Nghiên cứu sự làm việc của kết cấu liên hợp thép và bê tông sử dụng cốt thanh thủy tinh

CƠ SỞ KHOA HỌC

Cơ sở khoa học của hệ dầm sàn liên hợp cốt thép – bê tông

2.1.1 Phương pháp và tiêu chuẩn tính toán

Phương pháp tính toán cho hệ dầm sàn liên hợp bê tông cốt thép được tính toán dựa theo

2 trạng thái giới hạn là trạng thái phá hoại và trạng thái sử dụng Khi tính toán kiểm tra theo

Giai đoạn thi công và giai đoạn sử dụng là hai yếu tố quan trọng đối với sàn và dầm Đối với hệ dầm sàn liên hợp bê tông cốt thép, việc tính toán cần tuân theo các tiêu chuẩn của Eurocode 3 và Eurocode 4 để đảm bảo tính an toàn và hiệu quả trong thiết kế.

2.1.2 Cơ sở tính toán hệ dầm sàn liên hợp bê tông – cốt thép i) Tính toán tấm thép tôn làm việc nhƣ coppha sàn:

 Trạng thái giới hạn thứ nhất ơ đồ tính

Tấm thép sóng xem như dầm đơn giản có mômen quán tính không đổi theo chiều dài nhịp

Khi làm việc như sàn công tác, coppha sàn, tấm thép tôn chịu các tải trọng:

 Trọng lượng bê tông ướt và tấm thép

 Tải thiết bị nếu có

 Tải trọng bê tông tăng lên do sóng tấm thép tôn võng xuống và bê tông ướt trong quá trình thi công

Theo Eurocode 4, trong phạm vi 3x3m hoặc nhịp tấm tôn nhỏ hơn 3m, tải trọng thi công tập trung là 1.5 kN/m² và tải trọng thi công phần bố là 0.75 kN/m² Điều này tính đến ảnh hưởng của quá trình thi công và cấu tạo tấm thép tôn, dẫn đến việc các tải này sẽ được đặt tại vị trí gây mômen lớn nhất trên tấm tôn.

Học viên: Lê Anh Sơn Trang 16

Hình 2.1: Tải trọng trên tấm tôn một nhịp và nhiều nhịp (nguồn [26])

Trong điều kiện thi công thực tế tại Việt Nam, tải thi công được khuyến nghị là 2.5 kN/m², phân bố đều trên toàn bộ nhịp tấm tôn, nhằm đảm bảo tính đơn giản và an toàn trong quá trình tính toán cũng như phản ánh đúng thực tế thi công và an toàn trong thiết kế.

Khả năng chịu uốn của tiết diện

, eff yp pl Rd ap

M   f yp : giới hạn chảy của thép tấm tôn

W eff : modun chống uốn tính toán của tiết diện γap: hệ số an toàn tấm thép tôn, lấy bằng 1.1

 Trạng thái giới hạn thứ hai Độ võng Độ võng được xác định bởi công thức

Độ võng tối đa của tấm tôn dưới tải trọng bản thân và bê tông ướt không được vượt quá L/180 và phải lớn hơn hoặc bằng 20mm, trong đó L là nhịp tính toán của tấm tôn Khi tính toán bản sàn làm việc liên hợp, cần chú ý đến các yếu tố này để đảm bảo tính an toàn và hiệu quả trong thiết kế.

 Trạng thái giới hạn thứ nhất

Bản sàn composite hoạt động như dầm đơn giản và dầm liên tục, được tính toán theo phương pháp đàn hồi Mômen quán tính của tiết diện không nứt giữ nguyên theo chiều dài của dầm.

Tác dụng bê tông bị nứt có thể xem đến trong những trường hợp sau:

 Phân phối lại mômen, giảm mômen âm tại gối (tối đa 30%), tăng mômen nhịp sao cho biểu đồ mômen hợp lí

 Bỏ qua khả năng chịu lực cốt thép tại gối, xem sàn làm việc như dầm đơn giản Lượng cốt thép tối thiểu được đặt vào theo cấu tạo

 Tính sàn như dầm với mômen quán tính tiết diện thay đổi trên chiều dài dầm có tính đến sự nứt của tiết diện bê tông

 Tải trọng bản thân sàn liên hợp (tấm thép tôn và bê tông)

 Tải trọng bản thân tác dụng dài hạn

 Kiểm tra khả năng chịu mômen dương

 Sự làm việc vật liệu được lí tưởng với ứng suất dẻo cứng, biểu đồ phân bố ứng suất dạng chữ nhật

Ứng suất thép được xác định bằng cách sử dụng cường độ tính toán f yp /γ yp, trong khi ứng suất bê tông được tính toán với cường độ 0.85f ck /γ c Đối với cốt thép, ứng suất được tính dựa trên cường độ f sk /γ s.

 Cốt thép chống nứt hay cốt thép chịu mômen âm có thể được đặt trong phần sàn bê tông

 Cốt thép trong vùng nén khi tiết diện chịu mômen dương có thể bỏ qua trong thành phần chịu mômen dương

* Trường hợp 1: Trục trung hòa phía trên tấm tôn

Hình 2.2: Phân bố ứng suất chịu mômen dương khi trục trung hòa nằm phía trên sóng tôn

Bỏ qua khả năng chịu lực của bê tông trong vùng chịu kéo

Chiều cao vùng bê tông chịu nén từ phương trình cân bằng hợp lực kéo trong tấm tôn N p , và lực nén trong bê tông N cf

Trục trọng tâm của tấm thép

  d p : khoảng cách từ đỉnh sàn đến trọng tâm tấm thép tôn

Khả năng chịu mômen dương

A p : diện tích tính toán tiết diện tấm thép tôn không kể đến lớp mạ kẽm 2x0.02 (mm) và những phần lồi lõm do chế tạo

