TỔNG QUAN VÀ NỘI DUNG NGHIÊN CỨU
Các thực nghiệm ứng xử chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT
Các nghiên cứu thực nghiệm ứng xử chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT có thể phân thành ba nhóm: (1) nhóm các nghiên cứu dùng chi tiết liên kết thép hình; (2) nhóm các nghiên cứu dùng chi tiết liên kết thép bản; (3) nghiên cứu dùng chi tiết liên kết bằng đinh tán, được trình bày lần lượt dưới đây
1.3.1.1 Nhóm các nghiên cứu dùng chi tiết liên kết thép hình
(a) Nghiên cứu của Corley và Hawkins [7]
Nghiên cứu sớm nhất về khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT dùng chi tiết kháng cắt thép hình là của Corley và Hawkins [7] Các tác giả đã đề xuất chi tiết thép hình nhằm tăng cường khả năng kháng chọc thủng của kết cấu cột – sàn BTCT toàn khối như Hình 1.2 Chi tiết này được tạo bởi các thanh thép hình chữ C hoặc chữ I hàn vuông góc nhau, đặt trên cột bê tông trong chiều cao của sàn Kích thước tiết diện và chiều dài vươn ra khỏi mặt cột của hệ từ 127 mm đến 482 mm tùy vào yêu cầu tăng cường khả năng kháng chọc thủng của kết cấu Chương trình thí nghiệm thực hiện
7 trên 21 mẫu sàn kích thước 2100×2100×146 mm Cột BTCT tiết diện vuông có cạnh từ
203 mm đến 254 mm và cường độ bê tông mẫu trụ từ 18,1 MPa đến 25,8 MPa Giới hạn chảy của thép hình là 252 MPa Cốt thép dọc chịu kéo trong sàn có đường kính 16 mm với giới hạn chảy là 420 MPa cho tất cả các mẫu, hàm lượng từ 0,66% đến 1,19% Các mẫu thí nghiệm chỉ chịu tải đứng Kết quả nghiên cứu thực nghiệm cho thấy khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột BTCT khi dùng dạng chi tiết kháng cắt do các tác giả đề xuất tăng đến 57%
Hình 1.3 Chi tiết thép hình của Corley và Hawkins [7]
(b) Nghiên cứu của Satoh và Shimazaki [8]
Hình 1.4 Chi tiết liên kết của Satoh và Shimazaki [8]
Với mục tiêu làm mềm hóa hơn nữa chi tiết liên kết của [7] cũng như đơn giản hơn biện pháp thi công, Satoh và Shimazaki [8] đề xuất một chi tiết liên kết mới giữa sàn BTCT và cột vuông CFT như trên Hình 1.3 Một hộp làm từ thép tấm với chiều cao của hộp bằng chiều dày sàn được sử dụng để liên kết với các cột CFT tầng trên và tầng dưới Các bản mã được hàn vào bốn thành hộp thép và liên kết với bốn dầm thép tiết diện chữ
H bằng liên kết bu-lông cường độ cao Cốt thép sàn không đi xuyên qua thân cột và dừng tại các mặt cột Cường độ bê tông các mẫu từ 21,4 MPa đến 69 MPa Thép hình có giới hạn chảy từ 357 MPa đến 460 MPa và giới hạn bền từ 436 MPa đến 600 MPa Đường kính cốt dọc chịu kéo trong sàn 6 mm, giới hạn chảy và giới hạn bền của cốt dọc chịu kéo dao động từ 374 MPa đến 463 MPa và từ 521MPa đến 567 MPa Kết quả thí nghiệm cho thấy các liên kết đề xuất chịu được mô-men và lực chọc thủng tốt
(c) Nghiên cứu của Yamaghuchi và cộng sự [9]
Dạng chi tiết liên kết do Satoh và Shimazaki [8] đề xuất được sử dụng lại trong [9] Trong đó, Yamaghuchi và cộng sự [9] cải tiến hình dạng của tấm thép liên kết, kết hợp với sử dụng đinh chống cắt để đánh giá khả năng chịu chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT (Hình 1.4) Chương trình thực nghiệm được tiến hành trên 46 mẫu thí nghiệm được chia thành ba nhóm Nhóm thứ nhất gồm 13 mẫu kích thước 600×600×100 mm với liên kết biên là gối tựa đơn giản dọc theo bốn cạnh sàn Nhóm thứ hai gồm 27 mẫu kích thước từ 460×460×100 mm đến 1100×1100×100 mm với liên kết biên là bốn điểm tựa đơn bố trí tại các góc sàn Nhóm thứ ba gồm 6 mẫu kích thước 660×660×100 mm cũng dùng gối tựa đơn nhưng có bố trí thêm tải đứng lệch tâm tác dụng vào đầu trên cột CFT Cường độ bê tông của các mẫu từ 38,6 MPa đến 52,3 MPa Giới hạn chảy và giới hạn bền của thép hình từ 251 MPa đến 374 MPa và từ 357 MPa đến 460 MPa Thép dọc chịu kéo đường kính 6 mm, giới hạn chảy và giới hạn bền từ 376 MPa đến 463 MPa và từ 566 MPa đến 606 MPa Kết quả thí nghiệm cho thấy việc sử dụng liên kết cải tiến kết hợp với đinh chống cắt giúp đảm bảo khả năng kháng chọc thủng của đa số các mẫu thí nghiệm, đặc biệt là cải thiện đáng kể khả năng biến dạng của các mẫu
(a) cải tiến tấm thép liên kết (b) bổ sung đinh chống cắt
Hình 1.5 Chi tiết liên kết cải tiến của Yamaghuchi và cộng sự [9]
(d) Nghiên cứu của Lee và cộng sự [10] Để đơn giản hóa quy trình thi công của chi tiết liên kết trong [7], Lee và cộng sự [10] đề xuất hàn các thanh thép hình tiết diện chữ H hoặc T vào các mặt bên của cột CFT kết hợp thêm các đinh chống cắt (Hình 1.5) Để đảm bảo tính liên tục, thép thanh chịu uốn trong sàn được bố trí theo ba cách: (1) tất cả xuyên qua các lỗ trên vỏ cột; (2) các thanh riêng lẻ xuyên qua vỏ cột và dừng lại tại mặt trong của phía bên kia của cột; và (3) thép thanh được uốn móc vuông góc và neo vào lỗ khoét trên bản thép nhỏ hàn vào mặt cột Chương trình thực nghiệm được tiến hành trên sáu mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT và hai mẫu đối chứng kích thước thật (sàn dày 200 mm và cột vuông CFT 400×400×20/40 mm) Cường độ bê tông của mẫu từ 17 MPa đến 29 MPa Giới hạn chảy và giới hạn bền của cốt cứng thép hình lần lượt từ 289 MPa đến 357 MPa và 364 MPa đến 483 MPa; của cột ống thép là 320 MPa đến 357 MPa và từ 495 MPa đến 533 MPa Cốt dọc chịu kéo trong sàn đường kính 16 mm và 25 mm, giới hạn chảy và giới hạn bền từ 433 MPa đến 447 MPa và từ 615 MPa đến 644 MPa Sơ đồ thí nghiệm của các mẫu được khống chế chuyển vị ngang Kết quả thí nghiệm cho thấy khả năng kháng chọc thủng của các mẫu liên kết sàn – cột CFT dùng chi tiết liên kết đề xuất đều lớn hơn hoặc tối thiểu bằng với các mẫu đối chứng Mẫu dùng thép hình chữ H kết hợp tất cả cốt thép thanh xuyên qua cột cho khả năng kháng chọc thủng cao nhất nhưng lớn hơn các mẫu còn lại không đáng kể Độ cứng cát tuyến của các mẫu liên kết sàn – cột CFT lớn hơn từ 20% đến 80% so với của mẫu đối chứng
Hình 1.6 Chi tiết liên kết của Lee và cộng sự [10]
(e) Nghiên cứu của Eder và cộng sự [12]
(1) Cột vuông CFT (2) Thép hình chữ I chống cắt (3) Tấm liên kết (gusset plate) (4) Thép C neo
(5) Thép C150 (6) Thép thanh chữ U (7) Sườn cứng
Hình 1.7 Chi tiết liên kết của Eder và cộng sự [12]
[12] đề xuất một dạng liên kết mới cho sàn BTCT và cột CFT nhằm dẻo hóa chi tiết liên kết và tránh kiểu phá hoại chọc thủng nguy hiểm Chi tiết liên kết này không liên kết sàn BTCT trực tiếp với cột CFT mà thông qua hệ thống bốn thanh thép hình chống cắt tiết diện chữ I (được tạo nên bằng cách hàn đấu lưng nhau hai thép hình chữ C50 hoặc C60 – chi tiết số 2) (Hình 1.6) Hệ thống bốn thanh thép hình chữ I này được hàn vào vuông góc với mặt cột CFT thông qua bản thép (chi tiết số 3) Sàn BTCT được liên kết trực tiếp với hệ thép hình gồm bốn thanh tiết diện chữ C150 hàn chặt với nhau (chi tiết số 5) Hệ thép hình tiết diện C150 này được hàn chặt vào hệ thép hình chống cắt chữ I Để tăng cường mức độ liên kết giữa sàn BTCT và hệ thép hình chữ C150, các thép thanh uốn cong hình chữ U được hàn vào mặt ngoài của các thanh thép hình chữ C150 (thanh số 6) Giới hạn chảy và giới hạn bền của thép hình chữ C50 là 300 MPa và 401 MPa và của thép hình chữ C60 là 405 MPa và 484 MPa Cốt dọc chịu kéo trong sàn có đường kính 12 mm, giới hạn chảy và giới hạn bền lần lượt là 552 MPa và 617 MPa Các tác giả thí nghiệm hai mẫu sàn kích thước lớn (32702900155 mm); trong đó, một mẫu chịu tải đứng và mẫu còn lại vừa chịu tải đứng vừa chịu tải ngang Các mẫu đều cho
11 thấy khả năng chịu chọc thủng vượt mức mong đợi và thể hiện tính dẻo dai rất cao khi chỉ bị phá hoại ở mức lệch tầng lên đến 6,8%
(f) Nghiên cứu của Kim và cộng sự [1]
