Bài viết Nghiên cứu ứng xử của nút khung biên bê tông cốt thép cấp độ dẻo cao được thiết kế theo tiêu chuẩn Eurocode 8 bằng phân tích phần tử hữu hạn nghiên cứu ứng xử của nút khung bằng phương pháp PTHH dựa trên phần mềm mô phỏng là một xu hướng nghiên cứu hiện đại đang được sử dụng rộng rãi và phát triển trong những năm gần đây.
NGHIÊN CỨU KHOA HỌC nNgày nhận bài: 20/9/2022 nNgày sửa bài: 19/10/2022 nNgày chấp nhận đăng: 07/11/2022 Nghiên cứu ứng xử nút khung biên bê tông cốt thép cấp độ dẻo cao thiết kế theo tiêu chuẩn Eurocode phân tích phần tử hữu hạn Research on the behavior of the high ductiltity class reinforced concrete exterior beamcolumn joint designed to eurocode standard by finite element analysis > TS TRẦN TRUNG HIẾU1, PGS.TS VŨ QUỐC ANH1 Khoa Xây dựng, Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội 100 TĨM TẮT: Nút khung đóng vai trị quan trọng làm việc tổng thể kết cấu khung bê tông cốt thép Hiện nay, nút khung biên BTCT ứng dụng cơng trình có tầm quan trọng đặc biệt cơng trình quốc phịng, mà khơng cho phép hư hỏng chịu tải trọng theo phương ngang đặc biệt quan tâm nghiên cứu Việc nghiên cứu trạng thái ứng suất-biến dạng nút khung biên thiết kế theo tiêu chuẩn Eurocode với cấp độ dẻo cao (DCH) có ý nghĩa quan trọng việc đánh giá làm việc nút khung Tuy nhiên, để tiến hành thí nghiệm nhiều mẫu tương đối khó khả thi chi phí lớn tiêu tốn nhiều thời gian thi cơng Vì vậy, nghiên cứu ứng xử nút khung phương pháp PTHH dựa phần mềm mô xu hướng nghiên cứu đại sử dụng rộng rãi phát triển năm gần Các giá trị phân tích PTHH kiểm chứng với kết thực nghiệm thông qua yếu tố như: mối quan hệ lực – chuyển vị, hình dạng phá hoại phát triển thành phần biến dạng cốt thép Ngoài ra, việc khảo sát ảnh hưởng số tham số tới ứng xử nút khung thiết kế theo cấp độ dẻo cao (DCH) xem xét đến lực dọc, cường độ chịu nén bê tông hàm lượng cốt thép ngang vùng nút Từ khóa: Eurocode 8; PTHH; DCH; nút khung; ABAQUS ABSTRACT: The joints play very important role in reinforced concrete frame structure Today, the reinforced concrete exterior joints applied in special important buildings and defense buildings which should not allow damage under horizontal loads are particularly concerned The study of stress-strain state of these joints designed to Eurocode with high ductility class (DCH) has significant meaning in evaluation of joint behavior However, the experimental test of the joint is relatively difficult because of the high costs and construction time Therefore, studying the behavior of the joints by the finite element analysis based on simulation software is a modern research trend that is being widely used and developed in recent years The analysis results will be verified with experimental results of previous research through factors such as force-displacement relationship, failure shapes and the development of reinforcement deformation composition In addition, the investigation of the influence of parameters such as axial force, compressive strength of concrete and Ratio of transverse reinforcement on the behavior of exterior joints designed according to high ductiltity class (DCH) has also been considered Key words: Eurocode 8; DCH; FEM, joint; ABAQUS MỞ ĐẦU Nút khung BTCT phân loại theo ba dạng hình học sau: nút biên, nút nút góc Trong trình làm việc, cấu kiện dầm, cột vùng nút không bị phá hoại khơng xuất biến dạng dẻo nút khung coi ứng xử đàn hồi Ngược lại, xuất số biến dạng không đàn hồi vết nứt, ứng suất cốt thép đạt đến giới hạn chảy,… nút khung xem có ứng xử dẻo [23] Năm 1978, Paulay cộng [22] đưa mơ hình phân tích thành phần lực tác động đến nút khung biên xung quanh vùng nút Đến đầu năm 2000, Hakuto cộng [12] phát triển vấn đề mà Paulay, T, R Park [22] chưa làm trước Nghiên cứu 12.2022 ISSN 2734-9888 thực việc tính tốn ứng suất nén (pc) kéo (pt) nửa chiều cao nút có kể đến ứng suất nén dọc cột (fa) thể cơng thức (1.1) Hình 1.1 a) Lực tác dụng nút khung b) Lực cắt nút