự bóc tách do lực cắt hoặc kéo tác động lên lớp bê tông bảo vệ; b là chiều rộng sườn dầm; - Sự bóc tách của lớp vật liệu gia cường khỏi bề bf là chiều rộng cánh dầm; mặt bê tông. dp là khoảng cách từ trọng tâm cốt thép DƯL đến Khi tính toán gia cường, trước tiên cần xác định đỉnh dầm; mô hình phá hoại của dầm, đó là cơ sở để tính ứng d là khoảng cách từ trọng tâm cốt thép thường suất, biến dạng trong mỗi loại vật liệu, nói chung khi đến đỉnh dầm; thiết kế gia cường dầm cần tính toán sao cho dầm ở trạng thái phá hoại đồng thời là hợp lý nhất, tức là lúc As là diện tích cốt thép thường chịu kéo; đó cả bê tông chịu nén, cốt thép kéo và tấm FRP bị Aps là diện tích cốt thép DƯL; phá hoại cùng lúc. f là hệ số chiết giảm cường độ của vật liệu FRP 2.2 Tính khả năng chịu uốn của mặt cắt dầm sau lấy bằng 0,85; khi gia cường  là hệ số chiết giảm khả năng chịu uốn của dầm. Muốn tính khả năng chịu uốn của dầm sau khi Như vậy để tính được khả năng chịu uốn danh được gia cường cần xác định vị trí của trục trung hòa định M , cũng như khả năng chịu uốn tính toán M của (TTH). Giả sử xét dầm BTCT DƯL tiết diện chữ T n r dầm sau khi gia cường cần xác định được ứng suất được gia cường bằng tấm FRP ở đáy dầm. (biến dạng) trong cốt thép, bê tông và vật liệu gia Với giả thiết TTH đi qua sườn dầm. Khi đó vị trí cường FRP, các yếu tố này có thể xác định dựa vào của TTH được tính theo công thức sau: biểu đồ ứng suất - biến dạng của dầm sau khi gia f A + f A + f A - α f' β (b - b)h cường. s s ps psfe f1 c 1 f f (1) c = hf α1 f'c β 1 b Đối với cốt thép DƯL cấp 270 (có fpu=1860MPa) sau khi dầm được gia cường, ứng suất được tính với hf là chiều dày bản cánh dầm. theo công thức (6): Nếu c < hf thì chứng tỏ TTH đi qua cánh dầm, ta cần tính lại c theo dạng mặt cắt hình chữ nhật với bề 196500pskhi  ps 0,0086 (6) rộng bằng bề rộng cánh dầm, khi đó (1) trở thành: fps 0,276 1860 khi ps 0,0086 ps 0,007 fs A s + f ps A ps + ffe A f c = (2) α1 f'c β 1 bf Biến dạng trong cốt thép DƯL sau khi gia cường sẽ được tính theo (7): Khả năng chịu uốn danh định của dầm sau khi gia cường khi TTH đi qua sườn dầm (c h ) là: P e2 f   e (1 )  ps pe 2 p() net (7) EA r a a ahf a c cg M=fA(d-n s s )+f ps A ps (d p - )+αf'β(b c -b)h( - )+ψf A(h- ) (3) 2 21 1 f f 2 2 f fe f 2 trong đó: Trường hợp TTH đi qua cánh dầm khả năng chịu  là biến dạng ban đầu trong cốt thép DƯL, uốn danh định của dầm sau khi gia cường là: pe fpe pe ; a a a E Mn =fA(d- s s )+f ps A ps (d p - )+ ψ f A (h - ) (4) p 2 2f fe f 2 Khả năng chịu uốn tính toán của tiết diện dầm: fpe, Ep là ứng suất ban đầu và mô đun đàn hồi của cốt thép DƯL; Mr = M n (5) 22 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015
3. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG Pe là lực kéo ban đầu trong cốt thép DƯL, Pe = Khi tính c cần giả định trước mô hình phá hoại, Apsfpe; thường là giả định bê tông vùng nén bị phá hoại trước (đạt cực hạn) khi đó sẽ có  =  = 0,003, sử dụng trị e là độ lệch tâm của lực kéo ban đầu trong cốt c cu số này để xác định các trị số biến dạng khác, quá thép DƯL (Pe); trình này sẽ cho phép kiểm tra xác định xem vật liệu Acg là diện tích mặt cắt nguyên của dầm; nào sẽ điều khiển quá trình phá hoại (vật liệu bị phá r là bán kính quán tính của tiết diện nguyên, hoại trước). Ig r = ; 3. Một số yếu tố ảnh hưởng tới hiệu quả gia Acg cường dầm Ig là mô men quán tính nguyên của mặt cắt dầm; 3.1 Xét tới ảnh hưởng của điều kiện môi trường Ec là mô đun đàn hồi của bê tông; Trong tính toán gia cường kết cấu BTCT bằng tấm sợi FRP, mặc dù các tấm sợi có mô đun đàn hồi  là biến dạng thực trong cốt thép DƯL, đại p(net) tốt, song có thể sẽ bị lão hóa theo thời gian sử dụng, lượng này phụ thuộc vào mô hình phá hoại của cấu mức độ sẽ càng tăng khi ở điều kiện môi trường khắc kiện. nghiệt, vì vậy cũng cần phải quan tâm đến điều kiện p(net) được tính theo công thức (8) khi vật liệu môi trường. Có thể phân điều kiện môi trường thành 3 FRP phá hoại trước hoặc phá hoại đồng thời và tính loại: Môi trường được bảo quản, che chắn tốt (môi theo công thức (9) khi bê tông vùng nén bị phá hoại trường kín); môi trường không được che chắn, song ít trước: nguy hiểm (môi trường không kín) và loại thứ 3 là môi trường bị xâm thực mạnh (khắc nghiệt), tùy theo từng dp c  ()   (8) điều kiện môi trường cụ thể để tính toán gia cường p() netfe bi h c cho hợp lý. d c p Theo khuyến nghị của [1] có thể xét tới ảnh  p() net 