Luận án Nghiên cứu cải tiến hình thức kết cấu hệ dàn cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn cho công trình kiểm soát nước vùng triều

c thanh cánh thượng thép ống tiết diện hình vuông 400×12 mm, thanh cánh hạ thép ống tiết diện tròn 500×16 mm, hệ thanh bụng thép ống tiết diện tròn 300×12 mm. Vật liệu thép S355 có mô đun đàn hồi E = 2×108 kN/m2, hệ số Poisson  = 0,3, ứng suất cho phép của vật liệu thép [σ] = 165300 kN/m2. Hình 2.13 Sơ đồ khối quá trình tính toán tối ưu theo phương pháp MOGA Các điểm thiết kế P1 MOGA: Tạo dữ liệu mới Cập nhật điểm thiết kế Tham số Thuật toán đã hội tụ? Dừng đã đạt tiêu chí? Đã hội tụ Không hội tụ CHA MẸ Chéo nhau? CON Đột biến? Dữ liệu mới P2 C P1 P1’ P2 P2’ C’ C Đúng Sai Đúng Sai Đúng Đúng Sai Sai Đặt điểm thiết kế Dữ liệu ban đầu đã cập nhật Điều kiện Điểm duy nhất 63 Với các kích thước giả thiết ban đầu, ứng suất tại các phần tử 3, 4, 5, 6 trong Hình 2.15 vượt quá ứng suất cho phép, dàn không đảm bảo điều kiện về độ bền, cần tiến hành điều chỉnh kích thước kết cấu để đảm bảo điều kiện về độ bền nhưng có trọng lượng dàn là nhỏ nhất. Sử dụng mô đun tính toán tối ưu trong phần mềm ANSYS với các biến thiết kế là chiều cao dàn H1, H2 và đường kính ngoài của thanh dàn DK01, DK02 và DK03, được kết quả cho ở Bảng 2.2. Từ kết quả tính toán cho ở Bảng 2.2 cho thấy trọng lượng bản thân dàn sau khi điều chỉnh để đảm bảo điều kiện về độ bền WT = 20,297 tấn. Với giả thiết ban đầu, dàn có thể không đảm bảo khả năng chịu lực hoặc có thể đảm bảo khả năng chịu lực nhưng hệ số dự trữ độ bền lớn. Vì vậy đối với kết cấu ngoài đảm bảo khả năng chịu lực, còn cần đảm bảo điều kiện về kinh tế (dựa trên trọng lượng nhỏ nhất). Đây là cơ sở để nghiên cứu tối ưu tổng thể trên kết cấu cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn ở Chương 3. Hình 2.14 Sơ đồ tính toán dàn vòm phẳng Hình 2.15 Mã phần tử các thanh dàn 64 2.6.4 Kỹ thuật tính toán động lực học kết cấu Phần mềm ANSYS có khả năng phân tích nhiều vấn đề động lực học kết cấu như phân tích dao động riêng (modal), điều hòa (harmonic), tức thời (transient), phổ (spectrum). Các vấn đề động lực học như đặc tính dao động kết cấu (tần số dao động), hiệu ứng tải trọng thay đổi theo thời gian (ảnh hưởng đối với chuyển vị và ứng suất của kết cấu), tải trọng kích động theo chu kỳ... đều có thể được giải quyết một cách đầy đủ và tin cậy. Khi phân tích hưởng ứng kết cấu chịu tác dụng của tải trọng thay đổi theo thời gian là kỹ thuật được lựa chọn cho phân tích kết cấu cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn, cần xác Bảng 2.2 Kết quả tính toán ứng suất tại các phần tử với kích thước ban đầu và sau khi tính toán tối ưu Ký hiệu Thành phần Đơn vị Giá trị Ghi chú Ban đầu Tối ưu SIG1 Biến trạng thái kN/m2 128.630 123.850 SIG2 Biến trạng thái kN/m2 111.110 127.630 SIG3 Biến trạng thái kN/m2 181.670 150.110 Giá trị ứng suất ban đầu vượt quá giá trị ứng suất cho phép [σ] = 165.300 kN/m2 SIG4 Biến trạng thái kN/m2 180.460 153.460 SIG5 Biến trạng thái kN/m2 185.320 155.340 SIG6 Biến trạng thái kN/m2 179.340 153.970 SIG7 Biến trạng thái kN/m2 