Trong nghiên cứu của mình, Kim và cộng sự [1] sử dụng chi tiết liên kết tương tự như của Lee và cộng sự [10] đề xuất (Hình 1.7); trong đó, các tác giả khảo sát ảnh hưởng của chiều dài vươn ra của chi tiết liên kết thép hình chữ I, tỉ số giữa chiều dài và chiều cao của tiết diện của thép hình chữ I, cường độ bê tông, hình dạng tiết diện cột (vuông và chữ nhật) và chiều dày sàn đến khả năng kháng chọc thủng của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT Chương trình thực nghiệm được thực hiện trên 10 mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT (cột giữa) kích thước thật (3000×3000×200/300 mm) Cốt thép thanh trong sàn được bố trí liên tục xuyên qua các lỗ trên vỏ cột Các mẫu có cường độ bê tông 22,8 MPa Giới hạn chảy và giới hạn bền của thép hình lần lượt từ 266 MPa đến 352 MPa và từ 443 MPa đến 525 MPa Cốt thép dọc chịu kéo trong sàn đường kính 16 mm đến 32 mm, giới hạn chảy và giới hạn bền của cốt dọc chịu kéo từ 432 MPa đến 486 MPa và từ 559 MPa đến 686 MPa Kết quả nghiên cứu cho thấy chi tiết liên kết do các tác giả đề xuất giúp cho khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT lớn hơn so với liên kết sàn – cột BTCT đối chứng và khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT tỉ lệ thuận với chiều dài vươn ra của chi tiết thép hình chữ
I Việc sử dụng bê tông cường độ cao và cột vuông có lợi hơn cho việc cải thiện khả năng kháng chọc thủng của liên kết và mức độ cải thiện này không bị ảnh hưởng bởi yếu tố thành mỏng của cột ống thép
Hình 1.8 Chi tiết liên kết của Kim và cộng sự [1]
(g) Nghiên cứu của Yan và Wang [13]
[13] đã đề xuất hai loại chi tiết liên kết mới cho liên kết sàn BTCT – cột CFT để có thể dùng cho sàn có chiều dày mỏng, dễ thi công và tiết kiệm chi phí Chi tiết liên kết loại
1 được cấu tạo từ bốn thanh thép hình chữ I 102×44×7 (mm), có đầu vát với cánh trên dài 140 mm và cánh dưới dài 100 mm được hàn vuông góc vào bốn mặt của cột CFT vuông (200×10 mm) Mặt trên và mặt dưới của cánh thanh thép hình chữ I được hàn thêm các tấm thép dày 6 mm, dài 100 mm dạng vát, đầu phía trong rộng bằng bề rộng cột (200 mm) và đầu phía ngoài rộng bằng cánh thép hình (44 mm) để đảm bảo khả năng truyền lực của liên kết (Hình 1.8a) Chi tiết liên kết loại 2 tạo bởi bốn đoạn thép hộp RHS 120×60×3,6 mm, dài 240 mm tính từ tim cột Đầu ngoài thép hộp vạt góc 45 o ; đầu trong được hàn vào mặt cột tròn CHS (219,1×6,3 mm) Một bản thép dày 10 mm được hàn vào lòng cột tại cao trình mặt trên thép hộp để tránh sự phá hoại cục bộ của vỏ ống cột (Hình 1.8b) Thép thanh trong sàn xuyên qua cột tại các rãnh cắt trên mặt cột Chương trình thực nghiệm được thực hiện trên hai mẫu sàn BTCT sử dụng hai loại liên kết đề xuất Bê tông sàn có cường độ chịu nén mẫu trụ 35 MPa và có kích thước 1825×1825×200 mm; cốt thép dọc trong sàn có giới hạn chảy và giới hạn bền là 546 MPa và 645 MPa Giới hạn chảy và giới hạn bền của thép làm cốt kháng cắt lần lượt là
324 MPa và 450 MPa Cả hai mẫu thí nghiệm đều được gia tải thẳng đứng theo chiều từ trên xuống cho đến khi liên kết bị phá hoại hoàn toàn nhằm xác định ứng xử chịu nén thủng và tải trọng phá hoại nén thủng cực hạn của mỗi loại liên kết Kết quả thí nghiệm cho thấy khả năng chịu nén thủng của mẫu dùng liên kết loại 2 (569 kN) lớn hơn 35% so với mẫu dùng liên kết loại 1 (417 kN) Vị trí theo phương đứng của liên kết trong sàn, tính liên tục của thép dọc là các nguyên nhân gây ra khác biệt về khả năng chịu nén thủng của hai mẫu
(a) Cấu tạo liên kết loại 1
(b) Chi tiết liên kết loại 2
Hình 1.9 Cấu tạo liên kết loại 1 của Yan và Wang [13]
(h) Nghiên cứu của Bompa và Elghazouli [11]
Hình 1.10 Chi tiết liên kết của Bompa và Elghazouli [11]
Bompa và Elghazouli [11] khảo sát ứng xử chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT tiết diện chữ H Hai mặt bên của cột CFT tiết diện chữ H được bịt kín bằng hai tấm thép bản tạo thành tiết diện hình hộp (Hình 1.9) Chi tiết liên kết được dùng trong nghiên cứu này tương tự như của Lee và cộng sự [10]; theo đó, các thanh thép hình chống cắt tiết diện chữ I được hàn vào bốn mặt của cột hình hộp thông qua bản mã hoặc không có bản mã (hàn trực tiếp) Thép dọc trong sàn xuyên qua cột thông qua các lỗ khoét Cường độ bê tông của mẫu từ 30 MPa đến 42 MPa Thép hình chữ H có giới hạn chảy từ 444 MPa đến 461 MPa và giới hạn bền từ 570 MPa đến 583 MPa Thép dọc trong sàn có đường kính 10 mm và 16 mm với giới hạn chảy từ 536 MPa đến 577 MPa và giới hạn bền từ 626 MPa đến 692 MPa Tổng cộng có sáu mẫu sàn (ba mẫu có bản mã) kích thước 2200×2200×225 mm được chế tạo và thí nghiệm chịu tải đứng đến khi bị phá hoại Từ kết quả thí nghiệm, nhóm tác giả nhận thấy sự có mặt của hệ thép hình chống cắt đã đẩy chu vi tháp chọc thủng ra xa khỏi mặt cột vì vậy giúp trì hoãn đáng kể sự phá hoại của kết cấu, kể cả do mô-men uốn và do lực chọc thủng Bản mã nối giúp tăng độ cứng và khả năng chịu lực hệ thanh thép hình chống cắt
(i) Liên kết của của Chen và cộng sự [14]
Gần đây, Chen và cộng sự [14] đã đề xuất ba dạng liên kết mới dùng các chi tiết thép hình tiết diện chữ C (250×90×9×13 mm) nằm trong mặt phẳng sàn, chữ L (90×90×10 mm) và thép bản (25×50×220 mm) nằm dưới đáy sàn Các chi tiết hàn đấu lưng vào mặt cột thép CFT (300×300×16 mm) (Hình 1.10) Thép hình làm liên kết có giới hạn chảy
Dầm I Bản thép noái Bản thép
Các thực nghiệm ứng xử chọc thủng của liên kết sàn BTUST – cột CFT 19
So với các nghiên cứu trên kết cấu sàn BTCT – cột CFT, các nghiên cứu về ứng xử chọc thủng của liên kết sàn BTUST – cột CFT rất hạn chế và mới chỉ bắt đầu trong một hai năm gần đây Rafiee và cộng sự [18] đề xuất chi tiết liên kết bằng tổ hợp các thép tấm hình chữ nhật ở cả mặt trên và dưới sàn có sườn đứng kết hợp bu-lông cường độ cao dùng cho liên kết sàn BTUST – cột CFT Các cặp bản thép (kích thước 310×180×140 mm, giới hạn chảy 326 MPa) và sườn cứng (kích thước 100×100×10 mm) được hàn vào ba mặt của một cột biên bằng thép (kích thước 180×180×15 mm) Giữa các bản thép
20 được bố trí 10 bu-lông cường độ cao có đường kính 12mm, giới hạn chảy 915 MPa (Hình 1.15)
Mẫu sàn thí nghiệm có kích thước 2200×3000×120 mm với cường độ chịu nén của bê tông sàn là 47,5 MPa Sàn được bố trí bốn cáp theo phương cạnh biên và tám cáp theo phương còn lại Đường kính danh định của cáp là 12,7 mm; ứng suất chảy danh định của cáp là 1711 MPa Thép thanh trong sàn đường kính 10 mm có giới hạn chảy 416 MPa và giới hạn bền 602 MPa Sàn thí nghiệm chịu tải đứng cố định tạo bởi các khối gạch ở mặt trên sàn và kích đứng 1000 kN ở chân cột thép Trong khi đó, tải ngang tăng dần từ 0,2% đến 6%, mỗi bước tải lặp 3 chu kỳ Kết quả thực nghiệm cho thấy liên kết này chịu được mức tải lệch tầng đến 6% trong khi vẫn chịu được mức tải đứng theo thiết kế
Hình 1.16 Chi tiết liên kết của Rafiee và cộng sự [18]
(b) Nghiên cứu của Trương Quang Hải [24]
Tác giả đề xuất giải pháp cấu tạo cải tiến liên kết cột ống thép vuông nhồi bê tông (CFST) với sàn BTCT và sàn BTUST chịu tải trọng đứng Liên kết gồm: (1) cốt kháng cắt bằng thép hình chữ H100 chèn và hàn vào cột vuông (kích thước 300×300×10 mm), phần chèn vào dài 50 mm, phần vươn ra dài 400 mm tính từ mặt cột; (2) cốt đai đường kính 10 mm uốn gập 60 mm bố trí quanh thép hình; (3) tấm thép bản rộng 50 mm dày
10 mm hàn quanh mặt cột tại cao trình đáy thép hình chữ H100; (4) cốt thép vòng ỉ10a100; và (5) hai thanh thộp lớp trờn xuyờn qua vỏ cột theo mỗi phương Thộp thanh trong sàn ỉ14a85 cho lớp trờn (thớ chịu kộo) và ỉ10a100 cho lớp dưới (Hỡnh 1.16a) Đối với mẫu sàn BTUST, bố trí bốn bó cáp theo mỗi phương, mỗi bó gồm bốn cáp đường kính danh định 12,7 mm, các bó cáp ứng lực trước cách nhau 400 mm (Hình
1.16b) Mẫu sàn có kích thước 3000×2700×200 mm đối với cột giữa (mẫu có cáp UST và không có cáp), 1500×2700×200 mm đối với sàn cột biên và 1500×1500×200 đối với mẫu sàn cột góc (sàn không bố trí cáp ƯST) Tác giả cũng phân tích số bằng ứng dụng ABAQUS ứng xử của các mẫu và đề xuất cách xác định chu vi phá hoại làm cơ sở tính toán lực chọc thủng
(a) Chi tiết liên kết cột CFST – sàn BTCT
(b) Chi tiết liên kết cột CFST sàn ƯLT
Hình 1.17 Chi tiết liên kết của Trương Quang Hải [24]
Kết quả cho thấy mô hình phá hoại cuối cùng là cắt thủng đối với mẫu sàn cột giữa và phá hoại uốn đối với sàn cột biên và cột góc; có hai trường hợp phá hoại hoặc mặt phá hoại xuất phát từ đỉnh của shear-head cắt qua cốt đai, hoặc mặt phá hoại xảy ra bên ngoài vùng bố trí cốt đai; sự có mặt của cốt thép ứng lực trước cải thiện đáng kể ứng xử của sàn như nâng cao tải trọng gây nứt, hạn chế bề rộng vết nứt và biến dạng của sàn sau phá hoại Sự phù hợp giữa kết quả tính toán với kết quả thí nghiệm và mô phỏng số chứng tỏ mô hình tính với các chu vi phá hoại đề xuất là hợp lý và tin cậy.