0,003 (9) c hưởng của môi trường làm việc bằng cách chiết giảm Đối với vật liệu FRP, biến dạng của vật liệu là: ứng suất và biến dạng của vật liệu theo từng điều kiện môi trường cụ thể. h - c ε = εcu - ε (10) Thực tế hiện nay cho thấy, nhiều tính toán đã fe c bi không xem xét tới vấn đề này, do đó kết quả tính toán Ứng suất trong tấm FRP sẽ là: ffe = Effe (11) vô tình đã có sự sai khác đáng kể. trong đó: bi là biến dạng ban đầu của bê tông ở 3.2 Xét tới ảnh hưởng của chất lượng bê tông bề đáy dầm, được tính theo công thức: mặt P ey M y  e(1 b ) DL b (12) Sự bóc tách của lớp bê tông bảo vệ bệ mặt (hoặc bi 2 EAEIc cgr c g của lớp vật liệu gia cường) xảy ra nếu ứng suất trong trong đó: lớp vật liệu gia cường vượt quá khả năng chịu đựng của các vật liệu bề mặt (bê tông), khi đó bê tông bề M là mô men uốn do tĩnh tải tiêu chuẩn gây ra DL mặt sẽ bị bong, bóc tách làm phá hoại dầm. Nhiều tại mặt cắt đang xét; nghiên cứu cho thấy, khi mặt cắt được gia cường mặt Ef là mô đun đàn hồi của vật liệu FRP; ngoài bằng vật liệu FRP thì sự phá hoại dầm do sự bóc tách của vật liệu bề mặt có thể là chủ yếu (mặc yb là khoảng cách từ đáy dầm đến trọng tâm tiết dù tấm FRP chưa phá hoại). diện; Để tránh những dạng phá hoại do hiện tượng bóc cu là biến dạng cực hạn của bê tông. tách vật liệu bề mặt, biến dạng trong vật liệu FRP cần Lưu ý là khi tính toán để tìm vị trí TTH, do các yếu nhỏ hơn giới hạn biến dạng mà sự bóc tách có thể tố ứng suất biến dạng ban đầu của các vật liệu là xảy ra, nghĩa là người kỹ sư cần phải khống chế ứng chưa xác định được nên cần tiến hành tính thử dần suất, biến dạng trong lớp vật liệu FRP, chứ không thể cho đến khi c hội tụ về một giá trị, có thể bắt đấu với đơn giản là lấy ứng suất và biến dạng của vật liệu này c = 0,1h, sau đó tính lặp dần. bằng với ứng suất cực hạn của nó, điều này cũng đã được đề cập đến trong tiêu chuẩn ACI 440.2R. Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015 23
4. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 3.3 Xét tới ứng suất trong bê tông vùng chịu nén nén của bê tông với hệ số 1 theo công thức (13) là không thích hợp. Nhiều nghiên cứu đã chỉ ra điều đó, Theo ACI 318 thì ứng suất trong bê tông vùng chẳng hạn theo Viện Bê tông Hoa kỳ các hệ số  và chịu nén được xác định trên một phạm vi hình chữ 1 1 cần được tính toán hiệu chỉnh lại theo công thức nhật có bề rộng là 1f’c và chiều cao là a = 1c. Trong sau: đó, hệ số 1 lấy trung bình là 0,85 và c là vị trí của 2 TTH (xác định theo công thức (1) hoặc (2)). Hệ số của 4ε'c - ε c 3ε' ε - ε β = và α = c c c (14) khối ứng suất hình chữ nhật 1 khi bê tông bị nén vỡ 1 6ε' - 2ε 1 2 c c 3β1 ε'c (đạt cực hạn) được xác định như sau: trong đó: 0,85 khi f'c 28MPa 1, 7f'c f' - 28 ε' = ; (15) c (13) c β1 = 0,85-0,05 khi28MPa 56MPa c f’ là cường độ chịu nén của bê tông dầm; Tuy nhiên, thực tế sẽ có trường hợp bê tông chưa c đạt tới trạng thái cực hạn mà cốt thép chịu kéo đã c là biến dạng của bê tông ở vùng chịu nén. chảy dẻo, lúc này biến dạng của bê tông vùng nén chưa đạt đến giá trị cực hạn (cu) nên ứng suất chịu Hoặc theo quan điểm của tác giả Todeschini (1964) thì: -1 2 4[(ε' / ε ) - tan (ε' / ε )] 0,9ln[1+ (ε / ε' ) ] β = 2 - c c c c = c c 1 2 và 1 (16) εc / ε' c ln[1+ (ε c / ε' c ) ] β1 (εc / ε' c ) Thực tế cho thấy, để đơn giản nhiều tác giả đã Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn theo loại Điều kiện khắc nghiệt vật liệu AFRP Điều kiện kín không hiệu chỉnh hai giá trị α1 và 1 mà thường cố Điều kiện không kín định chúng trong tính toán gia cường, điều này đã vô 45 40 tình làm cho khả năng chịu uốn của dầm gia cường 35 30 có sự sai lệch đáng kể. 25 M % 20 Để làm sáng tỏ các vấn đề trên, mục dưới đây sẽ 15 đi phân tích trên một số kết cấu dầm và thu được các 10 5 kết quả khá thú vị. 0 1 2 3 4 5 Số lớp gia cường 3.4 Phân tích ảnh hưởng của một số yếu tố tới hiệu quả gia cường dầm Hình 2. Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn theo điều kiện môi trường với loại vật liệu AFRP Để xét tới ảnh hưởng của điều kiện môi trường tới Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn theo loại Điều kiện khắc nghiệt hiệu quả gia cường dầm ta tiến hành phân tích trên vật liệu CFRP Điều kiện kín Điều kiện không kín mẫu dầm chữ T có chiều dài L=33m, chiều cao 70 H=1,5m (dầm TH1) được gia cường vật liệu FRP rộng 60 50 500mm, dày 0,5mm/lớp với số lớp gia cường biến đổi 40 M từ 1 đến 6 lớp, theo 3 loại vật liệu gia cường là % 30 20 GFRP, CFRP và AFRP, hiệu quả tăng cường khả 10 0 năng chịu uốn (%M) thể hiện trên hình 1 đến hình 3. 