Ảnh hưởng của momen quán tính tiết diện quy đổi đến độ võng dầm bê tông cốt thép

Đề xuất công thức mới tính mô-men quán tính tiết diện qui đổi thông qua hiệu chỉnh mô hình của Bischoff bằng cách xét thêm ảnh hưởng tương tác của hàm lượng và mô-đun đàn hồi của cốt dọc

Trang 1

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

-

VÕ LÊ NGỌC ĐIỀN

ẢNH HƯỞNG CỦA MƠ MEN QUÁN TÍNH TIẾT DIỆN QUI ĐỔI ĐẾN ĐỘ VÕNG DẦM BÊTƠNG CỐT FRP

Chuyên ngành : XÂY DỰNG DÂN DỤNG VÀ CÔNG NGHIỆP

Mã số ngành : 60 58 20

LUẬN VĂN THẠC SĨ

TP HCM, tháng 02 năm 2012

Trang 2

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH

Cán bộ hướng dẫn khoa học: TS NGUYỄN MINH LONG

Cán bộ chấm nhận xét 1:

Cán bộ chấm nhận xét 2:

Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại

HỘI ĐỒNG CHẤM BẢO VỆ LUẬN VĂN THẠC SĨ TRƯỜNG ĐẠI HỌC

Trang 3

- -oOo -

Tp HCM, ngày … tháng 02 năm 2012

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ và tên học viên: Võ Lê Ngọc Điền Giới tính : Nam

Ngày, tháng, năm sinh : 17 - 02 - 1984 Nơi sinh : Tiền Giang

Chuyên ngành : Xây dựng dân dụng và công nghiệp

2- NHIỆM VỤ LUẬN VĂN:

Khảo sát và phân tích ảnh hưởng của đại lượng mô-men quán tính tiết diện qui đổi đến việc xác định độ võng dầm bêtông cốt FRP chịu tải ngắn hạn

Kiểm chứng tính chính xác của các công thức tính độ võng dầm bê tông cốt FRP hiện có

Đề xuất công thức mới tính mô-men quán tính tiết diện qui đổi thông qua hiệu chỉnh mô hình của Bischoff bằng cách xét thêm ảnh hưởng tương tác của hàm lượng và mô-đun đàn hồi của cốt dọc chịu kéo FRP

3- NGÀY GIAO NHIỆM VỤ : ……… 4- NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ : ……… 5- HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: TS.NGUYỄN MINH LONG

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN CHỦ NHIỆM BỘ MÔN KHOA QL CHUYÊN NGÀNH

QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH

TS NGUYỄN MINH LONG

Trang 4

Tôi xin bày tỏ lòng biết ơn chân thành và cảm phục sâu sắc đến Thầy hướng dẫn, Thầy Nguyễn Minh Long, đã nhiệt tình hướng dẫn và truyền đạt kiến thức quí giúp tôi hoàn thành tốt luận văn này

Vô cùng biết ơn chân thành đến Cha, Mẹ và hai Chị đã hổ trợ, động viên con trong suốt con đường học vấn đã qua

Xin cám ơn quí Thầy Cô, cán bộ kỹ thuật phòng thí nghiệm kết cấu công trình - Khoa Kỹ Thuật Xây Dựng - Trường Đại học Bách khoa TP.HCM đã tạo điều kiện và giúp đỡ trong quá trình thực hiện luận văn

Xin cám ơn quí Thầy Cô Khoa Xây dựng trường Đại học Tiền Giang đã tạo điều kiên thời gian tốt để tôi theo học

Xin chân thành cảm ơn

Tp HCM, ngày tháng 12 năm 2011

Học viên

Võ Lê Ngọc Điền

Trang 5

CÁC KÍ HIỆU SỬ DỤNG TRONG LUẬN VĂN

DANH MỤC CÁC CHỮ VIẾT TẮT

DANH MỤC CÁC BẢNG

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ

CHƯƠNG 1 GIỚI THIỆU 1

CHƯƠNG 2 TỔNG QUAN 4

2.1 Sơ lược lịch sử phát triển và khả năng ứng dụng của cốt chịu lực FRP 4

2.1.1 Lịch sử phát triển 4

2.1.2 Đặc tính cơ lý thanh FRP 5

2.1.3 Các dạng hình học của cốt FRP và ứng dụng của chúng trong thực tiễn 7

2.2 Tình hình nghiên cứu ảnh hưởng của mô men quán tính tiết diện tương đương trong việc xác định độ võng của dầm bê tông cốt FRP 9

2.3 Các nghiên cứu thực nghiệm đến độ võng dầm cốt FRP 15

CHƯƠNG 3 MỤC TIÊU VÀ Ý NGHĨA NGHIÊN CỨU 19

3.1 Mục tiêu nghiên cứu 19

3.2 Ý nghĩa nghiên cứu 20

3.3 Nội dung nghiên cứu 20

CHƯƠNG 4 CHƯƠNG TRÌNH THỰC NGHIỆM 22

4.1 Vật liệu 22

4.1.1 Bêtông 22

4.1.2 Cốt thép 23

4.1.3 Cốt GFRP 24

4.2 Mẫu dầm thí nghiệm 27

4.3 Sơ đồ thử tải và bố trí thiết bị đo đạc 28

4.4 Qui trình đúc mẫu thí nghiệm 30

4.5 Qui trình thí nghiệm 32

4.6 Kết quả thí nghiệm, nhận xét và thảo luận 35

4.6.1 Hình thái vết nứt và kiểu phá hoại của dầm thí nghiệm 36

4.6.2 Xác định cấp tải giới hạn của trạng thái sử dụng 39

Trang 6

4.6.4 Quan hệ mô men – biến dạng (M – ε) và mô men – độ cong (M – φ) 49

4.6.5 Quan hệ mô men – bề rộng khe nứt (M – w) 61

4.6.6 Khả năng kháng uốn 62

4.6.7 Ảnh hưởng của hàm lượng cốt dọc đến sự thay đổi của tỉ số mô-men quán tính tiết diện tương đương trên tiết diện nguyên Ie / Ig 63

4.6.8 Tương quan giữa sự thay đổi mô men đến sự thay đổi của mô men quán tính tiết diện tương đương (M / Mcr – Ie / Ig) 68

4.7 Một số kết luận về kết quả nghiên cứu thực nghiệm 71

CHƯƠNG 5 PHÂN TÍCH LÝ THUYẾT 74

5.1 Giới thiệu các công thức tính toán mô men quán tính tiết diện qui đổi hiện có 74

5.2 Kiểm chứng và nhận xét tính chính xác của các công thức hiện có 76

5.2.1 Kiểm chứng và nhận xét các công thức tính độ võng từ Ie theo phương pháp trung bình độ cứng và trung bình độ cong 76

5.2.2 Kiểm chứng tính chính xác các công thức theo hàm lượng cốt dọc 88

5.2.3 Kiểm chứng tính chính xác các công thức theo mô đun đàn hồi thanh Ef 91 5.2.4 Kiểm chứng tính chính xác các công thức theo tỷ số (Ef/Ec)f 92

