Luận văn phân tích cường độgiới hạn liên kết sàn cột bê tông cốt thép bằng mô hình dàn ảo lưới không gian phi tuyến

BÁO CÁO KHOA HỌC NGHIÊN CỨU CẤP TRƢỜNG Đại học Cơng Nghệ Sài Gịn PHÂN TÍCH CƯỜNG ĐỘ GIỚI HẠN LIÊN KẾT SÀN-CỘT BÊ TƠNG CỐT THÉP BẰNG MƠ HÌNH DÀN ẢO LƯỚI KHÔNG GIAN PHI TUYẾN Chủ nhiệm đề tài TH.S HUỲNH THANH VŨ TP Hồ Chí Minh, 05/2018 LỜI CẢM ƠN Đề tài đƣợc thực theo hợp đồng nghiên cứu khoa học cấp trƣờng với trƣờng Đại học Cơng Nghệ Sài Gịn Tác giả xin chân thành cảm ơn Trƣờng Đại học Công Nghệ Sài Gịn tài trợ kinh phí để thực đề tài, cảm ơn Khoa Kỹ Thuật Cơng Trình tạo điều kiện, đồng nghiệp giúp đỡ suốt thời gian thực đề tài Tác giả HUỲNH THANH VŨ MỤC LỤC Đặt vấn đề 1.1 Mục đích tình hình nghiên cứu 1.2 Nội dung phương pháp nghiên cứu Các phương pháp tính tốn cường độ tới hạn liên kết sàn cột chịu tải trọng đứng 2.1 Tóm tắt 2.2 Tiêu chuẩn ACI 318-05 2.3 Tiêu chuẩn BS 8110-97 2.4 Tiêu chuẩn FIB 1999 2.5 Phương pháp dàn ảo lưới không gian phi tuyến (NGSTM) 2.5.1 Cấu tạo mơ hình dàn ảo lưới không gian 2.5.2 Cường độ hiệu thành phần mơ hình dàn-ảo lưới khơng gian Đánh giá cường độ tới hạn liên kết sàn cột 19 3.1 Thí nghiệm kết thí nghiệm 19 3.2 Kết 23 3.2.1 Tiêu chuẩn ACI 318-05 23 3.2.2 Tiêu chuẩn BS 8110-97 25 3.2.3 Tiêu chuẩn FIB 1999 26 3.2.4 Phương pháp dàn ảo lưới không gian phi tuyến 27 3.3 Nhận xét kết 31 Kết luận kiến nghị 33 Trang DANH MỤC BẢNG Bảng T3.1 Đặc trưng kết thí nghiệm liên kết sàn cột chịu tải trọng đứng 23 Bảng T3.2 Kết theo tiêu chuẩn ACI 318-05 24 Bảng T3.3 Kết theo tiêu chuẩn BS 8110-97 25 Bảng T3.4 Kết theo tiêu chuẩn FIB 1999 .26 Bảng T3.5 Kết theo phương pháp dàn ảo lưới không gian phi tuyến 32 Bảng T3.6 Tổng hợp kết theo phương pháp 33 Trang DANH MỤC HÌNH Hình H2.1 Tiết diện nguy hiểm theo tiêu chuẩn ACI 318-05 Hình H2.2 Tiết diện nguy hiểm theo tiêu chuẩn BS 8110-97 Hình H2.3 Dạng vết nứt điển hình mặt sàn Hình H2.4 Mặt phá hoại điển hình chọc thủng theo tiêu chuẩn FIB 1999 .8 Hình H2.5 Phần tử khối lưới không gian Hình H2.6 Xác định cường độ hiệu chống 11 Hình H2.7 Xác định cường độ hiệu nút dàn 13 Hình H2.8 Lưu đồ xác định tiết diện yêu cầu nội lực dàn 15 Hình H2.9 Tiết diện tối đa dàn 16 Hình H2.10 Hiệu chỉnh tiết diện tối đa dàn 17 Hình H2.11 Phương pháp dàn ảo lưới không gian phi tuyến .18 Hình H3.1 Kích thước thí nghiệm nhóm S Ghannoum 19 Hình H3.2 Bố trí thép thí nghiệm nhóm S Ghannoum 19 Hình H3.3 Bố trí thiết bị thí nghiệm nhóm S Ghannoum 20 Hình H3.4 Thí nghiệm nhóm P Alexander and Simmonds 20 Hình H3.5 Bố trí thép lớp thí nghiệm nhóm P Alexander and Simmonds 20 Hình H3.6 Bố trí thép lớp Alexander and Simmonds 21 Hình H3.7 Mẫu thí nghiệm nhóm T K Yamada 21 Hình H3.8 Bố trí cốt thép cho mẫu thí nghiệm nhóm T K Yamada 21 Hình H3.9 Thép chịu cắt loại Hat-type 22 Hình H3.10 Thép chịu cắt loại móc .22 Hình H3.11 Thí nghiệm nhóm Ref Ebead Marzouk 22 Hình H3.12 Bố trí cốt thép nhóm Ref Ebead Marzouk 22 Hình H3.13 Mơ hình PTHH 3D mẫu S1-U (không cốt thép) 27 Hình H3.14 Ứng suất phần tử mẫu S1-U .27 Hình H3.15 Mơ hình dàn ảo lưới khơng gian mẫu S1-U .27 Hình H3.16 