Một vài nhận xét về các nghiên cứu thực nghiệm đã có
Dựa trên kết quả nghiên cứu tổng quan ở trên, một số nhận xét chung có thể được rút ra như sau:
(1) Các nghiên cứu đa phần tập trung vào đề xuất các chi tiết liên kết dạng thép hình nhằm giúp kết cấu sàn BTCT – cột CFT có được khả năng chịu được tải trọng và biến dạng thiết kế cần thiết Các dạng chi tiết liên kết này có khả năng kháng chọc thủng tốt và chịu được mức chuyển vị lệch tầng theo yêu cầu của thiết kế Nhưng trong nhiều trường hợp, độ cứng lớn của hệ thép hình làm tăng hiện tượng tập trung ứng suất tại vị trí liên kết sàn BTCT cột CFT và góp phần tăng mức độ giòn hóa của liên kết Một số trường hợp khác, khi cần tăng tiết diện để đảm bảo yêu cầu chịu lực theo thiết kế, sự
23 cồng kềnh và cấu tạo phức tạp của hệ thép hình sẽ khiến cho công tác thi công gặp khó khăn, đặc biệt khi chiều dày sàn BTCT không lớn
(2) Số lượng các nghiên cứu sử dụng chi tiết liên kết dạng bản cho kết cấu sàn BTCT – cột CFT chưa nhiều và các hiểu biết về ứng xử kết cấu của loại chi tiết này còn nhiều hạn chế Mặc dù, tính toàn khối và độ cứng của liên kết sàn BTCT – cột CFT dùng loại chi tiết này vẫn chưa được làm rõ nhưng các nghiên cứu hiện có cũng đã cho thấy được một số ưu điểm của loại chi tiết liên kết này về khả năng làm mềm hóa liên kết sàn BTCT – cột CFT giúp hạn chế khả năng xảy ra kiểu phá hoại chọc thủng, tính đơn giản trong việc chế tạo và tiết kiệm vật liệu Việc nghiên cứu tìm kiếm các loại chi tiết liên kết mới sao cho đảm bảo cả vấn đề về tính toàn khối, khả năng truyền lực liên tục từ sàn và cột CFT và khả năng kháng chọc thủng của kết cấu sàn – cột CFT, vì vậy, thật sự là cần thiết
(3) Sự thiếu hụt lớn của các nghiên cứu liên quan đến ứng xử kết cấu của liên kết sàn BTUST – cột CFT, đặc biệt khi dùng chi tiết liên kết dạng thép bản, làm cho khả năng ứng dụng loại kết cấu này trong thực tiễn còn chưa được rõ ràng Ứng suất nén trước giúp cho kết cấu sàn kiểm soát võng tốt trong trường hợp sàn nhịp lớn Tuy nhiên, ứng suất nén trước còn được biết là nguyên nhân làm giòn hóa ứng xử của sàn; vì vậy, nó có thể ảnh hưởng đến ứng xử của liên kết sàn – cột CFT Việc thiếu vắng các hiểu biết thực nghiệm đầy đủ về ứng xử kết cấu của liên kết sàn BTUST – cột CFT còn khiến cho việc xây dựng mô hình dự đoán khả năng kháng chọc thủng của loại kết cấu tiềm năng này trở nên khó khăn hơn.
Mô hình và các công thức dự đoán khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn – cột CFT
1.3.4.1 Mô hình của Satoh và Shimazaki [8]
[8] đề xuất xác định khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT sử dụng chi tiết liên kết thép hình dưới tác dụng của tải động đất theo tiêu chuẩn [25] Theo tiêu chuẩn [25], phá hoại chọc thủng xảy ra đối với liên kết sàn BTCT – cột CFT sử dụng chi tiết liên kết thép hình là do sự kết hợp của lực cắt quanh cột, mô-men uốn ở mặt trước và sau của cột và mô-men xoắn ở mặt bên cột Khả năng kháng chọc thủng
24 của liên kết được đảm bảo khi thỏa mãn điều kiện tương tác tuyến tính như trong công thức (1.1):
Trong đó, V u và M u lần lượt là lực cắt và mô-men do tải trọng thiết kế gây nên; V o và M o lần lượt là khả năng kháng chọc thủng và kháng mô-men của liên kết sàn cột CFT; và α là hệ số kể đến ảnh hưởng của dao động sàn theo phương đứng
Khả năng kháng uốn của sàn cột CFT, M o , được xác định như sau: t s m M M
M m : Khả năng chịu mô-men tại mặt trước và sau của cột;
M s : Khả năng chịu mô-men ở trước và sau mặt cột do lực kháng cắt của bê tông;
M t : Khả năng chịu mô-men xoắn ở hai mặt bên cột
Các tác giả đề xuất xác định khả năng chịu cắt V o và khả năng chịu mô-men M o của liên kết sàn – cột CFT theo phương pháp cộng tác dụng từ mô hình nguyên tắc do chính các tác giả đề xuất như sau:
M 0 = c M m + c M s + s M s + c M t (1.4) Trong đó: s V; c V; st V: lần lượt là khả năng chịu cắt của tấm thép liên kết, của bê tông và đinh chống cắt; c M m ; c M s ; s M s ; c M t : lần lượt là khả năng chịu mô-men tại mặt trước và sau của cột, khả năng chịu mô-men do bởi lực kháng cắt của bê tông tại mặt trước và sau của cột, khả
25 năng chịu mô-men do lực kháng cắt của thép bản liên kết tại mặt trước và sau của cột, và khả năng chịu mô-men xoắn tại mặt bên cột
Các tác giả đề xuất quy trình thiết kế gồm bảy bước như sau:
B1 Giả định trước mặt cắt ngang sàn và mặt bằng bố trí thép thanh;
B2 Tính toán lực tác động do tải đứng;
B3 Xem hệ số tăng thêm do tải động đất theo phương đứng = 1,5;
B4 Xây dựng quan hệ lực – chuyển vị dựa trên mô hình do các tác giả đề xuất trong bài báo;
B5 Xác định lực ngang thiết kế từ quan hệ lực – chuyển vị;
B6 Nhân lực thiết kế với hệ số an toàn = 1,5;
B7 Kiểm tra theo phương trình (1.1), nếu chưa thỏa thì bố trí cốt kháng cắt để thỏa phương trình
1.3.4.2 Mô hình tính của Yamaghuchi và cộng sự [9]
Mô hình tính khả năng kháng chọc thủng cho nút liên kết sàn BTCT – cột CFT trong [9] được xây dựng dựa trên mô hình giàn Trong đó, các thanh giằng dọc là cốt thép chịu kéo và tấm thép liên kết; các thanh giằng đứng được tạo bởi đinh neo kháng cắt (nếu có); và các thanh chống được hình thành do bê tông Mô hình đề xuất của các tác giả được kiểm chứng bằng thực nghiệm Kết quả tính từ mô hình đề xuất cho kết quả gần với thực nghiệm Để việc tính toán đơn giản và an toàn hơn, các tác giả phát triển công thức tính mới dựa trên [26]; trong đó, khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT được xác định dựa trên nguyên lý cộng tác dụng của các thành phần bê tông, tấm liên kết và đinh kháng cắt Công thức tính có dạng như sau:
V o V c V s V st (1.5) Trong công thức (1.5), V s , V st , và V c lần lượt là khả năng chịu cắt của tấm thép liên kết, của đinh chống cắt và của bê tông
Khả năng kháng chọc thủng của bê tông, V c , được tính như sau:
Trong đó, A c là chu vi trung bình của tháp chọc chủng, = 2d s (c 1 + c 2 + 2d s ), với d s là chiều dày làm việc của sàn và c 1 , c 2 lần lượt là kích thước cạnh của cột; f c là cường độ chịu nén của bê tông; và α c là hệ số, = 0,33 khi nút liên kết không có đinh chống cắt và
= 0,165 khi nút liên kết có đinh chống cắt
Khả năng kháng cắt của tấm liên kết, V s , được xác định như sau:
Trong đó, A pl là diện tích tiết diện ngang của tấm liên kết; f t,pl là cường độ chịu kéo của tấm liên kết; và n pl là số lượng tấm liên kết trong tiết diện tính toán được xét
Khả năng kháng cắt của đinh neo, V st , được xác định như sau:
V st n f a st t ,st t ,st (1.8) với a t,st là diện tích tiết diện ngang của đinh neo kháng cắt; f t,st là cường độ chịu kéo của đinh neo; và n st là số lượng đinh neo trong tiết diện tính toán được xét
Kết quả kiểm chứng cho thấy giá trị tính toán khả năng kháng chọc thủng từ công thức (1.5) nhỏ hơn thực nghiệm Các tác giả nhận xét rằng công thức đề xuất có thể dự báo an toàn khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT dùng chi tiết thép hình
1.3.4.3 Công thức của Lee và cộng sự [10]
[10] dựa trên kết quả thực nghiệm và tiêu chuẩn [27] đã đề xuất công thức đơn giản để xác định khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT như sau:
Trong đó, f c là cường độ chịu nén mẫu trụ của bê tông, MPa; b 0 là chu vi tháp chọc thủng trung bình tại mặt cắt cách mặt cột một khoảng 0,5d, mm; và d là chiều dày tính toán trung bình của sàn, mm
1.3.4.4 Công thức của Ju và cộng sự [16]
[16] đề xuất công thức xác định khả năng chịu tải đứng tối đa của liên kết sàn BTCT – cột CFT dùng chi tiết liên kết dạng bản dựa trên giới hạn chảy của thép cột và thép tấm liên kết Các tác giả dùng phương pháp hồi qui đa tham số dựa trên các kết quả mô phỏng số FEM Công thức đề xuất có dạng như sau:
Trong đó, f y,c và f y,p lần lượt là giới hạn chảy khi kéo của thép cột và thép tấm; b c và t c lần lượt là bề rộng cột và chiều dày vỏ thép cột; l p và t p lần lượt là chiều dài vươn ra và chiều dày tấm thép liên kết (Hình 1.12); và l s là khoảng cách từ mép ngoài tấm thép liên kết đến tim thép thanh (Hình 1.12)
1.3.4.5 Công thức của Kim và cộng sự [1]
[1] dựa trên [23] đề xuất công thức bán thực nghiệm để tính toán khả năng chịu chọc thủng của kết cấu sàn BTCT – cột CFT dùng chi tiết cốt kháng cắt dạng thép hình của Corley và Hawkins [7] Công thức đề xuất được xây dựng trên nguyên lý cộng tác dụng khả năng kháng chọc thủng của bê tông và của chi tiết liên kết thép hình; trong đó, thành phần tham gia kháng chọc thủng của bê tông được các tác giả xét thêm ảnh hưởng của chi tiết thép hình Công thức đề xuất có dạng như sau:
V u V c V s (1.11) Thành phần kháng chọc thủng của bê tông, V c , được xác định theo [23]:
V f b d (1.12) Thành phần kháng chọc thủng của chi tiết liên kết thép hình được xác định từ khả năng kháng uốn dẻo của chúng theo công thức:
Nhận xét về các mô hình
Từ tổng quan về các mô hình và công thức dự đoán khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn – cột CFT đã trình bày và phân tích ở trên, một số nhận xét có thể được rút ra như sau:
Các mô hình và công thức đều được xây dựng cho liên kết sàn BTCT cột CFT dùng các chi tiết liên kết hầu hết có dạng là thép hình;
Phương pháp chủ đạo được dùng để xây dựng các công thức là thực nghiệm và thống kê hồi quy dựa trên nguyên lý cộng tác dụng các thành phần chịu lực cơ bản như khả năng chịu lực của bê tông và của chi tiết liên kết;
Các điều khoản tính toán khả năng kháng chọc thủng của sàn BTUST – cột CFT chưa thấy được đề cập
Mục tiêu
Dựa trên nội dung nghiên cứu tổng quan đã trình bày ở trên và các nhận xét rút ra từ phương diện thực nghiệm lẫn mô hình tính, mục tiêu tổng quát của luận án này là nghiên cứu phân tích ứng xử chọc thủng của liên kết sàn BTCT/BTUST – cột CFT Các mục tiêu chính, cụ thể của nghiên cứu gồm:
Phân tích và làm rõ các đặc tính kết cấu như khả năng kháng chọc thủng, biến dạng và độ dẻo dai của liên kết sàn BTCT/BTUST – cột CFT sử dụng một số dạng chi tiết liên kết cải tiến dùng thép bản;
Làm rõ sự khác biệt về đặc tính kết cấu giữa liên kết sàn BTCT – cột CFT với liên kết sàn BTUST – cột CFT dùng chi tiết liên kết cải tiến;
Đề xuất công thức bán thực nghiệm dự đoán khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTCT/BTUST – cột CFT dùng chi tiết liên kết dạng bản
Ý nghĩa nghiên cứu
Trong nhiều trường hợp, độ cứng lớn của hệ thống chi tiết liên kết dùng thép hình có thể làm tăng mức độ tập trung ứng suất tại vị trí liên kết sàn cột CFT và góp phần làm giòn hóa ứng xử của liên kết Ngoài ra, sự cồng kềnh và cấu tạo phức tạp của hệ thép hình có thể khiến cho công tác thi công gặp khó khăn, đặc biệt khi chiều dày sàn BTCT không lớn So với việc dùng chi tiết liên kết thép hình, việc dùng các chi tiết liên kết thép tấm có thể giúp làm mềm hóa ứng xử của liên kết sàn BTCT – cột CFT và làm giảm đáng kể ứng suất tập trung tại vị trí đầu cột; điều này có thể giúp hạn chế được kiểu phá hoại chọc thủng đột ngột và nguy hiểm trong kết cấu sàn – cột CFT Thêm vào đó, loại chi tiết liên kết này cho nhiều lợi thế hơn về thời gian và chi phí thi công do kích thước và trọng lượng của thép bản nhỏ hơn đáng kể so với thép hình Luận án này đề xuất các dạng chi tiết liên kết cải tiến dùng thép bản; chúng được kỳ vọng có thể đảm bảo được tính liên tục, khả năng kháng chọc thủng tốt, dễ thi công mà vẫn đảm bảo được tính dẻo dai cần thiết cho của kết cấu sàn BTCT cột CFT
Trong thực tế, nhịp thiết kế của kết cấu sàn BTCT – cột CFT thường bị giới hạn do để đảm bảo các vấn đề về trạng thái giới hạn sử dụng như độ võng và bề rộng vết nứt Để giải quyết vấn đề này, một giải pháp tiềm năng và có tính khả thi cao là dùng sàn BTUST – cột CFT Trong bối cảnh các nghiên cứu liên quan đến ứng xử chọc thủng của liên kết sàn BTUST – cột CFT, đặc biệt là sàn BTUST dùng cáp không bám dính, còn nhiều hạn chế, luận án này hướng tới việc cung cấp thêm các hiểu biết mới có giá trị nhằm giúp cho cộng đồng nghiên cứu hiểu rõ hơn về đặc tính kết cấu (khả năng kháng chọc thủng, khả năng biến dạng cũng như độ dẻo dai và hấp thu năng lượng) của loại kết cấu tương đối mới này, cũng như chỉ ra những sự khác biệt về đặc tính kết cấu khi so với kết cấu sàn BTCT – cột CFT vốn đã được nhiều nghiên cứu đề cập
Kiểu phá hoại chọc thủng nguy hiểm thường xảy ra với kết cấu sàn không dầm như là trường hợp của sàn – cột CFT Việc dự đoán được khả năng kháng chọc thủng của loại kết cấu này, vì vậy, có vai trò rất quan trọng Các mô hình dự đoán khả năng kháng chọc thủng của kết cấu sàn – cột CFT hiện nay đều được xây dựng cho dạng chi tiết liên kết dùng hệ thép hình Luận án này đề xuất mô hình và xây dựng công thức tính khả năng
32 kháng chọc thủng cho kết cấu sàn BTCT/BTUST – cột CFT dùng chi tiết liên kết dạng thép bản
Kết cấu sàn cột CFT là dạng kết cấu liên hợp tinh tế, có nhiều tiềm năng ứng dụng trong thực tế do có nhiều ưu điểm về mặt kết cấu (khả năng chịu lực tốt, độ cứng và độ dẻo dai cao, và khả năng hấp thụ năng lượng lớn), thi công (tiết kiệm chi phí ván khuôn do tận dụng được ống thép làm cốp-pha cột và thi công nhanh), và cả về kiến trúc (không dùng dầm nên tăng được không gian sử dụng và tăng tính thẩm mỹ cho công trình) Tuy nhiên, việc kết hợp hai loại cấu kiện từ hai loại vật liệu khác nhau (sàn bê tông và cột CFT) có thể làm suy giảm tính toàn khối và độ cứng của liên kết giữa các cấu kiện; vì vậy, việc đề xuất và thiết kế các chi tiết cấu tạo hợp lý nhằm đảm bảo được tính liên tục và khả năng truyền nội lực hiệu quả từ sàn vào cột mang tính quyết định đối với dạng kết cấu này Các chi tiết liên kết đề xuất trong luận án này được kỳ vọng có thể đảm bảo được khả năng truyền lực liên tục từ sàn BTCT/BTUST vào cột CFT, khả năng kháng chọc thủng, khả năng biến dạng và hấp thụ năng lượng của loại kết cấu tiềm năng này Đồng thời, các chi tiết liên kết đề xuất có thể giúp đơn giản hóa quá trình thi công và tiết kiệm chi phí vật liệu Trong bối cảnh các nghiên cứu về ứng xử chọc thủng của liên kết sàn BTCT/BTUST – cột CFT dùng chi tiết liên kết làm từ thép bản còn nhiều hạn chế, các kết quả nghiên cứu từ luận án này được kỳ vọng góp phần cung cấp thêm các hiểu biết mới có giá trị về vấn đề này cho cộng đồng kỹ sư xây dựng trong nước.