c) Ứng suất nút Hình Các thành phần lực tác dụng nút khung biên [12] Ngoài ra, nghiên cứu đưa cách xác định khả kháng cắt nút dựa ứng suất cắt ngang danh nghĩa vjh Trong pc,t ứng suất nén kéo vùng nút, fa ứng suất nén dọc cột, wj bề rộng tiết diện nút V jh V L V jh Tb Tc Vc b b v jh 2Hc w j hc (1.1) Nc fa fa fa pc ,t v jh hc w c 2 Gần đây, có nhiều mơ hình kháng cắt nút khung đề xuất như: mơ hình thực nghiệm, mơ hình chống giằng (STM), mơ hình ứng suất phẳng trung bình, … Tuy nhiên, có số mơ hình đề xuất việc thiết kế cho hai trạng thái giới hạn cường độ vết nứt vùng nút [24], [26], [13] Sự xuất vết nứt chéo vùng nút phải coi trạng thái điều kiện sử dụng, sau vết nứt xuất nút bị phần độ cứng bắt đầu có ứng xử dẻo Đa số mơ hình sử dụng giả thiết tỷ lệ lực cắt khả bậc hai cường độ chịu nén bê tông để đánh giá kháng cắt nút [24], [28], [27] Ngồi ra, số mơ hình cịn xét đến cường độ tương ứng với vết nứt chéo có liên quan khả chịu kéo bê tơng (fct) tỷ lệ kích thước hình học (hb/hc) [20], [26], [14] Như vậy, mơ hình cịn hạn chế việc kể đến yếu tố như: ứng suất lực dọc tác dụng (fa), cấu tạo neo, ứng suất kéo (pt) vùng nút hàm lượng cốt thép (b , c) Đặc biệt, thành phần ứng suất kéo (pt) thơng thường có kể đến thành phần ứng suất dọc (fa) cột Đây xem dấu hiệu nhận biết phá hoại vùng nút khung áp số tiêu chuẩn hành ACI 318 [4] NZS 3101 [21] TCVN Eurocode [25] khuyến nghị thiết kế theo DCL áp dụng cho vùng có động đất yếu, có nghĩa gia tốc thiết kế nhỏ 0.08g khơng phải u cầu bắt buộc Cả hai cấp dẻo DCM DCH phải thiết kế định kích thước cấu tạo theo điều khoản kháng chấn cụ thể, cho phép kết cấu phát triển cấu ổn định với tiêu tán lượng trễ chịu tải trọng có chu kỳ, mà không xảy phá hoại Khi thiết kế kết cấu chịu động đất theo Eurocode [25] việc thực yêu cầu cấu tạo điều quan trọng loại cấu tạo riêng cho thành phần dầm cột Trong nghiên cứu trước [1], tác giả đánh giá ứng xử nút khung biên thiết kế theo cấp độ dẻo cao (DCH) theo tiêu chuẩn Eurocode [15] phương pháp thực nghiệm Mẫu thí nghiệm đúc theo vị trí nằm ngang với tỷ lệ 1:1 phịng Thí nghiệm Kiểm định Cơng trình, trường Đại học Xây dựng Vì vậy, mục tiêu nghiên cứu phân tích ứng xử nút khung biên phương pháp PTHH sử dụng phần mềm ABAQUS Kết nghiên cứu PTHH kiểm chứng với kết thu từ mẫu thí nghiệm S1 [1] có xét thêm thơng số ảnh hưởng đến ứng xử nút Chi tiết mẫu thí nghiệm thể Hình 2.1 XÂY DỰNG MƠ HÌNH PHẦN TỬ HỮU HẠN 2.1 Dạng hình học chia lưới phần tử nút khung cấp độ dẻo cao Phần mềm ABAQUS khuyên dùng phần tử C3D8R (8 nút bậc tự do) cho phần tử khối đặc trưng vật liệu bê tơng Loại phần tử sử dụng cho phân tích tuyến tính phi tuyến phức tạp liên quan đến tiếp xúc, dẻo biến dạng lớn kết cấu Các cốt dọc cốt đai mơ hình hóa bẳng phần tử Truss (T3D2) mang lực dọc trục gây lực tác dụng lên dầm Việc lựa chọn kích thước lưới phần tử dựa tiêu chí độ xác thời gian tính tốn Kích thước lưới phần mơ mối quan hệ ràng buộc nhằm đảm bảo liên kết tử ảnh hưởng nhiều đến độ xác kết tính tốn Hình 2.2 cho thấy, ngồi khu vực vùng nút mơ hình chia lưới giống với kích thước mắt lưới 50 mm Trong khu vực vùng nút, hệ lưới chia với kích thước mắt lưới 25 mm Ngoài số liên kết ràng buộc cho mơ hình dầm UHPFRC ABAQUS sau: i) Mặt tiếp xúc bê tông thép sử dụng liên kết tuyệt đối (Tie); ii) Sự tương tác cốt thép bê tông UHPFRC khai báo liên kết nhúng chặt (Embedded region), tức bám dính bê tơng cốt thép tuyệt đối Hình 2.1 Chi tiết cấu tạo mẫu thí nghiệm S1 Hình 2.2 Chia lưới PTHH mơ hình Trong nghiên cứu sử dụng quy luật gia tải tĩnh (monotonic) q trình kiểm sốt chuyển vị Mỗi bước gia tải gồm chu kì có chuyển vị giống gia tải vị trí đầu dầm Tỷ lệ chuyển vị đầu dầm so với chiều dài dầm gọi tắt độ lệch tầng xác định sau: Độ lệch tầng = l 100% , đó: Δl (2.1) 0.5lb chuyển vị đầu dầm; lb chiều dài dầm 2.2 Mơ hình vật liệu Quy luật ứng xử vật liệu bê tông UHPFRC phi tuyến phức tạp phần mềm ABAQUS cho phép mô hình hóa ứng xử phức tạp Mơ hình phá hoại dẻo bê