Tiết diện yêu cầu dàn ứng với tải trọng phá hoại mẫu S1-U 28 Hình H3.17 Mơ hình PTHH 3D mẫu P11S150 (không cốt thép) 28 Hình H3.18 Ứng suất phần tử mẫu P11S150 28 Hình H3.19 Mơ hình dàn ảo lưới khơng gian mẫu P11S150 28 Hình H3.20 Tiết diện yêu cầu dàn ứng với tải trọng phá hoại mẫu P11S150 29 Hình H3.21 Mơ hình PTHH 3D mẫu T1 (khơng cốt thép) 29 Hình H3.22 Ứng suất phần tử mẫu T1 29 Hình H3.23 Mơ hình dàn ảo lưới khơng gian mẫu T1 29 Trang Hình H3.24 Tiết diện yêu cầu dàn ứng với tải trọng phá hoại mẫu S1-U 30 Hình H3.25 Mơ hình PTHH 3D mẫu Ref_P_0.5% (không cốt thép) 30 Hình H3.26 Ứng suất phần tử mẫu Ref_P_0.5% 30 Hình H3.27 Mơ hình dàn ảo lưới khơng gian mẫu Ref_P_0.5% 31 Hình H3.28 Tiết diện yêu cầu dàn ứng với tải trọng phá hoại mẫu Ref_P_0.5% .31 Hình H3.29 So sánh kết tính tốn từ phương pháp 32 Trang Đặt vấn đề 1.1 Mục đích tình hình nghiên cứu Gần đây, liên kết sàn – cột bê tông cốt thép (chỉ sàn cột, khơng có dầm) sử dụng rộng rãi nhà cao tầng Tuy nhiên, phương diện kết cấu, khơng có dầm nên tải trọng truyền trực tiếp từ sàn cho cột, tạo vùng ứng suất tập trung lớn phức tạp (hay gọi vùng D, ngược lại vùng B tuân theo định luật Bernuli) xung quanh liên kết sàn-cột gây tượng phá hoại chọc thủng cho sàn Vì ứng xử chọc thủng phức tạp, nên việc tính tốn khả chống chọc thủng liên kết tiêu chuẩn chủ yếu có từ kết thí nghiệm Tuy nhiên, cơng thức thực nghiệm tiêu chuẩn xác định từ điều kiện thí nghiệm khác dẫn đến bất tiện việc đưa kết tính tốn quán theo điều kiện toán thực tế Vì vậy, tiêu chuẩn cập nhật phương pháp dàn ảo (strut-tie model), phương pháp thích hợp để phân tích/thiết kế cho vùng D cấu kiện bê tơng cốt thép nói chung liên kết sàncột bê tơng cốt thép nói riêng Tuy nhiên, phương pháp dàn ảo tiêu chuẩn giới đề cập đến cấu kiện làm việc mặt phẳng (2 chiều) Khi ứng xử không gian (3 chiều) định thiết kế liên kết sàn-cột, việc lựa chọn mơ hình dàn ảo, xác định loại kết cấu mơ hình dàn, xác định cường độ chống vùng nút theo mơ hình chiều khơng cịn phù hợp Để giải vấn đề trên, nghiên cứu đề nghị phương pháp dàn ảo lưới không gian phi tuyến (Nonlinear Grid Strut – (11) Tie Model – NGSTM) dựa phương pháp dàn ảo lưới khơng gian Kim Byung-hun để phân tích thiết kế liên kết sàn cột (1) (2) (3) Nghiên cứu sử dụng tiêu chuẩn ACI 318-05 , BS 8110-97 , FIB 1999 NGSTM để tính tốn tải trọng cực hạn mẫu thí nghiệm liên kết sàn - cột gia tải đứng tới phá hoại Mục đích nghiên cứu phân tích ưu khuyết điểm phương pháp dựa kết tính tốn tải trọng phá hoại từ phương pháp so với kết thực nghiệm, để từ đề xuất phương pháp phù hợp cho việc phân tích thiết kế liên kết sàn cột bê tơng cốt thép nói riêng cấu kiện bê tơng cốt thép nói chung 1.2 Nội dung phương pháp nghiên cứu Phương pháp dàn ảo lưới không gian phi tuyến (NGSTM) ban đầu xây dựng mơ hình dàn ảo dạng lưới khơng gian tính tốn cường độ chống bê tơng từ kết phân tích tuyến tính mơ hình phần tử hữu hạn 3D cấu kiện bê tơng (khơng cốt thép) Sau đó, diện tích tiết diện ngang yêu cầu dàn độ cứng cho việc truyền lực tính tốn thuật toán tối ưu đơn giản, nội lực dàn xác định