* Trường hợp 2: Trục trung hòa nằm trong tấm thép tôn

Hình 2.3: Phân bố ứng suất chịu mômen dương khi trục trung hòa nằm trong sóng tôn

Bỏ qua khả năng chịu lực của bê tông trong vùng chịu kéo

Bỏ qua khả năng chịu lực của bê tông trong sườn tấm thép tôn

Biểu đồ ứng suất chia thành hai biểu đồ biểu diễn khả năng chịu uốn

 Biểu đồ 1: cân bằng lực nén N cf trong bê tông và lực kéo N p phần thép chịu kéo phía trên trọng tâm tấm thép tôn

Biểu đồ 2 minh họa cặp lực cân bằng trong tấm thép tôn, trong đó mômen M pr là mômen dẻo giảm được xác định từ khả năng chịu mômen M pa của tấm thép tôn thông qua thực nghiệm.

1.25 1 cf p yp pr pa pa ap

Hình 2.4: Mối quan hệ thí nghiệm giữa M pr và M pa (nguồn [26])

Khả năng chịu uốn tính toán

 e p : khoảng cách từ trục trung hòa đến mép dưới tấm tôn e: khoảng cách từ trọng tâm tấm tôn đến mép dưới tấm tôn

 Kiểm tra khả năng chịu mômen âm

 Trục trung hòa thường qua tấm thép tôn đối với dạng phá hoại dẻo âm

 Bỏ qua khả năng chịu nén của tấm thép tôn trong vùng nén do tấm mỏng dễ mất ổn định

 Bỏ qua khả năng chịu kéo của bê tông trong vùng chịu kéo nếu xét đến tấm sàn bê tông dày không có tấm thép tôn

 Các cốt thép trong vùng chịu kéo sẽ nhận toàn bộ lực kéo

Hình 2.5: Phân bố ứng suất tiết diện chịu mômen âm (nguồn [26])

Khả năng chịu mômen âm của tiết diện s ,

 Kiểm tra khả năng chịu lực cắt đứng (Vertical Shear)

Khả năng chịu lực cắt thẳng đứng

Hình 2.6: Tính toán lực cắt đứng (nguồn [26])

 Kiểm tra khả năng chịu lực cắt ngang của sàn (Longitudinal Shear)

Để đánh giá khả năng chịu lực trung bình dưới tác dụng của lực cắt τu dọc theo chiều dài cắt Ls, τu phụ thuộc vào loại tôn và chỉ có thể xác định cho một loại tôn cụ thể đã được biết đến, bao gồm hướng gờ và trạng thái bề mặt.

Chúng tôi không tính toán cụ thể lực cắt τu mà thay vào đó sử dụng lực cắt đứng (Vertical Shear) để thay thế cho lực cắt ngang (Longitudinal Shear) trên chiều dài Ls Mối quan hệ giữa hai lực cắt này được xác định rõ ràng.

Học viên Lê Anh Sơn Trang 21 có khả năng tính toán chính xác khi làm việc với sàn đàn hồi Tuy nhiên, khi sàn có tính chất dẻo hoặc đàn dẻo, mối quan hệ trở nên phức tạp hơn và phương pháp m-k được áp dụng Đây là một phương pháp gần đúng được phát triển dựa trên các thí nghiệm thực tế.

Dựa trên các thí nghiệm xác định được m và k phụ thuộc vào đặc trưng tấm tôn sử dụng Công thức tính đưa ra

Chiều dài cắt L s phụ thuốc vào dạng chất tải

 Tải trọng phân bố đều L s =L/4

 Tải trọng tập trung L s là khoảng cách từ vị trí chất tải đến gối tựa gần nhất

 Kiểm tra khả năng chống xuyên thủng

Dưới tác động của lực tập trung lớn, sàn có thể bị hư hại do lực chọc thủng và lực cắt tại khu vực chịu tác động của lực này.

Hình 2.7: Chu vi phá hoại chọc thủng (punching shear) (nguồn [26])

Khả năng chống xuyên thủng của sàn được tính bởi công thức

Trong đó c p là chu vi phá hoại của lực tập trung tính theo góc 45 0 từ mặt trên sàn

Trạng thái giới hạn thứ hai

 Độ võng Độ võng sàn liên hợp được quy định theo tiêu chuẩn EC3

 Độ võng toàn phần do tĩnh tải và hoạt tải ax / 250 m L

Chu vi phá hoại chọc thủng Diện tích đặt tải

 Độ võng do hoạt tải dài hạn

  Nếu sàn đỡ các cấu kiện dòn như (vữa sàn, vách ngăn)

 Độ võng sàn được tính toán theo phương pháp đàn hồi với độ cứng là độ cứng trung bình của tiết diện nứt và chưa nứt

Bề rộng vết nứt không vượt quá 0.3mm

Tại tiết diện chịu mômen dương, đã có tấm thép tôn phía dưới nên chỉ cần kiểm tra tại vùng mômen âm

Bản sàn liên tục được tính toán như một dãy các dầm đơn giản thì diện tích tiết diện thép chống nứt không nhỏ hơn:

 0.2% diện tích bê tông phía trên sóng tôn trong trường hợp thi công không có cây chống

 0.4% diện tích bê tông phía trên sóng tôn trong trường hợp thi công có cây chống

2.1.3 ự làm việc của sàn liên hợp bê tông – thép

Dưới tác động của tải trọng, tấm sàn liên hợp trải qua biến dạng uốn và tạo ra ứng suất trượt giữa thép và bê tông Khi liên kết giữa bê tông và tấm tôn thép đảm bảo biến dạng dọc là đồng nhất, ta có liên kết hoàn toàn Ngược lại, nếu có sự trượt tương đối giữa hai vật liệu, liên kết được coi là không hoàn toàn Sự trượt dọc giữa thép và bê tông trên một đơn vị chiều dài được gọi là sự trượt giữa tôn và bê tông Để giảm thiểu sự trượt này, cần áp dụng một hoặc nhiều biện pháp nhằm đảm bảo liên kết chặt chẽ giữa tôn và bê tông.