142.030 140.170 SIG8 Biến trạng thái kN/m2 130.970 121.430 SIG9 Biến trạng thái kN/m2 72.970 75.558 SIG10 Biến trạng thái kN/m2 114.440 98.725 SIG11 Biến trạng thái kN/m2 119.470 104.700 SIG12 Biến trạng thái kN/m2 110.590 110.500 SIG13 Biến trạng thái kN/m2 96.558 93.223 SIG14 Biến trạng thái kN/m2 61.761 57.300 SIG15 Biến trạng thái kN/m2 42.724 38.587 SIG16 Biến trạng thái kN/m2 36.585 41.555 SIG17 Biến trạng thái kN/m2 15.190 21.309 SIG18 Biến trạng thái kN/m2 79.739 43.903 SIG19 Biến trạng thái kN/m2 7.396,1 29.245 SIG20 Biến trạng thái kN/m2 33.029 25.748 SIG21 Biến trạng thái kN/m2 32.999 30.527 SIG22 Biến trạng thái kN/m2 2.148,5 25.015 SIG23 Biến trạng thái kN/m2 86.230 51.020 H1 Biến thiết kế m 3,4 3,3473 H2 Biến thiết kế m 5,5 6,5623 DK01 Biến thiết kế m 0,5 0,49784 DK02 Biến thiết kế m 0,3 0,29983 DK03 Biến thiết kế m 0,4 0,41298 WT Hàm mục tiêu tấn 19,589 20,397 65 định chiều dài bước thời gian tích phân ITS, có thể được định nghĩa hoặc dùng mặc định trong phần mềm. Các bước phân tích bao gồm: (1) xây dựng mô hình, (2) lựa chọn phương pháp phân tích, (3) quy định điều kiện biên và điều kiện ban đầu, (4) gán tải trọng theo thời gian và tính toán, (5) kiểm tra kết quả. Trong bước lựa chọn phương pháp phân tích (2), sử dụng phương pháp giải ẩn đầy đủ và có thể nhập thông qua câu lệnh (TRNOPT,FULL). Để kiểm soát trong quá trình tính toán lựa chọn phân tích chuyển vị lớn (NLGEOM,1), chỉ định thời gian khi kết thúc bước tải (TIME), bước thời gian tự động do chương trình chọn (AUTOTS,-1), chỉ định giá trị bước thời gian lớn nhất và nhỏ nhất trước khi bắt đầu (DELTIM), lựa chọn tất cả các kết quả của mỗi một bước tính toán viết vào trong file kết quả (OUTRES,BASI,ALL), lựa chọn hiệu ứng tức thời (KBC), chỉ định hệ số cản  và  cho ma trận khối lượng và ma trận độ cứng (ANPHAD, BETAD) với  = 0 và  = 2/ ( là tỉ lệ cản,  là tần số hưởng ứng chủ yếu), lựa chọn thuật toán giải HHT (TRNOPT,,,,,,HHT). Trong bước gán điều kiện biên và điều kiện ban đầu (3), đối với điều kiện biên có thể là ràng buộc chuyển vị, điều kiện đối xứng hoặc trọng lực; đối với điều kiện ban đầu có thể là chuyển vị ban đầu hoặc vận tốc ban đầu, mặc định bằng 0 và có thể nhập thông qua câu lệnh (IC). Đối với tải trọng thay đổi theo thời gian được đưa vào thông qua bảng số liệu. Kết quả tính toán có thể xuất tại từng thời điểm hoặc toàn quá trình gia tải theo dạng biểu đồ quan hệ chuyển vị, gia tốc, ứng suất theo thời gian tại một vị trí điển hình trên kết cấu. Một ví dụ về tính toán dao động của kết cấu dàn đứng chịu tác dụng của tải trọng thay đổi theo thời gian được trình bày cụ thể như dưới đây. Kích thước của dàn cho ở Hình 2.16 và chịu chênh lệch áp lực nước được coi phân bố đều ALN=75 kN/m. Để xem xét dao động của dàn đứng khi chịu tác dụng của tải trọng động (ở đây là gia tốc theo thời gian với tổng thời gian là 20 s), áp lực nước được đưa về thành khối lượng tập trung tác dụng lên nút phần tử thanh đứng thượng lưu. Băng gia tốc giả định được cho ở Phụ lục 3. Dàn có thanh cánh thượng thẳng tiết diện chữ T với bản cánh 300×20 mm, bản bụng 700×16 mm; thanh cánh hạ thép ống tiết diện tròn 400×14 mm. Vật liệu thép S355 có mô đun đàn hồi E = 2×108 kN/m2, hệ số Poisson  = 0,3. 