Tiếp theo, diện tích tối đa dàn điều chỉnh để tương thích với điều kiện hình học cấu kiện Cuối cùng, thực phân tích phi tuyến hệ dàn khơng gian để xác định tải trọng phá hoại Trong nghiên cứu này, cường độ tới hạn mẫu thí nghiệm liên kết sàn-cột chịu tải trọng đứng tăng dần đến phá hoại tính tốn phương pháp NGSTM so sánh với kết tính tốn từ tiêu chuẩn hành Qua đó, phù hợp sử dụng phương pháp NGSTM làm rõ Trong phần trình bày chi tiết cách tính tốn cường độ theo tiêu chuẩn ACI 318-05, BS 8110-97, FIB 1999 NGSTM Bố trí mẫu thí nghiệm, kết thí nghiệm kết tính tốn phương pháp mơ tả cụ thể phần nghiên cứu Trang Các phương pháp tính tốn cường độ tới hạn liên kết sàn cột chịu tải trọng đứng 2.1 Tóm tắt 2.2 Tiêu chuẩn ACI 318-05 Trong tiêu chuẩn ACI 318-05, tiết diện tới hạn chịu cắt lấy 1/2 chiều dày làm việc sàn (d/2) tính từ mép gối tựa, tiêu chuẩn có xét đến hình dạng vị trí cột, nhiên khơng xét cốt thép chịu uốn đến cường độ chống chọc chủng Vn sàn H2.1 Tiết diện nguy hiểm theo tiêu chuẩn ACI 318-05  Khả chống chọc thủng sàn Vn khơng có cốt thép chịu cắt 1   bo d f ck  3      1  Vn  Vc      bo d f ck  (MPa) c  12          s d  bo d f ck  12   bo  (1) Trong đó: Vc : Khả chịu cắt bê tông f ck : Cường độ chịu nén đặc trưng bê tông (mẫu trụ) (MPa) bo: chu vi tiết diện tới hạn d: chiều cao làm việc sàn  c : hệ số xét tới hình dạng cột  s : hệ số xét đến vị trí cột (trong:40; biên: 30; góc:20)  Khả chống chọc thủng sàn Vn có cốt thép chịu cắt Vn  Vc  Vs  bo d f ck (2) Trang - Khả chịu cắt bê tơng có cốt thép xác định theo công thức (1) giới hạn bởi: Vc  bo d f ck - Khả chịu cắt cốt thép chịu cắt Vs : Vs  Trong đó: Av , 2.3 (3) Av f yt d (4) s f yt , s : diện tích, giới hạn chảy bước cốt thép chống cắt Tiêu chuẩn BS 8110-97 Tiêu chuẩn Anh BS 8110-97 không kể đến thép chống cắt tính tốn khả chống chọc thủng sàn Tiết diện nguy hiểm xác định hình H2.2 khả chống chọc thủng sàn Vn tính sau: 1/3  f  Vn  Vc  0.79k (100  )  cu  bo d  25  1/3 Với (5) f cu : Cường độ chịu nén đặc trưng bê tông (mẫu lập phương) (MPa) bo: chu vi tiết diện nguy hiểm b  d: chiều cao làm việc sàn  d    c1  c2   12d  (mm2)  dx  d y   ; k  400 / d   : hàm lượng cốt thép chịu kéo  0.0015    0.03 H2.2 Tiết diện nguy hiểm theo tiêu chuẩn BS 8110-97 Trang Tiêu chuẩn FIB 1999 2.4 H2.3 Dạng vết nứt điển hình mặt sàn H2.4 Mặt phá hoại điển hình chọc thủng theo tiêu chuẩn FIB 1999  Khả chống chọc thủng sàn Vn khơng có cốt thép chịu cắt: Vn  Vc  0.12 (100 fck )1/3 bo d Với: (6)    200 / d  : hàm lượng cốt thép chịu kéo  Khả chống chọc thủng sàn Vn có cốt thép chịu cắt:  Av f yt d 200  1/3 Vn  Vc  0.09 1   (100  f ck ) bo d  1.5 d  s  2.5 Phương pháp dàn ảo lưới không gian phi tuyến (NGSTM) (7) Mơ hình dàn ảo trình bày tiêu chuẩn thiết kế hành xem phương pháp hiệu cho việc phân tích thiết kế cấu kiện bê tơng cốt thép có vùng ứng suất phức tạp Tuy nhiên, việc áp dụng cịn hạn chế khơng rõ ràng việc lựa chọn mơ hình dàn ảo phù hợp với cấu kiện thực tế bị giới hạn phạm vi phân tích thiết kế cho cấu kiện dạng phẳng, khơng thích hợp cho dạng ứng xử khơng gian Do