5.2.5 Khảo sát tính chính xác của các công thức theo cường độ chịu nén của bê tông fc’ 94

5.2.6 Khảo sát tính chính xác của các công thức theo tỷ số chiều cao hữu hiệu và nhịp dầm d / L 96

5.3 Hiệu chỉnh công thúc và kiểm chứng 98

5.3.1 Hiệu chỉnh công thức 98

5.3.2 Kiểm chứng và đánh giá công thức đề xuất 102

5.3.3 Kiểm chứng tính chính xác công thức đề xuất theo từng thông số 109

5.3.4 Kiểm chứng tính chính xác công thức đề xuất với dầm BTCT đối chứng

115

5.4 Kết luận 116

CHƯƠNG 6 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 117

Trang 7

CHƯƠNG 7 TÀI LIỆU THAM KHẢO 119

CHƯƠNG 8 PHỤ LỤC 123

8.1 Thí nghiệm vật liệu 123

8.1.1 Kết quả thí nghiệm kéo dọc trục cốt thép 123

8.1.2 Kết quả thí nghiệm kéo dọc trục cốt GFRP 126

8.2 Kết quả thí nghiệm của 12 dầm thí nghiệm 129

8.3 Kiểm chứng công thức đã có 145

Trang 8

Ký tự Mô tả Đơn vị

a v Nhịp cắt (khoảng cách từ lực tập trung tới gối tựa gần nhất) [mm]

fc Cường độ chịu nén danh định của mẫu bê tông lăng trụ [MPa]

Trang 9

y t Khoảng cách từ trục trung hòa đến bề mặt bê tong chịu kéo [mm]

 b Hệ số xét đến sự phân bố không đều biến dạng bê tong chịu nén [ ]

Trang 10

A’ s Diện tích tiết diện cốt thép chịu nén [mm2 ]

C E Hệ số chiết giảm cường độ thanh FRP do ảnh hưởng môi

trường

[ ]

Trang 11

ACI American Concrete Institute

AFRP Aramid Fibre Reinforced Polymers

CFRP Carbon Fibre Reinforced Polymers

CEB-FIP Comite Euro-International du Beton (CEB) and the Federation

Internationale de la Precontrainte

CSA Canadian Standards Association

GFRP Glass Fibre Reinforced Polymers

ISIS Intelligent Sensing for Innovative Structures

Mean Giá trị trung bình

TCXDVN Tiêu chuẩn xây dựng Việt Nam

Trang 12

Chương 2

Bảng 2.1: Ưu, nhược điểm thanh FRP 6

Bảng 2.2: Đặc tính chịu kéo thanh FRP và thép 6

Bảng 2.3: Hệ số dãn nở vì nhiệt .7

Bảng 2.4: Bảng giá trị xác định β và m .15

Bảng 2.5: Hệ số chiết giảm cường độ của thanh FRP do ảnh hưởng của môi trường .19

Chương 4 Bảng 4.1 : Chi tiết cấp phối bê tông 22

Bảng 4.2 : Kết quả nén và kéo mẫu bê tông 23

Bảng 4.3 : Cường độ chịu kéo mẫu thép 23

Bảng 4.4 : Thông số kỹ thuật cốt GFRP do nhà sản xuất cung cấp (*) 24

Bảng 4.5 : Kết quả thí nghiệm kéo thanh GFRP 27

Bảng 4.6 : Đặc tính kỹ thuật của cảm biến điện trở 28

Bảng 4.7 : Tổng hợp kết quả thí nghiệm 35

Bảng 4.8 : Tải giới hạn sử dụng tính theo các phương pháp khác nhau 39

Chương 5 Bảng 5.1: Các công thức tính độ võng dầm BT cốt FRP 75

Bảng 5.2: Tỉ số giữa giá trị độ võng dự đoán theo công thức đề xuất và các công thức đã có trên chuyển vị thực nghiệm tại giới hạn sử dụng 82

Bảng 5.3: Tỉ số giữa giá trị độ võng dự đoán theo công thức đề xuất và các công thức đã có trên chuyển vị thực nghiệm tại giới hạn sử dụng .103

Trang 13

Bảng 8.1 : Kết quả thí nghiệm dầm GFRP-A1-1.34 129

Bảng 8.2 : Kết quả thí nghiệm dầm GFRP-A2-1.34 130

Bảng 8.3 : Kết quả thí nghiệm dầm S-A-1.34 131

Bảng 8.4 : Kết quả thí nghiệm dầm GFRP-B1-2.01 132

Bảng 8.5 : Kết quả thí nghiệm dầm GFRP-B2-2.01 133

Bảng 8.6 : Kết quả thí nghiệm dầm S-B-2.01 .134

Bảng 8.7 : Kết quả thí nghiệm dầm GFRP-C1-2.68 135

Bảng 8.8 : Kết quả thí nghiệm dầm GFRP-C2-2.68 136

Bảng 8.9 : Kết quả thí nghiệm dầm S-C-2.68 .137

Bảng 8.10 : Kết quả thí nghiệm dầm GFRP-D1-3.35 138

Bảng 8.11 : Kết quả thí nghiệm dầm GFRP-D2-3.35 139

Bảng 8.12 : Kết quả thí nghiệm dầm S-D-3.35 .140

Bảng 8.13 : Đặc trưng hình học và vật liệu của các dầm kiểm chứng .141

Trang 14

DANH MỤC HÌNH VẼ

Chương 2

Hình 2.1 : Quan hệ ứng suất - biến dạng của các loại cốt FRP .7

Hình 2.2 : FRP dạng lưới (Nefcom Ltd) 7

Hình 2.3 : FRP dạng thanh (Schoeck Bauteile GmbH) 7

Hình 2.4 : Cầu nổi ở Takahiko, Nhật Bản 8

Hình 2.5 : Hệ thống đường ray tàu điện ngầm ở Nhật Bản .8

Hình 2.6 : Cầu Ave, thành phố Bettendorf, Iowa (Mỹ), 2001 .8

Hình 2.7 : Cầu Morristown, Vermont (Mỹ), 2002 .8

Hình 2.8 : Dự án EUROCRETE – Chân cầu đầu tiên dùng thanh FRP 9

Hình 2.9 : Sàn nhà sử dụng thanh FRP ở Mỹ .9

Hình 2.10 : Mô hình lò xo đơn giản .14

Chương 4 Hình 4.1: Mẫu thử lăng trụ kích thước 150×300 mm 22

Hình 4.2: Thí nghiệm xác định cường độ chịu kéo của cốt thép 24

Hình 4.3: Chuẩn bị mẫu cốt GFRP 25

Hình 4.4: Xác định kích thuớc chiều dài mẫu theo ASTM D-3916-94D (1996) 25

Hình 4.5: Định vị thanh GFRP trong ống kim loại 26

Hình 4.6: Thí nghiệm kéo dọc trục thanh GFRP 26

Hình 4.7: Chi tiết dầm thử tải 27

Hình 4.8: Tiết diện ngang của các mẫu dầm 28

Hình 4.9: Sơ đồ thử tải và bố trí dụng cụ thí nghiệm 29

Trang 15

GFRP dầm 29

Hình 4.11: Sơ đồ bố trí strain gauge (SG) đo biến dạng nén của bê tông 30

Hình 4.12: Công tác gia công lồng cốt thép và cốt GFRP cho 12 mẫu dầm 30

Hình 4.13: Công tác lắp dựng cốp pha 31

Hình 4.14: Dán cảm biến điện trở (SG) cho cốt thép 31

Hình 4.15: Dán cảm ứng điện trở cho cốt GFRP 31

Hình 4.16: Dán cảm biến điện trở đo biến dạng bê tông 32

Hình 4.17: Đổ bê tông dầm 32

Hình 4.18: Bộ đầu đo kỹ thuật số & bộ máy ví tính xử lý số liệu 33

Hình 4.19a: Gia tải dầm thí nghiệm 33

Hình 4.19b: Ghi nhận số liệu 34

Hình 4.20: Đo độ giãn dài và xác định bề rộng vết nứt 34

Hình 4.21a: Hình thái vết nứt và kiểu phá hoại của các dầm nhóm A 37

Hình 4.21b: Hình thái vết nứt và kiểu phá hoại của các dầm nhóm B 37

Hình 4.21c: Hình thái vết nứt và kiểu phá hoại của các dầm nhóm C 38

Hình 4.21d: Hình thái vết nứt và kiểu phá hoại của các dầm nhóm D 38

Hình 4.22: Độ ổn định của tỉ số Pse/Pu 40

Hình 4.23: Độ ổn định của tỉ số Pse/Pcr 40

Hình 4.24a: Quan hệ mô men - chuyển vị giữa nhịp của 8 mẫu dầm GFRP 41

Hình 4.24b: Quan hệ mô men - chuyển vị giữa nhịp của 4 mẫu dầm BTCT 42

Hình 4.25: Ảnh hưởng hàm lượng cốt dọc đến chuyển vị của dầm xét tại cấp tải tương ứng với Mu,ser    Hình 4.26: Ảnh hưởng hàm lượng cốt dọc đến chuyển vị của dầm xét tại cấp tải tương ứng với Mu = 40.5 kNm 44