66 Trong tính toán sử dụng các tỉ lệ cản  của kết cấu là 0 %, 3 %, 5 %, 8 % và 15 %. Bước thời gian tính toán là 0,05 s. Hình 2.17 thể hiện kết quả tính toán chuyển vị và gia tốc phương ngang tại vị trí đỉnh dàn theo thời gian với tỉ lệ cản 5%. Bảng 2.3 so sánh chuyển vị và gia tốc phương ngang lớn nhất của kết cấu với tỉ lệ cản  khác nhau. Khi tỉ lệ cản  tăng hay nói cách khác độ cứng kết cấu tăng, chuyển vị và gia tốc phương ngang giảm. Đây là cơ sở nghiên cứu dao động kết cấu cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn chịu tác dụng của gia tốc động đất ở Chương 4. Hình 2.16 Sơ đồ tính toán kết cấu dàn đứng Hình 2.17 Chuyển vị và gia tốc theo thời gian tại vị trí đỉnh dàn đứng (điểm D) 5,0 m 1 ,0 4 ,5 3 ,5 1 ,5 2 m 8 m A B C D ALN 67 2.6.5 Kỹ thuật tính toán tương tác khối nước - kết cấu Phần mềm ANSYS có khả năng mô phỏng rất tốt tương tác giữa khối nước - kết cấu (FSI) với các điều kiện biên khác nhau khi sử dụng kết hợp mô đun ANSYS Mechanical và ANSYS Fluent. Quá trình phân tích FSI cho cửa van được cho ở Hình 2.18. Đầu tiên thực hiện phân tích dao động để xác định dạng dao động và tần số dao động riêng (fn); tiếp theo phân tích chất lỏng để xác định tần số dao động riêng của khối nước (fs); tiến hành so sánh tần số dao động riêng của kết cấu (fn) với tần số dao động của Bảng 2.3 So sánh chuyển vị và gia tốc ứng với các hệ số cản của kết cấu Tỉ lệ cản  (%) Chuyển vị (m) Gia tốc (m/s2) Max Min Max Min 0 0,729910-3 0,881210-3 1,65828 -1,84229 3 0,213210-3 -0,165910-3 0,123949 -0,139892 5 0,180710-3 -0,122310-3 0,0862864 -0,0902535 8 0,139810-3 -0,101310-3 0,0608134 -0,0590709 15 0,009310-3 -0,007610-3 0,0361004 -0,032212 Hình 2.18 Quá trình phân tích FSI Phân tích dao động  Dạng dao động và Tần số dao động riêng (fn) So sánh fn và fs Phân tích chất lỏng  Tần số dao động của khối nước (fs) Phân tích FSI (Khối nước – Kết cấu – Tương tác hệ thống) Phân tích kết quả 68 khối nước (fs) để tìm ra trường hợp nguy hiểm nhất để tiến hành phân tích FSI; cuối cùng thực hiện tính toán FSI để tính toán giá trị ứng suất và chuyển vị tại mọi vị trí trên kết cấu. Từ các kết quả này đánh giá điều kiện độ bền và độ cứng của kết cấu. Một ví dụ về tính toán tương tác động lực học khối nước - kết cấu theo bài toán 2D được trình bày cụ thể như dưới đây. Kết cấu dàn đứng được cho ở Hình 2.16. Khối nước tác dụng trước và sau dàn đứng với chiều dài về mỗi phía thượng và hạ lưu là 25 m. Băng gia tốc giả định được cho ở Phụ lục 3 [70]. Vật liệu thép S355 có mô đun đàn hồi E = 2×108 kN/m2; hệ số Poisson  = 0,3. Chất lỏng có khối lượng riêng  = 1.000 kg/m3, vận tốc sóng âm thanh trong nước v = 1.400 m/s, hệ số ma sát giữa hai loại vật liệu f = 0. Mô hình PTHH kết cấu dàn đứng và khối chất lỏng được cho ở Hình 2.19. Hiệu ứng sóng bề mặt được bỏ qua, áp suất bề mặt tự do được giả định bằng 0. Điều kiện biên đáy khối nước được xem xét đến điều kiện cản của lớp vật liệu đáy thông qua hệ số cản. Điều kiện biên thượng