Nghiên cứu thực nghiệm ứng xử của cột btct có cốt thép bị ăn mòn gia cường tấm cfrp chịu nén lệnh tâm

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA TP.HCM NGUYỄN THANH LỘC NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ỨNG XỬ CỦA CỘT BTCT CÓ CỐT THÉP BỊ ĂN MÒN GIA CƯỜNG TẤM CFRP CHỊU NÉN LỆNH TÂM Chuyên ngành : Kỹ Thuật Xây Dựng Mã số : 8580201 LUẬN VĂN THẠC SĨ TP HỒ CHÍ MINH, tháng năm 2023 CƠNG TRÌNH ĐƯỢC HỒN THÀNH TẠI TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH Cán hướng dẫn : PGS TS Nguyễn Minh Long Cán chấm nhận xét 1: PGS TS Đào Đình Nhân Cán chấm nhận xét 2: PGS TS Ngô Hữu Cường Luận văn thạc sĩ bảo vệ Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG Tp HCM vào ngày 13 tháng năm 2023 Thành phần Hội đồng đánh giá Luận văn thạc sĩ gồm: Chủ tịch: PGS.TS Nguyễn Đỗ Văn Vương Thư ký: TS Liêu Xuân Quí Phản biện 1: PGS TS Đào Đình Nhân Phản biện 2: PGS TS Ngô Hữu Cường Ủy viên: TS Nguyễn Hồng Ân CHỦ TỊCH HỘI ĐỒNG TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG PGS.TS Nguyễn Đỗ Văn Vương ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP.HCM CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA Độc Lập - Tự Do - Hạnh Phúc NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ Họ tên học viên: NGUYỄN THANH LỘC MSHV: 1970676 Ngày, tháng, năm sinh: 08/12/1991 Nơi sinh: Bà Rịa_Vũng Tàu Chuyên ngành: Kỹ Thuật Xây Dựng Mã số: 8580201 I TÊN ĐỀ TÀI NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ỨNG XỬ CỦA CỘT BTCT CĨ CỐT THÉP BỊ ĂN MỊN GIA CƯỜNG TẤM CFRP CHỊU NÉN LỆCH TÂM “Experimental Research Of RC Columns With Corroded Reinforcement Strengthened By CFRP Composite Under Eccentric Loading” II NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG Đánh giá kiểm chứng tính xác phạm vi sử dụng số hướng dẫn thiết kế hành cho trường hợp cột BTCT bị ăn mòn gia cường CFRP chịu nén có độ lệch tâm khác III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ :14/02/2022 IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ : 13/6/2023 V HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: PGS.TS Nguyễn Minh Long i Tp HCM, ngày tháng năm 2023 CÁN BỘ HƯỚNG DẪN CHỦ NHIỆM BỘ MÔN ĐÀO TẠO PGS TS Nguyễn Minh Long TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG ii LỜI CẢM ƠN Luận văn phần đề tài cấp Quốc Gia loại B: “PHỤC HỒI KHẢ NĂNG CHỊU NÉN LỆCH TÂM CỦA CỘT BÊ TƠNG CỐT THÉP CĨ CỐT THÉP BỊ ĂN MỊN BẰNG VẬT LIỆU SỢI COMPOSITE (FRP)” Tồn số liệu hình ảnh thí nghiệm sử dụng luận văn lấy từ đề tài đồng ý chủ nhiệm đề tài PGS.TS Nguyễn Minh Long Trước tiên, Tôi xin chân thành bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến Thầy PGS.TS Nguyễn Minh Long Thầy hướng dẫn phương pháp tiếp cận nghiên cứu Thầy có nhiều ý kiến đóng góp q báu giúp đỡ tơi nhiều suốt chặng đường vừa qua Tôi xin chân thành cảm ơn