Hình 4.27: Quan hệ mô men - chuyển vị các dầm có cùng hàm lượng  45

Hình 4.28: So sánh độ võng giới hạn sử dụng giữa dầm GFRP với dầm BTCT theo hàm lượng  46

Hình 4.29: So sánh độ võng phá hoại giữa dầm GFRP với dầm BTCT theo hàm lượng  46

Trang 16

(nhóm A) theo từng cấp tải 47

Hình 4.31: Chiều cao vùng nén bê tông của dầm cốt GFRP và BTCT có  = 2.01% (nhóm B) theo từng cấp tải 47

Hình 4.32: Chiều cao vùng nén bê tông của dầm cốt GFRP và BTCT có  = 2.68% (nhóm C) theo từng cấp tải 48

Hình 4.33: Chiều cao vùng nén bê tông của dầm cốt GFRP và BTCT có  = 3.35% (nhóm D) theo từng cấp tải 48

Hình 4.34: So sánh chiều cao vùng nén bê tông của dầm GFRP với dầm BTCT tại cấp tải giới hạn sử dụng (Mu,ser = 13.5 kN.m) theo hàm lượng  49

Hình 4.35: So sánh chiều cao vùng nén bê tông của dầm GFRP với dầm BTCT tại cấp tải phá hoại (Mu = 40.5 kN.m) theo hàm lượng  49

Hình 4.36a: Quan hệ mô men – biến dạng bê tông dầm  = 1.34% 50

Hình 4.36b: Quan hệ mô men – biến dạng bê tông dầm  = 2.01% 50

Hình 4.36c: Quan hệ mô men – biến dạng bê tông dầm  = 2.68% 51

Hình 4.36d: Quan hệ mô men – biến dạng bê tông dầm  = 3.35% 51

Hình 4.37: Ảnh hưởng của hàm lượng cốt dọc đến biến dạng nén bê tông của 12 dầm thí nghiệm 52

Hình 4.38: Quan hệ mô men - biến dạng kéo của cốt dọc của 12 dầm thí nghiệm 53

Hình 4.39a: Quan hệ lực - biến dạng cốt dọc của các dầm có  = 1.34% 54

Hình 4.39b: Quan hệ lực - biến dạng cốt dọc của các dầm có  = 2.01% 54

Hình 4.39c: Quan hệ lực - biến dạng cốt dọc của các dầm có  = 2.68% 54

Hình 4.39d: Quan hệ lực - biến dạng cốt dọc của các dầm có  = 3.34% 55

Hình 4.40: Ảnh hưởng hàm lượng  đến biến dạng cốt dọc 12 dầm thí nghiệm 56

Hình 4.41a: Quan hệ mô men – độ cong của 8 mẫu dầm GFRP 57

Hình 4.41b: Quan hệ mô men – độ cong của 4 mẫu dầm BTCT 57

Hình 4.42: Ảnh hưởng hàm lượng  đến độ cong tiết diện 12 dầm thí nghiệm 58

Hình 4.43a: Quan hệ mô men - chuyển vị theo 2 phương pháp cho dầm  = 1.34% 59

Trang 17

Hình 4.44: Quan hệ mô men – bề rộng vết nứt 12 mẫu dầm thí nghiệm 61

Hình 4.45: Ảnh hưởng hàm lượng cốt dọc  đến bề rộng vết nứt của 12 dầm thí

nghiệm tại cấp tải giới hạn sử dụng Mu,ser = 13.5 kNm 62

Hình 4.46: Ảnh hưởng hàm lượng cốt dọc  đến khả năng kháng uốn cực hạn của

12 dầm thí nghiệm 63

Hình 4.47: Quan hệ mô-men và tỉ số mô-men quán tính tiết diện tương đương trên

tiết diện nguyên (M-Ie/Ig) của các dầm thí nghiệm 64

Hình 4.48: Quan hệ mô-men và tỉ số mô-men quán tính tiết diện tương đương trên

tiết diện nguyên (M-Ie,exp/Ig) của các dầm thí nghiệm 65

Hình 4.49: Ảnh hưởng của hàm lượng cốt dọc  đến tỉ số Ie/Ig của 12 dầm thí

nghiệm tính theo Bischoff (2007) 66

Hình 4.50: Ảnh hưởng của hàm lượng cốt dọc  đến tỉ số Ie,exp/Ig của 12 dầm thí

nghiệm tính theo thực nghiệm 66

Hình 4.51a: Ảnh hưởng của hàm lượng đến mô men quán tính tiết diện tương đương Ie

theo thực tế và theo công thức của Bischoff (2007) tại cấp tải giới hạn sử dụng

68

Hình 4.51b: Ảnh hưởng của hàm lượng đến mô men quán tính tiết diện tương

đương Ie theo thực tế và theo công thức của Bischoff (2007) tại cấp tải

phá hoại 68

Hình 4.52: Quan hệ M/Mcr – Ie/Ig của 12 dầm thí nghiệm tính theo Bischoff (2007)

69

Hình 4.53: Quan hệ M/Mcr – Ie/Ig của 12 dầm thí nghiệm tính theo thực nghiệm 70

Hình 4.54: Ảnh hưởng của hàm lượng cốt dọc đến tỉ số mô-men tác dụng – mô men

gây nứt của các dầm thí nghiệm xác định tại mô men giới hạn sử dụng 70

Chương 5

Trang 18

nghiệm của tác giả dựa trên phương pháp trung bình độ cứng 78

Hình 5.2 : Quan hệ mô men – độ võng thực nghiệm và lý thuyết 8 mẫu dầm thí nghiệm của Yost và cộng sự (2003) dựa trên phương pháp trung bình độ cứng 79

Hình 5.3 : Quan hệ mô men – độ võng thực nghiệm và lý thuyết 8 mẫu dầm thí nghiệm của tác giả dựa trên phương pháp trung bình độ cong 80

Hình 5.4 : Quan hệ mô men – độ võng thực nghiệm và lý thuyết 8 mẫu dầm thí nghiệm của Yost và cộng sự (2003) dựa trên phương pháp trung bình độ cong 81

Hình 5.5 : Kiểm chứng độ chính xác công thức của Benmokrane và của Al-Sayed .86

Hình 5.6 : Kiểm chứng độ chính xác công thức của Toutanji và của Al Sunna 86

Hình 5.7 : Kiểm chứng độ chính xác công thức của Yost, của ACI 440.1R và của Rafi .87

Hình 5.8 : Kiểm chứng độ chính xác công thức của Faza và của Favre 87

Hình 5.9 : Kiểm chứng độ chính xác công thức của ISIS Canada, của Hall, và của Bischoff 87

Hình 5.10 : Kiểm chứng độ chính xác công thức theo hàm lượng  90

Hình 5.11 : Kiểm chứng độ chính xác công thức theo E f 92

Hình 5.12 : Kiểm chứng độ chính xác công thức theo (E f /Ec ) f 93

Hình 5.13 : Kiểm chứng độ chính xác công thức theo fc ’ 94

Hình 5.14 : Kiểm chứng độ chính xác công thức theo d/L 98

Hình 5.15 : Quan hệ mô men – độ võng theo tham số “m” cho 8 dầm GFRP từ thí nghiệm tác giả 101