Hình 2.8: Các biện pháp hạn chế sự trượt giữa tôn và bê tông (nguồn [26])

- Liên kết cơ học bằng cách tạo biến dạng trước cho tấm tôn (tạo các gờ chìm hoặc các gờ nổi)

- Tôn có sườn đóng tạo liên kết bằng ma sát

- Neo ở đầu sàn bằng chốt hàn hoặc loại vật liên kết cục bộ khác để liên kết giữa bê tông và tấm tôn thép

- Neo ở đầu sàn bằng cách làm biến dạng các sườn tôn ở đầu của tấm tôn, có thể kết hợp cách (b)

* Quá trình trượt giữa thép – bê tông xảy ra trên bề mặt tiếp xúc:

- Trượt cục bộ rất nhỏ, không nhìn thấy bằng mắt thường, nhưng làm phân bố lại nội lực liên kết

Sự trượt tổng thể lớn của bề mặt tiếp xúc giữa thép và bê tông có thể đo được và nhìn thấy được, phụ thuộc vào loại liên kết giữa hai vật liệu này Do đó, quá trình làm việc của bê tông và thép diễn ra với các dạng khác nhau.

Hình 2.9: ự làm việc của sàn liên hợp (nguồn [26])

Dạng 1 của tương tác giữa bê tông và thép cho thấy sự liên kết hoàn toàn, với trượt tổng thể ở bề mặt liên kết bằng không Sự truyền lực cắt dọc diễn ra hoàn toàn, dẫn đến tải trọng cực hạn P u đạt giá trị lớn nhất Hiệu ứng liên hợp giữa bê tông và thép là tối ưu, và sự phá hoại có thể xảy ra theo hai hình thức: giòn nếu diễn ra đột ngột hoặc dẻo nếu xảy ra từ từ.

Dạng 2 của tương tác giữa bê tông và thép cho thấy sự trượt tổng thể tại bề mặt tiếp xúc mà không có sự ngăn cản, dẫn đến việc không có lực cắt dọc được truyền Tải trọng cực hạn trong trường hợp này là nhỏ nhất, đồng thời hiệu ứng liên hợp giữa hai vật liệu rất yếu, gây ra sự phá hoại diễn ra từ từ.

NGUYÊN LIỆU VÀ PHƯƠNG PHÁP THỰC NGHIỆM

Vật liệu

Hỗn hợp bê tông được thiết kế với độ dẻo SN từ 3-8 cm, sử dụng cốt liệu lớn là đá dăm có Dmax 20mm và cốt liệu nhỏ là cát với Modun độ lớn 1.84 Cường độ thiết kế của bê tông đạt C20/25 và C25/30 theo tiêu chuẩn ASTM C39, phù hợp cho sàn liên hợp Để xác định lực bám dính, cường độ bê tông thiết kế được sử dụng là C20/25, C25/30, C35/45 và C45/55.

Bảng 3.1: Thông số kỹ thuật của bê tông

Thông số kỹ thuật Kí hiệu C20/25 C25/30 C35/45 C45/55 Đơn vị

Cường độ chịu nén đặc trưng f ck 20 25 35 45 N/mm 2

Cường độ chịu kéo trung bình ở

Cường độ chịu nén trung bình của mẫu bê tông hình trụ f cm 28.0 33 43 53 N/mm 2

Modun đàn hồi bê tông E cm 29.0 30.5 33.5 36 kN/mm 2

Trọng lượng bê tông khô γ 25 25 25 25 kN/m 3

Bảng 3.2: Thiết kế cấp phối bê tông mác C20/25

Stt Tên vật liệu Đơn vị Cho 1m 3 BT Cho 1 mẻ trộn

1 Xi măng Holcim PCB 40 Kg 401.8 50

2 Cát sông Đồng Nai Kg 615.2 76.5

4 Đá 1x2 xanh Hóa An Kg 1200.6 149.4

4 Đá 1x2 xanh Hóa An Kg 1039.2 129.3

4 Đá 1x2 xanh Hóa An Kg 1016.1 126.4

1 Xi măng Holcim PCB 40 Kg 537 50

2 Cát sông Đồng Nai Kg 709 88.2

4 Đá 1x2 xanh Hóa An Kg 1207.8 150.2

-Tính chất của thanh thủy tinh GFRP được trình bày trong bảng 3.6, 3.7

Bảng 3.6: Thông số kỹ thuật của thanh GFRP

Bảng 3.7: Kết quả cường độ kéo, mô đun đàn hồi và biến dạng thanh GFRP

Ký hiệu Lực kéo đứt

Biến dạng tỷ đối cực hạn (%)

(1): Diện tích chịu lực theo số liệu cung cấp của công ty Cổ phần cốt sợi Polymer

(2): Diện tích chịu lực theo lý thuyết

Bảng 3.8: Các thông số khác

Cốt thép Kí hiệu Giá trị Đơn vị Ghi chú

Giới hạn chảy f sk 295 N/mm 2 thép CII

Giới hạn chảy không có

Cường độ kéo đứt 1000 N/mm 2

Cường độ kéo đứt f u 500 N/mm 2 f ud 500 N/mm 2

Thanh GFRP Đường kính ngoài quy đổi (mm)

Diện tích mặt cắt ngang (mm2)

Khối lượng (g/m) Ứng suất bám dính (MPa)