tông - CDP (Concrete damage plasticity) thiết lập phần mềm mơ tả ứng xử vật liệu bê tông UHPFRC Mô hình CDP phát triển Lubliner, J, J Oliver [18] sau cải tiến bổ sung Lee, Jeeho Gregory L Fenves [17] Mơ hình CDP cho phép mô tả biến dạng tái bền nén, biến dạng hóa mềm kéo phá hủy ban đầu khơng tách rời tích lũy vùng nén kéo bê tơng Mơ hình giả định nứt vùng kéo vỡ vùng nén đặc trưng ISSN 2734-9888 12.2022 101 NGHIÊN CỨU KHOA HỌC 4.5 40 30 20 Giai đoạn Giai đoạn 10 Giai đoạn 3.5 Giai đoạn 0.001 0.002 Biến dạng (mm/mm) 0.003 0.004 Ứng suất (MPa) Ứng suất (MPa) 50 Giai đoạn 2.5 1.5 0.5 0 0.001 0.002 Biến dạng (mm/mm) 0.003 0.004 a) Ứng xử nén b) Ứng xử kéo Hình 2.3 Mối quan hệ ứng suất – biến dạng bê tông Đường cong ứng suất – biến dạng bê tông chịu kéo dọc trục lý tưởng hóa tương tự trường hợp chịu nén Trong trường hợp này, mối quan hệ có hai vùng riêng biệt vùng đàn hồi hóa mềm Hình 2.3b Giai đoạn hóa mềm bê tơng chịu kéo tính từ bê tơng bắt đầu đạt cường độ chịu kéo coi tuyến tính phi tuyến đề xuất Krätzig, Wilfried B Rainer Pưlling [16] Mơ hình giả định nứt vùng kéo vỡ vùng nén đặc trưng phá hoại bê tông Chi tiết mô hình CDP bao gồm lý thuyết liên quan hướng dẫn cụ thể phát triển vết nứt thể thơng qua hệ số phá hoại DAMAGET (dt) DAMAGE (dc) tìm thấy mục 23.6 tài liệu ABAQUS [19] SO SÁNH KẾT QUẢ MÔ PHỎNG SỐ CỦA NÚT KHUNG BIÊN CẤP ĐỘ DẺO VỚI THỰC NGHIỆM 3.1 Mối quan hệ lực chuyển vị phát triển biến dạng cốt thép Nghiên cứu cho thấy, việc sử dụng kích thước lưới phần tử 25 mm góc lệch 300 cho đường cong mối quan hệ lực chuyển vị phù hợp so với kết thu thí nghiệm Tuy nhiên, Hình 3.1 cho thấy độ cứng cát tuyến ban đầu phân tích phương pháp PTHH lớn nhiều so với thực nghiệm Điều lý giải phân tích PTHH phần mềm ABAQUS lấy độ cứng kéo – nén bê tông cao so với thực nghiệm, nghiên cứu trước điều [3], [5] Hơn nữa, Quan sát Hình 3.2 cho thấy, phát triển biến dạng cốt thép dầm xác định ABAQUS có xu hướng tương đồng với kết thí nghiệm Độ lệch tầng đạt giá trị 2.2% chênh lệch khơng q 6% Sau đó, biến dạng tiếp tục tăng mô hình bị phá hoại Điều chứng tỏ mối quan hệ ứng suất – biến dạng vật liêu đề xuất mục 2.2 phù hợp Độ lệch tầng (%) 180 160 140 120 100 Thực nghiệm 80 60 Đường cong bao thực nghiệm 40 ABAQUS 800 Ứng suất (MPa) 700 600 500 400 300 200 Thí nghiệm d10 100 ABAQUS d10 0.01 0.02 0.03 Biến dạng (mm/mm) 0.04 0.05 Hình 2.4 Mơ hình vật liệu thép Hình 2.5 Điều kiện biên áp dụng cho mơ hình Trước giai đoạn chảy dẻo, thép giả định vật liệu đàn hồi tuyến tính với mơ đun đàn hồi E = 200 GPa hệ số Poisson υ=0.3 Thành phần ứng suất chảy ứng suất lớn xác định từ giá trị thu từ thí nghiệm kéo giả thiết đường song 102 12.2022 ISSN 2734-9888 14000 200 20 40 60 Chuyển vị (mm) 80 20 100 S1 12000 ABAQUS 10000 Biến dạng (m/m) 60 tuyến để mô giai đoạn đàn hồi -dẻo Hình 2.4 Các giá trị xác định từ thí nghiệm thực tế sau trở thành thơng số đầu vào cho mơ hình ABAQUS Việc mơ điều kiện biên thí nghiệm theo phương pháp PTHH áp dụng cho tiết diện đầu chân cột điểm tham chiếu gọi RP (Reference point) Có ba điểm tham chiếu sử dụng mơ hình có kí hiệu RP1, RP2, RP3 Tại vị trí RP1đặt lực nén tập trung vị trí thép đặt mặt gia tải dạng kiểm soát chuyển vị (gia tải tĩnh đẩy dần) Chuyển vị ngang dầm thông qua điểm tham chiếu RP2 đầu cột bị hạn chế theo hai phương X Z giống trình thử nghiệm Điểm tham chiếu RP3 giúp hạn chế chuyển vị theo ba phương cho phép xoay giống Hình 2.5 Trong nghiên cứu sử dụng phép phân tích động theo thời gian kết hợp với tốc độ gia tải chậm gọi ABAQUS/ Explicit để khắc phục khó khăn vấn đề xác hóa tốn bê tông bị nứt Lực (kN) phá hoại bê tơng Chi tiết mơ hình CDP bao gồm lý thuyết liên quan hướng dẫn cụ thể tìm thấy Mục 23.6 tài liệu ABAQUS Analysis User’s Manual.21 [2] Quy luật ứng xử vật liệu bê tông vùng nén chia thành ba giai đoạn khác Ở giai đoạn (đàn hồi), thành phần mô đun đàn hồi bê tông xác định theo đề xuất Carreira, Domingo J Kuang-Han Chu [7], giai đoạn đường cong ứng suất – biến dạng xác định theo quy luật CEB-FIP, CEBFIP [8] Hình 2.3a Tuy nhiên, giai đoạn đặc trưng giai đoạn tồn phá hoại cục bê tông vượt biến dạng nén cực hạn Việc xác định giai đoạn hóa mềm phụ thuộc vào lượng tiêu tán thông qua phá hoại, thông số vật liệu chiều dài đặc trưng leq bê tông [6] Khái niệm lượng tiêu tán coi tham số vật liệu cho vết nứt vùng kéo [16] giới thiệu Feenstra, Peter Hendrikus [10] cho vùng hóa mềm bê tông Năng lượng phá hủy kết cấu chịu nén gọi “năng lượng nén vỡ (crushing energy Gcl)” để phân biệt với lượng phá hủy cấu kiện chịu kéo Giới hạn chảy 8000 10 6000 4000 2000 0 0.5 1.5 2.5 3.5 4.5 5.5 6.5 Drift (%) Hình 3.1 Mối quan hệ lực chuyển Hình 3.2 So sánh phát triển biến vị dạng cốt thép 3.2 Dạng phá hoại Các kết phân tích hình thành vết nứt phần mềm ABAQUS so sánh với kết thu từ thí nghiệm tương đối giống chế phá hoại (Hình 3.3) Tại thời điểm tải trọng đạt P ≤ 70 kN, xuất vết nứt đầu tiên, ứng suất cốt thép chưa đạt đến giới hạn chảy Sau đến độ lệch tầng 1.4%, vết nứt cong dầm vết nứt cắt nút xuất độ cứng cấu kiện bắt đầu có thay đổi nhỏ Đến thời điểm độ lệch tầng 2.2%, vết nứt nhanh chóng lan tồn nút thể Hình 3.3c Ứng suất cốt thép vượt qua giới hạn chảy, hư hỏng bê tông vùng kéo tiếp tục phát triển Tại thời điểm độ lệch tầng 5%, phá hủy nút ghi nhận, đồng thời bê tông vùng nút bị hư hỏng Lúc kết thúc phân tích phương pháp PTHH Quan sát Hình 3.3c ,d cho thấy vết nứt cuối mơ hình phá hoại cắt gây ra, giống kết thực nghiệm ghi nhận Các vết nứt chéo nút lan truyền dần đến cột Như vậy, vết nứt ABAQUS P ≤ 70 kN ABAQUS mơ hình sử dụng phân tích phương pháp PTHH hoàn toàn phù hợp với phát triển vết nứt ghi nhận lại thí nghiệm Thực nghiệm a) Vết nứt P = 168.8 kN P ≤ 60 kN Thực nghiệm P = 167.5 kN b) Độ lệch tầng 1.4% P = 187.25 kN c) Độ lệch tầng 2.2% P = 170.7 kN P = 185.8 kN P = 170.8 kN d) Độ lệch tầng 5% Hình 3.3 So sánh hình dạng vết nứt thí nghiệm PTHH mẫu S1 ISSN 2734-9888 12.2022 103 NGHIÊN CỨU KHOA HỌC Độ lệch tầng (%) 7 220 200 180 Lực (kN) N=0 20 40 N=0.05Nmax 140 120 N=0.15Nmax N=0.2Nmax N=0.3Nmax N=0.4Nmax N=0.5Nmax N=0.6Nmax N=0.7Nmax N=0.8Nmax 40 N=0.9Nmax N=Nmax 20 60 80 100 80 60 100 Độ lệch tầng (%) 160 Phá hoại nút Phá hoại dầm Phá hoại nút 0 0.2 0.4 0.6 Tỷ số lực nén cột 0.8 1.2 C 0.7 fc , điều chứng tỏ phân tích phương pháp PTHH có độ tin cậy cao Xu hướng ứng suất kéo chuẩn hóa cho trường hợp điểm A C cho thấy tỉ lệ nghịch với gia tăng lực dọc hàm số dạng phi tuyến 0.5872P2 – 0.8018P + 0.2701, R² = 0.8856 1.2931P2 – 1.9948P+0.9115, R² = 0.9756 với P lực dọc tác dụng 3500 1.2 3000 1500 1000 500 0 0.2 0.4 0.6 0.8 Giới hạn chảy N=0 N=0.05Nmax N=0.1Nmax N=0.15Nmax N=0.2Nmax N=0.3Nmax N=0.4Nmax N=0.5Nmax N=0.6Nmax N=0.7Nmax N=0.8Nmax N=0.9Nmax N=Nmax 1.2 1.4 1.6 1.8 2.2 pt/(fc')0,5[-] 2000 mẫu S1 thời điểm xuất vết nứt (Điểm A) thí nghiệm (với lực dọc N=650 kN) 0.16 fc điểm C (ứng suất đạt giá trị lớn nhất) 0.75 fc 104 12.2022 ISSN 2734-9888 Điểm A thực nghiệm mẫu S1 Điểm C thực nghiệm mẫu S1 Điểm A trung bình Điểm C trung bình 0.6 0.4 y = 0.5872P2 - 0.8018P + 0.2701 R² = 0.8856 0.2 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Tỷ số nén lực dọc 0.7 0.8 0.9 2.4 Drift (%) Hình 4.3 So sánh phát triển biến dạng Hình 4.4 Ảnh hưởng lực dọc đến thép dọc dầm với mức tải trọng dọc thành phần ứng suất kéo vùng trục cột khác nút chuẩn hóa 4.2 Ảnh hưởng cường độ chịu nén bê tông Nội dung tập trung nghiên cứu ảnh hưởng cường độ chịu nén bê tông đến khả chịu lực nút khung biên BTCT phương pháp PTHH sử dụng phần mềm mô số ABAQUS Phạm vi xét đến khoảng 20 MPa đến 70 MPa giá trị cường độ chịu nén bê tông Kết nhận lần phân tích so sánh mặt đường cong bao lực chuyển vị tương ứng với dạng phá hoại mẫu thí nghiệm số, phát triển biến dạng cốt thép dọc dầm xét đến Hình 4.5 cho thấy đường bao cho mối quan hệ lực chuyển vị với cường độ chịu nén bê tơng khác Nhìn chung, mẫu thí nghiệm số có cường độ chịu nén 40 MPa cho khả chịu lực tương đối thấp Ngoài