và hạ lưu khối nước được gán điều kiện biên bức xạ. Kết quả tính toán chuyển vị và gia tốc theo thời gian tại đỉnh dàn (điểm D) được cho ở Hình 2.20 với hệ số cản đáy khối nước bằng 0. Chuyển vị tổng thể của kết cấu tại thời điểm 10 s và 20 s được cho ở Hình 2.21. Hình 2.19 Mô hình phần tử hữu hạn tương tác khối nước – kết cấu 2D 69 Kết quả tính toán cho thấy khi dàn đứng chịu tác dụng của tải trọng động (ở đây là gia tốc theo thời gian với tổng thời gian là 20 s), khối nước trước và sau dàn ngăn cản dao động của dàn, không phát sinh cộng hưởng dao động. Khi tỉ lệ cản của kết cấu là 5%, chuyển vị lớn nhất tại đỉnh dàn là 0,1807 mm (xem Hình 2.17 và Bảng 2.3); nếu xét đến tương tác khối nước trước và sau cửa van, chuyển vị lớn nhất tại đỉnh dàn nhỏ hơn rất nhiều chỉ còn là 0,00625 mm. Đây là cơ sở nghiên cứu tương tác động lực học khối nước – kết cấu cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn ở Chương 4. Hình 2.20 Chuyển vị và gia tốc theo thời gian tại vị trí đỉnh dàn đứng (điểm D) khi xét đến tương tác khối nước trước và sau cửa van Hình 2.21 Chuyển vị của kết cấu tại thời điểm 10 s và 20 s 70 2.6.6 Kỹ thuật tính toán phá hoại mỏi kết cấu thép Trong phần mềm ANSYS có mô đun riêng biệt để tính toán phá hoại mỏi kết cấu khi chịu tác dụng của tải trọng lặp lại trong thời gian dài. Phân tích mỏi có 3 phương pháp chính: tuổi biến dạng (Strain Life), tuổi ứng suất (Stress Life) và cơ học phá hủy (Fracture Mechanics), trong đó 2 phương pháp đầu có sẵn trong mô đun phân tích mỏi ANSYS. Tiếp cận theo tuổi biến dạng được sử dụng khá rộng rãi. Biến dạng có thể đo trực tiếp và đã được chứng minh là một đại lượng khá tốt để mô tả độ mỏi chu kỳ thấp. Tuổi biến dạng thường liên quan đến sự khởi đầu của vết nứt, trong khi tuổi ứng suất liên quan đến tổng tuổi và không phân biệt giữa khởi đầu và phát triển. Về chu kỳ, tuổi biến dạng thường xử lý với số chu kỳ thấp và do đó giải quyết được vấn đề mỏi chu kỳ thấp (Low Cycle Fatigue) cũng như làm việc được với cả số chu kỳ cao. Mỏi chu kỳ thấp thường không ít hơn 105 chu kỳ. Tuổi ứng suất dựa trên cường cong S-N (Stress – Cycle curves) và theo truyền thống đã xử lý số chu kỳ tương đối cao và do đó giải quyết được mỏi chu kỳ cao (High Cycle Fatigue) lớn hơn 105 chu kỳ bao gồm cả tuổi vô hạn. Trong mô đun mỏi phần mềm ANSYS, việc đầu tiên cần làm trong phân tích mỏi là lựa chọn loại phân tích mỏi nào: mỏi ứng suất hay mỏi biến dạng. Sơ đồ khối phân tích mỏi bằng phần mềm ANSYS theo phương pháp tuổi ứng suất được cho ở Hình 2.22 [71]. Từ sơ đồ này có thể thấy cần quyết định 4 khối đầu vào để thực hiện phân tích tuổi ứng suất. Các vấn đề này đều ảnh hưởng đến kết quả của phân tích mỏi và xử lý kết quả có sẵn trong phần mềm. 71 Một ví dụ về tính toán phá hoại mỏi liên kết ống thép như Hình 2.23. Đường kính ống thép chính D762×20 mm; đường kính ống nối D457×14 mm. Ống thép D457×14 mm được nối liên kết hàn góc với ống D762×20 mm. Giả thiết ống nối D457×14 mm chịu lực nén làm việc lớn nhất với giá trị -957,0 kN, hệ số tải trọng bằng 1,4. Số chu trình tính toán bằng 1×104. Vật liệu