Hình 5.15b: Quan hệ mô men – độ võng theo tham số “m” cho 4 dầm BTCT từ thí

Trang 19

thí nghiệm của tác giả 107

Hình 5.17 : Quan hệ mô men – độ võng thực nghiệm và lý thuyết 8 mẫu dầm thí

nghiệm của Yost và cộng sự (2003) 108

Hình 5.18 : Kiểm chứng độ chính xác công thức đề xuất với ACI 440.1R-06 theo  f

Trang 20

113

Hình 5.30 : Kiểm chứng độ chính xác công thức đề xuất với ACI 440 1R theo d/L 114

Hình 5.31 : Kiểm chứng độ chính xác công thức đề xuất với Raafi &Nadjai (2009) theo d/L 114

Hình 5.32 : Kiểm chứng độ chính xác công thức đề xuất với Bischoff (2007) theo d/L 115

Hình 5.33 : Kiểm chứng công thức đề xuất cho dầm BTCT có hàm lượng thay đổi

115

Chương 8 Hình 8.1 : Quan hệ lực – biến dạng thanh thép 16 (thanh 1) 123

Hình 8.2 : Quan hệ lực – biến dạng thanh thép 16 (thanh 2) 123

Hình 8.10 : Quan hệ lực – biến dạng thanh GFRP 16 (thanh 1) 126

Trang 21

nghiệm của tác giả dựa trên phương pháp trung bình độ cong 145

nghiệm của Pecce và cộng sự (2000) dựa trên phương pháp trung bình

độ cong 146

nghiệm của Yost và cộng sự (2003) dựa trên phương pháp trung bình độ cong .147

nghiệm của tác giả dựa trên phương pháp trung bình độ cứng 148

nghiệm của Pecce và cộng sự (2000) dựa trên phương pháp trung bình

độ cứng 149

nghiệm của Yost và cộng sự (2003) dựa trên phương pháp trung bình độ cứng .150

Trang 22

Chương 1 GIỚI THIỆU

Bên cạnh các kết cấu bê tông cốt thép (BTCT) truyền thống, việc tìm kiếm những giải pháp công nghệ, vật liệu mới, tiên tiến, và thân thiện môi trường nhằm tạo nên những dạng kết cấu mới có tính năng tốt và tuổi thọ cao luôn là vấn đề cấp thiết Đối với các công trình BTCT truyền thống, sự ăn mòn cốt thép là một trong những nguyên nhân quan trọng làm giảm chất lượng và tuổi thọ của công trình Ngoài ra,

sự ăn mòn cốt thép trong bê tông có thể dẫn đến sự phá họai kết cấu nghiêm trọng nếu không được sữa chữa kịp thời

Dưới những tác hại nghiêm trọng do sự ăn mòn của cốt thép gây ra, hàng loạt các công trình nghiên cứu đã và đang được tiến hành nhằm tìm ra các giải pháp hữu hiệu để bảo vệ cốt thép trước sự ăn mòn với sự tốn kém về mặt tài chính rất lớn Đã

có một số giải pháp được đúc kết và ứng dụng vào thực tiễn, trong đó 2 giải pháp thông dụng có thể kể đến hiện nay là: i) bao bọc bề mặt cốt thép bằng lớp vật liệu không gỉ (kẽm, acrylic và keo epoxy…); và ii) tăng bề dày lớp bảo vệ bêtông Giải pháp thứ nhất về mặt công nghệ khá phức tạp và tốn kém Giải pháp thứ hai dùng phổ biến hiện nay, tuy nhiên việc tăng bề dày lớp bảo vệ bêtông cũng đồng nghĩa làm gia tăng thêm tải trọng cho công trình Cốt phi kim FRP (Fiber Reinforced Polymer) với ưu điểm không bị ăn mòn có thể giúp giải quyết triệt để vấn đề ăn mòn của cốt thép như đã đề cập Ngoài ra, nhờ có cường độ chịu kéo cao, trọng lượng bản thân nhẹ, không nhiễm từ và nhiễm điện, cốt FRP có thể là một lựa chọn hấp dẫn cho các công trình xây dựng hiện nay và trong tương lai

Tuy nhiên, vấn đề ứng dụng kết cấu sử dụng thanh FRP như cốt chịu lực cho kết cấu trong thực tế còn rất hạn chế Nguyên nhân chính là giá thành còn khá cao và đặc biệt là do sự hiểu biết về dạng kết cấu này vẫn còn rất khiêm tốn Hiện nay vẫn chưa có tiêu chuẩn hoàn chỉnh về thiết kế kết cấu bêtông cốt FRP, mà chỉ tồn tại những hướng dẫn dưới dạng các báo cáo kỹ thuật (ACI 440.1R, 2006; CSA-S806, 2002; FIP, 2007; ISIS M03, 2001; IstructE, 1999; CNR DT203, 2006; JSCE, 1997) Những nghiên cứu đã có (Nanni, 1993; Benmokrane et al., 1996; Grace et al., 1998; Toutạni and Saafi, 2000; Guadagnini et al., 2003; El-Sayed et al., 2006) cho thấy

Trang 23

khác nhau do sự khác biệt cơ bản về đặc tính cơ-hóa-lý giữa hai loại vật liệu này (cường độ chịu kéo, mô-đun đàn hồi, bề mặt và đặc tính liên kết bám dính giữa FRP

và bêtông) Bên cạnh ưu điểm về cường độ, đa số các loại cốt FRP có mô-đun đàn hồi thấp (ngoại trừ cốt CFRP) Cho nên, khi chịu tác dụng cùng một giá trị tải trọng, dầm bê tông cốt FRP có độ võng lớn hơn so với dầm BTCT và bề rộng khe nứt cũng lớn hơn

Liên quan đến việc xác định độ võng của dầm bê tông cốt FRP, đa số các hướng dẫn hiện nay (ISIS, 2001; CSA-S806, 2002; ACI 440.1R, 2006) sử dụng các công thức đã dùng cho dầm BTCT được điều chỉnh dựa trên những kết quả thực nghiệm nhằm xét đến sự khác biệt về các đặt tính cơ lý của cốt FRP Theo đó, độ võng dầm

bê tông cốt FRP được xác định theo mô hình độ cứng kháng uốn trung bình và độ cứng này được xác định dựa trên đại lượng mô-men quán tính tiết diện tương đương

do Branson (1965) đề xuất cho dầm BTCT truyền thống Thực tế, các công thức xác định mô-men quán tính tiết diện tương đương hiện có được xây dựng dựa trên phương pháp thuần hoặc bán thực nghiệm và dựa trên một số lượng mẫu thử hạn chế nên dẫn đến kết quả dự đoán về độ võng chưa được chính xác trong nhiều trường hợp (Yost và cộng sự, 2003; Bischoff, 2005; Sunna và cộng sự, 2006; Bischoff và Scalon, 2007; Rafi và Nadjai, 2009) Ngoài ra, mô hình tính mô-men quán tính tiết diện tương đương do Branson đề xuất chưa phản ánh hợp lí sự làm việc của các dầm có hàm lượng cốt dọc chịu kéo nhỏ hơn 1% khi ở trạng thái đã nứt (Bischoff, 2007) Thực tế này đòi hỏi cần có một sự hiệu chỉnh khác hợp lí hơn cho

mô hình Branson hoặc thay đổi mô hình tính nhằm dự tính chính xác hơn độ võng dầm bê tông cốt FRP