quý Thầy Cô Khoa Kỹ thuật Xây dựng, trường Đại học Bách Khoa Tp.HCM tận tình giảng dạy truyền đạt kiến thức cho suốt khóa Cao học vừa qua Tơi xin gửi lời cảm ơn đến anh chị em Phịng thí nghiệm Kết cấu Cơng trình (BKSEL), Khoa Kỹ thuật Xây dựng, trường Đại học Bách Khoa Tp.HCM nhiệt tình hỗ trợ giúp tơi hồn thành nghiên cứu cách tốt Mặc dù thân cố gắng nghiên cứu hồn thiện, nhiên khơng thể khơng có thiếu sót định Kính mong q Thầy Cô dẫn thêm để bổ sung kiến thức hồn thiện thân Xin trân trọng cảm ơn quý Thầy Cô Tp HCM, ngày 13 tháng năm 2023 Nguyễn Thanh Lộc iii TÓM TẮT LUẬN VĂN THẠC SĨ Việc sử dụng Carbon Fiber Reinforced Polymer (CFRP) để phục hồi cải thiện khả chịu lực cho cột bê tông cốt thép (BTCT) có cốt thép bị ăn mịn mơi trường nhiều nghiên cứu đề cập, nhiên, nghiên cứu dừng lại kiểu ứng xử nén tâm Trong thực tế, cột kết cấu cơng trình hầu hết có ứng xử chịu nén lệch tâm Khác với cột nén tâm, tượng biến dạng không lưới CFRP gia cường, ứng xử nén lệch tâm cột làm giảm hiệu gia cường kháng nở hông lưới CFRP, tác động bất lợi đến khả chịu lực cột Tuy nhiên, chưa thấy có nghiên cứu đề cập đến đến ứng xử cột BTCT có cốt thép bị ăn mịn, gia cường CFRP chịu tải trọng nén lệch tâm thời điểm Đặc biệt, thiếu hụt số liệu nghiên cứu cho trường hợp cột BTCT có cốt thép bị ăn mịn gia cường CFRP, gần nguyên nhân dẫn đến việc thiếu vắng hồn tồn điều khoản tính tốn cụ thể dành cho loại cấu kiện quan trọng này, tiêu chuẩn thiết kế gia cường kết cấu dùng vật liệu CFRP hành, cụ thể ACI 440.2R (2017) Nghiên cứu khảo sát thực nghiệm 24 cột bê tơng cốt thép có kích thước (200x200x800)mm, bố trí cốt thép dọc 4Φ16 cốt thép đai Φ6, có cốt thép dọc cốt thép đai bị ăn mòn theo mức độ (loại A: Cốt thép khơng bị ăn mịn; Loại B:cốt đai bị ăn mịn 15%; Loại C: Cốt đai cốt dọc bị ăn mòn 15%; Loại D: cốt đai bị ăn mòn 15% cốt dọc bị ăn mòn 30%), gia cường CFRP với số lớp gia cường khác (0, lớp) Được tiến hành nén lệch tâm với giá trị e=25mm (e/h=0.125) e=75mm (e/h=0.375) Đối với nhóm cột có cốt thép bị ăn mịn, chịu nén lệch tâm, khơng gia cường CFRP, kết từ thực nghiệm nhỏ so với kết dự đoán từ tiêu chuẩn ACI 440.2R-17 hệ số an tồn (Safety Factor) SF 1 Nhóm cột có độ lệch tâm e lớn, có số lớp gia cường lớn hiệu gia cường CFRP cao so với cột có độ lệch tâm e nhỏ iv ABSTRACT The use of Carbon Fiber Reinforced Polymer (CFRP) panels to restore or improve the bearing capacity of reinforced concrete columns with reinforcement corroded by the environment has been mentioned by many studies, however, studies have only stopped at the right-centered compression behavior In fact, most columns in building structures have eccentric compression behavior Unlike centric compression columns, the phenomenon of uneven deformation of the reinforced CFRP mesh, due to the eccentric compression behavior