Đối tượng, phạm vi và phương pháp nghiên cứu
1.4.3.1 Đối tượng và phạm vi nghiên cứu Đối tượng chính của nghiên cứu là chi tiết liên kết sàn phẳng BTCT/BTUST và cột CFT
Hình 1.18 Cột CFT tiết diện tròn
Phạm vi nghiên cứu của luận án này được giới hạn ở liên kết sàn phẳng BTCT/BTUST với cột CFT có tiết diện tròn (Hình 1.17) và là cột giữa Bê tông sàn và cột dùng loại có cường độ chịu nén trung bình phổ biến trong các công trình dân dụng hiện nay (40 MPa) Chi tiết liên kết dùng trong nghiên cứu là loại bản Các sàn BTUST dùng cáp không bám dính Tải trọng khảo sát chủ đạo là tải đứng Vì sự giới hạn về mặt kỹ thuật, ứng xử kết hợp của tải trọng đứng và ngang hay tải trọng lặp không nằm trong phạm vi nghiên cứu của luận án này
Phương pháp nghiên cứu chủ đạo của luận án này là thực nghiệm Phương pháp này được áp dụng trong giai đoạn nghiên cứu ứng xử của các mẫu liên kết sàn BTCT/BTUST – cột CFT Bên cạnh đó, phương pháp giải tích kết hợp phương pháp thống kê hồi quy cũng được sử dụng trong giai đoạn xây dựng mô hình và đề xuẩt công thức dự đoán khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTCT/BTUST cột CFT cũng như trong nội dung kiểm chứng công thức đề xuất
KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM ỨNG XỬ CHỌC THỦNG CỦA LIÊN KẾT SÀN BTCT/BTUST – CỘT CFT DÙNG CHI TIẾT CẢI TIẾN
Vật liệu
Bê tông mẫu có cấp phối như sau: xi măng PC 40 (460 kg/m 3 ); cát thô (2-4 mm, 640 kg/m 3 ); đá cuội (20-22 mm, 1048 kg/m 3 ); và nước sạch (194 l/m 3 ) (Bảng 2.1) Độ sụt của bê tông là 12 2 cm Cường độ chịu nén của bê tông, f c , được xác định trên từng mẫu sàn thực nghiệm từ giá trị trung bình của ba mẫu trụ kích thước 150×300 mm được tổng hợp trong Bảng 2.2
Bảng 2.1 Cấp phối bê tông các mẫu thực nghiệm
Thành phần Đơn vị tính Khối lượng / m 3 bê tông
Cát thô 2-4 mm kg 640 Đá cuội 20-22 mm kg 1048
Thép dọc trong sàn có giới hạn chảy dẻo f sr,y và giới hạn bền f sr,u (được xác định trên kết quả thí nghiệm kéo trung bình của ba mẫu) lần lượt là 420 MPa và 594 MPa Giới hạn chảy f stu,y và giới hạn bền f stu,u của thép vỏ ống cũng đươc xác định qua thí nghiệm kéo trung bình ba mẫu lần lượt là 324 MPa và 428 MPa; tương tự, thép dùng làm các bản sườn đứng và bản gối có giới hạn chảy f svr,y , f sb,y và giới hạn bền f svr,u , f sb,u lần lượt là 331 MPa, 372 MPa và 478 MPa, 513 MPa Đường hàn có giới hạn chảy và bền lần lượt là f sw,y = 342 MPa và f sw,u = 463 MPa Cáp sử dụng loại 7 sợi không bám dính, đường kính danh nghĩa 12,7 mm, giới hạn chảy qui ước f py và giới hạn bền f pu lần lượt là 1666 MPa và 1851 MPa, Mô-đun đàn hồi của cáp E p= 196 GPa Các thông số cơ học của vật liệu được trình bày trong Bảng 2.2 Ngoài ra, vật liệu và kỹ thuật hàn (hàn góc) dùng để liên kết các chi tiết bản gối và đứng với vỏ ống thép, và chi tiết liên kết giữa sườn đứng với bản gối, đều giống nhau với chiều cao đường hàn bằng 8 mm
Bảng 2.2 Các thông số cơ học của vật liệu của các mẫu thực nghiệm (đơn vị MPa)
Mẫu f c f sr,y f sr,u f stu,y f stu,u f svr,y f sb,y f svr,u f sb,u f py f pu
Ghi chú: * các mẫu chỉ được gia tải đứng (Bước 2); mẫu S-T2-16 + là mẫu đã được Đinh Thị Như Thảo [20] báo cáo trong luận án tốt nghiệp năm 2019 tại Đại học Đà Nẵng
Mẫu thí nghiệm
Tổng cộng có mười hai mẫu liên kết sàn – cột kích thước thật gồm: bảy mẫu liên kết sàn BTCT cột CFT (tên mẫu bắt đầu bằng “S”); ba mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT (tên mẫu bắt đầu bằng “SP”); hai mẫu đối chứng là mẫu liên kết sàn BTCT cột BTCT (mẫu SC) và mẫu liên kết sàn BTUST – cột BTCT (mẫu SP) Các mẫu có cùng kích thước, rộng × ngang × dày = 2500×2500×200 mm, mô phỏng vùng liên kết sàn – cột của nhà đỗ xe Kích thước của mẫu được xác định tương tự như các nghiên cứu liên quan đến ứng xử chọc thủng của liên kết sàn – cột trước đây [29]; theo đó, kích thước cạnh của mẫu gần bằng với khoảng cách giữa các đường đảo uốn quanh cột Ngoài ra, theo kết quả phân tích mô phỏng số bằng phần mềm ABAQUS, kích thước này cũng đủ lớn để kiểu phá hoại chọc thủng xảy ra [20] Cột CFT có tiết diện tròn, đường kính 400 mm với vỏ ống thép dày 9 mm, cao 1300 mm Đoạn cột phía trên sàn được thiết kế cao 900 mm và đoạn cột phía dưới sàn cao 200 mm để tiếp nhận tải trọng đứng (Hình
(a) Mẫu dùng liên kết T1 (b) Mẫu dùng liên kết T2
Hình 2.2 Kích thước hình học và cấu tạo của các mẫu thí nghiệm
Thộ p lớ p t rờ n: ỉ 14a12 0 166 The ựp lớ p dướ i: ỉ 14a24 0
Theùp chòu caét Đường hàn Đường hàn P8
Thộ p lớ p t rờ n: ỉ 14a12 0 Thộ p lớ p dư ới: ỉ 14a 240 Đường hàn Đường hàn
P8: Sườn đứng, 8mm P16: Bản gối, 16mm
(c) Mẫu dùng liên kết T3 (d) Mẫu dùng liên kết T4
(e) Các mẫu sàn BTCT – cột BTCT đối chứng
Hình 2.2 Kích thước hình học và cấu tạo của các mẫu thí nghiệm (tiếp theo)
Cấu tạo và cách bố trí cốt thép thanh chịu kéo và nén trong các mẫu sàn đều giống nhau, dùng loại đường kính 14 mm với hàm lượng lần lượt là ρ st = 0,77% và ρ sc = 0,38% (Hình
Thộ p lớ p t rờ n: ỉ 14a12 0 Thộ p lớ p dướ i: ỉ 14a24 0 Đường hàn Đường Thép chịu cắt hàn
Thộ p lớ p t rờ n: ỉ 14a12 0 Thộ p lớ p dư ới: ỉ 14a24 0
180 Đường Thép chịu cắt 8 hàn
T he ựp lơ ựp tr ờn: ỉ 14a 12 0 T he ựp lơ ựp dư ới: ỉ 14a 24 0
2.2) Cấu tạo và cách bố trí cáp ứng suất trước trong các mẫu liên kết sàn BTUST – cột
CFT giống nhau Sau 28 ngày, các mẫu sàn BTUST được căng bởi cáp loại bảy sợi có đường kính danh định 12,7 mm (diện tích danh định A p = 98,7 mm 2 ) (Hình 2.3)
(a) Cấu tạo cáp (b) Quỹ đạo cáp
Hình 2.3 Cấu tạo và sự bố trí cáp ứng suất trước trong các mẫu sàn BTUST
(a) ứng suất theo phương x (b) ứng suất theo phương y
Hình 2.4 Phân bố ứng suất kéo trong sàn thí nghiệm do ứng suất căng trước
Lực căng ban đầu P i là 146 kN / cáp, tương ứng với ứng suất nén trước f pc = ΣP i / A c 2,92 MPa theo [30] Sàn BTUST được thiết kế theo [30] như cấu kiện không nứt (loại U) Để đảm bảo điều này, ứng suất căng cáp được kiểm soát sao cho thỏa mãn điều kiện: f t < 0,5(f c ’) 0,5 , với f t (MPa) là ứng suất kéo cực hạn của sàn và f c’ (MPa) là cường độ chịu nén lăng trụ của bê tông Bằng cách sử dụng phần mềm phân tích kết cấu SAFE
42 phiên bản 16.0.2 (CSI, 2017), ứng suất kéo lớn nhất f t = 0,89 MPa < 0,5(f c ’) 0,5 = 3,1 MPa (Hình 2.4) thỏa mãn điều kiện cho cấu kiện loại U Thông số kỹ thuật của các mẫu thí nghiệm được tổng hợp trong Bảng 2.2
SƠ ĐỒ THÍ NGHIỆM VÀ BỐ TRÍ THIẾT BỊ ĐO
Sơ đồ thí nghiệm
(a) Bước 1: Gia tải ngang (b) Bước 2: dỡ tải ngang, gia tải đứng
Hình 2.5 Sơ đồ gia tải
Các mẫu đặt trên khung gia tải có các gối tựa đơn và được ràng buộc không cho chuyển vị ngang bằng các con lăn chế tạo từ các thanh thép tròn đường kính 40mm, (Hình 2.5) Các liên kết này mô phỏng liên kết khớp tại biên của phần sàn mà tại đó mô-men của sàn bằng không Sơ đồ gia tải thí nghiệm được thực hiện theo hai bước Ở bước một, mẫu chịu năm chu kỳ tải ngang tuần hoàn gần như tĩnh ứng với mức làm việc tức thời (immediate occupancy) theo tiêu chuẩn [31] với biên độ chuyển vị ngang không đổi tương ứng với độ lệch tầng 0,5% theo [30] (Hình 2.5a) Mục đích bước gia tải này nhằm tạo nên ảnh hưởng nhất định của tải trọng ngang đến sự làm việc của các chi tiết liên kết của mẫu liên kết sàn – cột CFT, từ đó đến ứng xử chọc thủng sau này của mẫu Ở bước hai, tải trọng ngang được dỡ hoàn toàn và mẫu được gia tải đứng bằng kích thủy lực công suất 500 T đến khi mẫu bị phá hoại với tốc độ gia tải từ 15 kN/min đến 30 kN/min (Hình 2.5b) Suốt quá trình thí nghiệm, các số liệu liên quan đến lực, chuyển vị và biến dạng của mẫu đều được ghi nhận tự động thông qua hệ thống ghi nhận số liệu