Đề tài tiến hành khảo sát và phân tích ảnh hưởng của mô-men quán tính tiết diện tương đương đến độ võng dầm bê tông cốt GFRP Chương trình khảo sát thực nghiệm được tiến hành trên 12 dầm bê tông cốt GFRP kích thước lớn có hàm lượng cốt dọc chịu kéo GFRP thay đổi Đề tài tiến hành kiểm chứng các công thức tính toán độ võng dầm bê tông cốt FRP trong các hướng dẫn thiết kế và các nghiên cứu trước đây dựa trên các kết quả thực nghiệm từ chính nghiên cứu này và một số nghiên cứu đã có Trên cơ sở của kết quả kiểm chứng, đề tài đề xuất công thức mới xác định mô men quán tính tiết diện tương đương trên nền của mô hình Bischoff

Trang 24

(2007), trong đó, có xét thêm ảnh hưởng của hàm lượng và mô-đun đàn hồi của cốt dọc, để phục vụ cho việc tính toán độ võng dầm bê tông cốt FRP được chính xác hơn

Trang 25

Chương 2 TỔNG QUAN

Suốt nhiều thập niên qua, vật liệu sợi gia cường FRP (Fiber Reinforced Polymer) hiện đang được chấp nhận trong nền công nghiệp xây dựng như một vật liệu hứa hẹn thay thế thép truyền thống Những kết cấu dân dụng được tạo bởi bê tông cốt thép (BTCT) nhìn chung dễ bị ảnh hưởng từ các tấn công của môi trường dẫn đến

sự ăn mòn điện hóa, rồi dẫn đến sự khuyết kết cấu và trong một số trường hợp phá hoại kết cấu Việc bảo dưỡng và sửa chữa đều đặn được đòi hỏi để tăng tuổi thọ thiết kế của những kết cấu này Kể từ thập niên 90, sự kết hợp những đặc tính FRP nổi bậc như: tính chống ăn mòn, kháng mỏi tốt, kháng ẩm, trọng lượng nhẹ và tính kháng nhiễm điện từ đã làm gia tăng sự quan tâm của những nhà kỹ sư kết cấu Nhiều nghiên cứu cơ sở lý thuyết và thực nghiệm đã và đang được tiến hành nhằm

kiểm tra tính khả thi của việc sử dụng FRP để gia cường kết cấu bêtông

2.1 SƠ LƯỢC LỊCH SỬ PHÁT TRIỂN VÀ KHẢ NĂNG ỨNG DỤNG CỦA CỐT CHỊU LỰC FRP

2.1.1 Lịch sử phát triển

Vật liệu sợi gia cường FRP được giới thiệu lần đầu vào thập niên 50 Về cơ bản, vật liệu FRP được cấu tạo từ 2 thành phần chính: chất kết dính và sợi Chất kết dính được làm từ nhiều loại vật liệu khác nhau, tuy nhiên phổ biến nhất hiện nay là từ nhựa polymer Đối với sợi gia cường, đây là thành phần chủ yếu tạo nên các đặc tính cơ lý cho FRP và cũng được làm từ nhiều loại vật liệu khác nhau Phổ biến nhất hiện nay là từ thủy tinh (glass fibers), aramid (aramid fibers) và carbon (carbon fibers) Tùy vào loại sợi được sử dụng mà vật liệu FRP sẽ được phân loại và có tên gọi tương ứng: GFRP, AFRP và CFRP Vấn đề ứng dụng vật liệu FRP vào trong thực tế đang đi theo 2 hướng chính: i) vật liệu FRP được sử dụng làm vật liệu gia cường, sửa chữa; và ii) vật liệu FRP được sử dụng như thành phần chịu lực cơ bản trong kết cấu công trình

Tại châu Âu, vật liệu FRP như cốt chịu lực được dùng trong các công trình bê tông vào những năm 1960 Thời kỳ này, các hệ thống đường cao tốc quốc tế được xây dựng ồ ạt trên toàn châu Âu và đi kèm với nó chi phí bảo trì và sửa chữa khổng lồ

do ảnh hưởng xấu của thời tiết; cụ thể là hiện tượng đóng băng trên mặt đường vào

Trang 26

mùa đông Hiện tượng đóng băng làm giảm độ ma sát của mặt đường và gây trở ngại giao thông Phương pháp phổ biến nhằm làm tan băng và tạo độ nhám cho mặt đường là dùng muối Tuy nhiên, muối lại làm cốt thép trong bê tông bị ăn mòn Hàng loạt các giải pháp khác nhau đã được nghiên cứu nhằm hạn chế sự ăn mòn của cốt thép trong bê tông như mạ kẽm, sơn tĩnh điện, phủ epoxy, hay tăng bề dày lớp

bê tông bảo vệ Tuy nhiên các phương pháp trên đa phần rất tốn kém và không giải quyết đươc triệt để vấn đề ăn mòn cốt thép Với những đặc tính nổi bật như: khối lượng riêng nhẹ; không bị ăn mòn; có cường độ chịu kéo cao, sử dụng vật liệu FRP được xem như một giải pháp đầy triển vọng có thể góp phần giải quyết bài toán chống ăn mòn cho cốt thép chịu lực Bên cạnh các công trình cầu đường cao tốc, cốt chịu lực FRP còn được sử dụng trong các công trình tường chắn biển, kết cấu móng, các công trình đòi hỏi tính chống nhiễm từ và dẫn điện cao như ga tàu điện, trạm biến thế, đường băng, phòng thí nghiệm điện tử chính xác, bệnh viện…

Tại Hoa Kỳ, dự án đầu tiên sử dụng thanh chịu lực được tài trợ bởi Bộ giao thông (USDOT ) trong hợp đồng “Chuyển giao kỹ thuật composite trong thiết kế và xây dựng các cầu” do công ty Marshall–Vega thực hiện và cho đến hiện nay số lượng công trình sử dụng cốt chịu lực FRP đã lên đến hàng chục ngàn theo thống kê của Viện Bê Tông Hoa Kỳ (ACI 440, 2006) Ở Nhật Bản, cho đến thập kỷ 90, hơn 100

dự án thương mại liên quan đến việc sử dụng cốt chịu lực FRP cho công trình đã được thực hiện (ACI 440, 2003)

2.1.2 Đặc tính cơ lý thanh FRP

Đặc tính cơ lý của cốt FRP có rất nhiều khác biệt so với cốt thép và phụ thuộc chủ yếu vào hỗn hợp chất nền kết dính và sợi gia cường Các loại sợi được sử dụng phổ biến là sợi cacbon (C), sợi thủy tinh (G) và sợi armid (A) Các loại chất nền kết dính gồm: epoxy, polyester, và vynil-ester Các ưu và nhược điểm của cốt chịu lực FRP

được thống kê trong Bảng 2.1 (ACI 440.1R, 2006)

Trang 27

Bảng 2.1: Ưu, nhược điểm thanh FRP

Cường độ chịu kéo cao Không chảy dẻo trước khi nứt

Không bị nhiễm từ Dễ bị ảnh hưởng phá hủy lớp keo nền và sợi

bởi bức xạ cực tím bên ngoài

Trọng lượng nhẹ (bằng 1/5 đến 1/4

thép)

Độ bền sợi thủ tinh trong môi trường ẩm rất thấp

Dẫn điện và dẫn nhiệt thấp (sợi

Armid, sợi thủy tinh)