3.1.3 Tấm tôn Type “K” Panel (Zamil Steel)

Bảng 3.9: Các thông số kỹ thuật tấm tôn Type “K” Panel

Thông số kỹ thuật Kí hiệu Giá trị Đơn vị

Giới hạn chảy f yp 345 N/mm 2

Chiều dày danh nghĩa t s 0.7 mm

Chiều dày thiết kế t 0 0.66 mm

Chiều dài mép tôn L 1214 mm/0.943m

Diện tích tiết diện tôn A p 850 mm 2 /0.943m

Trọng lượng riêng tôn w 0.074 kN/m 2

Modun đàn hồi thép tôn E s 210000 N/mm 2

Chiều cao thép tôn h p 54 Mm

Góc nghiêng α 60.54 độ Độ dài bụng nghiêng S w 62.02 mm

Mômen tĩnh so với đáy S o 22798 mm 3 /0.943m

Trọng tâm tôn tính từ mặt dưới e 27.18 mm

Chiều cao hữu hiệu d p 92.82 mm

I so với mặt dưới I o 1006069 mm 4 /0.943m

I so với trọng tâm I g 378400 mm 4 /0.943m

3.2.1 Thiết kế sàn LHT-BT thực nghiệm

Hình 3.1: Sơ đồ tính toán sàn LHT-BT

Hình 3.2: Mômen sàn LHT-BT

Thiết kế sàn LHT-BT

Giả thiết tấm tôn thép, kích thước sàn và cốt thép lưới

Kiểm tra trong giai đoạn thi công

Kiểm tra trong giai đoạn liên hợp

Kiểm tra ở giai đoạn thi công

Kiểm tra ở giai đoạn liên hợp δ ≤ δmax

Tính giá trị mômen do tải trọng tác dụng M Sd

Tính giá trị mômen do tải trọng tác dụng M

Bảng 3.10: Thiết kế chi tiết sàn LHT-BT

CÁC GIÁ TRỊ Kí hiệu Giá trị Đơn vị Giá trị Đơn vị

Giới hạn chảy f yp,k 345 N/mm 2 345 N/mm 2

Modun đàn hồi E s 210 kN/mm 2 210 kN/mm 2

Chiều dày danh định t 0,7 mm 0,7 mm

Chiều dày tính toán t s 0,64 mm 0,64 mm

Diện tích tiết diện A p 948 mm 2 /m 948 mm 2 /m

Chiều cao tấm tôn h p 54 mm 54 mm

Thể tích bê tông trên một đơn vị diện tích V c 0,101 m 3 /m 2 0,101 m 3 /m 2

Trọng lượng tôn thép W p 0,13 kN/mm 2 0,13 kN/mm 2

Mômen quán tính dương I + 37,84 cm 4 /m cm 4 /m

Mômen quán tính âm I - cm 4 /m cm 4 /m

Sức kháng M dương kNm/m M Rd + 3,01 kNm/m 3,01 kNm/m

Sức kháng M âm M Rd - 3,01 kNm/m 3,01 kNm/m

Sức kháng đặc trưng M pa 3,311 kNm/m 3,311 kNm/m

Khoảng cách từ mặt dưới tới trọng tâm tấm tôn e 18,6 mm 18,6 mm

Khoảng cách từ mặt dưới tới trục trung hòa tấm tôn e p 20,44 mm 20,44 mm

Lực cắt tính toán kN V Rd 84,3 kN 84,3 kN

Lực cắt đặc trưng V pa 92,73 kN 92,73 kN

* KÍCH THƯỚC HÌNH HỌC TẤM

Chiều cao tấm tôn h p 46 mm 46 mm

Chiều cao sàn liên hợp h 120 mm 120 mm

Chiều cao lớp bê tông phía trên tấm tôn h c 66 mm 66 mm

Khoảng cách từ mặt trên đến trọng tâm tấm tôn d p 101,4 mm 101,4 mm

Trọng lượng riêng γ 25 kN/m 3 25 kN/m 3

Cường độ chịu nén mẫu hình trụ f ck 20 N/mm 2 25 N/mm 2

Cường độ chịu kéo mẫu trụ F ctm 2,2 N/mm 2 2,6 N/mm 2

Modun đàn hồi cát tuyến E cm 29 kN/mm 2 30,5 kN/mm 2

(THỦY TINH) Đường kính cốt thép d 12 mm 12 mm

Khoảng cách bố trí thép a 150 mm 150 mm

Diện tích cốt thép A s 792 mm 2 /m 792 mm 2 /m

Giới hạn đàn hồi cốt thép f skt 390 N/mm 2 390 N/mm 2

Giới hạn đàn hồi cốt thanh thủy tinh f sktt 900 N/mm 2 900 N/mm 2

Modun đàn hồi cốt thép E at 210 kN/mm 2 210 kN/mm 2

Modun đàn hồi cốt thanh thủy tinh E att 45 kN/mm 2 45 kN/mm 2

Thép tôn, thép kết cấu γ a , γ ap 1,1 1,1

Hệ số tính toán lực cắt γ VS 1,25 1,25

2.1 SÀN LHT-BT ĐẶT TRỰC TIẾP

TRÊN MẶT NỀN, NÊN KHÔNG

CẦN KIỂM TRA TRONG GIAI ĐOẠN THI CÔNG

Trọng lượng của sàn q 4,45 kN/m 2 4,45 kN/m 2

3 KIỂM TRA TRONG GIAI ĐOẠN

SÀN LHT-BT ĐẶT TRỰC TIẾP

TRÊN MẶT NỀN, NÊN KHÔNG

CẦN KIỂM TRA TRONG GIAI ĐOẠN THI CÔNG

4 KIỂM TRA TRONG GIAI ĐOẠN

Khoảng cách giữa các dầm phụ 2,9 M 2,9 m

Bề rộng cánh dầm thép 0,15 M 0,15 m

Chiều dài tính toán cho mỗi nhịp L e 2,87 M 2,87 m

Trọng lượng của sàn (tiêu chuẩn) q tc 4,46 kN/m 2 4,46 kN/m 2 Trọng lượng của sàn (tính toán) q tt 6,01 kN/m 2 6,01 kN/m 2