đó, mơ hình dàn ảo lưới không gian nghiên cứu để khắc phục khó khăn nêu Trong phần này, phương pháp xây dựng mơ hình hình học dàn ảo lưới khơng gian, phương pháp xác định cường độ hiệu chống, giằng vùng nút; phương pháp xác định độ cứng chống giằng, phương pháp xác định diện tích lớn chống bê tơng, quy trình phân tích thiết kế cấu kiện bê tông cốt thép phương pháp dàn ảo lưới khơng gian phi tuyến trình bày cụ thể Trang H3.3 Bố trí thiết bị thí nghiệm nhóm S Ghannoum (5) mẫu thí nghiệm nhóm P thực Alexander and Simmonds Thí nghiệm khảo sát ảnh hưởng khoảng cách đặt cốt thép chịu uốn lớp bề dày lớp bê tông bảo vệ Cách bố trí hệ thống thí nghiệm tương tự thí nghiệm nhóm S cố định điểm sàn giằng thép, đồng thời tác dụng lực lên cột kích thủy lực Lớp bê tông bảo vệ mẫu P11 11 mm, P19 19 mm Hình dạng mẫu cách bố trí cốt thép thể hình H3.4 đến H3.6 H3.4 Thí nghiệm nhóm P Alexander and Simmonds (a) P11S150, P19S150 (b) P19S75 (c) P11S150, P19S150 H3.5 Bố trí thép lớp thí nghiệm nhóm P Alexander and Simmonds Trang 20 H3.6 Bố trí thép lớp thí nghiệm nhóm P Alexander and Simmonds Yamada đồng thực thí nghiệm nhóm T K để khảo sát ảnh hưởng tỉ lệ cốt thép chịu cắt, hình dạng cốt thép chịu cắt, tỉ lệ cốt thép chịu uốn vùng nén vùng kéo đến khả chịu lực liên kết sàn-cột Cột đỡ trực tiếp sàn thí nghiệm tải trọng tập trung tác dụng qua truyền tải mặt sàn mẫu nhóm T gia cường thép chịu cắt dạng mũ (Hat–type) mẫu nhóm K gia cường thép chịu cắt dạng móc Hình dạng mẫu thí nghiệm chi tiết cốt thép thể hình H3.7 H3.8; hình dạng thép chịu cắt thể hình H3.9 H3.10 H3.7 Mẫu thí nghiệm nhóm T K Yamada (a) Bố trí cốt thép cho thí nghiệm loại T (b) Bố trí cốt thép cho thí nghiệm loại K H3.8 Bố trí cốt thép cho thí nghiệm nhóm T K Yamada Trang 21 H3.9 Thép chịu cắt loại Hat-type H3.10 Thép chịu cắt loại móc (7) Ebead and Marzouk bố trí thí nghiệm sử dụng kim loại bu lông để khảo sát khả chịu cắt mẫu liên kết sàn-cột tải trọng thẳng đứng; mẫu P_05% P_1.0% đánh giá, so sánh cho thấy cường độ chống cắt liên kết tăng tăng hàm lượng cốt thép chịu uốn vùng kéo Thí nghiệm thực cách tác dụng lực thẳng đứng lên cột, gối tựa đặt biên sàn Hình dạng chi tiết mẫu thí nghiệm thể hình H3.11 H3.12 H3.11 Hình dạng thí nghiệm nhóm Ref Ebead and Marzouk H3.12 Bố trí cốt thép thí nghiệm nhóm Ref Ebead and Marzouk Trang 22 Bảng T3.1 Đặc trưng kết thí nghiệm liên kết sàn – cột chịu tải trọng đứng Authors Specimens fck Slab size Column size d ρt ρyt VTest (MPa) (mm) (mm) (mm) (%) (%) (kN) S1-U 37.20 S2-U 57.10 S3-U 67.10 Ghannoum 301 363 0.96 443 2300×2300 225×225 110 - S1-B 37.20 317 S2-B 57.10 S3-B 67.10 P11S150 33.20 Alexander and P19S150 26.00 Simmonds P19S75 26.00 P19S50 26.00 T1 21.58 - 441 T2 23.35 0.51 600 T3 23.74 0.75 727 1.92 447 485 134 0.52 257 0.55 2750×2750 200×200 258 - 126 167 0.88 258 1.22 319 1.23 T4 24.43 0.97 697 T5 22.66 1.27 762 T6 24.33 1.53 735 K1 26.00 - 658 K2 27.17 0.25 950 K3 25.90 0.5 1183 K4 27.37 0.55 1153 K5 26.00 1.11 1440 K6 26.39 0.99 1274 K7 27.76 1.98 1498 Ref-P-0.5% 37.00 Yamada 2000×2000 300×300 et al Ebead and Marzouk 164 