Độ bền của sợi thủy tinh và sợi Armid trong môi trường ankyl thấp

Hệ số dãn nở vì nhiệt cao

Dễ cháy

Cốt chịu lực FRP phần lớn có cường độ chịu kéo cao hơn so với thép và không có ứng xử chảy dẽo Cốt FRP có mô-đun đàn hồi thấp hơn so với thép vì vậy có độ cứng dọc trục nhỏ hơn so với cốt thép cùng một đường kính Ngoài ra, trong thanh FRP còn có thể xuất hiện hiện tượng mỏi tĩnh làm giảm khả năng chịu tải dài hạn của thanh Trong số các loại cốt FRP đang được sử dụng, cốt CFRP ít bị ảnh hưởng bởi hiện tượng mỏi tĩnh nhất trong khi đó cốt GFRP bị ảnh hưởng nhiều nhất (ACI 440-1R, 2006) Hệ số nở nhiệt của cốt FRP cũng cao hơn cốt thép Một số đặc tính

cơ bản của cốt FRP được trình bày trong Bảng 2.2

Bảng 2.2: Đặc tính chịu kéo thanh FRP và thép

Trang 28

Hình 2.1: Quan hệ ứng suất - biến dạng của các loại cốt FRP

2.1.3 Các dạng hình học của cốt FRP và ứng dụng của chúng trong thực tiễn

Thanh FRP có thể được chế tạo với tiết diện hình học cắt ngang đa dạng

Dưới đây là một số hình ảnh về ứng dụng của thanh chịu lực trong các công

Biến dạng 0.01

Thép Glass

Armid Carbon

0.02 0.03 0.04 500

1000 1500 2000 2500

Trang 29

Hình 2.4: Cầu nổi ở Takahiko, Nhật Bản

Hình 2.5: Hệ thống đường ray tàu điện ngầm ở Nhật Bản

Hình 2.6: Cầu Ave, thành phố Bettendorf, Iowa (Mỹ), 2001

Hình 2.7: Cầu Morristown, Vermont (Mỹ), 2002

Trang 30

Hình 2.8: Dự án EUROCRETE – Chân cầu đầu tiên dùng thanh FRP

Hình 2.9: Sàn nhà sử dụng thanh FRP ở Mỹ

2.2 TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA MÔ-MEN QUÁN TÍNH TIẾT DIỆN TƯƠNG ĐƯƠNG TRONG VIỆC XÁC ĐỊNH ĐỘ VÕNG DẦM CỐT FRP

Các công thức thiết kế dầm bê tông cốt FRP hầu hết đều được phát triển dựa trên công thức dầm BTCT truyền thống, trong đó có xét thêm đến những khác biệt về đặc tính cơ lý giữa cốt FRP và cốt thép Thực tế cho thấy dầm bê tông cốt FRP có khả năng biến dạng lớn hơn so với dầm BTCT Điều này chủ yếu là do mô-đun đàn hồi thấp của thanh FRP và sự khác biệt về đặc tính bám dính của chúng so với thép Dưới đây là một số công thức tính toán độ võng dầm cốt FRP

Trang 31

a) Hướng dẫn của ACI 440-1R (2006)

ACI 440.1R (2003) đã cải tiến công thức Branson (1965) cho việc tính toán men quán tính tiết diện tương đương của dầm bê tông cốt FRP như sau:

h

fr là môđun phá hoại uốn và được xác định theo công thức (2.9) Ma là mômen sinh

ra do tải sử dụng lớn nhất Ig là mômen quán tính tiết diện nguyên Icr là mômen quán tính tiết diện nứt, được xác định như sau:

d b

s

E E

Với:

Ef : mô-đun đàn hồi của vật liệu FRP

Es : mô-đun đàn hồi của thép

αb : hệ số bám dính, αb = 0.5

ACI 440.1R (2006) dựa trên các kết quả nghiên cứu thực nghiệm đã từ bỏ việc xác

định hệ số βd dựa vào đặc tính bám dính và mô-đun đàn hồi của thanh FRP Hệ số

βd được đề xuất tính dựa trên tỷ lệ hàm lượng cốt FRP với hàm lượng cốt FRP cân bằng:

1

1.05

f d

Trang 32

' 1

0.85.

.

f cu c

fb

fu f cu fu

E f

β1 là hệ số phụ thuộc cường độ bêtông, β1 = 0.85 cho bêtông có fc’ < 28 MPa Hệ số

này được giảm đi 0.05 cho mỗi lần fc’ tăng 7 MPa sao cho  1 0.65 εcu là biến dạng nén cực hạn của bêtông ffu là cường độ kéo thiết kế của cốt FRP và được xác định:

*

fu E fu

với CE là hệ số chiết giảm cường độ do ảnh hưởng của môi trường (Bảng 2.5) ffu*

là cường độ chịu kéo kéo tiêu chuẩn của thanh FRP được xác định như sau:

*

fu u ave

với fu,ave là cường độ chịu kéo trung bình thanh FRP;  là độ lệch tiêu chuẩn

Bảng 2.5: Hệ số chiết giảm cường độ của thanh FRP do ảnh hưởng của môi trường

Môi trường làm việc Loại sợi Hệ số chiết giảm môi trường

b) Hướng dẫn của ISIS Canada (2001)

ISIS Canada đề xuất công thức tính độ võng dầm FRP theo phương pháp trung bình

độ cong trên cơ sở cải tiến công thức của Branson (1965) với giá trị m = 2:

 

2

1 0.5

g cr e

cr

a

I I I

c) Mô hình tính của Faza và GangaRao (1992)

Faza và GangaRao (1992) trong nghiên cứu của mình đã đề xuất công thức cải tiến tính toán mômen quán tính tiết diện dầm bê tông cốt FRP như sau:

Trang 33

23 .

8 15

cr e m

cr e

I I I



Công thức của Faza và GangaRao được đề xuất cho những dầm FRP tựa đơn với 2

lực tập trung Trong đó mô men quán tính tiết diện tính đổi Ie xác định từ mô hình Branson (1965)

d) Mô hình tính của Favre và Charif (1994)

Favre và Charif (1994) đã giới thiệu một phương pháp tính toán độ võng dựa trên CEB-FIB Model 90 (1993) Theo các tác giả, độ võng tức thời của dầm bê tông cốt FRP có thể được tính như sau:

a

M M

2

0.5

I I I

 

e) Mô hình tính của Benmokrane cùng đồng sự (1996)

Benmokrane và cộng sự (1996) đề xuất công thức tính mômen quán tính tiết diện tương đương dựa trên các kết quả thực nghiệm như sau:

Trang 34

Trong đó hệ số chiết giảm α và β có giá trị tương ứng bằng 0.84 và 7.0

f) Mô hình tính của Al-Sayed và cộng sự (2000)

Al-Sayed cùng đồng sự (2000) đề xuất 2 công thức tính mômen quán tính tiết diện qui đổi trên cơ sở công thức của Branson Công thức đầu tiên có dạng như sau:

m

M M

Công thức thứ hai được Al-Sayed và cộng sự đề xuất dựa trên phân tích dữ liệu thí

nghiệm nhằm khảo sát mối liên hệ giữa tỉ số Ie/Icr và Ma/Mcr trong trường hợp dầm

bê tông cốt FRP Công thức này đuợc đề nghị như sau:

Ở đây tác giả không xét đến ảnh hưởng của mô-men quán tính tiết diện nguyên Ig

mà chỉ có mô-men quán tính tiết diện nứt Icr khi đạt tải trọng nứt Công thức tính

toán Ie rất đơn giản nhưng cho kết quả phù hợp với độ võng thực nghiệm

g) Mô hình tính của Hall và Ghali (2000)

Mô hình của Hall và Ghali (2000) dựa vào độ cong trung bình giữa tiết diện bị nứt

và tiết diện không nứt của dầm có kể đến đặc tính bám dính thanh như sau:

Trang 35

cr a

I I I

I1 và I2 là các mômen quán tính tiết diện nguyên và tiết diện bị nứt Hệ số β1 đặc

trưng cho tính bám dính của thanh (β1 = 1.0 cho thanh FRP có gờ; β1 = 0.5 cho

thanh FRP có bề mặt trơn) Hệ số β 2 đặc trưng cho ảnh hưởng độ bền sử dụng và tải trọng lặp lại (β2 = 0.8 cho tải ngắn hạn; β2 = 0.5 cho tải trọng dài hạn và lặp)

h) Mô hình tính của Toutanji và Saafi (2000)