ra, việc tăng cường độ chịu nén bê tông giúp tăng khả chịu lực ngang với Độ lệch tầng tương ứng Ở thời điểm Độ lệch tầng 1.4%, tăng cường độ chịu nén bê tông từ 30 lên 70 MPa dẫn đến tăng khả chịu tải bên khoảng 30% Hình 4.6 tổng quát lại dạng phá hoại Độ lệch tầng tương ứng giá trị cường độ chịu nén bê tông khác Tất mẫu thí nghiệm cho thấy phá hoại vùng dầm với tượng vỡ vụn bê tông vùng lân cận cột Người ta quan sát thấy việc tăng cường độ nén bê tông dẫn đến tăng khả Độ lệch tầng nút khung Độ lệch tầng (%) 7 220 200 Hình 4.1 Ảnh hưởng lực dọc chuẩn hóa pt / fc Điểm C y = 1.2931P2 - 1.9948P + 0.9115 R² = 0.9756 0.8 Chuyển vị (mm) 180 160 140 Lực (kN) Hình 4.2 Các dạng phá hoại tương ứng với lực dọc khác Hình 4.3 cho thấy mối quan hệ biến dạng độ lệch tầng cốt thép dầm tương ứng với mức tải trọng dọc trục cột khác Các quan sát tương tự thấy được, thời điểm Độ lệch tầng 1,4%, việc tăng tải trọng dọc trục cột từ đến 30% (N = 0,05 đến 0,4Nmax) dẫn đến làm tăng biến dạng phát triển dọc dầm khoảng 30% Hơn nữa, Hình 3.4 cho thấy mối quan hệ tỷ số nén lực dọc ứng suất kéo Điểm A 2500 120 Thực nghiệm 20 40 60 Rb=20 100 Rb=30 80 Rb=40 60 Rb=60 40 Rb=70 20 80 100 Độ lệch tầng (%) Trong đó, phân tích PTHH điểm A 0.157 fc điểm Biến dạng (mm/m) NGHIÊN CỨU CÁC THAM SỐ ẢNH HƯỞNG 4.1 Ảnh hưởng lực dọc cột Trong phần mở đầu trình bày ảnh hưởng tỷ số nén lực dọc cột đến khả kháng cắt nút khung vấn đề quan tâm nghiên cứu Đối với trường hợp tải trọng bao gồm tải trọng thẳng đứng, nên giả định lực dọc tác dụng lên cột nhỏ 15% đến 20% cường độ chịu nén cực hạn cột Trong cơng trình chịu tải trọng ngang, lực dọc cột nên lấy giới hạn 10% đến 15% cường độ chịu nén cực hạn cột [11] Tuy nhiên, nghiên cứu mong muốn khảo sát cách đầy đủ ảnh hưởng lực dọc đến ứng xử nút khung Vì vậy, thành phần lực dọc lấy khoảng từ đến Agfc’ (Ag diện tích tiết diện cột) Hình 4.1 cho thấy rõ ràng mối quan hệ lực chuyển vị tương ứng với giá trị lực dọc khác Đối với kết cấu nút khung khơng có lực dọc tác dụng đầu cột đường cong có xu hướng thấp so với đường cịn lại, cụ thể thời điểm Độ lệch tầng 2,2% đa số đường cong đạt giá trị cực đại ngoại trừ đường cong khơng có lực dọc tác dụng Phá hoại xảy vùng nút khơng có lực dọc tác dụng thời điểm Độ lệch tầng 3% Hình 4.2 Ngồi ra, nút khung có tải trọng tác dụng đa số phá hoại dầm thời điểm Độ lệch tầng 4% có cao so với nút khung khơng có lực dọc Ngồi ra, giá trị tỷ lệ lực nén cột từ 10% đến khoảng 60% khả chịu lực trục cột không quan sát thấy phá hoại vùng nút Tất nút khung khảo sát, từ nút khung có tỷ lệ lực nén dọc trục 70% (N = 0,7Nmax) khơng tồn vẹn bê tông bị phá hoại phần nút khung Ngồi ra, quan sát từ Hình 4.1 cho thấy việc tăng tải trọng dọc trục tăng hiệu ứng bó cho vùng nút khung, dẫn đến tăng khả chịu tải trọng ngang Ở thời điểm độ lệch tầng 4%, việc tăng tải trọng dọc trục cột từ 5% lên 30% dẫn đến tăng khả chịu lực khoảng 20% 25% Tuy nhiên, khoảng từ 30 đến 60% khả chịu lực cột khơng có gia tăng đáng kể Tất nút khung phá hoại thời điểm Độ lệch tầng 4% Ở mức chịu tải dọc trục 70% khả cột, khả chịu tải trọng ngang bắt đầu giảm bị phá hoại vùng nút thời điểm Độ lệch tầng 3,5% Điều ứng suất nén cao phát triển vùng nút tạo tác dụng lớn lực dọc cột 0 20 40 60 80 Cường độ chịu nén bê tơng (MPa) Chuyển vị (mm) Hình 4.5 Mối quan hệ lực chuyển Hình 4.6 Các dạng phá hoại tương ứng với vị với giá trị cường độ chịu nén bê tông giá trị cường độ chịu nén bê tơng khác khác nhau Hình 4.7 cho thấy mối quan hệ biến dạng cốt thép dọc dầm Độ lệch tầng tương ứng Ở thời điểm Độ lệch tầng 1,4%, việc tăng cường độ nén bê tông từ 30 lên 70 cường độ bê tơng cao bị đánh giá thấp Ngồi ra, ứng suất kéo chuẩn hóa thay đổi theo gia tăng cường độ bê tơng, đáng kể Trung bình, ứng suất kéo chuẩn hóa vết nứt (Điểm A) nút khung thí nghiệm (với lực dọc N=650 kN) 0.16 fc điểm C (ứng suất đạt giá trị lớn nhất) 0.75 fc Trong trường hợp vết nứt cắt nút khung (Điểm A) ứng suất đạt giá trị lớn (Điểm