1 2 3 4 5 6 Số lớp gia cường Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn theo loại Điều kiện khắc nghiệt vật liệu GFRP Điều kiện kín Điều kiện không kín 30 Hình 3. Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn 25 theo điều kiện môi trường với loại vật liệu CFRP 20 M 15 Các biểu đồ trên hình 1 đến hình 3 cho thấy điều % 10 kiện môi trường có ảnh hưởng tới hiệu quả gia 5 0 cường, đặc biệt là đối với 2 nhóm GFRP và AFRP. 1 2 3 4 5 6 Số lớp gia cường Tuy nhiên khi số lớp gia cường tăng lên thì sẽ khắc phục được các ảnh hưởng này do các lớp nằm phía Hình 1. Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn theo điều kiện môi trường với loại vật liệu GFRP ngoài sẽ góp phần bảo vệ các lớp bên trong, riêng với 24 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015
5. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG nhóm tấm sợi CFRP thì hiệu quả gia cường ít bị ảnh Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn theo Loại GFRP hưởng bởi điều kiện môi trường hơn cả do có mô đun các loại vật liệu GFRP, AFRP, CFRP Loại AFRP Loại CFRP đàn hồi rất cao và trong khi chế tạo đã được xử lý 180 nhiệt theo nhiều quá trình, tuy nhiên giá thành cũng 160 140 rất cao. 120 100 M Để phân tích ảnh hưởng chất lượng bê tông, đặc % 80 biệt là bê tông bề mặt tới hiệu quả gia cường dầm, ta 60 40 tiến hành khảo sát trên kết cấu dầm có H=1,5m, 20 L=33m (dầm TH2) ở điều kiện môi trường kín và 0 1 2 3 4 5 6 được gia cường bằng 2 lớp vật AFRP rộng 500mm, Số lớp gia cường dày 0,28mm/lớp, kết quả tăng cường khả năng chịu uốn (%M) thể hiện trên hình 4. Hình 5. Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn dầm khi không xét ảnh hưởng của chất lượng bê tông Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn theo cường độ bê tông dầm Hiệu quả gia cường M% bề mặt và điều kiện môi trường 60 Kết quả trên hình 5 cho thấy, hiệu quả gia cường % g n 50 sẽ tăng rất cao khi bỏ qua yếu tố môi trường và khống ờ ư 40 c chế ứng suất kéo trong tấm sợi, chẳng hạn nếu chỉ a i 30 g xét trường hợp gia cường dầm bằng 2 lớp FRP thì đối ả u 20 q với loại vật liệu CFRP có thể đạt tới 83,85%, trong khi u 10 ệ i H - nếu có xét tới các yếu tố trên thì chỉ đạt 35,07% (ở 10 15 20 25 30 35 40 50 60 70 80 f'c(Mpa) điều kiện môi trường kín). Hoặc đối với loại sợi AFRP tương ứng sẽ là: 42,46% và 25,19%. Do đó, khi tính Hình 4. Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn theo chất lượng bê tông dầm toán gia cường dầm bằng vật liệu FRP thì rất cần Đồ thị trên hình 4 đã cho thấy hiệu quả gia cường thiết phải xét đến điều kiện môi trường và điều kiện sẽ tốt hơn khi bê tông dầm có cường độ cao và khống chế ứng suất trong tấm sợi nhằm đảm bảo việc ngược lại nếu bê tông có cường độ thấp dưới 15MPa thiết kế có đủ an toàn và tin cậy. thì hiệu quả là không cao (<16%), vì vậy khi bề mặt Để xét tới ảnh hưởng của việc hiệu chỉnh hệ số kết cấu có chất lượng bê tông quá kém (nứt nhiều, ứng suất trong bê tông chịu nén (α1, 1), ta tiến hành suy giảm cường độ ) thì nên thay thế bằng bê tông khảo sát trên dầm TH2 với các vật liệu gia cường như có chất lượng tốt hơn, sau đó mới dán các lớp vật liệu trên và ở điều kiện môi trường khắc nghiệt nhất, kết gia cường vào dầm (tức là cần xử lý bề mặt trước). quả khảo sát được thể hiện trên hình 6 và hình 7. Đối với các dầm với bê tông có cường độ từ 20 MPa đến 35MPa thì hiệu quả gia cường có thể đạt trên Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn Sợi GFRP khi có hiệu chỉnh hệ số ứng suất của bê tông Sợi AFRP Sợi CFRP 30% tùy theo vật liệu gia cường. 50 45 Nếu không xét tới ảnh hưởng của điều kiện môi 40 35 30 trường và không xét tới việc khống chế ứng suất M 25 % 20 trong vật liệu FRP nhằm tránh phá hoại do bóc tách 15 10 bê tông bề mặt thì kết quả gia cường sẽ cao hơn 5 0 nhiều. Cụ thể khi phân tích trên dầm TH1, với các loại 1 2 3 4 5 6 vật liệu gia cường như trên, hiệu quả tăng cường khả Số lớp gia cường năng chịu uốn (%M) thể hiện hình 5. Hình 6. Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn dầm khi hiệu chỉnh hệ số ứng suất Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015 25
6. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn Sợi GFRP 4. Áp dụng tính toán nâng cấp dầm cầu Hòa Xuân khi không hiệu chỉnh hệ số ứng suất của bê tông Sợi AFRP Sợi CFRP 4.1 Các số liệu cơ bản về kết cấu và tải trọng 55 50 45 Cầu Hoà Xuân gồm 7 nhịp dầm BTCT DƯL, sơ 40 35 đồ 7x42m, kết cấu nhịp được toàn khối hoá. Tổng M 30 % 25 chiều dài toàn cầu 303,55m, mặt cắt ngang gồm 5 20 15 10 dầm chủ BTCT DƯL, bê tông có cường độ 40MPa, 5 0 mặt cắt dạng chữ I, khoảng cách giữa các dầm là 1 2 3 4 5 6 2,5m. Chiều cao dầm chủ H = 1,9m, bản mặt cầu Số lớp gia cường bằng BTCT 35MPa, dày trung bình 0,2m. Hình 7. Hiệu quả tăng cường khả năng chịu uốn dầm Trọng lượng tính đổi của bản mặt cầu, các lớp khi không hiệu chỉnh hệ số ứng suất phủ mặt cầu, hệ dầm ngang trên 1m dài dầm theo Kết quả ở hình 6 và hình 7 đã cho thấy, nếu có sự phương dọc cầu là q = 50,25kN/m. Diện tích mặt cắt 2 hiệu chỉnh hệ số ứng suất của bê tông chịu nén thì liên hợp Acg = 1436500mm , mômen quán tính Ig = 11 4 hiệu quả gia cường sẽ thấp hơn so với việc không 6,73×10 mm . Dầm được xét ở điều kiện không hiệu chỉnh, mức độ sai lệch giữa hai trường hợp là được che chắn bảo vệ. Vật liệu gia cường là loại khá lớn, chẳng hạn nếu gia cường bằng 2 lớp CFRP AFRP, chiều dày tf = 0,5mm, chiều rộng bf = 600mm, 5 thì khi có hiệu chỉnh kết quả khả năng chịu uốn tăng mô đun đàn hồi Ef = 1,2.10 MPa, ứng suất cực hạn f fu được 26%, trong khi đó nếu không hiệu chỉnh thì đạt = 2400MPa, biến dạng cực hạn  fu = 0,015. tới 32%. Sơ đồ tính toán cầu và mặt cắt ngang cầu thể hiện như hình 8 và hình 9. Hình 8. Sơ đồ tính toán cầu Hòa Xuân 14500 2000 10500 2000 1% 2% 1% 2% 250 250 1900 2250 2500 2500 2500 2500 2250 Hình 9. Mặt cắt ngang cầu Hòa Xuân 4.2 Kết quả tính toán Qua phân tích nội lực của dầm biên và dầm trong, kết quả cho thấy dầm biên làm việc bất lợi hơn so với các dầm nằm trong, do đó trong tính toán này chỉ xét tới sự làm việc của dầm biên. Căn cứ vào hồ sơ thiết kế dầm và các đặc trưng cơ học của vật liệu: Bê tông dầm, bản mặt cầu, cốt thép DƯL, cốt thép thường, tính toán khả năng chịu uốn của dầm biên sau khi gia cường được thể hiện ở bảng 1. 26 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015
7. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG Bảng 1. Bảng tính khả năng chịu uốn của dầm sau khi gia cường Ký TT Đại lượng tính toán Giá trị Đơn vị hiệu I SỐ LIỆU ĐẦU VÀO 1 Cường độ bê tông của dầm f'c 40 MPa 2 Cường độ bê tông của bản f'c 35 MPa 2 3 Diện tích cốt thép DƯL Aps 6300 mm 4 Giới hạn bền của thép DƯL fpu 1860 MPa 5 Mô đun đàn hồi của thép DƯL Eps 197000 MPa Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép DƯL tới 6 d 1924 mm biên chịu nén p 2 7 Diện tích cốt thép thường As 2840 mm 8 Mô đun đàn hồi của thép thường Es 200000 MPa Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép thường tới 9 d 1995 mm biên chịu nén 10 Giới hạn chảy của cốt thép thường fy 400 MPa 11 Loại vật liệu gia cường AFRP 12 Số lớp vật liệu FRP gia cường nf 2 lớp 13 Chiều dày một lớp FRP tf 0,5 mm 15 Bề rộng gia cường ở đáy dầm b 600 mm 2 16 Diện tích FRP gia cường Af 600 mm * 17 Cường độ chịu kéo danh định của FRP f fu 2400 MPa 18 Mô đun đàn hồi của FRP Ef 100000 MPa * 19 Biến dạng cực hạn danh định của FRP e fu 0,015 - II KẾT QUẢ TÍNH TOÁN 20 Hệ số của khối ứng suất hình chữ nhật ban đầu 1 0,76 - 21 Biến dạng ban đầu của bê tông đáy dầm bi 0,00012 - 22 Vật liệu quyết định quá trình phá hoại dầm FRP - Khả năng chịu uốn tính toán của dầm trước khi 23 M 20297 kN.m được gia cường r0 Khả năng chịu uốn tính toán của dầm sau khi 24 M 23884 kN.m gia cường (có xét tới các yếu tố ảnh hưởng) r1 25 Hiệu quả gia cường theo Mr1 %M1 17,67 % Khả năng chịu uốn tính toán của dầm sau khi 26 M kN.m gia cường (bỏ qua các yếu tố ảnh hưởng) r2 253400 27 Hiệu quả gia cường theo Mr2 %M2 25,14 % Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015 27
8. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG Kết quả trên được tính toán theo hai trường hợp bảo hiệu quả sử dụng công trình, tránh tình trạng phải và đã cho thấy khả năng chịu uốn của đã tăng lên gia cố lại nhiều lần sau này. đáng kể so với trước khi dầm được gia cường, nếu TÀI LIỆU THAM KHẢO bỏ qua các yếu tố ảnh hưởng đã trình bày ở phần 3 thì hiệu quả gia cường sẽ là %M2 = 25,14%, nếu xét [1]. ACI, “Guide for the Design and Construction of tới các yếu tố đó thì hiệu quả gia cường thực tế chỉ Externally Bonded FRP Systems for đạt %M2 = 17,67%, như vậy đã có sự sai khác đáng Strengthening Concrete Structures”, Report by kể giữa hai kết quả. ACI Committee 440, American Concrete Institute, July 2008. 