Bảng 2.3 Các thông số kỹ thuật của các mẫu thực nghiệm
Loại liên kết Ống thép
Bản gối Sườn đứng Thép dọc t Dạng D o (b h ) D i (l h ) t h Dạng b v h v t v b v,o b v,i ρ st ρ sc mm mm mm mm %
Trong Bảng 2.3, t là chiều dày của vỏ ống thép, mm; D o và D i lần lượt là đường kính ngoài và trong của bản gối (cho trường hợp bản gối có dạng hình vành khuyên), mm; b h và l h lần lượt là chiều rộng và chiều dài của bản gối (cho trường hợp bản gối có dạng hình chữ nhật), mm; t h là chiều dày của bản gối, mm; b v , h v , và t v lần lượt là chiều rộng, chiều cao và chiều dày của sườn đứng, mm; b v,o và b v,i lần lượt là chiều rộng sườn đứng phần bên ngoài và trong cột thép, mm; ρ st và ρ sc lần lượt là hàm lượng thép dọc chịu kéo và nén trong sàn, % Ngoài ra, vật liệu và kỹ thuật hàn (hàn góc) dùng để liên kết các chi tiết bản gối và sườn đứng với vỏ ống thép, và chi tiết liên kết giữa sườn đứng với bản gối, đều giống nhau với chiều cao đường hàn bằng 8 mm
Bố trí thiết bị đo đạc
Chuyển vị đứng của sàn được xác định bằng mười sáu chuyển vị kế (LVDTs) Trong đó, các LVDTs để đo chuyển vị đứng gồm mười LVDTs (từ D1 đến D10) tại vị trí 1/2 nhịp sàn, 1/4 nhịp sàn và biên sàn (Hình 2.6); bốn LVDTs (từ D11 đến D14) nữa đặt ở đáy sàn tại ngay mép ngoài bản gối (các mẫu có cột CFT) Chuyển vị ngang của các mẫu được xác định bởi hai LVDTs (D15 và D16) đặt tại mặt bên sàn (Hình 2.5)
Biến dạng của các chi tiết liên kết như sườn đứng và bản gối của thép thanh chịu kéo và bê tông được xác định nhờ vào mười bảy cảm biến (SGs) Trong đó, sáu SGs (ký hiệu từ P1 đến P6) được dùng để đo biến dạng trên bản sườn đứng, bản gối (Hình 2.7a) Biến dạng của cốt thép chịu kéo được xác định bằng sáu SGs (ký hiệu từ S1 đến S6) để xác định biến dạng của bốn thanh lớp trên theo hai phương qua tâm cột, cách mặt cột lần lượt là 80 mm và 280 mm (Hình 2.7b) Biến dạng nén của bê tông được xác định bằng năm SGs (ký hiệu từ C1 đến C5)
Hình 2.6 Sơ đồ bố trí chuyển vị kế
Hình 2.7 Sơ đồ bố trí cảm biến (SGs) đo biến dạng: (a) SGs của bản sườn đứng và bản gối; và (b) SGs của thép thanh và bê tông
KẾT QUẢ THỰC NGHIỆM VÀ THẢO LUẬN
Ứng xử chọc thủng của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT
2.4.1.1 Hình thái vết nứt và kiểu phá hoại của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT và mẫu đối chứng
Kết quả cho thấy vết nứt chưa xuất hiện trong sàn ở giai đoạn chịu tải trọng ngang Tất cả các mẫu không có dấu hiệu của hư hỏng trong giai đoạn chịu tải trọng này Trong giai đoạn chịu tải trọng đứng, các mẫu đều bị phá hoại do cắt thủng (Hình 2.8) Đối với mẫu sàn – cột BTCT, các vết nứt đầu tiên của mẫu sàn – cột BTCT là các vết nứt hướng tâm, xuất hiện ở cấp tải bằng 8,6%V u,SC (V u,SC là tải gây phá hoại của mẫu sàn cột BTCT) với bề rộng rất bé và phân bố quanh cột; ở cấp tải phá hủy, mẫu bị phá hoại rất đột ngột Đối với các mẫu sàn cột CFT, các cặp vết nứt hướng tâm đầu tiên có bề rộng rất bé xuất hiện ở cấp tải từ 20,8 đến 27%V u,CFT (V u,CFT là tải lớn nhất của mẫu sàn – cột CFT) trên mặt sàn bê tông ở ngay vị trí phía trên đỉnh các cặp sườn đứng do sự tập trung ứng suất tại các vị trí này
Hình 2.8 Hình dạng vết nứt và chu vi tháp chọc thủng ở mặt trên của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT và mẫu đối chứng (Hình chụp từ trên xuống)
Theo sự gia tăng của tải trọng, các vết nứt hướng tâm khác lần lượt xuất hiện và phân
47 bố khá đều (Hình 2.9); bên cạnh sự phát triển của các vết nứt hướng tâm, các vết nứt tiếp tuyến xuất hiện và phát triển, hình thành nên tháp cắt thủng và mẫu bị phá hoại Hình dạng đáy tháp chọc thủng của mẫu sàn – cột BTCT kém đều đặn hơn so với của các mẫu sàn – cột CFT Cạnh bên của tháp chọc thủng của các mẫu sàn – cột CFT không thẳng mà gãy khúc ngay tại cao trình của lớp cốt thép dọc chịu kéo trong sàn (Hình
2.10) Bán kính (khoảng cách) trung bình r ave từ mặt cột đến biên của tháp chọc thủng xác định dựa trên giá trị trung bình của tám khoảng cách từ r 1 đến r 8 như Hình 2.11; giá trị r ave của các mẫu sàn – cột CFT từ 4,2d đến 4,9d (d là chiều dày làm việc hiệu quả của sàn, 166mm); trong khi đó, đối với mẫu sàn – cột BTCT đối chứng, r ave là 3,4d Góc tháp chọc thủng (góc của vết nứt so với phương ngang) trung bình của các mẫu sàn – cột CFT α ave xác định từ trị trung bình của bốn góc α 1 đến α 4 như Hình 2.11, thay đổi từ 16,7 o đến 26,7 o
(a) các vết nứt pháp tuyến đầu tiên
(b) vết nứt hướng tâm phát triển về độ lớn và số lượng
(c) các vết nứt tiếp tuyến xuất hiện
Ghi chú: (1) sườn đứng; và (2) thép luồn qua sườn đứng
Hình 2.9 Hình dạng các vết nứt đầu tiên
Hình 2.10 Hình dạng tháp chọc thủng của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT dùng chi tiết liên kết T1 và T3 theo mặt cắt ngang
Bảng 2.4 Tổng hợp kết quả thí nghiệm của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT và mẫu đối chứng
Mẫu V u V cr,n V y,n V u,n δ cr δ y δ u α avr μ ε ribu,h ε ribu,v ε su,reb ε cu K 1 K 2 A 1 A 2 EAI kN mm độ ‰ kN/mm kNmm
Trong Bảng 2.4, A 1, A 2 lần lượt là năng lượng hấp thụ của mẫu trong giai đoạn trước khi cốt thép chảy và giai đoạn từ khi cốt thép chảy đến phá hoại, được xác định bằng diện tích giới hạn bởi đường cong quan hệ lực – chuyển vị và trục hoành của đồ thị (Hình 2.18), kNmm; EAI là chỉ số hấp thụ năng lượng, = [(A 1 +A 2) / A 1]; K 1, K 2 lần lượt là độ cứng cát tuyến của mẫu trong giai đoạn trước khi nứt,
K 1= V cr,n / δ cr , và giai đoạn từ khi nứt đến khi cốt thép dọc chịu kéo chảy, K 2 = (V y,n - V cr,n ) / (δ y - δ cr ) (Hình 2.15), kN/mm; V cr,n , V y,n ,
V u,n lần lượt là lực gây nứt, lực gây chảy và lực gây phá hoại đã được chuẩn hóa của các mẫu, kN; α avr là góc của tháp chọc thủng trung bình so với phương ngang, độ; δ cr , δ y , δ u lần lượt là chuyển vị tại cấp tải gây nứt, chảy dẻo cốt thép và lực gây phá hoại của các mẫu, mm; μ là hệ số dẻo, μ = δ u / δ y ; ε ribu,b , ε ribu,v lần lượt là biến dạng lớn nhất của bản gối và sườn đứng các mẫu, ‰; ε su,reb , ε cu lần lượt là biến dạng lớn nhất của thép thanh và bê tông chịu nén của các mẫu, ‰;
Việc thay đổi vị trí đặt sườn đứng nằm trong sàn (mẫu S-T1-16) và nằm dưới sàn (mẫu S-T2-16), và việc thay đổi hình dạng bản gối có hình vành khuyên (mẫu S-T1-16) thành bốn hình chữ nhật riêng lẻ (mẫu S-T3-16) ảnh hưởng không đáng kể đến hình dạng và góc tháp chọc thủng
Hình 2.11 Khoảng cách và góc chọc thủng
2.4.1.2 Quan hệ lực – chuyển vị của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT và mẫu đối chứng
Hình 2.12 Quan hệ lực – chuyển vị của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT và mẫu đối chứng