C) giảm nhẹ fc = 50 fc = 55 MPa Xu hướng ứng suất kéo chuẩn hóa cho trường hợp điểm A C cho thấy tỉ lệ nghịch với gia tăng lực dọc hàm số dạng phi tuyến 0.0001X2 – 0.0161X + 0.5527 0.0002X2 – 0.0225X + 01.2621, với X cường độ chịu nén bê tông 160 140 120 100 20 40 60 Thực nghiệm 80 Hàm lượng 2,09% 60 Hàm lượng 1,3% 40 Hàm lượng 1,05% 20 80 100 y= 0.8 Hình 4.9 Mối quan hệ lực chuyển vị với giá trị hàm lượng cốt thép đai vùng nút khác 2000 pt/(fc')0,5[-] Biến dạng (mm/m) 0.7 Thực nghiệm 1500 Giới hạn chảy Rb=20 1000 0.5 1.5 0.3 Rb=40 0.1 Rb=60 Rb=70 y = 0.0001x2 - 0.0161x + 0.5527 2.5 30 40 1.5 2.5 Hình 4.10 Các dạng phá hoại tương ứng với giá trị hàm lượng cốt thép ngang vùng nút khác Điểm C Điểm A thực nghiệm mẫu S1 Điểm C thực nghiệm mẫu S1 0.8 2500 Thực nghiệm Điểm A trung bình y = -0.3085x2 + 1.2844x - 0.3299 Điểm C trung bình 0.6 0.4 y = -0.1222x2 + 0.5921x - 0.3293 Giới hạn chảy 0.2 Hàm lượng 2,09% Hàm lượng 1,3% 0.5 1.5 Hàm lượng cốt thép ngang vùng nút (%) Hàm lượng 1,05% 2.5 Điểm C thực nghiệm mẫu S1 Điểm C trung bình 20 0.5 Hàm lượng cốt thép ngang vùng nút (%) Điểm A Điểm A thực nghiệm mẫu S1 Điểm A trung bình 0.2 Rb=30 500 0.4 500 Điểm C 3000 Điểm A 0.5 1.2 1000 0.6 3500 1500 - 0.0225x + 1.2621 Phá hoại dầm Phá hoại nút Chuyển vị (mm) Biến dạng (mm/m) 2500 0.0002x2 2000 0.9 180 3500 3000 200 trường hợp xuất vết nứt (Điểm A) mức pt/(fc')0,5[-] Độ lệch tầng (%) Lực (kN) hóa pt / fc Tuy nhiên, sử dụng hàm lượng cốt đai lớn nút (trong trường hợp 2,09%) không tạo hiệu mong muốn khả biến dạng hay hấp thụ lượng nút, đặc biệt khả khó khăn cơng tác thi cơng bê tơng khó lấp đầy bao bọc lấy cốt thép, điều cần thiết kết cấu chịu tải trọng động Độ lệch tầng (%) MPa dẫn đến làm tăng biến dạng phát triển dọc dầm khoảng 20% Ảnh hưởng thay đổi cường độ chịu nén bê tơng mẫu thí nghiệm số tương ứng với giá trị cường độ chịu nén khác Hai điểm (Điểm A Điểm C), tương ứng với vết nứt cường độ chịu cắt lớn nút khung quan sát phân tích PTHH phần mềm ABAQUS Hình 4.8 cho thấy ứng suất kéo chuẩn 50 Cường độ chịu nén bê tông (MPa) 60 70 Drift (%) Hình 4.7 So sánh phát triển biến Hình 4.8 Ảnh hưởng cường độ chịu nén dạng thép dọc dầm với giá trị bê tông đến thành phần ứng suất kéo cường độ chịu nén khác bê vùng nút chuẩn hóa tơng 3.2 Ảnh hưởng hàm lượng cốt thép ngang vùng nút Để khảo sát thông số này, tham số lựa chọn với hàm lượng cốt thép ngang vùng nút sau: 1,05%, 1,3% 2,09% Các tỷ lệ thu cách sử dụng ba khoảng cách cốt thép chịu cắt khác khu vùng nút 50; 100 140 mm Các kết so sánh mặt đường cong bao lực chuyển vị dạng phá hoại tương ứng, phát triển biến dạng cốt thép dọc dầm phân bố ứng suất cắt nút khung bị phá hoại Hình 4.9 cho thấy đường bao mối quan hệ lực chuyển vị với hàm lượng cốt thép ngang vùng nút khác Rõ ràng việc thay đổi hàm lượng cốt thép vùng nút không làm ảnh hưởng đến độ cứng kết cấu Tuy nhiên, hàm lượng ảnh hưởng việc tăng tỷ lệ phá hoại kết cấu (lực/độ lệch tầng) tương ứng Nhìn chung, hàm lượng nhỏ khả chịu lực kết cấu giảm Điều khoảng cách cốt đai thưa dẫn đến ảnh hưởng cường độ chịu lực nút Hình 4.10 tóm tắt dạng phá hoại Độ lệch tầng tương ứng giá trị hàm lượng cốt thép ngang nút Tất mẫu thử hàm lượng thấp nhỏ 1,1% bị phá hoại nút Hàm lượng cốt thép tối thiểu 1,1% cho phép cố xảy phần dầm vùng nút tăng Độ lệch tầng khoảng 30% Ngoài ra, quan sát thấy rằng, việc giảm khoảng cách cốt đai làm tăng khả chịu tải trọng ngang Trung bình khả chịu tải trọng ngang tăng từ 12% đến 26% tương ứng với hàm lượng thép đai tăng từ 1,05% đến 2,09% 0.5 1.5 2.5 Drift (%) Hình 4.11 So sánh phát triển biến Hình 4.12 Ảnh hưởng hàm lượng cốt dạng thép dọc dầm với giá trị thép ngang vùng nút đến thành phần hàm lượng cốt thép ngang vùng ứng suất kéo nút chuẩn hóa nút khác Hình 4.11 cho thấy mối quan hệ biến dạng Độ lệch tầng thép dọc dầm tương ứng Ở thời điểm Độ lệch tầng, không nhận thấy khác biệt đáng kể phép đo biến dạng Tuy nhiên, quan sát thấy việc tăng hàm lượng cốt thép vùng nút làm