5. Kết luận [2]. ACI 318-05 by American Concrete Institute, 2005. Qua nghiên cứu này nhóm nghiên cứu có một số kết luận sau: [3]. Nguyễn Văn Mợi, Nguyễn Tấn Dũng, Hoàng Phương Hoa (2011), “Nghiên cứu giải pháp gia Việc sử dụng các tấm FRP để tăng cường khả cường dầm bê tông cốt thép bằng các tấm vật liệu năng chịu uốn, kháng cắt cho các kết cấu dầm sẽ composite sợi carbon”, Tạp chí khoa học công đem lại hiệu quả kinh tế - kỹ thuật tốt cho công trình. nghệ, Đại học Đà Nẵng. Kết quả nghiên cứu cho thấy, điều kiện môi [4]. Hoàng Phương Hoa (2012), "Khai thác, sửa chữa- trường có tác động đáng kể tới hiệu quả gia cường, gia cố công trình cầu", Nhà xuất bản Xây dựng. đặc biệt là khi sử dụng loại sợi thủy tinh và sợi aramid, vì vậy khi thiết kế nâng cấp cầu bằng vật liệu [5]. Nguyễn Chí Thanh, Lê Mạnh Hùng, Phạm Ngọc FRP cần lưu ý từng điều kiện môi trường cụ thể để có Khánh (2011), “Phân tích hiệu quả kỹ thuật giải tính toán cho phù hợp. pháp gia cường kết cấu bê tông cốt thép bằng vật liệu cốt sợi tổng hợp”, Tạp chí Khoa học kỹ thuật Hiệu quả gia cường phụ thuộc rất lớn vào đặc tính Thủy lợi và Môi trường. Số Đặc biệt (11/2011), cơ học của vật liệu gia cường và chất lượng bê tông trang 12-17. bề mặt của cấu kiện được gia cường. Điều này cho thấy, trong công tác gia cường dầm bằng vật liệu [6]. Nguyễn Hữu Tuân, Trần Đình Hoàng (2014), FRP, cần lưu ý việc xử lý bề mặt liên kết, nói chung “Nghiên cứu phương pháp tính toán tăng cường khi gia cường dầm bằng vật liệu FRP thì cường độ bê khả năng chịu tải của kết cấu nhịp cầu BTCT giản tông nên lớn hơn 15MPa thì mới có hiệu quả. Mặt đơn bằng cách dán tấm vật liệu composite”, Đề tài khác cũng cần phải lựa chọn loại vật liệu FRP phù KH và CN cấp Trường, mã số ĐT14-05, Trường hợp với đặc điểm chịu lực của dầm. Cao Đẳng Giao thông Vận tải II. Khi sử dụng vật liệu FRP để gia cường kết cấu [7]. Tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN 272-05 (2005), Bộ BTCT, cần lưu ý sự làm việc đồng thời của các loại Giao thông Vận tải. vật liệu để xác định hiệu quả gia cường hợp lý. Việc Ngày nhận bài: 07/5/2015. xem xét đầy đủ các yếu tố ảnh hưởng sẽ cho kết quả Ngày nhận bài sửa lần cuối: 17/11/2015. tính toán gia cường đảm bảo đủ độ tin cậy và đảm 28 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015
9. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG NGHIÊN CỨU CHI TIẾT SỰ LÀM VIỆC CỦA CẦU DÂY VĂNG KHI LỰC CĂNG CÁP VĂNG THAY ĐỔI TS. NGUYỄN HỮU HƯNG Trường Đại học Giao thông Vận tải Tóm tắt: Trong cầu dây văng, cáp văng là một bộ Người thiết kế thông thường đầu tiên lựa chọn điều phận quan trọng góp phần tạo ra sự ưu việt của dạng kiện của giai đoạn cuối cùng và sau đó xác định lực kết cấu này. Hơn nữa, lực căng trong cáp văng là một cáp ban đầu. Các lực cáp ban đầu được xác định thành phần quan trọng trong việc phát huy hết các bằng phân tích các giai đoạn thi công sau đó được sử tính ưu việt của cầu dây văng. Các nghiên cứu trước dụng cho những cáp văng ở thời điểm lắp đặt. Để ước tính các lực cáp, phương pháp đơn giản nhất là đây thường tập trung nghiên cứu tối ưu hóa lực căng giả sử các đoạn dầm như là dầm giản đơn được đỡ cáp văng. Để làm rõ hơn ảnh hưởng của việc tối ưu bởi các dây cáp như minh họa trong hình 1. hóa lực căng trong cáp văng, bài báo này đi phân tích ảnh hưởng của sự thay đổi lực căng cáp văng đến nội Phương pháp dầm giản đơn có thể sử dụng trong lực, ứng suất và chuyển vị của các bộ phận trong cầu giai đoạn thiết kế sơ bộ để ước tính diện tích cáp. dây văng. Bài báo sử dụng phương pháp phần tử hữu Phương pháp đơn giản khác đó là giả sử dưới tác dụng của tải trọng tĩnh tải, dầm chủ làm việc giống hạn trong phân tích kết cấu một công trình cầu dây như dầm liên tục và cáp văng cung cấp gối cứng cho văng cụ thể. Các kết quả đưa ra trong bài báo cho dầm. Những thành phần thẳng đứng của lực trong thấy chi tiết hơn ảnh hưởng của lực căng trong cáp cáp văng tương đương với những phản ứng gối. văng đến nội lực, ứng suất và chuyển vị của các bộ Virlogeux [2] miêu tả thủ tục thứ nhất bằng phương phận khi tăng giảm lực căng cáp. pháp quả lắc: Lực căng cáp được đánh giá từ mặt cắt Từ khóa: Cầu dây văng, lực căng của cáp văng, neo tới tháp bằng cân bằng tải trọng. Sự phân bố tải tối ưu lực căng. trọng của mỗi đoạn ở giữa hai cáp được minh họa như hình 1. 