thép S355 có mô đun đàn hồi E = 2×108 kN/m2, hệ số Poisson  = 0,3. Giả thiết đường cong phá hoại mỏi S – N của vật liệu thép S355 cho ở Hình 2.24 [72]. Điều kiện biên ở hai đầu ống thép chính được coi liên kết ngàm, tải trọng tác dụng lên ống nối là áp lực phân bố đều lên vành ống. Hình 2.22 Sơ đồ khối phân tích mỏi theo tuổi ứng suất bằng phần mềm ANSYS 72 Tiến hành tính toán phá hoại mỏi của mối nối. Trạng thái chuyển vị và ứng suất của mối nối khi thanh nối chịu nén cho ở Hình 2.25. Kết quả tính toán cho thấy đối với vị trí nút 50 là vị trí tiếp giáp giữa hai ống thép có ứng suất theo phương X lớn nhất và nhỏ nhất, tiến hành kiểm tra độ bền mỏi với chu trình tính toán bằng 1×104 lần. Hình 2.23 Sơ đồ nút liên kết thanh dàn Hình 2.24 Đường cong phá hoại mỏi S – N của vật liệu thép S355 Hình 2.25 Trạng thái chuyển vị và ứng suất tại vị trí liên kết 73 Kết quả tính toán mỏi tại vị trí nút 50 cho ở Hình 2.26 với chu trình cho phép bằng 4,951×105 lần với sử dụng mỏi tích lũy bằng 0,0202. Đây là cơ sở nghiên cứu phá hoại mỏi mối nối chân dàn trên kết cấu cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn ở Chương 4. 2.7 Kết luận Chương 2 Trong Chương này đã đưa ra cơ sở lý thuyết tính toán các vấn đề tối ưu hóa kết cấu, động lực học kết cấu, tương tác khối nước - kết cấu, vấn đề phá hoại mỏi của kết cấu và ứng dụng trong phần mềm ANSYS. Đối với dàn thép trong cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn có kết cấu không gian phức tạp làm việc đồng thời với khối mặt, nên việc tính toán theo phương pháp quy đổi đơn giản đặc trưng hình học của tiết diện thanh không đảm bảo độ chính xác do việc quy đổi các đặc trưng hình học của tiết diện chỉ gần đúng đặc biệt đối với tiết diện ống thép tròn. Vì vậy luận án dựa vào kết quả tính toán nội lực và ứng suất trong các thanh dàn từ mô hình PTHH không gian kết cấu cửa van để tiến hành tính toán giải lặp xác định hình dạng và kích thước tối ưu theo điều kiện ràng buộc về ứng suất với hàm mục tiêu trọng lượng cửa van nhỏ nhất. Khi cửa van làm việc ngoài chịu tác dụng của các tải trọng tĩnh còn chịu tác dụng của các tải trọng động như sóng, gió, mạch động dưới đáy cửa van, động đất theo thời gian gây ra chuyển động của cửa van cũng theo thời gian. Do cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn là kết cấu không gian phức tạp có vô số bậc tự do nên việc xác định gia tốc, vận tốc và chuyển vị tại mọi vị trí trên cửa van theo thời gian chỉ có thể thực hiện thông qua mô hình PTHH không gian ba chiều giải trên máy tính. Việc giải phương trình vi phân Hình 2.26 Kết quả tính toán mỏi tại vị trí nút 50 74 chuyển động tại các bước thời gian trong phần mềm được thực hiện theo phương pháp Newmark mở rộng. Ngoài ra cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn còn chịu tác dụng tương hỗ của khối nước từ hai phía khác với các kết cấu cửa van tràn chịu áp lực nước từ một phía. Vì vậy cần thiết phải xem xét ảnh hưởng của tương tác khối nước trước và sau cửa van đến đặc tính dao động của cửa van dưới tác dụng của tải trọng động. Đối với cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn, vị