tăng biến dạng kéo nén quan sát phá hoại Ảnh hưởng việc sử dụng hàm lượng cốt thép ngang vùng nút khác thể 4.12 Hai điểm (Điểm A Điểm C), tương ứng với vết nứt cường độ chịu cắt lớn nút khung quan sát phân tích PTHH phần mềm ABAQUS Trái ngược hoàn toàn với hai tham số lực dọc cường độ chịu nén bê tông, ứng suất kéo chuẩn hóa pt / fc có xu hướng cao hàm lượng tăng lên Trung bình, ứng suất kéo chuẩn hóa vết nứt (Điểm A) nút khung thí nghiệm (với lực dọc N=650 kN) 0.16 fc điểm C (ứng suất đạt giá trị lớn nhất) 0.75 fc Hình 4.12 cho thấy ứng suất kéo chuẩn hóa pt / fc , trường hợp vết nứt cắt nút khung (Điểm A) ứng suất đạt giá trị lớn (Điểm C) giảm nhẹ sử dụng hàm lượng 2,09% Xu hướng ứng suất kéo chuẩn hóa cho trường hợp điểm A C cho thấy tỉ lệ nghịch với gia tăng lực dọc hàm số dạng phi tuyến -0.1222X + 0.5921X – 0.3293 -0.3085X + 1.2844X – 0.3299, với X cường độ chịu nén bê tông ISSN 2734-9888 12.2022 105 NGHIÊN CỨU KHOA HỌC KẾT LUẬN Nghiên cứu trình bày nghiên cứu ứng xử nút khung biên thiết kế với cấp độ dẻo cao DCH theo tiêu chuẩn Eurocode [9] phương pháp phân tích PTHH phần mềm mơ số ABAQUS Có thể rút kết nghiên cứu sau: Kết mô nút biên khung bê tông cốt thép tác dụng tải trọng ngang dựa phần mềm ABAQUS cho kết phù hợp với thực nghiệm, vậy, phương pháp mơ với mơ hình vật liệu sử dụng nghiên cứu hỗ trợ hiệu cho nghiên cứu đánh giá tác động tải trọng ngang nút khung, giúp tiết kiệm thời gian chi phí Bên cạnh đó, việc sử dụng mơ hình phá hoại dẻo CDP phần mềm ABAQUS giúp quan sát dạng phá hoại ứng xử tồn nút suốt q trình gia tải Phân tích PTHH phần mềm mơ số nghiên cứu ảnh hưởng yếu tố tới tính hiệu làm việc nút khung biên như: lực dọc tác dụng lên cột, cường độ chịu nén bê tông hàm lượng cốt thép ngang vùng nút Từ đó, thấy rằng: - Lực dọc trọng cột có ảnh hưởng lớn đến làm việc nút Lực dọc trục tăng từ 0,05% đến 0,3% làm khả chịu tải trọng ngang nút tăng 1,5% đến 3% Tăng mức chịu tải dọc trục cột từ đến 30% lực dọc trục cột dẫn đến tăng khả chịu tải ngang khoảng 30% biến dạng phát triển dọc dầm khoảng 20% Tuy nhiên, phạm vi từ 40 đến 70% khả chịu lực dọc trục cột, khơng có thay đổi đáng kể ứng xử nút quan sát thấy Quan hệ lực dọc tác dụng lên cột ứng suất kéo nút quan hệ nghịch biến theo hàm số phi tuyến Tuy nhiên, nghiên cứu nên giới hạn tải trọng dọc trục tác dụng lên cột đến 70% khả chịu tải dọc trục cột để tránh cố nút khung xảy ứng suất nén cao phát triển vùng nút Dẫn đến kết cấu chịu phá hoại vùng nút, điều dẫn đến suy giảm độ cứng đột ngột - Tăng cường độ chịu nén bê tông không làm tăng khả chịu tải ngang liên kết, mà cịn góp phần đạt mức Độ lệch tầng cao trước phá hoại Hơn biến dạng kéo phát triển cốt thép dọc dầm cột tương ứng tăng khoảng 15 30% - Thay đổi lượng cốt thép ngang vùng nút không ảnh hưởng đến độ cứng liên kết dầm-cột Tuy nhiên, tăng hàm lượng cốt thép nút, đặc biệt cách giảm khoảng cách cốt đai, giúp tăng khả chịu lực Độ lệch tầng tương ứng Việc tăng hàm lượng cốt thép ngang nút không ảnh hưởng đến biến dạng đo cốt thép dọc dầm hay cột thời điểm Độ lệch tầng - Trong phân tích kết cấu, đặc biệt kết cấu nút khung thiết kế theo cấp độ dẻo cao, cần phải lưu ý vấn đến sau: + Hàm lượng cốt đai vùng nút không thấp dẫn đến khả kháng cắt + Hàm lượng cốt đai vùng nút không nhiều q dẫn đến khó khăn cơng tác thi công TÀI LIỆU THAM KHẢO Trần Trung Hiếu (2020), Nghiên cứu ứng xử nút khung biên sử dụng bê tơng cốt sợi thép tính siêu cao chịu tải trọng lặp, Học viện Kỹ thuật Quân Version ABAQUS (2013), "6.13, Analysis User’s Manual", Dassault Systemes Simulia Corp., Providence, RI Ali A Abbas, Sharifah M Syed Mohsin Demetrios M Cotsovos (2014), "Seismic response of steel fibre reinforced concrete beam–column joints", Engineering Structures 59, tr 261-283 ACI 318-14 (2014), Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-14): Commentary on Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318R-14): an ACI Report, American Concrete Institute ACI 106 12.2022 