115 1900×1900 Ref-P-1.0% 1.53 0.50 250×250 33.00 312 - 110 1.00 420 d: chiều dày hiệu sàn;t: hàm lượng (%) cốt thép chịu uốn;yt: hàm lượng (%) cốt thép chịu cắt Kết 3.2 3.2.1 Tiêu chuẩn ACI 318-05 - MẪU T-1 bo  2(c1  c2 )  4d   (300  300)  167  1868mm Vn  Vc  f c' bo d   21.58 1868 167  483.1kN Vn  Vc  1   4 '    f c bo d       21.58 1868 167  724.6kN 12  c  12  1 Trang 23 Vn  Vc  sd  ' 1  40 167  2  f c bo d       21.58 1868 167  673.4kN 12  bo  12  1868  Do cường độ chịu cắt mẫu T1 483.1 kN, giá trị nhỏ giá trị Bảng T3.2 Kết theo tiêu chuẩn ACI 318-05 Authors Specimens fck bo ρyt VTest VACI (MPa) (mm) (%) (kN) (kN) S1-U 37.20 301 299.7 S2-U 57.10 363 371.3 S3-U 67.10 443 402.5 Ghannoum 1400 - S1-B 37.20 317 299.7 S2-B 57.10 447 371.3 S3-B 67.10 485 402.5 P11S150 33.20 257 343.8 Alexander P19S150 26.00 258 279.3 and Simmonds P19S75 26.00 258 279.3 P19S50 26.00 319 279.3 T1 21.58 - 441 483.1 T2 23.35 0.51 600 753.7 T3 23.74 0.75 727 760.0 T4 24.43 0.97 697 770.9 T5 22.66 1.27 762 742.5 T6 24.33 1.53 735 769.4 K1 26.00 - 658 517.4 K2 27.17 0.25 950 793.3 K3 25.90 0.5 1183 774.5 K4 27.37 0.55 1153 796.2 K5 26.00 1.11 1440 776.0 K6 26.39 0.99 1274 781.8 K7 27.76 1.98 1498 801.9 Ebead Ref-P-0.5% 37.00 312 340.4 and Marzouk Ref-P-1.0% 420 303.3 Yamada 1376 1344 1920 et al - 1500 - 33.00 MẪU T-2 bo  2(c1  c2 )  4d   (300  300)  167  1868mm 1 Vn  Vc  Vs  f c' bo d  23.35 1868 167  753.7kN 2 Vc  f c' bo d  23.35 1868 167  251.2kN Trang 24 Vs  Av f yt d s  1241 361167  534.4kN 140 Vc  Vs  251.2  534.4  785.6kN Vậy cường độ chịu cắt mẫu T2 785.6 kN 3.2.2 - Tiêu chuẩn BS 8110-97 MẪU T1 bo  2(c1  c2 )  12d   (300  300)  12 167  3204mm Vn  Vc  0.79k 100  1/3 1/3 1/4 1/3 1/3  21.58 / 0.8   fcu   400    100  0.0123     3204 167  577.9kN   bo d  0.79    167   25   25  Do cường độ chịu cắt mẫu T1 theo BS 8110-97 577.9 kN Bảng T3.3 Kết theo tiêu chuẩn BS 8110-97 Authors Specimens fck bo ρt ρyt VTest VBS (MPa) (mm) (%) (%) (kN) (kN) 301 323.2 363 372.8 443 393.4 317 407.2 447 469.7 485 495.7 257 319.0 258 274.7 0.88 258 321.3 1.22 319 358.2 S1-U 37.20 S2-U 57.10 S3-U 67.10 Ghannoum Alexander 0.96 2400 S1-B 37.20 S2-B 57.10 S3-B 67.10 P11S150 33.20 P19S150 26.00 1.92 2528 0.52 0.55 and Simmonds P19S75 26.00 2432 P19S50 26.00 T1 21.58 - 441 577.9 T2 23.35 0.51 600 593.3 T3 23.74 0.75 727 596.6 1.23 T4 24.43 0.97 697 602.3 T5 22.66 1.27 762 587.4 T6 24.33 1.53 735 601.5 K1 26.00 - 658 645.1 K2 27.17 0.25 950 654.6 K3 25.90 0.5 1183 644.2 K4 27.37 0.55 1153 656.2 K5 26.00 1.11 1440 645.1 K6 26.39 0.99 1274 648.3 K7 27.76 1.98 1498 659.3 Ebead Ref-P-0.5% 37.00 312 287.7 and Marzouk Ref-P-1.0% 420 329.0 Yamada 3360 et al 1.53 0.50 2500 33.00 1.00 Trang 25 3.2.3 - Tiêu chuẩn FIB 1999 MẪU T1 bo  2(c1  c2 )  4 d   (300  300)    167  3299mm  200  1/3 1/3 Vn  Vc  0.12 100 fck  bo d  0.12  1    100  0.0123  21.58  3299 167  413.0kN 167   Vậy khả chống chọc thủng mẫu T1 theo FIB 1999 413.0 kN Bảng T3.4 Kết theo tiêu chuẩn FIB 1999 Authors Specimens fck bo ρt ρyt VTest VFIB (MPa) (mm) (%) (%) (kN) (kN) 301 233.0 363 268.8 443 283.6 317 293.5 