trí chân dàn và các mối nối là các vị trí dễ phát sinh phá hoại mỏi. Phá hoại mỏi của chi tiết kết cấu phụ thuộc vào tập trung ứng suất tại vị trí khởi tạo vết nứt (vị trí có sự đột biến về hình học). Để dự báo tuổi mỏi của chi tiết mối nối trong kết cấu cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn được dựa trên tuổi ứng suất. Vì vậy chỉ cần dựa vào độ lớn của tập trung ứng suất tại vị trí khởi tạo vết nứt (vị trí giao giữa các cấu kiện thanh dàn) và đường cong S-N của vật liệu để dự báo tuổi mỏi của mối nối từ đó đánh giá tổng thể kết cấu cửa van. Đây là những vấn đề cơ bản được sử dụng trong nghiên cứu kết cấu cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn đáp ứng các điều kiện làm việc cho công trình KSN vùng triều. 75 CHƯƠNG 3 NGHIÊN CỨU THAY ĐỔI HÌNH THỨC VÀ TÍNH TOÁN TỐI ƯU KẾT CẤU DÀN CỬA VAN PHẲNG KÉO ĐỨNG NHỊP LỚN 3.1 Đặt vấn đề Cửa van phẳng được sử dụng rộng rãi hiện nay thường là kết cấu dầm bụng đặc có nhịp không lớn. Những năm gần đây cùng với sự phát triển của kinh tế xã hội, các cống thủy lợi có quy mô ngày càng lớn, đi cùng với đó là các cửa van có nhịp lớn trên 30 m, diện tích lỗ cống có thể đạt đến vài trăm mét vuông, áp lực nước có thể lên đến nghìn tấn. Vì vậy kết cấu cửa van dạng dầm bụng đặc khó đáp ứng được yêu cầu. Cửa van kéo đứng hình thức dàn chịu lực đang có xu hướng phát triển và dần hoàn thiện, trong đó cửa van kéo đứng có bản chắn nước phẳng, kết cấu chịu lực chính dạng dàn ống thép được sử dụng nhiều hơn cả. Một số công trình ở Việt Nam hiện nay đã sử dụng loại cửa van này với nhịp lớn nhất lên đến 40 m điển hình như: cửa van đập dâng hạ lưu sông Trà Khúc 37,8 × 5,0 m; cửa van cống ngăn triều Mương Chuối 40,0 × 13,0 m; cửa van cống ngăn triều Phú Xuân 40,0 × 8,5 m; cửa van cống Cái Lớn 40,0 × 9,0 m; cửa van cống Cái Bé 35,0 × 7,5 m... Sau một thời gian sử dụng, cửa van trong các công trình này đáp ứng được yêu cầu khá tốt và phát huy hiệu quả của công trình. Mặc dù cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn được sử dụng khá nhiều trong các công trình KSN vùng triều nhưng hình dạng kết cấu cơ bản theo hình dạng kết cấu truyền thống của cửa van kéo đứng công trình ngăn sông Ems của Đức. Một đặc điểm đối với các công trình KSN vùng triều ở Việt Nam là cửa van làm việc hai chiều với chênh lệch cột nước không lớn. Đối với với triều biển Tây vùng ĐBSCL, khi cửa van làm việc ngăn mặn mực nước tính toán phía sông và phía đồng chênh nhau khoảng 1,5 m; còn khi cửa van làm việc giữ ngọt thì mực nước tính toán phía đồng và phía sông chênh nhau khoảng 1,0 m. Đối với triều biển Đông có sự chênh lệch mực nước lớn hơn trong cả hai trường hợp làm việc, mực nước tính toán phía đồng và phía sông chênh nhau từ 2,4 – 4,0 m. Như trong phần tổng quan về tối ưu kết cấu dàn thép, đối với dàn nhịp giản đơn, hình dạng kết cấu tối ưu đều đưa về dạng vòm cong một chiều do tải trọng chỉ tác dụng một chiều. Kết cấu cầu dàn thép nhịp đơn cũng như vậy, tải trọng xe chỉ tác dụng từ một phía nên các thanh bụng dàn chủ yếu chịu kéo. Trong khi đó cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn về tổng thể giống như kết cấu cầu dàn thép nhịp đơn nhưng tải trọng áp lực 76 nước tác dụng từ hai phía tùy từng trường hợp chênh lệch mực nước ngăn mặn hay giữ ngọt mà các thanh bụng dàn có lúc chịu kéo có lúc chịu nén. Chính vì vậy việc thay đổi hình thức kết cấu hệ dàn để làm sao giảm nhỏ lực nén trong các thanh là vấn đề cần phải xem xét. Đây cũng chính là căn nguyên để luận án nghiên cứu tính hợp lý của cửa van hiện nay và đề xuất thay đổi hình thức kết cấu cửa van để đáp ứng tốt hơn nhiệm vụ của công trình KSN vùng triều. 3.2 Nghiên cứu thay đổi hình thức kết cấu dàn cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn 3.2.1 Đề xuất thay đổi hình thức kết cấu dàn Cơ sở đề xuất thay đổi hình thức kết cấu dàn cửa van phẳng kéo đứng nhịp lớn được dựa trên các thành tựu nghiên cứu tối ưu hệ dàn ống thép trong công trình xây dựng dân dụng và công nghiệp, công trình giao thông và các cửa van thực tế đã được chế tạo trên thế giới và tại Việt Nam như đã trình bày trong phần Tổng quan. Đối với công trình xây dựng dân dụng và giao thông, kết cấu dàn ống thép có thể là dàn phẳng hoặc dàn không gian chịu hoạt tải mái, tải trọng gió, tải trọng xe, khác so với cửa van thép công trình thủy lợi thủy điện. Cửa van thủy công chịu tác dụng của áp lực thủy tĩnh và các tải trọng khác (như tải trọng bùn cát, sóng, gió, động đất), giá trị tải trọng này nói chung đều khá lớn, ngoài ra còn có thể chịu lực từ hai phía, phương trọng lượng bản thân vuông góc với phương chịu lực chính. Ngoài ra điều kiện ràng buộc của kết cấu cửa van thủy công cũng rất đặc biệt, thông thường chịu ràng buộc hai bên khe cửa, và chịu hoạt động đóng mở thường xuyên nên hình thức kết cấu dàn ống thép thông thường có thể không phù hợp mà cần có sự thay đổi theo yêu cầu chịu lực và điều kiện ràng buộc đặc thù. Hình thức cửa van phẳng kéo đứng có dầm bụng rỗng dạng dàn một vòm thay thế dầm chịu lực thông thường đã phát huy được ưu điểm của dàn vòm có khả năng chống uốn lớn nhưng trọng lượng bản thân nhỏ như Hình 3.3. Cửa van hình thức này áp dụng khá thành công cho các công trình có nhịp trung bình (khoảng từ 20 m đến 30 m) và chịu áp lực nước lớn từ một phía. Một trong những cửa van đầu tiên ở Việt Nam sử dụng hình thức này là công trình cống Bàu Chấu – Cà Mau với nhịp 30 m (Bảng 1.4). Nhược điểm của hình thức cửa van này là việc phân tải lên các dàn chính thường không đồng đều, khi cửa van nhiều dàn chính cách đều nhau sẽ không phát huy được hiệu quả của các dàn phía trên. Ngoài ra do chiều cao dàn lớn, các mặt phẳng dàn đặt song song nên dưới 77 tác dụng của trọng lượng bản thân dàn gây ra chuyển vị dàn theo phương đứng lớn khi cửa van không chịu lực. Cửa van dạng thấu kính hay cửa van dạng dàn hai vòm đã phát huy hơn nữa hiệu quả của vòm khi có vòm đối xứng và khắc phục được nhược điểm của dàn một vòm. Dàn chính cửa van có thanh cánh thượng lưu, hạ lưu có dạng cong và nằm trong cùng một mặt phẳng nằm ngang, kết cấu bản chắn nước có dạng cong và được đỡ trực tiếp bởi thanh cánh thượng dàn chính như Hình 3.2. Đây là dạng cửa van được