Hoạt tải (tiêu chuẩn) P tc kN/m 2 kN/m 2

Hoạt tải (tính toán) P tt kN/m 2 kN/m 2

4.1.2 KIỂM TRA KHẢ NĂNG CHỊU

Lực kéo trong tấm tôn N p kN kN

Chiều cao vùng bê tông chịu nén x pl mm mm

Khả năng chịu M dương của tiết diện M Rd +

Giá trị M dương do tải trọng gây ra (HT đặt cách nhịp) M Sd + MSd+ = 0,08(5/8q+3/4P) (3.10.2) kNm

Bố trí lưới cốt thép chịu M âm Φ12 a150 CIII có f sk 390 N/mm 2 390 N/mm 2

Diện tích cốt thép A s 792 mm 2 792 mm 2

Khả năng chịu lực của cốt thép N s 268,59 kN 268,59 kN

Bề rộng trung bình của sườn bê tông (có

Chiều cao vùng bê tông chịu nén x pl 45,06 mm 36,04 mm

Bề dày lớp bê tông bảo vệ a 25 mm 25 mm

Cánh tay đòn z 72,47 mm 76,97 mm

Khả năng chịu M âm của tiết diện M Rd - = , s

Giá trị M âm do tải trọng gây ra M Sd - M Sd - = 1,78(5/8q+3/4P) (3.10.4) kNm

Chiều dài đoạn chịu cắt (Theo Eurocode

Khả năng chịu cắt dọc V L,Rd

Giá trị lực cắt do tải trọng gây ra V Sd kN

CẮT NGANG (dạng phá hoại III)

Bề rộng trung bình của sườn bê tông b 0 131,5 mm 131,5 mm Cường độ chịu cắt τ Rd (N/mm2) 0,25f ck /γ c = τ Rd N/mm 2 N/mm 2 k 1 = 1,49 1,49

Tại vị trí gối tựa trung gian, (A p : diện tích hữu hiệu tôn thép chịu kéo nằm trong bề rộng b0)

Tại vị trí gối tựa biên (Ap : diện tích hữu hiệu tôn thép chịu kéo nằm trong bề rộng b0)

Khả năng chịu cắt tại vị trí gối tựa trung gian V v,Rd Vv.Rd=b0dpτRdkv(1,2+40ρ)(3.10.6) kN

Khả năng chịu cắt tại vị trí gối tựa biên V v,Rd kN kN

Theo trình tự tính toán với các tải trọng thay đổi từ P = 5 đến 75, bảng giá trị ứng suất và chuyển vị của sàn LHT-BT được xác định như sau:

Bảng 3.11: Số liệu tính toán đối với sàn BTCT C20/25

Lực tác dụng (kN) Vị trí 4+5+8+9 Vị trí 6+7 (Giữa nhịp) σ (N/mm 2 ) Δ (mm) σ (N/mm 2 ) Δ (mm)

Bảng 3.12: Số liệu tính toán đối với sàn BTCT C25/30 theo tính toán

Bảng 3.13: Các số liệu tính toán trung gian xác định độ võng sàn

CÁC GIÁ TRỊ Kí hiệu Giá trị Đơn vị Giá trị Đơn vị

Hệ số quy đổi vật liệu tương đương n 10.86 10.33

TTH tiết diện nứt tính từ mặt trên x c 33.95 mm 33.29 mm

Mômen quán tính tiết diện nứt I cc 3357814 mm 4 3424632 mm 4

TTH tiết diện không nứt tính từ mặt trên x u 48.45 mm 42.96 mm

Mômen quán tính td không nứt I cu 1058064

Mômen quán tính trung bình I m 6969231 mm 4 7645513 mm 4 Độ võng (do TLBT + tải tác dụng) δ 9.46 mm 8.63 mm Độ võng giới hạn theo Tiêu chuẩn [δ] 12.00 mm 12.00 mm

* Trình tự thi công sàn

Bước 1: Chuẩn bị vật liệu và mặt bằng

Thanh thủy tinh GFRP được cung cấp bởi Công ty Cổ Phần Cốt Sợi Polyme Việt Nam, có địa chỉ tại 81 Lạc Trung, Vĩnh Tuy, Hai Bà Trưng, Hà Nội Để biết thêm thông tin, quý khách có thể liên hệ qua số điện thoại +84 4 3636 1858 hoặc fax đến +84 4 3636 0393.

- Đá 1x2, sạch loại 1 mua tại mỏ đá Hóa An

- Cát bê tông sạch tại sông Đồng Nai

- Tôn sàn được sự hỗ trợ bởi Công ty Zamil Steel

- Xi măng Holcim mua tại địa phương

- Sàn LHT-BT được đúc trên mặt nền của xưởng thí nghiệm thuộc Khoa Xây dựng Trường Đại học Sư phạm kỹ thuật Thành phố Hồ Chí Minh

- Nền xưởng được dọn vệ sinh sạch sẽ

Bước 2: Gia công lưới thép và lưới thanh thủy tinh GFRP

- Thanh thép được cắt sẵn tại xưởng Công ty TNHH Tân Việt với kích thước ϕ 6: 950mm; ϕ 12: 2.950mm

- Thanh thủy tinh GFRP được cắt sẵn tại Công ty Cổ Phần cốt sợi Polymer Việt Nam với kích thước ϕ 6: 950mm; ϕ 12: 2.950mm