of the column, reduces the effectiveness of the CFRP mesh's anti-expansion reinforcement, and has a negative impact on the loadbearing capacity of column However, there has not been any research that has mentioned the behavior of reinforced concrete columns with corroded steel reinforced with CFRP panels subjected to eccentric compressive loads until now In particular, the lack of research data for the case of reinforced concrete columns with corroded steel reinforced with CFRP panels is almost the main reason leading to the complete lack of specific calculation provisions for this important type of structure, in the current structural reinforcement design standards using CFRP materials, specifically ACI 440.2R (2017) This study experimentally investigated on 24 reinforced concrete columns with dimensions (200x200x800)mm, arranged with 4Φ16 longitudinal reinforcement and Φ6 stirrup reinforcement, with longitudinal and stirrup reinforcement corroded according to different levels ( Type A: Non-corroded steel; Type B: 15% corroded stirrup; Type C: 15% corroded stirrup and longitudinal reinforcement; Type D: 15% corroded stirrup and corroded longitudinal reinforcement 30% wear), reinforced with CFRP panels with different numbers of reinforcement layers (0, and layers) Eccentric compression was performed with values e=25mm (e/h=0.125) and e=75mm (e/h=0.375) For groups of columns with corroded reinforcement, subjected to eccentric compression, and not reinforced with CFRP, the experimental results are smaller than the predicted results from the ACI 440.2R-17 safety factor standard ( Safety Factor) v SF 1 In the group of columns with large eccentricity e, the greater the number of reinforcement layers, the more effective the CFRP reinforcement is compared to columns with small eccentricity e vi LỜI CAM ĐOAN Tơi xin cam đoan cơng việc thực hướng dẫn Thầy PGS.TS Nguyễn Minh Long Các kết Luận văn thật chưa công bố nghiên cứu khác Tôi xin chịu trách nhiệm công việc thực Tp HCM, ngày 13 tháng năm 2023 Nguyễn Thanh Lộc vii MỤC LỤC NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ i LỜI CẢM ƠN iii TÓM TẮT LUẬN VĂN THẠC SĨ iv LỜI CAM ĐOAN vii MỤC LỤC viii DANH MỤC HÌNH ẢNH xi DANH MỤC BẢNG BIỂU xii DANH MỤC KÝ HIỆU VÀ TỪ VIẾT TẮT xiii CHƯƠNG ĐẶT VẤN ĐỀ .1 CHƯƠNG TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU 2.1 TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU NGỒI NƯỚC .5 2.1.1 Các nghiên cứu ứng xử nén tâm cột BTCT gia cường FRP .5 2.1.2 Các nghiên cứu ứng xử nén lệch tâm cột BTCT gia cường FRP .6 2.1.3 Các nghiên cứu ứng xử nén tâm cột BTCT gia cường FRP liên quan đến vấn đề ăn mòn cốt thép 2.1.4 Các nghiên cứu ứng xử nén lệch tâm cột BTCT gia cường FRP liên quan đến vấn đề ăn mòn cốt thép 10 2.2 CƠNG TRÌNH NGHIÊN CỨU TRONG NƯỚC 11 CHƯƠNG MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU 12 3.1 MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU .12 3.2 Ý NGHĨA NGHIÊN CỨU 12 3.2.1 Ý nghĩa khoa học 12 3.2.2 Ý nghĩa thực tiễn 13 3.3 NỘI DUNG NGHIÊN CỨU 15 CHƯƠNG CHƯƠNG TRÌNH THỰC NGHIỆM 16 4.1 VẬT LIỆU 16 viii PHỤ LỤC TÍNH TỐN Chi tiết tính tốn biểu đồ tương tác (P-M) Các thơng số tiết diện, vật liệu trình bày CHƯƠNG Chi tiết quy trình tính tốn cho cột B13C75: Quy trình Tính tốn chi tiết Bước 1: xác định điểm A Biến dạng hữu hiệu FRP Biến dạng hữu hiệu FRP cho điểm A:  fe = k   fu εfe= 0.55×0.017=0.0094 Ứng suất bó hơng FRP fl = 2n f t f E f  fe D D = b2 + h2 fl  0.08 Ok f c' fl =   0.167  247000  0.0094 = 8.181( MPa ) 282.8 D = 2002 + 2002 = 282.8 ( mm ) Kiểm tra tỷ số bó hông: fl 8.181 = = 0.178  0.08 Ok f c' 45.9 Cường độ chịu nén lớn bê tơng bó hơng 64 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình Ae = Ag  b  h 2   h  ( h − 2rc ) +  b  ( b − 2rc )       − 1−  g Ag − g A a =  e A  g   b 2    (cho tiết diện chữ nhật)  h  f = f + 3.3  f   a  fl ' cc ' c Tính tốn chi tiết  200   200  2   200  ( 200 −  20 ) +  200  ( 200 −  20 )       − 0.02 1−  Ae  40000 = = 0.565 Ag − 0.02  200   a = 0.565   = 0.565  200  Cường độ chịu nén tối đa bê tơng chịu bó hơng: fcc' = 45.9 + 3.3  0.95  0.565  8.181 = 60.4 ( MPa ) Kiểm tra ứng suất dọc trục bê tơng bó hơng A b =  e A  g  ccu   h 2    (cho tiết diện chữ nhật)  b  0.45  fl   fe   ' =  c 1.5 + 12 b '  '    0.01 fc   c      200   b = 0.565   = 0.565  200   ccu 0.45   0.0094   = 0.002  1.5 + 12  0.565  0.178     = 0.0078  0.01 Ok  0.002    Khả chịu nén dọc trục danh định  Pn ( A ) =  0.8 0.85 f ' cc (A g − Ast ) + f y Ast   Pn ( A) = 1 0.8  0.85  60.4  ( 200  200 − 804 ) + 350  804 10−3 = 1835 ( kN ) 65 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình Tính tốn chi tiết Bước 2: xác định điểm B Biến dạng hữu hiệu FRP Biến dạng hữu hiệu FRP cho điểm A:  fe = 0.55  0.017 = 0.0094  0.004   fe = 0.004  fe = k   fu  0.004 Ứng suất bó hông FRP fl = 2n f t f E f  fe fl =   0.167  247000  0.004 = 3.50 ( MPa ) 282.8 D = 2002 + 2002 = 282.8 ( mm ) D D = b2 + h2 Kiểm tra tỷ số bó hơng: fl  0.08 Ok f c' fl 3.50 = = 0.0762  0.08 (cần tăng số lớp FRP) f c' 45.9 Cường độ chịu nén lớn bê tơng bó hơng Ae = Ag  b  h 2   h  ( h − 2rc ) +  b  ( b − 2rc )       − 1−  g Ag − g  200   200  2   200  ( 200 −  20 ) +  200  ( 200 −  20 )       − 0.02 1−  Ae  40000 = = 0.565 Ag − 0.02  200   a = 0.565   = 0.565  200  66 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình A a =  e A  g   b 2    (cho tiết diện chữ nhật)  h  Tính tốn chi tiết Cường độ chịu nén tối đa bê tơng chịu bó hông: fcc' = 45.9 + 3.3  0.95  0.565  3.50 = 52.1( MPa ) fcc' = f c' + 3.3  f   a  fl Kiểm tra ứng suất dọc trục bê tông  b = 0.565  200  = 0.565  200  bó hơng 0.45   