sử dụng cho công trình Hartel của Hà Lan với nhịp 98 m lớn nhất thế giới (Bảng 1.3), công trình đập hạ lưu sông Dinh tỉnh Ninh Thuận với nhịp 37,8 m là công trình duy nhất ở Việt Nam sử dụng hình thức này (Bảng 1.4). Hình 3.1 Cửa van dạng dàn một vòm với mặt phẳng dàn chính đặt song song Hình 3.2 Kết cấu dàn chính có thanh cánh thượng và hạ lưu cong một chiều 78 Một trong những hình thức cửa van kéo đứng được sử dụng rộng rãi hiện nay là cửa van phẳng kéo đứng hai dàn chính dạng một vòm như Hình 3.3 với hai mặt phẳng dàn chính đặt nghiêng góc chụm về phía đầu dàn. Đối với cửa van hai dàn chính, khi mặt phẳng dàn chính đặt nghiêng góc lên phía trên, do hiệu ứng vòm nên thanh cánh hạ dàn chịu nén do trọng lượng bản thân cửa van, do đó giảm được lực dọc trong thanh cánh hạ dàn chính dưới khi chịu đồng thời áp lực nước và trọng lượng bản thân cửa van. Các mặt phẳng dàn thường đặt nghiêng góc khoảng 10o so với phương ngang. Cửa van này khắc phục được nhược điểm khi dàn chính đặt song song nhưng lại chưa phát huy tối đa hiệu quả của vòm theo cả hai phía, trong khi yêu cầu bản chắn nước phẳng để dòng chảy dưới đáy cửa van theo cả hai chiều là như nhau. Chính vì vậy luận án đặt ra vấn đề thay đổi hình thức kết cấu dàn chính của cửa van phẳng kéo đứng dạng hai dàn chính đặt nghiêng góc để phát huy hiệu quả của vòm theo cả hai chiều nhưng không thay đổi hình thức bao ngoài của cửa van. Để phát huy tối đa chịu lực của dàn theo cả hai chiều, kết hợp các ưu điểm của cửa van Hartel (Hà Lan), cửa van sông Ems (Đức) cho ở Bảng 3.1, cửa van cống Cái Lớn – Cái Bé (Việt Nam) cho ở Hình 1.3 và tham khảo hình thức dàn cửa van dưới sâu được giới thiệu trong [73], luận án đề xuất thay đổi hình thức bố trí hệ thanh bụng dàn chính như Hình 3.3 bằng cách sử dụng thanh cong ngược đỡ bản mặt thay thế các thanh xiên trong mặt phẳng dàn như Hình 3.4 để giảm sự chênh lệch độ cứng của dàn theo cả hai chiều Hình 3.3 Cửa van dạng một vòm với mặt phẳng dàn chính đặt nghiêng góc 79 chịu lực, đồng thời sử dụng kết hợp cả thanh đứng và thanh xiên trong dàn chịu trọng lượng để tăng độ cứng theo chiều dọc cửa van và tăng trọng lượng dàn về phía hạ lưu. Thực tế thanh cong ngược (thanh cánh thượng) là thanh gẫy khúc như thanh cong thuận (thanh cánh hạ) và được tạo từ các đoạn thanh thẳng nối với nhau tại các mối nối. Các điểm trung tâm mối nối nằm trên một vòm cong giống như vòm đa khớp để phát huy hiệu quả tối đa của vòm chịu lực. Bảng 3.1 So sánh cấu tạo và đặc điểm làm việc của hai loại cửa van kéo đứng điển hình Cửa van Hartel (Hà Lan) Cửa van Ems (Đức) Được thiết kế để vận hành trong dòng chảy (tràn và đáy) Kéo cao để tàu bè qua lại dưới đáy cửa Xi lanh chịu tải trọng đứng khi giữ cửa, cửa van không khóa Bản mặt nằm về phía thượng lưu Hình dạng vòm cong hai phía, độ lệch trục xi lanh nhỏ đối với trọng tâm cửa van Thanh cánh và dàn có cấu tạo thép hình đặc nên có độ đẩy nổi thấp, hệ giằng chữ X Vận hành không có dòng chảy (chịu hoàn toàn cột nước) Không yêu cầu kéo cao Tải trọng đứng được giữ bởi chốt, xi lanh nghỉ khi giữ cửa Bản mặt nằm về phía hạ lưu Hình dạ