- Dùng kẽm buộc thép, thanh thủy tinh thành vĩ

Bước 3: Gia công coffa, lắp đặt lưới thép, lưới thép thủy tinh GFRP

- Dùng ván ép ghép xung quanh làm khuôn cho bê tông sàn

- Trải lưới thép hoặc lưới thanh thủy tinh GFRP vào khuôn coffa đã gia công

- Tiến hành hàn chốt neo liên kết giữa bê tông và tấm tôn Tránh trượt bê tông so với tôn sàn khi chịu uốn

Bước 4: Trộn và đổ hỗn hợp bê tông

- Bê tông được trộn theo tỷ lệ được quy định bởi mác bê tông theo bảng 3.2; 3.3; 3.4 và 3.5

- Dùng xe rùa vận chuyển hỗn hợp bê tông đến vị trí đổ

- Dùng đầm dùi để đầm bê tông và thước đo để kiểm soát chiều dày bê tông sàn trong quá trình đổ

- Dùng bàn xoa để xoa mặt bê tông sau khi đổ

Hình 3.4: Lắp tấm tôn “K” panel cho sàn liên hợp cốt thép

Hình 3.5: Tạo lưới cốt thủy tinh cho sàn

Hình 3.6: Lưới sợi thủy tinh sau khi hoàn thành

Hình 3.7: Các chốt hàn của sàn liên hợp cốt thép

Hình 3.8: Lắp lưới sợi thủy tinh vào sàn

Hình 3.9: Lắp cốt thủy tinh vào sàn để chuẩn bị đổ bê tông

Hình 3.10: Thi công các chốt hàn

Hình 3.11: Hoàn thành công tắc lắp lưới sợi thủy tinh

Hình 3.12: Kiểm tra độ sụt cho bê tông sàn

Hình 3.13: Bắt đầu đổ bê tông cho sàn

Hình 3.14: Đổ bê tông cho sàn

3.2.3 Mẫu thí nghiệm kéo tuột cốt thép và cốt thủy tinh

Khả năng bám dính của cốt thép và cốt thanh GFRP với bê tông được kiểm tra thông qua thí nghiệm theo tiêu chuẩn TCVN 9490:2012, nhằm xác định cường độ kéo nhổ của bê tông.

Hình 3.15: Thí nghiệm kéo tuột giữa thanh thủy tinh (thép) và bê tông nền

Thanh thủy tinh (thép) thí nghiệm

Hình 3.16: Mẫu để thí nghiệm kéo tuột cho cốt thủy tinh

Hình 3.17: Các mẫu thí nghiệm kéo tuột cho bê tông

3.2.4 Quy trình thí nghiệm kéo tuột thanh thép và thanh thủy tinh GFRP

Bước 1: Tạo mẫu bê tông hình trụ kích thước d x h = 150 x 300 (mm) và đặt cốt thép vào chính giữ mẫu trụ với lớp bê tông bảo vệ cách đáy 25mm

Bước 2: Bảo dưỡng mẫu theo tiêu chuẩn

Bước 3: Lắp mẫu cần kéo vào bộ gá để cố định mẫu

Hình 3.18: Lắp mẫu cần kéo vào bộ gá để cố định mẫu

Bước 4: Đặt mẫu vừa cố định lên máy kéo

Hình 3.19: Đặt mẫu vừa cố định lên máy kéo

Bước 5: Gia tải theo tốc độ cho phép đến khi mẫu phá hoại

Hình 3.20: Gia tải theo tốc độ cho phép đến khi mẫu phá hoại

Bước 6: Tháo mẫu sau khi đã phá hoại ra khỏi bộ gá, tính toán những thông số cần thiết

Hình 3.21: Tháo mẫu sau khi đã phá hoại ra khỏi bộ gá

3.2.5 Quy trình uốn sàn LHT-BT

Hình 3.23: Vị trí gắn Strain gauges mặt trên sàn LHT-BT

Hình 3.24: Vị trí lắp các thiết bị thu nhận tính hiệu đo chuyển vị (mặt dưới sàn)

* Thí nghiệm uốn sàn có xét trọng luợng bản thân cấu kiện

- Hệ kích thủy lực gia tải SERVO PLUS với kích 50 tấn, số đồng hồ lớn nhất 50.000psi (1psi ~ 50kg)

- Sử dụng Strain gauges của hãng Tokyo Sokki KenKyujo Co.,Ltd để đo biến dạng dài trên bề mặt bê tông

- Sử dụng chuyển vị kế với đồng hồ đo của Nhật để đo chuyển vị đứng của sàn bê tông

Bước 1: Sàn liên hợp sau khi dưỡng hộ 28 ngày tiến hành cẩu lắp sàn vào hệ thống máy uốn

Bước 2: Điều chỉnh sàn vào đúng các vị trí gối tự, nhịp uốn là 3m

Bước 3: Tiến hành lắp các thiết bị chuyển đổi lực tập trung thành lực phân bố đều tại mặt cắt ngang chính giữa sàn bền rộng 1m

Hình 3.25: Lắp các thiết bị chuyển đổi lực tập trung thành lực phân bố đều

Để đo biến dạng dài của sàn liên hợp, bước 4 là lắp đặt các Strain gauges tại vị trí 1, 2 và 3 Cần sử dụng keo chuyên dụng và làm sạch bề mặt bê tông sàn để đảm bảo kết quả chính xác.