447 338.6 485 357.3 257 229.3 258 197.7 0.88 258 231.2 1.22 319 257.8 S1-U 37.20 S2-U 57.10 S3-U 67.10 Ghannoum Alexander 0.96 2282 S1-B 37.20 S2-B 57.10 S3-B 67.10 P11S150 33.20 P19S150 26.00 1.92 2484 0.52 0.55 and Simmonds P19S75 26.00 2383 P19S50 26.00 T1 21.58 - 441 413.0 T2 23.35 0.51 600 1119.6 T3 23.74 0.75 727 1501.1 3299 1.23 T4 24.43 0.97 697 1719.1 T5 22.66 1.27 762 2129.9 T6 24.33 1.53 735 2637.4 K1 26.00 - 658 461.0 K2 27.17 0.25 950 709.4 K3 25.90 0.5 1183 1062.3 K4 27.37 0.55 1153 1078.4 K5 26.00 1.11 1440 1799.1 K6 26.39 0.99 1274 1721.9 K7 27.76 1.98 1498 3102.3 Ebead Ref-P-0.5% 37.00 312 206.9 and Marzouk Ref-P-1.0% 420 236.9 Yamada et al - 3261 2445 1.53 0.50 - 33.00 2382 1.00 MẪU T2 Trang 26  Av f yt d 200  1/3 Vn  Vc  Vs  0.09 1   100  f ck  bo d  1.5 d  s   200  1241 361167 1/3  0.09  1   1119.6kN   100  0.0123  23.35   3299 167  1.5  167  140  Vậy khả chống chọc thủng mẫu T2 theo FIB 1999 1119.6 kN 3.2.4 Phương pháp dàn ảo lưới khơng gian phi tuyến Mơ hình phần tử hữu hạn khối bê tông (không cốt thép) không gian cho mẫu thí nghiệm liên kết sàn-cột Ghannoum S1-U thể hình H3.13 Tải trọng tác dụng gán vào nút phần tử vị trí đặt lực thẳng đứng Điều kiện biên gối di động đặt chân cột dưới, gối cố định tim cột Hình H3.14 cho thấy trường ứng suất nén từ kết phân tích đàn hồi tuyến tính phần tử hữu hạn khối không gian mẫu S1-U H3.13 Mơ hình PTHH 3D mẫu S1-U (khơng cốt thép) H3.14 Ứng suất phần tử mẫu S1-U Mơ hình dàn ảo lưới khơng gian lựa chọn hình H3.15 Lớp bê tơng bảo vệ sàn theo trục x trục z 34.5mm, theo phương y sàn 40mm 20mm Lớp bê tông bảo vệ cột theo trục x z 25mm, trục y 160 mm Xét đến kích thước sàn cột, chọn tỉ lệ kích thước dàn theo trục x trục y 1:1.6 cho cột 1:1.9 cho sàn, mô hình dàn ảo khơng gian gồm 3048 phần tử Để mô tải trọng truyền qua đặt tải, tải trọng gán phân bố nút xung quanh đặt tải mơ hình dàn ảo Điều kiện biên mơ hình dàn liên kết khớp chân cột dàn H3.15 Mơ hình dàn ảo lưới khơng gian mẫu S1-U Trong phân tích phi tuyến, tải trọng phá hoại mơ hình dàn ảo xác định dựa kết phân tích mơ hình dàn ảo lưới không gian chịu tải trọng lớn Trong 40 cấp gia tăng tải trọng, tập tin stout06-stability cấp tải trọng xảy ổn định, cấp giá trị sai lệch so với cấp trước lớn 100 lần Và tập tin stout06 failure –st cấp tải trọng thép chảy Trang 27 dẻo, cấp nhỏ cấp phá hoại xác định stout06-stability Tiết diện ngang cho phép chống đạt lớn tải tác dụng 75% tải trọng phá hoại từ thực nghiệm (301 kN) dàn bị ổn định bước 37 40 cấp gia tăng tải trọng; tải cực hạn mẫu S1-U 214.46 kN, tương đương 71% tải phá hoại thực nghiệm Hình H3.25 thể kích thước mơ hình dàn ảo lưới khơng gian phi tuyến tính tác dụng tải trọng lớn H3.16 Tiết diện chống ứng với tải trọng phá hoại mẫu S1-U Thực tương tự cho mẫu thí nghiệm nhóm P từ hình H3.17 đến hình H3.19 H3.17 Mơ hình PTHH 3D mẫu P11S150 H.3.18 Ứng suất phần tử mẫu P11S150 H3.19 Mơ hình dàn ảo lưới không gian mẫu P11S150 Trang 28 H.20 Tiết diện chống ứng với tải trọng phá hoại mẫu P11S150 Thực tương tự cho mẫu thí nghiệm nhóm T K hình H3.21 đến hình H3.24 