Toutanji và Saafi (2000) trên cơ sở nghiên cứu của mình và của các tác giả khác đã

đề xuất cải tiến công thức tính moment quán tính của Branson bằng cách xét đến

ảnh hưởng tương tác của hàm lượng cốt FRP ρf và mô-đun đàn hồi Ef như sau:

i) Mô hình tính của Al Sunna và cộng sự (2006)

Al Sunna và cộng sự (2006) dựa trên kết quả nghiên cứu thực nghiệm đã khảo sát công thức tính mômen quán tính tương đương của Benmokrane và cộng sự (1996)

và đề xuất công thức tính mômen quán tính tương đương tổng quát cho tất cả các loại thanh:

f s E E

Trang 36

j) Mô hình tính của Bischoff và Scalon (2007)

Bischoff và Scalon (2007) đã đề xuất một công thức mới cho việc xác định mômen

quán tính tiết diện qui đổi Ie tương tự như phương pháp gần đúng của CEB – FIB (1993) và EC2 (2004) Công thức này có thể áp dụng tính toán cho cả kết cấu bê tông cốt FRP lẫn cốt thép:

2 1

cr e

cr a

I I

M M

k) Mô hình tính của Rafi và Nadjai (2009)

Raafi và Nadjai (2009) đã cải tiến công thức tính trong ACI 440.1R – 06 với hệ số

chiết giảm mô-men quán tính nứt kể đến ảnh hưởng của mô đun đàn hồi Ef:

2.3 CÁC NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ĐẾN ĐỘ VÕNG DẦM CỐT FRP

Đối với việc nghiên cứu thực nghiệm về ảnh hưởng của mô-men quán tính tiết diện tương đương đến việc xác định độ võng dầm bê tông cốt FRP đã và đang được thực hiện, chủ yếu tập trung vào khảo sát các tham số sau: sự thay đổi cường độ bêtông

fc’, kích thước tiết diện, hàm lượng cốt chịu lực FRP , và tỷ lệ nhịp cắt đối với chiều cao làm việc của dầm Sau đây, là một số nghiên cứu điển hình

Pecce, Manfredi, và Cosenza (2000) đã tiến hành thí nghiệm phân tích úng xử của

dầm bê tông cốt sợi thủy tinh (GFRP) chịu uốn ở trạng thái cực hạn và trạng thái sử dụng nhằm so sánh kết quả thí nghiệm với những giá trị mô hình tính toán hiện có trong hướng dẫn thiết kế của viện bê tông Hoa Kỳ (ACI 318, 2005) và Châu Âu (EC2, 2004) Tác giả tiến hành thí nghiệm trên 3 mẫu dầm bê tông cốt sợi thủy tinh (GFRP) theo sơ đồ tựa đơn Cả 3 mẫu dầm đều có cùng chiều dài 3400 mm, cùng kích thước tiết diện 500×185 mm Cốt FRP dùng trong thí nghiệm này là dạng cốt

Trang 37

được bố trí 3 thanh Trong vùng chịu kéo, dầm F1 và F3 được bố trí 7 thanh còn dầm F2 là 4 thanh Dầm thí nghiệm được gia tải theo phương thức uốn 4 điểm Điểm đặt lực cách đầu gối tựa 1.2 m Dầm F2 và F3 tăng cường cốt đai 8/10 từ vị trí đặt tải đến gối tựa còn dầm F1 tăng cường cốt đai 8/10 tại vị trí đặt tải và gối tựa Cường độ chịu nén bê tông dầm là 30 MPa Thanh FRP có cường độ chịu kéo

770 MPa và mô-đun đàn hồi là 42 GPa Mục tiêu thí nghiệm của các tác giả nhằm khảo sát khả năng chịu uốn của dầm bêtông cốt GFRP ở trạng thái cực hạn và trạng thái làm việc và ảnh hưởng của hàm lượng cốt chịu lực GFRP đến độ võng của dầm Phân tích kết quả thí nghiệm và so sánh với những công thức tính toán hiện có tác giả dã đưa ra những kết luận sau: i) giả thiết Bernoulli (tiết diện vẫn phẳng) không phù hợp với kết quả thí nghiệm; 2i) sử dụng giá trị cường độ thanh FRP thu được từ thí nghiệm kéo là phù hợp để tính toán mô men cực hạn dầm; 3i) phân tích tuyến tính là đáng tin cậy để kiểm tra ứng suất của bê tông và thanh FRP; trong thực

tế thí nghiệm, ứng suất bê tông thu được rất cao mặc dù phần trăm tải trọng cực hạn thấp; 4i) những khác biệt về kiểu phá hủy giữa tiêu chuẩn thiết kế với quan sát thực nghiệm dẫn đến sự cần thiết để xác định lại những đặc tính và giá trị thiết kế của cường độ thanh FRP nhằm đạt được kiểu phá hủy đúng theo thiết kế; 5i) độ võng theo mô hình cải tiến ACI phù hợp với kết quả thí nghiệm với giả thiết an toàn hệ số

 = 0.5 Các mô hình tiêu chuẩn đáng tin cậy mặt dù các tiêu chuẩn này có sự khác biệt nhau

Toutanji và Saafi (2000) thực hiện kiểm chứng tính chính xác của các phương

pháp tính độ võng dầm bê tông cốt GFRP hiện có trên 6 mẫu dầm Các dầm thí nghiệm được chia thành 3 nhóm có hàm lượng cốt GFRP khác nhau (0.52%, 0.79%

và 1.10%) Tất cả dầm có cùng kích thước tiết diện 180×300 mm và dài 3000 mm,

có cường độ bêtông thiết kế fc’ = 35 MPa Dầm được thí nghiệm uốn 4 điểm Từ kết quả nghiên cứu thực nghiệm và kết quả tính toán lý thuyết, các tác giả đưa ra những kết luận sau: i) công thức Branson (1965) dự đoán giá trị mô men quán tính tiết diện tương đương của dầm khá cao so với thực tế khi có hàm lượng cốt GFRP thấp; ii) cần có thêm nhiều nghiên cứu hơn nữa nhằm kiểm chứng khả năng áp dụng các mô hình tính và cần xét đến các ảnh hưởng khác như là hình dạng và kích thước tiết diện, sơ đồ tính (dầm liên tục)

Trang 38

Yost, Gross và Dinehart (2003) đã khảo sát ảnh hưởng mômen quán tính tiết diện

đến độ võng của dầm bê tông cốt GFRP Mục tiêu nghiên cứu của các tác giả nhằm làm rõ ảnh hưởng các tham số như cường độ chịu nén bê tông, hàm lượng cốt chịu lực, tỉ số chiều dài nhịp cắt với chiều cao làm việc đến trị tính tóan của mô-men quán tính tiết diện tương đương Các tác giả tiến hành thực nghiệm trên 48 mẫu dầm chia làm 4 nhóm mẫu dầm có cường độ chịu nén bê tông khác nhau, có tỉ số chiều dài nhịp cắt với chiều cao ảnh hưởng dầm thay đổi từ 4.3 đến 9; và tỉ số hàm lượng cốt chịu lực và hàm lượng cốt cân bằng /b thay đổi từ 1.2 đến 4.3 Từ kết

quả thực nghiệm, các tác giả đã đưa ra một số kết luận sau: i) công thức tính Ie được