0.0094    ccu = 0.002  1.5 + 12  0.565  0.0762    Ae   h    = 0.0044  0.01 Ok  0.002     b =     (cho tiết diện chữ nhật)  A  b   g Vị trí trục trung hịa 0.45   f   c = d = 162.0 (mm) (cho điểm B)  ccu =  c' 1.5 + 12 b l '  fe'    0.01 fc   c     52.1 − 45.9 E2 = = 1404.6 ( MPa ) 0.0044 Tính tốn hệ số cho điểm B E2 =  t' = f cc' − f c'  ccu f c' Ec − E2  t' =  45.9 = 0.003 32056 − 1404.6 yt = 162 0.003 = 110 ( mm ) 0.0044  124   s1 = 0.0044   = 0.00338  62  67 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình yt = c  t'  ccu Tính tốn chi tiết Trong đó: d1=62(mm); y1=124(mm) y  Biến dạng lớp thép 1:  s1 =  ccu  i  d Ứng suất thép lớp 1: f s1 = Es   si  f y y  Biến dạng lớp thép 2:  s =  ccu  i  d f s1 = 210000  0.00338 = 709.8  350  f s1 = 350 ( Mpa )  0  s = 0.0044   =  62  Trong đó: d2=-62(mm); y2=0(mm) f s = ( Mpa ) Ứng suất thép lớp 2: f s = Es   si  f y −b ( Ec − E2 )   ccu  A=   12 f c'  c  B= −200 ( 32056 − 1404.6 )  0.0044  A=   = −0.253 ( N / mm ) 12  45.9  162  Hệ số: b ( Ec − E2 )   ccu     c  B= 200 ( 32056 − 1404.6)  0.0044    = 83.4 ( MPa )  162  C = −200  45.9 = −9186 ( N / mm ) C = −b  f c' 68 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình D = b  c  f c' + b  c  E2 ( ccu ) −b ( Ec − E2 )   ccu  E=   16 f c'  c  2 D = 200  162  45.9 + 2    c  b h  ( E − E2 )   ccu  G = −  f c' + b  c −  c  2   c 2 200  ( 32056 − 1404.6 )  0.0044   F = 200 162 −     12  45.9   162  ( 32056 − 1404.6 )  0.0044  = 71.3 MPa +200 ( )    162  ( Ec − E2 )   ccu  200 162 1404.6 ( 0.0044 ) = 1588491( N ) −200 ( 32056 − 1404.6 )  0.0044  E=   = −0.19 ( N / mm ) 16  45.9  162  h  ( E − E2 )   ccu   F = bc −  c    12 f c'  c   +b Tính tốn chi tiết     200 200  ( 32056 − 1404.6 )  0.0044    G = − 45.9 + 200  162 −     = −9767 ( N / mm )    162     h H = b  f c'  c −   2 200   H = 200  45.9 162 −  = 569532 ( N )   bc ' h  bc E2 ' I= f c − bcf c  c −  +  ccu 2  I= − bcE2  h  c −   ccu  2 − 200  1622 200  200  1622  1404.6  45.9 − 200  162  45.9  162 − 0.0044 + 2   200  162  1404.6  200  162 −  0.0044 = 32.9 ( kNm ) 2   69 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình Khả chịu lực danh định Khả chịu Moment danh định:  E ( yt )4 + F ( yt )3 + G ( yt )2   M n ( B) =    + H ( yt ) + I +  Asi f si di  Khả chịu lực dọc danh định: Tính tốn chi tiết  −0.19 (110 )4 + 71.3 (110 )3 + −9767 (110 )2 + 569532 (110 )    10−6  M n ( B ) = 1  +32.9 +  ( 402  62  350 ) + ( 402  −62  )  = 53.2 ( kNm )  −0.253 (110 )3 + 83.4 (110 )2 + −9186 (110 ) + 1588491   10−3  Pn ( B ) =   +  ( 402  350 + 402  )  = 1392.2 ( kN )  A ( yt )3 + B ( yt )2 + C ( yt ) + D    Pn ( B ) =    +  Asi f si  Bước 3: xác định điểm C Tính tốn hệ số cho điểm C Vị trí trục trung hịa c=d E2 =  t' =  ccu (cho điểm C)  sy +  ccu f cc' − f c'  ccu f c' Ec − E2 Vị trí trục trung hịa c = 162 0.0044 = 117.6 ( mm ) 0.0017 + 0.0044 E2 = 52.1 − 45.9 = 1404.6 ( MPa ) 0.0044  t' =  45.9 = 0.003 32056 − 1404.6 70 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình yt = c  t'  ccu Tính tốn chi tiết yt = 117.6 y  Biến dạng lớp thép 1:  s1 =  ccu  i  d 0.003 = 79.9 ( mm ) 0.0044  95.6   s1 = 0.0044   = 0.00359  117.6  Trong đó: d1=117.6(mm); y1=95.6(mm) Ứng suất thép lớp 1: f s1 = Es   si  f y y  Biến dạng lớp thép 2:  s =  ccu  i  d Ứng suất thép lớp 2: f s = Es   si  f y f s1 = 210000  0.00359 = 753.9  350  f s1 = 350 ( MPa )  −28.4   s = 0.0017   = −0.0011  162 − 117.6  Trong đó: d2=-28.4(mm); y2=162-117.6=44.4(mm) Hệ số: f s = 210000  −0.0011 = −224 ( MPa )  350 −b ( Ec − E2 )   ccu  A=   12 f c'  c  2 −200 ( 32056 − 1404.6 )  0.0044  A=   = −0.48 ( N / mm ) 12  45.9  117.6  B= b ( Ec − E2 )   ccu     c  C = −b  f ' c B= 200 ( 32056 − 1404.6 )  0.0044    = 115 ( MPa )  117.6  71 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình D = b  c  f c' + −b ( Ec − E2 )   ccu    16 f c'  c  D = 200  117.6  45.9 + 2 −200 ( 32056 − 1404.6 )  0.0044  E=   = −0.36 ( N / mm ) 16  45.9  117.6     c  b h  ( E − E2 )   ccu  G = −  f c' + b  c −  c  2   c 2  h H = b  f c'  c −   2 I= bc ' h  bc E2  f c − bcf c'  c −  +  ccu 2  2 bcE2  h −  c −   ccu  2 Khả chịu lực danh định 200  ( 32056 − 1404.6 )  0.0044   F = 200 117.6 −     12  45.9   117.6  ( 32056 − 1404.6 )  0.0044  = 85.1 MPa +200 ( )    117.6  ( Ec − E2 )   ccu  200  117.6  1404.6 ( 0.0044) = 1152849 ( N ) 2 h  ( E − E2 )   ccu   F = bc −  c    12 f c'  c   +b C = −200  45.9 = −9186 ( N / mm ) b  c  E2 ( ccu ) 2 E= Tính toán chi tiết     200 200  ( 32056 − 1404.6 )  0.0044    G = − 45.9 + 200 117.6 −     = −6613 ( N / mm )    117.6    200   H = 200  45.9 117.6 −  = 161413 ( N )   I= − 200  117.62 200  200  117.62  1404.6  45.9 − 200  117.6  45.9 117.6 − 0.0044 + 2   200  117.6  1404.6  200  117.6 −  0.0044 = 48.9 ( kNm ) 2   72 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình Tính tốn chi tiết Khả chịu Moment danh định:  E ( yt )4 + F ( yt )3 + G ( yt )2    M n (C ) =    + H ( yt ) + I +  Asi f si di  Khả chịu lực dọc danh định:  A ( yt )3 + B ( yt )2 + C ( yt ) + D    Pn ( C ) =    +  Asi f si   −0.36 ( 79.9 )4 + 85.1( 79.9 )3 + −6613 ( 79.9 )2 + 161413 ( 79.9 )    10−6  M n (C ) = 1  +48.9 +  ( 402  62  350 ) + ( 402  −62  −224 )  = 62.7 ( kNm )  −0.48 ( 79.9 )3 + 115 ( 79.9 )2 + −9186 ( 79.9 ) + 1152849   10−3  Pn ( C ) =   +  ( 402  350 + 402  −224 )  = 1000 ( kN ) Bước 4: xác định điểm D Tính tốn sơ Đặc trưng bê tông:  f c'  1 = 1.05 − 0.05    6.9   45.9  1 = 1.05 − 0.05   = 0.717  6.9  Diện tích mặt cắt FRP tham gia chịu kéo: Af = n f t f w f Af = 1 0.167  (200 − 20  2) = 26.7 ( mm ) Xác định biến dạng mặt chịu kéo cột 73 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình Tính