H3.21 Mơ hình PTHH 3D mẫu T1 H.22 Ứng suất phần tử mẫu T1 H.23 Mơ hình dàn ảo lưới khơng gian mẫu T1 Trang 29 H3.24 Tiết diện chống ứng với tải trọng phá hoại mẫu T1 Thực tương tự cho mẫu thí nghiệm nhóm Ref hình H3.25 đến hình H3.27 H3.25 Mơ hình PTHH 3D mẫu Ref_P_0.5% H3.26 Ứng suất phần tử mẫu Ref_P_0.5% Trang 30 H3.27 Mơ hình dàn ảo lưới khơng gian mẫu Ref_P_0.5% H3.28 Tiết diện chống ứng với tải trọng phá hoại mẫu Ref_P_0.5% Kết tính tốn cường độ giới hạn liên kết sàn – cột sử dụng mơ hình dàn ảo lưới khơng gian phi tuyến trình bày bảng T3.5 3.3 Nhận xét kết Cường độ tới hạn liên kết sàn-cột tác dụng tải trọng đứng trình bày chương báo tính tốn phương pháp khác Kết tính tốn trình bày bảng T3.6 Kết tính tốn cường độ tới hạn theo tiêu chuẩn ACI 318-05, tiêu chuẩn BS 8110-97, tiêu chuẩn FIB 1999, NGSTM cho giá trị trung bình 0.92, 0.90, 1.23, 0.86; độ lệch chuẩn: 0.212, 0.260, 0.788, 0.173 Qua ta thấy tiêu chuẩn FIB 1999 có kết tương đối lớn so với kết thí nghiệm (1.23) có độ tin cậy thấp (độ lệch chuẩn lớn 0.788) so với phương pháp lại Trong đó, tiêu chuẩn ACI 318-05, BS 8110-97, NGSTM có độ tin cậy tương đối cao kết tính tốn gần với kết thí nghiệm thiên an tồn, thể hình H3.29 Trong tất phương pháp, NGSTM cho thấy phương pháp có kết an toàn tin cậy (độ lệch chuẩn nhỏ 0.173) Trang 31 Bảng T3.5 Kết theo phương pháp dàn ảo lưới không gian phi tuyến Failure Authors Specimens Iter Ptest(kN) Pmax(kN) stout06_failure_st stout06_stability model Pcal (kN) Pcal/Ptest S1-U 317 225.75 - 38 S 214.46 0.71 S2-U 301 304.92 - 35 S 266.81 0.74 S3-U 447 345.54 - - S 345.54 0.78 S1-B 363 247.26 - 37 S 228.72 0.72 S2-B 485 312.9 - - S 312.90 0.70 S3-B 443 363.75 - - S 363.75 0.75 P11S150 257 239.01 39 - T 233.03 0.91 P19S150 319 197.78 - 37 S 182.95 0.57 P19S75 258 193.5 - - S 193.50 0.75 P19S50 258 193.5 36 38 T 174.15 0.68 T1 658 471.87 - - S 471.87 1.07 T2 950 672 - - S 672.00 1.12 T3 1183 727 - - S 727.00 1.00 T4 1153 745.79 - - S 745.79 1.07 T5 1440 716.28 - - S 716.28 0.94 T6 1274 808.5 - - S 808.50 1.10 K1 1498 592.2 - - S 592.20 0.90 K2 441 1140 - - S 1140.00 1.20 K3 600 1112.02 - - S 1112.02 0.94 K4 727 1176.06 - - S 1176.06 1.02 K5 697 1123.2 - - S 1123.20 0.78 K6 762 1146.6 - - S 1146.60 0.90 K7 735 1198.4 - - S 1198.40 0.80 Ebead Ref-P-0.5% 312 274.56 40 31 S 212.78 0.68 and Marzouk Ref-P-1.0% 420 273 - 38 S 259.35 0.62 Ghannoum Alexander and Simmonds Yamada et al *****S - strut failure; T- rebar yielding********* H3.29 So sánh kết tính toán từ phương pháp Trang 32 Bảng T3.6 Tổng hợp kết theo phương pháp Authors Specimens VACI/VTest VBS/VTest VFIB/VTest VNL_STM/VTest S1-U 1.00 1.07 0.77 0.71 S2-U 1.02 1.03 0.74 0.74 S3-U 0.91 0.89 0.64 0.78 S1-B 0.95 1.28 0.93 0.72 S2-B 0.83 1.05 0.76 0.70 S3-B 0.83 1.02 0.74 0.75 P11S150 1.34 1.24 0.89 0.91 Alexander P19S150 1.08 1.06 0.77 0.57 and Simmonds P19S75 1.08 1.25 0.90 0.75 P19S50 0.88 1.12 0.81 0.68 T1 1.10 1.31 0.94 1.07 T2 1.26 0.99 1.87 1.12 T3 1.05 0.82 2.06 1.00 T4 1.11 0.86 2.47 1.07 T5 0.97 0.77 2.80 0.94 T6 1.05 0.82 3.59 1.10 K1 0.79 0.98 0.70 0.90 K2 0.84 0.69 