1. Giới thiệu 1 S * sin = * P +P (1) Trạng thái ứng suất và chuyển vị trong dầm, tháp i i2 i i+1 cầu dây văng dưới tác dụng của tải trọng thường và cân bằng lực nằm ngang, lực dọc Ni xuyên chịu ảnh hưởng lớn từ lực căng trong các cáp N * cosβ =N *cosβ +S*cosα (2) văng. Lực căng trong các cáp văng thường được đưa i i i+1 i+1 i i ra để giảm mô men uốn trong dầm chủ và phản lực Lực cáp Si và lực dọc Ni xác định như sau: gối. Lực căng cáp nên được chọn bằng cách khử 1 S = * P +P i2 * sinα i i+1 hoặc giảm mô men uốn trong dầm và tháp. Như vậy, i trong trường hợp đó dầm cầu và tháp sẽ chủ yếu chịu (3) 1 P +P lực nén dưới tác dụng của tĩnh tải. Trong trường hợp N = N * cosβ + i i+1 icosβ i+1 i+1 2 * tanα dầm bê tông, lực nén này giảm độ võng do từ biến và i i những sự bất lợi trong kết cấu bê tông. Hơn nữa, những hiệu ứng thứ cấp sẽ được giảm [1]. Hình 1. Minh họa qui luật quả lắc [3] Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015 29
10. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG Để nhận mô men uốn nhỏ nhất trong tháp, lực vòng phân tích được hoàn thành, ma trận ảnh hưởng căng cáp chiếu xuống hướng ngang phải được cân T có thể nhận được: bằng. t11 t 12 t1m S' * cosα' = S * cosα (4) t t t i i i i T = 21 22 2m (7) Ở đây S và S ' là các cáp đối xứng qua tháp; và i i i 'i là các góc nghiêng của cáp tương ứng. tn1 t n 2 t nm Bên cạnh các công thức đơn giản trên, Gimsing Ở đây tnm là phản ứng của mục tiêu thứ n do lực [4] phát triển công thức để xác định lực cáp có đưa đơn vị của cáp m gây ra. Như vậy, quan hệ của mô thêm vào độ cứng của dầm và tháp. men (chuyển vị) có thể được viết như sau: Ngày nay cùng với sự phát triển của máy tính, T * S = I (8) nhiều chương trình phân tích sử dụng phương pháp Nếu số cáp điều chỉnh tương tự số mục tiêu, tập tối ưu để xác định lực cáp. Dưới tác dụng của tải hợp I với giá trị mục tiêu đã chỉ định, các lực căng cáp trọng thường xuyên, hàm mục tiêu được chọn theo S có thể nhận được bởi giải phương trình tuyến tính cách có nội lực (mô men uốn) được phân bố đều và (8). Trong trường hợp này, kinh nghiệm kỹ thuật là rất nhỏ hoặc độ võng của kết cấu được giới hạn với sai cần thiết để lựa chọn các giá trị mục tiêu thích hợp. số cho phép. Trong phương pháp này giá trị m không thể lớn hơn Do kết cấu dây văng là hệ thống phức tạp, nên giá trị n. Nếu như trong phần lớn trường hợp, m nhỏ không thể có lời giải duy nhất cho việc tính toán trực hơn n, lực căng cáp có thể được tối ưu nên sai số tiếp lực căng cáp ban đầu. Thông thường đây là quá của giá trị mục tiêu và trạng thái chỉ định được giữ ở trình lặp đi lặp lại để tìm ra lời giải tối ưu nhất [5]. Việc mức tối thiểu. Phương pháp bình phương sai số tối chứng minh sự tối ưu, sự hội tụ của lực căng cáp là thiểu là cách hiệu quả để tối ưu I. Giả sử A là giá trị rất cần thiết đối với các nhà nghiên cứu cũng như các điều chỉnh có dạng tương tự I. E là sai số giữa A và I, kỹ sư thiết kế. như vậy, có thể được viết được phương trình như sau: Để thấy rõ hơn được sự tối ưu của lực căng cáp được xác định thông qua giải bài toán tối ưu, bài báo E = A -I (9) thông qua một ví dụ cụ thể đi phân tích chi tiết ảnh Tối ưu lực căng cáp là tối thiểu , bình phương hưởng của lực căng cáp đối với nội lực, ứng suất và của E. Với định nghĩa này,  có thể được viết như chuyển vị trong dầm, tháp và cáp văng. sau: 2. Lý thuyết cơ bản xác định lực cáp văng tối ưu Ω = A - I T * A - I (10) Như đã trình bày ở trên, sự phân bố mô men và Điều kiện để tối thiểu  là: chuyển vị của dầm và tháp có thể đạt được trạng thái Ω lý tưởng thông qua điều chỉnh lực căng cáp. Thông =0,i=1,2,3, ,m (11) s qua sử dụng véc tơ và ma trận, mô men hoặc chuyển i vị của trạng thái lý tưởng I có thể được viết như sau: Thay  vào phương trình trên có thể nhận được phương trình sau: T I = i i i (5) 1 2 n TTT T * S = T A (12) Ở đây: n là tổng số mục tiêu cần thỏa mãn và T là Sau khi tính toán S từ phương trình (12), giá trị kí hiệu chuyển đổi của ma trận hoặc véc tơ. Tiệm cận mục tiêu tối ưu có thể được tính bằng phương trình với kết quả lý tưởng như miêu tả trong phương trình (8). Phương pháp tương tự như trên cũng có thể (5), kết quả lực căng cáp văng S có thể được viết như được áp dụng để điều chỉnh sai số trong quá trình lắp sau: đặt. Để thấy rõ hơn thuật toán trên, trong mục sau sẽ T trình bày một ví dụ cụ thể được. S = s1 s 2 sm (6) Sau khi nhận được giá trị tối ưu của lực căng trong đó: m là số cáp văng được điều chỉnh. trong cáp, lần lượt coi các lực căng trong cáp là ẩn có Bằng phân tích phản ứng của lực căng đơn vị áp thể xây dựng được hàm quan hệ giữa lực căng của dụng với cáp văng điều chỉnh, những giá trị của toàn cáp tương ứng đó với các ứng xử của các bộ phận bộ mục tiêu trên có thể nhận được. Khi thực hiện m trong cầu dây văng. 30 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015
11. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 3. Kết quả mô phỏng số và đánh giá DƯL với chiều cao dầm không đổi trên toàn bộ chiều dài cầu là 2.35m, khoảng cách giữa hai sườn dầm là Để phân tích ảnh hưởng của lực căng cáp đến nội 23m, bề rộng cầu B = 25m, chiều dày bản mặt cầu là lực, ứng suất và chuyển vị của dầm, tháp và cáp văng 0.25m; tháp cầu gồm 3 trụ tháp cao chữ H; mặt cắt bài báo đi phân tích một công trình cụ thể với các ngang tháp dạng chữ nhật rỗng có kích thước thay thông tin cơ bản sau: đổi theo chiều cao tháp từ 2.5x4.5 trên đỉnh tháp và Kết cấu cầu dây văng 2 mặt phẳng dây với sơ đồ 6.0x6.6m chân tháp; trên mỗi tháp bố trí 48 bó cáp nhịp: (110+2x240+110)m, 3 trụ tháp cao chữ H; kết văng (24 bố cáp văng trên một mặt phẳng dây). Tổng cấu nhịp cầu dây văng dạng dầm chữ  bằng BTCT số 3 tháp là 3 x 48 cáp = 144 cáp văng. Hình 2. Mô hình cầu bằng phương pháp phần tử hữu hạn 1 372 1 332 1 371 1 331 1 370 1 330 1 369 1 329 1 368 1 328 1 367 1 327 1 366 1 326 1 365 1 325 1 364 1 324 1 363 1 323 1 362 1 322 1 361 1 321 1 360 1 320 1 359 1 319 1 358 1 318 1 317 22 23 24 1 316 17 18 19 20 21 13 14 15 16 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 1 315 1 314 124125 1 261 27 128 129 130131 132133 134 13 5 136137 131 8 39 1010 6 7 108109 11 0 1 11 112113 1 141 15 116 117 11811 9 120121 122 12 3 9091 9 2 93 9495 9697 98 99 100101 1 02103 104 105 7879 8 0 8 1 8283 8485 86 87 8 8 9 6 7 68 69 7071 7273 74 75 7 67 7 56 5758 5960 61 6 2 6364 6 56 6 4748 4 9 50 5152 5 35 4 55 3536 3 7 38 3940 4 142 43 44 4546 26 2728 2930 31 32 333 4 1718 19 20 2 12 2 2324 2 5 91 0 1112 13 14 1516 1 2 3 4 5 6 7 8 1 352 2073 1 312 1 351 1 311 2030 201 0 1 350 1 310 2029 200 9 Hình 3. Thứ tự đánh số cáp văng trong mỗi tháp 3.1 Kết quả nội lực với lực căng cáp tối ưu Như lý thuyết trình bày ở trên, trong trường hợp này sử dụng hàm mục tiêu là chuyển vị để xác định lực căng ban đầu trong cáp văng. Do kết cấu cầu đối xứng nên chỉ quan tâm đến kết quả lực căng tại hai tháp đầu tiên. Trong các hình minh họa dưới đây (trừ hình 4, hình 16 trục hoành thể hiện các cáp văng) trục hoành thể hiện vị trí dọc theo dầm và tháp, trục tung thể hiện giá trị tương ứng với các hình. Kết quả tính toán nội lực, ứng suất và chuyển vị được thể hiện như sau: Hình 4. Lực căng trong cáp văng Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015 31
12. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG Hình 5. Mô men dầm trước và sau điều chỉnh Hình 6. Lực dọc trong dầm trước và sau khi điều chỉnh Hình 7. Ứng suất trong dầm trước và sau khi điều chỉnh Sau khi điều chỉnh, kết quả ứng suất bất lợi (kéo) trong dầm do việc tăng giảm lực căng so với lực căng trong dầm chủ giảm rõ rệt, chỉ còn vị trí nhịp biên và vị hiện tại. trí trên đỉnh trụ còn xuất hiện ứng suất kéo lớn nhưng 3.2 Xét ảnh hưởng của lực cáp văng tới dầm chủ vẫn nằm trong giới hạn ứng suất kéo cho phép của bê tông. Từ hình 7 cho thấy ứng suất kéo của mép trên Để thấy rõ hơn ảnh hưởng của lực căng cáp đến và ứng suất kéo ở mép dưới tương đối bằng nhau, ứng suất trong dầm chủ, bài báo đi phân tích ảnh kết quả này phần nào khẳng định được lực căng hưởng của 24 cáp văng đến ứng suất mép trên và trong cáp gần như tiệm cận tới giá trị tối ưu. Phần 3.2 mép dưới của dầm. sẽ đi phân tích chi tiết xu hướng tăng giảm ứng suất 32 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015
13. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG Hình 8. Ảnh hưởng của lực căng cáp văng tới ứng suất mép trên dầm Qua biểu trên cho thấy ảnh hưởng của cáp 1 – cáp 12 đến ứng suất của mép trên dầm nhịp biên lớn hơn ảnh hưởng của cáp 13 - cáp 24 đến ứng suất mép trên dầm. Phần ảnh hưởng dương có nghĩa là khi tăng lực căng cáp thì ứng suất cũng tăng theo. Như theo hình 8 lực căng cáp C10, C22, C11, C23 và C12, C24 cần được giảm. Hình 9. Ảnh hưởng của lực căng cáp văng tới ứng suất mép dưới dầm Từ hình trên có thể thấy khu vực dầm cần giảm ứng 3.3 Xét ảnh hưởng của lực cáp văng tới tháp cầu suất kéo chịu ảnh hưởng âm của các lực căng cáp C10, Để thấy rõ được sự tối ưu trong trường hợp này C22, C11, C23 và C12, C24 như vậy nếu muốn giảm sẽ đi xét ảnh hưởng của lực căng cáp đến tháp thứ ứng suất kéo trong dầm cần phải tăng lực căng trong nhất. Các phân tích về chuyển vị, ứng suất và nội lực cáp C10, C22, C11, C23 và C12, C24. Bên cạnh đó sẽ được thể hiện trường hợp trước và sau khi điều cũng nhận thấy ảnh hưởng của các cáp còn lại tới đoạn chỉnh nội lực, kết quả thể hiện thông qua các biểu đồ dầm cần giảm ứng suất là ít ảnh hưởng hơn các cáp liệt dưới đây. Trong các biểu đồ dưới đây trục hoành kê trên. (nằm ngang) thể hiện trục dọc tháp cầu. Kết hợp biểu đồ trong hình 8, 9 và 10 có thể thấy việc giải lực cáp theo phương pháp đưa ra ở trên hoàn toàn có thể thu được sự tối ưu cần thiết. Hình 10. Chuyển vị theo phương dọc cầu của tháp cầu trước và sau khi điều chỉnh nội lực Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015 33
14. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG Hình 11. Mô men trong tháp cầu trước và sau khi điều chỉnh nội lực Hình 12. Lực dọc trong tháp cầu trước và sau khi điều chỉnh nội lực Hình 13. Ứng suất trong tháp cầu trước và sau khi điều chỉnh nội lực Kết quả của các hình 10, 11, 12 và 13 cho thấy hiệu quả của việc điều chỉnh nội lực, ứng suất kéo trong tháp gần như được triệt tiêu, chuyển vị đỉnh tháp theo phương dọc cầu giảm đáng kể. Thành phần nội lực có lợi trong tháp cầu (lực dọc) gần như được duy trì, thành phần nội lực bất lợi trong tháp cầu (mô men uốn) được giảm đáng kể. Hình 14. Ảnh hưởng của lực căng đến ứng suất trong tháp 34 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015
15. KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG Hình 15. Ảnh hưởng của lực căng đến chuyển vị tháp Kết quả phân tích trên cho thấy ảnh hưởng của các cáp văng ngoài (xa tháp cầu) là rất lớn đối với ứng suất và chuyển vị trong tháp cầu. Các cáp văng trong (gần tháp) có ảnh hưởng không đáng kể đến chuyển vị và ứng suất của tháp cầu. 3.4 Xét ảnh hưởng của lực cáp văng tới các cáp văng khác Phân tích ảnh hưởng của cáp văng đến cáp văng khác giúp chỉ ra được xu hướng biến đổi lực căng cáp văng khi thay đổi lực căng trong mỗi cáp văng. Trong bài báo phân tích ảnh hưởng của cáp văng C1, C2, C11, C12 tại tháp 1 và tháp 3 đến các cáp văng khác. Kết quả tính toán được thể hiện trong hình dưới đây: Hình 16. Phân tích ảnh hưởng giữa các cáp văng Biểu đồ trên hình 16 cho thấy ảnh hưởng đến TÀI LIỆU THAM KHẢO chính bản thân cáp văng đó là lớn nhất (hệ số ảnh [1]. Walther, R. (1990). “Cable-stayed bridges”. 2nd hưởng gần đạt đến giá trị bằng 1), ảnh hưởng qua lại edition, Thomas Telford, London. giữa các cáp văng có xu hướng ngược chiều nhau [2]. Virlogeux, M. (1994). “Erection of cable-stayed (biểu đồ có giá trị âm), có nghĩa là khi cáp văng thay bridges – The control of the designed đổi có xu hướng giảm lực căng thì các cáp văng xung geometry”. International Conference A.I.P.C.– quanh có xu hướng tăng lực căng và ngược lại. F.I.P.–Cable-stayed and suspension bridges, 4. Kết luận Volume 2, pp 321-350, Deauville. Bài báo đã phân tích chi tiết phương pháp xác [3]. Marko Justus Grabow (2004). “Construction Stage định lực căng tối ưu trong cáp của một cầu dây văng Analysis of Cable-Stayed Bridges”, Thesis cụ thể. Các phân tích chi tiết ở trên cho thấy sự ảnh submitted to the Faculty of the Technical hưởng của việc tăng giảm lực căng trong cáp đến nội University of Hamburg, Hamburg, Germany. lực, chuyển vị và ứng suất trong dầm, tháp và cáp [4]. Gimsing, N.J. (1994). “Cable Supported Bridges - văng. Phân tích trên góp phần làm sáng tỏ hơn việc Concept and Design”. 2nd edition, John Wiley & tối ưu hóa lực căng trong cáp cầu dây văng. Sons, London. Qua phân tích ở trên có thể thấy ảnh hưởng của [5]. B. Asgari, S. A. Osman, and A. Adna (2014). “A New Multi-constraint Method for Determining the cáp văng C1,C2, C23, C24 là rất lớn đến sự làm việc Optimal Cable Stresses in Cable-Stayed Bridges”. của dầm và tháp. Khi thiết kế cần có những theo dõi the Scientific World Journal, Hindawi Publishing đặc biệt đối với những cáp nêu trên. Corporation, Volume 2014, pp 1-9. Nghiên cứu trên góp phần giúp ích cho nhà quản lý, Ngày nhận bài: 15/11/2015. các cơ quan nghiên cứu lựa chọn vị trí tối ưu khi lắp đặt các thiết bị theo dõi sự làm việc tổng thể của kết cấu. Ngày nhận bài sửa lần cuối: 25/11/2015. Tạp chí KHCN Xây dựng - số 4/2015 35