Kết quả thí nghiệm của các mẫu được tổng hợp trong Bảng 2.4 Quan hệ tương đối giữa lực tác dụng và chuyển vị của các mẫu thí nghiệm được thể hiện trên Hình 2.12 Trong đó, để loại bỏ ảnh hưởng của sự khác biệt về cường độ chịu nén của bê tông f c giữa các mẫu, V n là lực tác dụng được chuẩn hóa, V n = V/(f c 0,5) với V là lực tác dụng lên mẫu thí nghiệm; và V u,n-SC là lực gây phá hoại của mẫu thí nghiệm sàn – cột BTCT (mẫu đối
50 chứng) được chuẩn hóa, V u,n-SC = V u-SC /(f c 0,5), với V u-SC là lực gây phá hoại của mẫu đối chứng Quan hệ lực và chuyển vị của các mẫu thí nghiệm có thể được chia thành ba giai đoạn gồm: (1) trước khi nứt; (2) sau khi nứt đến cấp tải giới hạn sử dụng V u,ser (cấp tải gây nên chuyển vị = L/250= 2300/250 = 9,2mm, với L là nhịp thử tải, = 2300mm); và (3) từ cấp tải giới hạn sử dụng V u,n,ser đến cấp tải gây phá hoại V u,n Ở giai đoạn trước khi nứt (từ cấp tải 0 đến cấp tải gây nứt V cr,n =8,6%V u,n đối với mẫu sàn – cột BTCT và từ cấp tải 0 đến cấp tải gây nứt V cr,n = 27%V u,n đối với các mẫu sàn – cột CFT, với V cr,n và V u,n lần lượt là lực gây nứt đầu tiên và lực gây phá hoại của từng mẫu được chuẩn hóa), quan hệ lực – chuyển vị của các mẫu là tuyến tính và tương đồng nhau Ở giai đoạn từ khi vết nứt đầu tiên xuất hiện đến cấp tải giới hạn sử dụng V u,n,ser , ứng xử của các mẫu dần chuyển sang phi tuyến và sự khác biệt giữa các mẫu sàn – cột CFT và mẫu sàn – cột BTCT bắt đầu xuất hiện nhưng không lớn; cụ thể, tại cấp tải giới hạn sử dụng của mẫu sàn – cột BTCT đối chứng (mẫu SC) V u,n,ser-SC , chuyển vị của các mẫu sàn – cột CFT lớn hơn từ 6% (mẫu S-T3-16a) đến 61% (mẫu S-T4) so với của mẫu sàn – cột BTCT đối chứng, ngoại trừ chuyển vị của mẫu S-T2-16 nhỏ hơn 9% và của mẫu S-T1-16 nhỏ hơn 5% Ở giai đoạn này, các chi tiết liên kết khác nhau về hình dạng của bản gối (vành khuyên hay chữ nhật), chiều dày của bản gối (10 mm hay 16 mm) và vị trí của sườn đứng (nằm trong hay dưới sàn) ảnh hưởng không đáng kể đến độ cứng của liên kết và tốc độ gia tăng chuyển vị của các mẫu Tuy nhiên, việc có hay không có bản gối ảnh hưởng rõ nét đến độ cứng của mẫu; cụ thể, tại cấp tải giới hạn sử dụng của mẫu sàn – cột BTCT đối chứng (mẫu SC) V u,n,ser-SC , chuyển vị của mẫu không có bản gối (mẫu S-T4) lớn hơn 51% so với chuyển vị trung bình của các mẫu sàn – cột CFT có bản gối Ở giai đoạn cuối (từ cấp tải giới hạn sử dụng V u,n,ser đến cấp tải gây phá hoại V u,n ), chuyển vị lớn nhất của các mẫu sàn cột CFT cao hơn so với của mẫu sàn – cột BTCT từ 29% (mẫu S-T4) đến 123% (mẫu S-T3-16b) (Hình 2.12) Chi tiết bản gối làm tăng chuyển vị cuối cùng của các mẫu sàn – cột CFT đến 73% so với của mẫu không có bản gối (Bảng 2.4) Hình dạng và chiều dày của bản gối không ảnh hưởng nhiều đến tốc độ gia tăng chuyển vị nhưng lại làm tăng đáng kể chuyển vị cuối cùng của mẫu Theo đó, chuyển vị lớn nhất của mẫu dùng liên kết có bản gối dạng chữ nhật (mẫu S-T3-16b) cao
51 hơn 22% so với khi dùng liên kết có bản gối dạng vành khuyên (mẫu S-T1-16); và mẫu dùng liên kết có bản gối dày hơn (mẫu S-T1-16 và S-T3-16b) có chuyển vị cuối cùng lớn hơn khoảng 41% đến 54% so với mẫu cùng dạng liên kết nhưng bản gối mỏng hơn tương ứng (mẫu S-T1-10 và S-T3-10) (Fig 9) Vị trí của bản gối (nằm trên hay dưới sườn đứng) có ảnh hưởng đến chuyển vị cuối cùng của mẫu; cụ thể, chuyển vị cuối cùng của mẫu dùng liên kết có sườn đứng nằm dưới bản gối (mẫu S-T2-16) nhỏ hơn 20% so với của mẫu có sườn đứng nằm trên bản gối (mẫu S-T1-16) (Hình 2.13)
Hình 2.13 Tỉ số giữa chuyển vị đứng lớn nhất của mẫu sàn BTCT – cột CFT và mẫu đối chứng
2.4.1.3 Khả năng kháng chọc thủng và độ cứng của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột
CFT và mẫu đối chứng
(a) Khả năng kháng chọc thủng
Hình 2.14 Tỉ số giữa lực chọc thủng của mẫu liên kết sàn – cột CFT và mẫu đối chứng Khả năng kháng chọc thủng của các mẫu sàn – cột CFT cao hơn từ 9% đến 25% so với của mẫu sàn – cột BTCT đối chứng, ngoại trừ mẫu S-T4 (mẫu không có bản gối) thấp
52 hơn 7% (Hình 2.14) Nguyên nhân của sự suy giảm này có thể là do sự vắng mặt của bản gối làm giảm khả năng kháng cắt từ đó ảnh hưởng đến khả năng kháng chọc thủng của mẫu Trong số các mẫu sàn – cột CFT, mẫu dùng liên kết T2 (bản gối vành khuyên và sườn đứng nằm dưới bản gối) có khả năng kháng chọc thủng lớn nhất, và theo sau lần lượt là các mẫu dùng liên kết T1, T3 và T4 (Hình 2.14)
Khả năng kháng chọc thủng của các mẫu sàn – cột dùng liên kết có bản gối cao hơn của mẫu dùng liên kết không có bản gối từ 17% (mẫu S-T1-10) đến 35% (mẫu S-T2-16) (Hình 2.14) Hình dạng bản gối (vành khuyên hay chữ nhật) ảnh hưởng không đáng kể đến khả năng kháng chọc thủng của mẫu, cụ thể khả năng kháng chọc thủng của mẫu S-T1-16 (bản gối dạng vành khuyên) cao hơn chỉ 1,4% so với của mẫu S-T3-16b (bản gối dạng hình chữ nhật) (Hình 2.14) Chiều dày bản gối ảnh hưởng nhẹ đến khả năng kháng chọc thủng của mẫu – sàn cột CFT; cụ thể, khả năng kháng chọc thủng của mẫu S-T1-10 (bản gối dày 10 mm) nhỏ hơn 13% so với của mẫu S-T1-16 (bản gối dày 16 mm) (Hình 2.14) Nguyên nhân có thể là do giảm chiều dày bản gối làm giảm độ cứng của liên kết và từ đó làm giảm nhẹ khả năng kháng chọc thủng của mẫu
Hình 2.15 Xác định độ cứng cát tuyến K 1 và K 2
Bảng 2.4 tổng hợp các giá trị K 1 và K 2, lần lượt là độ cứng cát tuyến của các mẫu sàn cột tương ứng với giai đoạn trước khi xuất hiện vết nứt trong sàn và giai đoạn sàn chảy dẻo Điểm dẻo của sàn được xác định theo [32] (Hình 2.15) Độ cứng ở giai đoạn trước khi nứt, K 1, của các mẫu sàn – cột CFT lớn hơn từ 2% (mẫu S-T3-16b) đến 16% (mẫu S-T3-10) so với của mẫu sàn – cột BTCT Trừ mẫu S-T2-16 (sườn đứng nằm dưới bản gối) và mẫu S-T4 (mẫu không có bản gối) có độ cứng K 1 thấp hơn 12% và 32% so với mẫu đối chứng Sau giai đoạn nứt, độ cứng K 2 của mẫu sàn – cột CFT thấp hơn từ 24%
(mẫu S-T2-16) đến 50% (mẫu S-T4) so với của mẫu sàn – cột BTCT (Hình 2.16a)
(d) mức độ suy giảm độ cứng
So với độ cứng của mẫu không có bản gối (mẫu S-T4), độ cứng cát tuyến ở giai đoạn trước khi sàn nứt (K 1) của các mẫu sàn – cột CFT có bản gối lớn hơn từ 28% (mẫu S- T2-16) đến 70% (mẫu S-T3-10) và lớn hơn từ 12% (mẫu S-T3-16a) đến 51% (mẫu S- T2-16) ở giai đoạn sau khi sàn nứt đến trước khi sàn chảy dẻo (K 2) (Hình 2.16b) Kết quả này cho thấy bản gối có ảnh hưởng rất lớn đến độ cứng cả trước khi nứt và sau khi nứt của liên kết sàn – cột CFT Như đã đề cập, sự kết hợp giữa cặp sườn đứng và bản gối làm tăng đáng kể độ cứng của chi tiết liên kết Điều này có thể đã góp phần lớn vào việc cải thiện độ cứng của liên kết sàn – cột CFT như vừa nêu Hình dạng bản gối ảnh hưởng đáng kể đến độ cứng của mẫu sàn – cột ở giai đoạn trước khi sàn nứt K 1; theo đó, độ cứng K 1 của các mẫu có bản gối dạng vành khuyên (mẫu S-T1-16 và S-T1-10) lớn hơn của mẫu có bản gối dạng chữ nhật (mẫu S-T3-16b) lần lượt là 12% và 3% (Hình
Ứng xử chọc thủng của các mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT và so sánh với của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT tương ứng
với của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT tương ứng
2.4.2.1 Hình dạng vết nứt và kiểu phá hoại của các mẫu liên kết sàn BTUST – cột
CFT và so sánh với của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT tương ứng