0.75 1.20 K3 0.65 0.54 0.90 0.94 K4 0.69 0.57 0.94 1.02 K5 0.54 0.45 1.25 0.78 K6 0.61 0.51 1.35 0.90 K7 0.54 0.44 2.07 0.80 Ebead Ref-P-0.5% 1.09 0.92 0.66 0.68 and Marzouk Ref-P-1.0% 0.72 0.78 0.56 0.62 Average 0.92 0.90 1.23 0.86 Standard Deviation 0.212 0.260 0.788 0.173 Ghannoum Yamada et al Kết luận kiến nghị Trong nghiên cứu này, 25 mẫu thí nghiệm liên kết sàn – cột bê tông cốt thép gia tải trọng đứng đến phá hoại tính tốn tiêu chuẩn ACI 318-05, BS 8110-97, FIB 1999 NGSTM Kết so sánh phân tích để rút kết luận sau đây: - Tiêu chuẩn FIB 1999 đưa kết có độ tin cập thấp giá trị thiên khơng an tồn Tiêu chuẩn ACI 318-05, BS 8100-97, NGSTM đưa kết có độ tin cậy cao giá trị thiên an tồn, NGSTM có kết tốt Phương pháp dàn ảo lưới không gian phi tuyến NGSTM cho thấy phương pháp thích hợp cho việc phân tích thiết kế liên kết sàn – cột bê tơng cốt thép nói riêng cấu kiện bê tơng cốt thép nói chung Trong báo cáo mới khảo sát liên kết tác dụng tải trọng đứng cho vị trí cột giữa, nghiên cứu khảo sát cho trường hợp tải đứng moment tác dụng đồng thời vị trí cột nằm biên góc Trang 33 TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] ACI Committee 318, Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-05) and Commentary (ACI 318R-05), Farmington Hills, Michigan, USA, 2005 [2] British Standards Institution, Structural Use of Concrete, BS 8110, Milton Keynes, UK, 1997 [3] International Federation for Structural Concrete, FIB Structural Concrete, Lausanne, Switzerland, 1999 [4] Carla M Ghannoum, “Effect of High-Strength Concrete on the Performance of Slab – Column Specimens”, MS Thesis, Department of Civil Engineering and Applied Mechanics, McGill University, Montreal, Canada, 1998 [5] Scott D B Alexander and Sidney H Simmonds, “Tests of Column-Flat Plate Connections”, ACI Structural Journal, Vol 89, No 5, pp 495-502, 1992 [6] Tetsuya Yamada, Antonio Nanni and Katsushiko Endo, “Punching Shear Resistance of Flat Slabs: Influence of Reinforcement Type and Ratio, ACIStructural Journal, Vol 88, No.4, pp 555-563, 1992 [7] U Ebead and H Marzouk, “Strengthening of Two-Way Slabs Subjected to Moment and Cyclic Loading”, ACI Structural Journal, Vol 99, No 4, pp 435-444, 2002 [8] William, K J., and E.P Warnke (1975): Constitutive Models for the Triaxial Behavior of Concrete, Int Assoc Bridge Struct Eng Sem Concr Struct Subjected Triaxial Stresses, Bergamo, Italy, 1974, Int Assoc Bridge Struct Eng Proc Vol 19, pp 1-30, 1975 [9] Yun, Y M., “Design and Analysis of 2-D Structural Concrete with Strut-Tie Model”, Ph.D Thesis, School of Civil Engineering, Purdue University, West Lafayette, Indiana, USA, 1994 [10] Yun Y M and Kim B H., “Two Dimensional Grid Strut-Tie Model Approach for Structural Concrete”, Journal of Structural Engineering, ASCE, In Press [11] 김병헌, “철근콘크리트부재의설계를위한격자스트럿-타이모델방법”, 박사학위논문, 경북대학교토목공학과, 2004 [12] Yun, Y M., "Nonlinear Strut-Tie Model Approach for Structural Concrete", ACI Structural Journal, Vol 97, No pp 581-590, 2000 [13] 유종구, 노상훈, “3 차원격자스트럿-타이모델을이용한슬래브-기둥접합부의극한강도평가”, 석사학위논문, 경북대학교토목공학과, 2008 Trang 34