- Vị trí 1 tương ứng chính giữa gối phải của sàn liên hợp

- Vị trí 2 tương ứng chính giữa điểm đặt lực

- Vị trí 3 tương ứng tại chính giữa gối trái của sàn liên hợp

Hình 3.26: Lắp các Strain Gauges tại vị trí 1, 2 và 3

Bước 5: Lắp các thiết bị thu nhận tính hiệu đo chuyển vị (LVDT: đo chuyển vị của sàn khi uốn) tại vị trí 4, 5, 6, 7, 8, và 9

- Vị trí 4 và 5 tương ứng là mép phải của sàn cách mép giữa nhịp 1m

- Vị trí 6 và 7 tương ứng là chính giữa điểm uốn

- Vị trí 8 và 9 tương ứng là mép trái của sàn cách mép giữa nhịp 1m

Hình 3.27: Lắp các thiết bị thu nhận tính hiệu đo chuyển vị tại vị trí 4, 5, 6, 7, 8, và 9

Bước 6: Khởi động máy và thiết lập các thông số, với lực uốn là 5kN/s Khi mẫu bị phá hoại đạt 70%, máy sẽ tự động dừng lại và xuất ra các dữ liệu cần thiết.

Hình 3.28: Khởi động máy và cài đặt các thông số

Hình 3.29: Diễn biến quá trình uốn sàn LHT-BT

KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU

Kiểm chứng mô hình kết cấu chịu uốn

Nghiên cứu này kiểm nghiệm kết cấu sàn LHT-BT chịu uốn, so sánh với kết quả tính toán lý thuyết Vật liệu nền được sử dụng là bê tông với các cấp độ bền khác nhau, trong khi cốt thanh bao gồm cốt thép và cốt thủy tinh Kết cấu chịu uốn được thiết kế dưới dạng sàn liên hợp.

Hình 4.16: Vị trí gắn Strain gauges mặt trên sàn LHT-BT

Hình 4.17: Vị trí lắp các thiết bị thu nhận tính hiệu đo chuyển vị (mặt dưới sàn)

4.2.1 Vật liệu nền là bê tông và cốt thép

Kết quả thực nghiệm kết cấu sàn liên hợp chịu uốn với bê tông - cốt thép trình bày trong bảng 4.3; 4.4; 4.5 và 4.6

Bảng 4.3: Số liệu tính toán lý thuyết đối với sàn BTCT C20/25

Bảng 4.4: Kết quả thực nghiệm đối với sàn BTCT C20/25

Hình 4.18: Quan hệ ứng suất chuyển vị sàn BTCT C20/25 vị trí 6+7 (giữa nhịp)

Hình 4.19: Quan hệ ứng suất chuyển vị sàn BTCT C20/25 vị trí 4+5+8+9

Hình 4.20: Sàn liên hợp sau thực nghiệm

Kết quả từ hình 4.21 và 4.22 cho thấy sự khác biệt giữa giá trị ứng suất tính toán và giá trị thực nghiệm Trong giai đoạn đầu khi lực tác dụng lên sàn liên hợp, ứng suất thực nghiệm đo được tại các vị trí lớn hơn giá trị tính toán Khi chuyển vị của kết cấu tăng lên 3 mm ở giữa sàn và 2,3 mm ở vị trí biên, ứng suất và chuyển vị của tính toán và thực nghiệm tương đương nhau với giá trị ứng suất lần lượt là 93 N/mm² và 28.7 N/mm² Tuy nhiên, khi lực tác dụng tăng lên, ứng suất theo tính toán tăng nhanh trong khi chuyển vị tại hai vị trí chỉ tăng chậm Ngược lại, kết quả thực nghiệm cho thấy ứng suất tăng chậm trong khi chuyển vị tăng nhanh, cụ thể tại giá trị ứng suất tính toán 250 N/mm², chuyển vị đạt 9.6 mm nhưng giá trị thực nghiệm là 37.6 mm, cho thấy sự chênh lệch lớn giữa hai giá trị này.

Trong nghiên cứu, chúng tôi nhận thấy rằng tính toán chỉ áp dụng cho giai đoạn đàn hồi tuyến tính của kết cấu sàn liên hợp, trong đó bê tông nền và cốt thép có sự bám dính tốt Khi ứng suất tăng lên, hiện tượng bong tách giữa cốt thép và bê tông nền bắt đầu xảy ra Kết quả cho thấy, ở giai đoạn đàn hồi ban đầu, số liệu thu được rất khớp với kết quả thí nghiệm, nhưng lại có sự chênh lệch lớn khi giai đoạn bong tách xuất hiện sau đó.

Bảng 4.5: Số liệu tính toán đối với sàn BTCT C25/30 theo tính toán

Bảng 4.6: Số liệu thí nghiệm đối với sàn BTCT C25/30

Vị trí 4+5+8+9 Vị trí 6+7 (Giữa nhịp) σ (N/mm 2 ) Δ (mm) σ (N/mm 2 ) Δ (mm)

Hình 4.21: Quan hệ ứng suất chuyển vị sàn BTCT C25/30 tại vị trí 6+7 (giữa nhịp)

Hình 4.22: Quan hệ ứng suất chuyển vị sàn BTCT C25/30 tại vị trí 4+5+8+9

Kết quả từ hình 4.23 và 4.24 cho thấy, khi cường độ của vật liệu bê tông nền được cải thiện, giá trị tính toán và thực nghiệm của sàn liên hợp cũng có sự thay đổi Cụ thể, tại vị trí giữa sàn, khi chuyển vị đạt 3mm, giá trị ứng suất tính toán và thực nghiệm tương đương, nhưng tại vị trí biên, giá trị đo được thấp hơn so với tính toán Khi lực tác dụng lên sàn tăng, giá trị ứng suất thực nghiệm thấp hơn nhiều so với giá trị tính toán Đặc biệt, tại vị trí giữa sàn, khi ứng suất đạt 200 N/mm², giá trị chuyển vị tính toán là 7.44 mm, trong khi thực nghiệm cho thấy giá trị này lên đến 30 mm.