ISSN 2734-9888 Ziad Bayasi Michael Gebman (2002), "Reduction of lateral reinforcement in seismic beam-column connection via application of steel fibers", Structural Journal 99(6), tr 772-780 Zdeněk P Bažant Byung H Oh (1983), "Crack band theory for fracture of concrete", Matériaux et construction 16(3), tr 155-177 Domingo J Carreira Kuang-Han Chu (1986), Stress-strain relationship for reinforced concrete in tension, Journal Proceedings, tr 21-28 CEBFIP CEB-FIP (1991), "model code 1990", Comite Euro-International Du Beton, Paris, tr 87-109 Michael N Fardis (2010), Advances in performance-based earthquake engineering, Vol 13, Springer Science & Business Media 10 Peter Hendrikus Feenstra (1993), "Computational aspects of biaxial stress in plain and reinforced concrete", PhD thesis, Delft University of Technology 11 Giovacchino Genesio (2012), "Seismic assessment of RC exterior beamcolumn joints and retrofit with haunches using post-installed anchors" 12 Shigeru Hakuto, Robert Park Hitoshi Tanaka (2000), "Seismic load tests on interior and exterior beam-column joints with substandard reinforcing details", Structural Journal 97(1), tr 11-25 13 Stephen J Hamil (2000), Reinforced concrete beam-column connection behaviour, Durham University 14 AS Hoekstra (1977), "De Invloed van de Wapeningsdetaillering ophet Gedrag van Doorgaande-Kolom-Balkverbinding", TH Delft, The Netherlands 15 Institution of Structural Engineers (Great Britain) v Association franỗaise du gộnie parasismique (2010), "Manual for the seismic design of steel and concrete buildings to Eurocode 8" 16 Wilfried B Krätzig Rainer Pölling (2004), "An elasto-plastic damage model for reinforced concrete with minimum number of material parameters", Computers & structures 82(15-16), tr 1201-1215 17 Jeeho Lee Gregory L Fenves (1998), "Plastic-damage model for cyclic loading of concrete structures", Journal of engineering mechanics 124(8), tr 892900 18 J Lubliner cộng (1989), "A plastic-damage model for concrete", International Journal of solids and structures 25(3), tr 299-326 19 Abaqus Scripting User’s Manual (2012), "Abaqus 6.11", http://130.149 89(2080), tr v6 20 Ingvar HE Nilsson (1973), Reinforced concrete corners and joints subjected to bending moments, National Swedish Institute for Building Research 21 NZS 3101 (1995), "Concrete Structures Standard" 22 T Paulay, R Park MJN Preistley (1978), Reinforced concrete beam-column joints under seismic actions, Journal Proceedings, tr 585-593 23 Thomas Paulay MJ Nigel Priestley (1992), "Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings" 24 KF Sarsam ME Phipps (1985), "The shear design of in situ reinforced concrete beam–column joints subjected to monotonic loading", Magazine of Concrete Research 37(130), tr 16-28 25 British Standard (2005), "Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance", Part 1, tr 1998-1 26 Howard PJ Taylor (1974), The behaviour of in situ concrete beam-column joints, Cement and Concrete Association 27 Alexandros G Tsonos (2007), "Cyclic load behavior of reinforced concrete beam-column subassemblages of modern structures", ACI Structural journal 104(4), tr 468 28 Liande Zhang James Otis Jirsa (1982), A study of shear behavior of reinforced concrete beam-column joints, Phil M Ferguson Structural Engineering Laboratory, University of Texas ... -0.3 085 X + 1. 284 4X – 0.3299, với X cường độ chịu nén bê tông ISSN 2734- 988 8 12.2022 105 NGHIÊN CỨU KHOA HỌC KẾT LUẬN Nghiên cứu trình bày nghiên cứu ứng xử nút khung biên thiết kế với cấp độ dẻo cao. .. đến ứng xử nút Chi tiết mẫu thí nghiệm thể Hình 2.1 XÂY DỰNG MƠ HÌNH PHẦN TỬ HỮU HẠN 2.1 Dạng hình học chia lưới phần tử nút khung cấp độ dẻo cao Phần mềm ABAQUS khuyên dùng phần tử C3D8R (8 nút. .. cao DCH theo tiêu chuẩn Eurocode [9] phương pháp phân tích PTHH phần mềm mơ số ABAQUS Có thể rút kết nghiên cứu sau: Kết mô nút biên khung bê tông cốt thép tác dụng tải trọng ngang dựa phần mềm