đề nghị trong ACI 440 1R (2006) đánh giá cao ảnh hưởng của hàm lượng cốt chịu lưc khi >b, khi tỷ số /b tăng, sai số trong tính toán Ie theo ACI 440-1.R (2006)

sẽ giảm; 2i) quá trình chuyển tiếp từ tiết diện nguyên sang tiết diện bị nứt rất đột ngột trong dầm bê tông FRP, tỷ số mô-men quán tính tiết diện nguyên và tiết diện bị nứt cho bêtông cốt GFRP cao hơn 4 đến 8 lần so với bê tông cốt thép; 3i) dạng parabol bậc 3 cơ bản của công thức Branson là dạng toán học không đầy đủ cho việc dự đoán thay đổi độ cứng dầm bê tông cốt GFRP, sự giảm độ cứng trong dầm

bê tông cốt GFRP nhiều hơn so với dầm BTCT, sự chuyển tiếp phi tuyến giữa đặc tính tiết diện nguyên và tiết diện bị nứt không xảy ra cho dầm bê tông cốt GFRP; 4i)

hệ số bám dính b trong ACI 440-1.R (2003) rút ra từ thực nghiệm chịu ảnh hưởng của hàm lượng cốt dọc chịu lực 1.2 / b 2.7 và lấy   b 0.25

Al Sunna và cộng sự (2006) thực hiện nghiên cứu kiểm chứng tính chính xác của

công thức tính mômen quán tính tiết diện tương đương (Ie) của Gao và cộng sự (1998) Mục tiêu nghiên cứu là nhằm khảo sát ảnh hưởng hàm lượng và mô đun đàn

hồi cốt FRP đến Ie Tác giả tiến hành nghiên cứu thực nghiệm 6 mẫu dầm với 2 loại thanh GFRP và CFRP với hàm lượng khác nhau Các mẫu thí nghiệm có cùng kích thước hình học 150×250×2550 mm Chiều dài nhịp cắt là 767 mm Dầm có cường

độ chịu nén của bê tông 35 MPa Qua phân tích kết quả thực nghiệm, tác giả đi đến

những kết luận sau: i) công thức tính mô men quán tính tiết diện tương đương Ie của Branson rất phù hợp cho kết cấu BTCT, nhưng không thích hợp cho kết cấu bê tông

cốt FRP; 2i) công thức tính Ie trong hướng dẫn ACI 440 (2003) không thể dùng để

Trang 39

của Benmokrane (1996) cần được cải tiến với hệ số α phụ thuộc đặc tính bám dính các loại thanh FRP và  phụ thuộc vào hàm lượng cốt chịu lực

Rafi và Nadjai (2009) thí nghiệm 4 dầm, bao gồm 2 dầm bê tông cốt CFRP có kích

thước 180×200×2050 mm với  0.7% và 2 dầm BTCT cùng kích thước Các dầm được gia tải theo kiểu uốn 4 điểm Vị trí đặt tải cách gối tựa 675 mm Dựa vào kết quả nghiên cứu của chính mình và các nghiên cứu đã có, các tác giả đưa ra những

kết luận sau: i) phương pháp tính Ie do ACI 440.1R (2003) đề xuất cho kết quả khá lớn so với thực nghiệm; 2i) công thức của ACI 440.1R (2003) cho kết quả chính xác trong trường họp dầm bê tông với cốt FRP có mô-đun đàn hồi từ 35 GPa đến 50 GPa

Barris và cộng sự (2009) nghiên cứu thực nghiệm trên 6 dầm dài 2050 mm, chiều

cao tiết diện 190 mm với hàm lượng cốt dọc FRP thay đổi Bề rộng tiết diện dầm thay đổi sao cho hàm lượng cốt FRP tương ứng là 0.99%, 1.77%, 2.67 % Các dầm được chia làm 2 nhóm chính: nhóm A không nứt; nhóm B với vết nứt 3mm có sẵn tại giữa nhịp dầm Dầm thí nghiệm được thiết kế với bê tông có cường độ 50 MPa Thanh GFRP có mô-đun đàn hồi bằng 60 GPa Các dầm được gia tải theo kiểu uốn

4 điểm Mục tiêu nghiên cứu là khảo sát ứng xử, đặc tính phá hoại của dầm và biến dạng của cốt GFRP Một số kết luận được rút ra như sau: i) các dầm có ứng xử tuyến tính, tuy nhiên, khi sự phá hủy xảy ra, chuyển vị dầm rất lớn; 2i) tính toán giá trị biến dạng tiết diện giữa dầm với các cấp tải trọng khác nhau, cho thấy giả thuyết Bernoulli hợp lý cho cả tiết diện nứt và không nứt; 3i) tại các cấp tải sử dụng, độ võng uốn đự đoán theo ACI 440.1R (2006), EC 2 (2004) và Bischoff (2007) gần giống với độ võng thí nghiệm, tuy nhiên với cấp tải càng cao, độ võng uốn đự đoán theo ACI 440.1R (2006), Eurocode 2 (2004) và Bischoff (2007) khác với kết quả thí nghiệm; 4i) Bề rộng vết nứt thí nghiệm gần giống với giá trị bề rộng vết nứt dự đoán theo tiêu chuẩn ACI 440.1R-06 có hệ số bám dính kb=0.6, và điều đó cho thấy

độ bám dính giữa bê tông và thanh FRP rất tốt trong thí nghiệm; 5i) tất cả dầm thí nghiệm cho thấy bê tông bị phá hủy tuyến tính Tải cực hạn trong thí nghiệm cao hơn tải cực hạn được dự đoán theo ACI 440.1R(2006) là 51%, và EC 2 (2004) là 17%; 6i) tất cả dầm thí nghiệm đều phá hoại dòn do bê-tông bị vỡ, hệ số biến dạng tính toán từ kết quả thí nghiệm cao hơn 4 lần dự kiến

Trang 40

Chương 3

MỤC TIÊU, Ý NGHĨA VÀ NỘI DUNG NGHIÊN CỨU

3.1 MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU

Dựa trên những tìm hiểu tổng quan về ảnh hưởng mô men quán tính tiết diện tương đương đến độ võng dầm bê tông cốt FRP chịu uốn về mặt thực nghiệm và lý thuyết,

đề tài đặt ra những mục tiêu nghiên cứu cụ thể như sau:

 Khảo sát và phân tích ảnh hưởng hàm lượng cốt dọc đến mô-men quán tính tiết diện tương đương trong việc xác định độ võng dầm bê tông cốt FRP chịu tải ngắn hạn

 Kiểm chứng tính chính xác của các công thức tính độ võng dầm bê tông cốt FRP hiện có

 Đề xuất công thức mới tính mô-men quán tính tiết diện qui đổi thông qua hiệu chỉnh mô hình của Bischoff bằng cách xét thêm ảnh hưởng tương tác của hàm lượng và mô-đun đàn hồi của cốt dọc chịu kéo FRP

3.2 Ý NGHĨA NGHIÊN CỨU

a Ý nghĩa thực tiễn

Sử dụng thanh FRP làm cốt chịu lực có thể giúp giải quyết một cách triệt để vấn đề

ăn mòn trong cốt thép từ đó góp phần bảo đảm và nâng cao tuổi thọ cho công trình

bê tông ngay cả trong điều kiện môi trường xấu Ngoài ra, khả năng chịu kéo tốt và trọng lượng riêng nhẹ của cốt FRP cũng góp phần đáng kể vào việc giảm tải trọng

cố định cũng như gia tăng khả năng chịu tải cho công trình Đặc biệt, có thể thấy rằng, công nghệ sản xuất vật liệu FRP không gây ô nhiễm môi trường như sản xuất thép

b Ý nghĩa khoa học

Công thức xác định mô-men quán tính tiết diện tương đương của dầm bê tông cốt FRP của ACI 440.1R (2006) được đề xuất dựa trên công thức của Branson dành cho dầm BTCT truyền thống Trong đó, sự khác biệt về các đặc tính cơ-lý của cốt FRP

Định dạng
Số trang	172
Dung lượng	16,99 MB