4.2.2 Vật liệu nền là bê tông và cốt thanh thủy tinh

Kết quả thực nghiệm sàn liên hợp chịu uốn với bê tông và cốt thanh thủy tinh trình bày trong bảng 4.7; 4.8; 4.9 và 4,10

Bảng 4.7: Kết quả tính toán đối với sàn BTCTT C20/25

Bảng 4.8: Kết quả thực nghiệm đối với sàn BTCTT C20/25

Hình 4.23: Quan hệ ứng suất chuyển vị sàn BTCTT C20/25 tại vị trí 6+7 (giữa nhịp)

Hình 4.24: Quan hệ ứng suất chuyển vị sàn BTCTT C20/25 tại vị trí 4+5+8+9

Kết quả thí nghiệm ở hình 4.25 và 4.26 cho thấy sự khác biệt trong ứng suất chuyển vị giữa vị trí giữa sàn và vị trí biên so với kết cấu bê tông cốt thép Cụ thể, tại vị trí giữa sàn trong hình 4.25, khi lực tác động tăng lên, chuyển vị của sàn cũng tăng theo, dẫn đến ứng suất thực tế cao hơn giá trị tính toán Bài toán thực nghiệm được thực hiện với các điều kiện không thay đổi.

Học viên Lê Anh Sơn Trang 81 đã nghiên cứu về ứng suất của bê tông nền khi thay thế cốt thép bằng cốt thủy tinh Kết quả cho thấy giá trị ứng suất đo được tăng lên nhiều và vượt quá giá trị tính toán Khi chuyển vị của sàn đạt 16mm tương ứng với ứng suất 100 N/mm², ứng suất thực nghiệm lại nhỏ hơn ứng suất tính toán khi lực tác dụng tăng lên Đặc biệt, tại giá trị 200 N/mm², chuyển vị tính toán là 30mm, trong khi giá trị thực nghiệm ghi nhận là 48.8mm.

Giá trị ứng suất thực nghiệm lớn hơn giá trị tính toán, và khi ứng suất đạt 80 N/mm², kết quả tính toán và thực nghiệm tương đương về chuyển vị Quá trình bám dính và sự làm việc chung giữa cốt thanh thủy tinh và bê tông nền ảnh hưởng đến khả năng chịu tải trọng uốn của sàn liên hợp Kết quả thực nghiệm về sàn liên hợp chịu uốn với bê tông và cốt thanh thủy tinh trên nền bê tông C25/30 được trình bày trong bảng sau.

Bảng 4.9: Kết quả tính toán đối với sàn BTCTT C25/30

Bảng 4.10: Kết quả thí nghiệm đối với sàn BTCTT C25/30

Hình 4.25: Quan hệ ứng suất chuyển vị sàn BTCTT C25/30 tại vị trí 6+7 (giữa nhịp)

Hình 4.26: Quan hệ ứng suất chuyển vị sàn BTCTT C25/30 tại vị trí 4+5+8+9

Kết quả thí nghiệm chỉ ra rằng khi điều chỉnh cường độ bê tông nền, mối quan hệ giữa ứng suất chuyển vị trên sàn liên hợp cũng có sự thay đổi Hình 4.25 minh họa rõ ràng điều này tại vị trí giữa sàn giá.

Học viên Lê Anh Sơn Trang 84 đã thực hiện thí nghiệm và nhận thấy rằng ứng suất thực nghiệm luôn cao hơn giá trị tính toán Cụ thể, khi ứng suất đạt 170 N/mm², chuyển vị tính toán là 26mm, trong khi chuyển vị đo được chỉ là 20mm.

Hình 4.26 cho thấy rằng khi chuyển vị sàn tại vị trí biên nhỏ hơn 7mm, giá trị ứng suất thực nghiệm đo được lớn hơn ứng suất tính toán Tuy nhiên, khi lực tác động lên sàn tăng dần, ứng suất thực nghiệm lại nhỏ hơn nhiều so với ứng suất tính toán Kết quả thực nghiệm chỉ ra rằng sự thay đổi cường độ của bê tông nền và cốt thanh gia cường sẽ ảnh hưởng đến các giá trị ứng suất và chuyển vị.

4.2.3 So sánh các mối quan hệ giữa ứng suất và chuyển vị

Hình 4.27: Ứng suất chuyển vị tại Vị trí 6+7 (giữa nhịp) với bê tông nền C20/25

Cốt thép Cốt thanh thủy tinh

Hình 4.28: Ứng suất chuyển vị tại Vị trí 4+5+8+9 với bê tông nền C20/25

Hình 4.29: Ứng suất chuyển vị tại Vị trí 4+5+8+9 với bê tông nền C25/30

Kết quả từ hình 4.28 và 4.29 cho thấy rằng bê tông nền C20/25 và C25/30 có giá trị ứng suất cao hơn khi sử dụng cốt thép so với cốt thanh thủy tinh tại các vị trí thực nghiệm Thí nghiệm cũng đánh giá khả năng bám dính của bê tông nền C20/25.

Cốt thép Cốt thanh thủy tinh

Cốt thanh gia cường C25/30 cho thấy lực kéo tuột cao hơn cốt thép, nhưng trong các thử nghiệm kết cấu chịu uốn, cốt thép lại hoạt động hiệu quả hơn Khi chuyển vị tăng, ứng suất của cốt thép lớn hơn đáng kể so với cốt thanh thủy tinh, với sai lệch ứng suất tối đa giữa hai loại cốt khoảng 25-30%, tùy thuộc vào vị trí thử nghiệm.

Tiêu đề	Nghiên cứu sự làm việc của kết cấu liên hợp thép và bê tông sử dụng cốt thanh thủy tinh
Tác giả	Lê Anh Sơn
Người hướng dẫn	TS. Lê Anh Tuấn, TS. Trần Tuấn Anh
Trường học	Trường Đại Học Mở Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Xây Dựng Công Trình Dân Dụng Và Công Nghiệp
Thể loại	Luận văn
Năm xuất bản	2016
Thành phố	Thành Phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	102
Dung lượng	5,72 MB