tốn chi tiết Cột chưa bị nứt trước thí nghiệm nên biến dạng trước gia tải  bi = M DL ( d f − kd ) I cr Ec =0 Xác định biến dạng FRP giai đoạn thiết kế  fd f c' = 0.41  0.9 fu nE f t f Lựa chọn sơ chiều cao vùng chịu  fd = 0.41 45.9 = 0.014  0.9  0.017 = 0.0153 (ok) 1 247000  0.167 nén bê tông Thông thường, chiều cao vùng chịu nén bê tông chọn c=0.2d, giá trị điều chỉnh sau kiểm tra lại phương c=0.2x162=32.4mm trình cân bước phía sau Biến dạng hữu hiệu FRP Biến dạng hữu hiệu FRP: 74 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình Tính tốn chi tiết  df −c   −  bi   fd  c    0.167    200 +  − 32.4    − = 0.0155   fd = 0.014  fe = 0.003   32.4     Biến dạng bê tông thời điểm cột bị phá     fe = 0.014 hoại:  fe = 0.003   c   d − c   f   c = (  fe +  bi )  Tính tốn biến dạng cốt thép dọc     32.4  = 0.0026   cu = 0.003 (ok)  c = ( 0.014 + )    200 + 0.167  − 32.4         d −c   d − c   f      162 − 32.4  = 0.009  s = ( 0.014 + )    200 + 0.167  − 32.4     Tính tốn ứng suất cốt thép dọc    FRP  s = (  fe +  bi )  Ứng suất cốt thép dọc: f s = Es s  f y Ứng suất FRP: f fe = E f  fe f s = 200000  0.009 = 1800  f y = 350  f s = f y = 350 ( MPa ) f fe = 247000  0.014 = 3379 ( MPa ) 75 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình Tính tốn chi tiết Tính tốn kiểm tra phương trình cân Hệ số khối ứng suất nén bê tông tính tốn sử dụng dạng parabol quan hệ ứng suất - biến dạng nén bê tông sau: 1 = 4 c' −  c 6 c' − 2 c 4 c'  c −  c2 1 = 31 c' Biến dạng  c' dựa f’c xác định 1.7 f c' sau:  = Ec  c' = 1.7  45.9 = 0.002 32056 1 =  0.002 − 0.0026 = 0.761  0.002 −  0.0026 1 =  0.002  0.0026 − 0.00262 = 0.91  0.761 0.0022 ' c Từ phương trình cân lực, chiều cao vùng nén c giả thiết xác định sau: c= As f s + Af f fe 1 f c 1b c= 402  350 + 26.7  3379 = 36.3 > 32.4 (giả thiết) 0.91 45.9  0.761 200 Chọn lại c làm toán lặp đến c giả thiết c tính tốn hội tụ ngưng Kết c=35 mm hội tụ 76 PHỤ LỤC TÍNH TỐN Quy trình Tính tốn chi tiết Tính tốn thành phần đóng góp khả chịu uốn Khả chịu uốn cốt thép: c  M ns = As f s  d −    Khả chịu uốn FRP: 0.717  35   M ns = 402  350 162 −  = 21( kNm )    0.167  0.717  35  M nf = 26.7  3379   200 + −  = 16.9 ( kNm )    c  M nf = Af f fe  d f −    10 Tính tốn khả chịu uốn tiết diện Vì dung kiểm tra với kết thực nghiệm nên  M n ( D ) = 1 21 + 0.95 16.9 = 37.1( kNm ) hệ số Φ=1  M n ( D ) =   M ns +  f M nf  77 LÝ LỊCH TRÍCH NGANG Họ tên: NGUYỄN THANH LỘC Ngày, tháng, năm sinh: 08/12/1991 Nơi sinh: Bà Rịa_Vũng Tàu Địa liên lạc: 14B/28 Đường 30, Phường Linh Đông, Tp Thủ Đức, Tp HCM QUÁ TRÌNH ĐÀO TẠO - Học đại học trường Đại Học Kiến Trúc Tp.HCM từ năm 2009-2014 - Học cao học trường Đại Học Bch Khoa Tp.HCM từ năm 2019-2023 Q TRÌNH CƠNG TÁC - Kĩ sư thiết kế kết cấu công ty Danieli Việt Nam từ năm (2015-2018) - Làm việc tự từ năm 2018-2023