Giống như với các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT, tải trọng ngang ở giai đoạn 1 không tạo nên các vết nứt trên bề mặt mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT; và không có dấu hiệu của các hư hỏng của các mẫu sàn – cột CFT trong giai đoạn chịu tải trọng ngang này Trong giai đoạn chịu tải trọng đứng, các mẫu đều bị phá hoại do cắt thủng (Hình 2.22) Đối với các sàn BTUST – cột CFT, các vết nứt hướng tâm đầu tiên có bề rộng rất bé xuất hiện ở cấp tải từ 30,2% đến 37,2%V u,CFT (V u,CFT là tải phá hoại của mẫu sàn BTUST– cột CFT) Đối với sàn BTUST – cột BTCT, các vết nứt hướng tâm đầu tiên xuất hiện ở cấp tải bằng 26,4%V u,SP (V u,SP là tải gây phá hoại của mẫu sàn BTUST
- cột BTCT) với bề rộng rất bé và phân bố quanh cột Giá trị này đối với hai mẫu sàn
BTCT – cột CFT là 24,5% và 27%V u,CFT Theo sự gia tăng của tải trọng, các vết nứt hướng tâm khác lần lượt xuất hiện và phân bố khá đều; đồng thời, các vết nứt tiếp tuyến xuất hiện và phát triển, hình thành nên tháp cắt thủng và mẫu bị phá hoại; ở cấp tải phá hủy, mẫu bị phá hoại rất đột ngột kèm tiếng nổ lớn (Hình 2.22)
Hình dạng đáy tháp chọc thủng của mẫu sàn BTUST – cột BTCT kém đều đặn hơn so với của các mẫu sàn BTUST – cột CFT Biên của tháp chọc thủng của các mẫu sàn BTUST – cột CFT cách mặt cột một khoảng trung bình r ave từ 4,3d đến 4,7d (d là chiều dày làm việc hiệu quả của sàn); đối với mẫu sàn BTUST – cột BTCT đối chứng, khoảng cách từ biên tháp đến mặt cột trung bình trung bình là 3,1d; trong khi đó, khoảng cách này của mẫu sàn BTCT – cột CFT lần lượt là 4,7d và 4,9d Cạnh bên của tháp chọc thủng của các mẫu sàn không thẳng mà gãy khúc ngay tại cao trình của lớp cốt thép dọc chịu kéo trong sàn (Hình 2.23) Góc tháp chọc thủng trung bình so với phương ngang xác định theo khoảng cách trung bình của biên tháp chọc thủng đến mặt cột theo hai phương Góc tháp chọc thủng α ave này của các mẫu sàn BTUST – cột CFT thay đổi từ 20,4 o đến 21,1 o Góc tháp chọc thủng trung bình của hai mẫu sàn BTCT – cột CFT lần lượt là 20,9 o (mẫu S-T1-16) và 19,1 o (mẫu S-T3-16) Giá trị này của mẫu đối chứng SP là 23,1 o Việc thay đổi hình dạng bản gối có hình vành khuyên (liên kết T1) thành bốn hình chữ nhật riêng lẻ (liên kết T3) ảnh hưởng không đáng kể đến hình dạng và góc
Hình 2.22 Hình dạng vết nứt và tháp chọc thủng của các mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT và mẫu đối chứng
Hình 2.23 Hình dạng tháp chọc thủng của các mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT dùng chi tiết liên kết T1 và T3 theo mặt cắt ngang mẫu
Bảng 2.5 Tổng hợp kết quả thí nghiệm của các mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT và của mẫu đối chứng
Mẫu V u V cr,n V y,n V u,n δ cr δ y δ u α avr μ ε ribu,h ε ribu,v ε su,reb ε cu ε pu K 1 K 2 A 1 A 2 EAI kN mm độ ‰ kN/mm kNmm
Trong Bảng 2.5, A 1, A 2 lần lượt là năng lượng hấp thụ của mẫu trong giai đoạn trước khi cốt thép chảy và giai đoạn từ khi cốt thép chảy đến phá hoại, được xác định bằng diện tích giới hạn bởi đường cong quan hệ lực – chuyển vị và trục hoành của đồ thị (Hình 2.17), kNmm; EAI là chỉ số hấp thụ năng lượng, = [(A 1 +A 2) / A 1]; K 1, K 2 lần lượt là độ cứng cát tuyến của mẫu trong giai đoạn trước khi nứt,
K 1= V cr,n / δ cr , và giai đoạn từ khi nứt đến khi cốt thép dọc chịu kéo chảy, K 2 = (V y,n - V cr,n ) / (δ y - δ cr ) (Hình 2.14), kN/mm; V cr,n , V y,n ,
V u,n lần lượt là lực gây nứt, lực gây chảy và lực gây phá hoại đã được chuẩn hóa của các mẫu, kN; α avr là góc của tháp chọc thủng trung bình so với phương ngang, độ; δ cr , δ y , δ u lần lượt là chuyển vị tại cấp tải gây nứt, chảy dẻo cốt thép và lực gây phá hoại của các mẫu, mm; μ là hệ số dẻo, μ = δ u / δ y ; ε ribu,b , ε ribu,v lần lượt là biến dạng lớn nhất của bản gối và sườn đứng các mẫu, ‰; ε su,reb , ε cu , ε pu lần lượt là biến dạng lớn nhất của thép thanh, bê tông chịu nén và cáp của các mẫu, ‰;
2.4.2.2 Quan hệ lực – chuyển vị của các mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT và so sánh với của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT tương ứng
Kết quả thí nghiệm của các mẫu được tổng hợp trong Bảng 2.5 Quan hệ giữa lực và chuyển vị của các mẫu được thể hiện trên Hình 2.24 Trong đó, V n là lực tác dụng được chuẩn hóa, V n = V/(f c 0,5), với V là lực tác dụng lên mẫu; và V u,n-SP là lực gây phá hoại của mẫu sàn BTUST – cột BTCT (mẫu đối chứng) được chuẩn hóa, V u,n-SP = V u-SP /(f c 0,5), với V u-SP là lực gây phá hoại của mẫu đối chứng Quan hệ lực và chuyển vị của các mẫu có thể được chia thành hai giai đoạn gồm: giai đoạn trước khi nứt và giai đoạn sau khi nứt đến cấp tải gây phá hoại Ở giai đoạn trước khi nứt (từ cấp tải 0 đến cấp tải gây nứt
V cr,n &,4%V u,n đối với mẫu sàn BTUST – cột BTCT, từ cấp tải 0 đến cấp tải gây nứt
V cr,n 7,2%V u,n đối với các mẫu sàn BTUST – cột CFT, và từ cấp tải 0 đến cấp tải gây nứt V cr,n '%V u,n đối với các mẫu sàn BTCT – cột CFT với V cr,n và V u,n lần lượt là lực gây nứt đầu tiên và lực gây phá hoại của từng mẫu được chuẩn hóa), quan hệ lực – chuyển vị của các mẫu là tuyến tính và tương đồng nhau Mặc dù, chuyển vị của các mẫu sàn BTUST – cột CFT có nhỏ hơn so với của mẫu sàn BTUST – cột BTCT (mẫu đối chứng) nhưng không đáng kể Trong giai đoạn này, ảnh hưởng của cáp UST hay cấu tạo của chi tiết liên kết đến ứng xử của các mẫu thí nghiệm là không đáng kể
Hình 2.24 Quan hệ lực – chuyển vị của các mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT và mẫu đối chứng Ở giai đoạn từ khi vết nứt đầu tiên xuất hiện đến đến cấp tải phá hoại của mẫu, ứng xử
66 của các mẫu dần chuyển sang phi tuyến và có sự khác biệt rất rõ, đặc biệt giữa các mẫu sàn BTCT – cột CFT và các mẫu sàn BTUST – cột CFT hay sàn BTUST – cột BTCT (mẫu đối chứng) Đáng lưu ý là, chuyển vị của các mẫu sàn BTUST – cột CFT đều nhỏ hơn so với của sàn BTUST – cột BTCT khi xét tại cùng một cấp tải Cụ thể, tại cấp tải giới hạn sử dụng của mẫu sàn BTUST– cột BTCT đối chứng (mẫu SP), V u,n,ser-SP (cấp tải gây nên chuyển vị = L/250= 2300/250 = 9,2 mm, với L là nhịp thử tải, = 2300 mm), chuyển vị của các mẫu sàn BTUST – cột CFT nhỏ hơn đến từ 4% đến 21% so với của mẫu sàn BTUST – cột BTCT Kết quả thú vị này cho thấy không có sự khác biệt đáng kể giữa độ cứng cũng như tính toàn khối của liên kết giữa hai loại liên kết sàn BTUST – cột CFT và sàn BTUST – cột BTCT truyền thống
Trong giai đoạn này, cáp UST gây nên sự khác biệt rất lớn trong việc làm tăng đáng kể độ cứng và giảm mạnh chuyển vị của mẫu Cụ thể, tại cấp tải giới hạn sử dụng của mẫu sàn BTUST– cột BTCT đối chứng (mẫu SP), V u,n,ser-SP , chuyển vị của các mẫu sàn BTUST – cột CFT nhỏ hơn từ 10% đến 21% so với của các mẫu sàn BTCT – cột CFT
Sự khác nhau về hình dạng của bản gối (vành khuyên hay chữ nhật rời rạc), ảnh hưởng không đáng kể đến độ cứng của liên kết và tốc độ gia tăng chuyển vị của các mẫu Mẫu dùng bản gối hình vành khuyên có chuyển vị nhỏ hơn so với của mẫu dùng bản gối hình chữ nhật 18% đối với mẫu sàn BTUST và 8% đối với mẫu sàn BTCT truyền thống
Tại thời điểm phá hoại, chuyển vị lớn nhất của các mẫu sàn BTUST - cột CFT lớn hơn so với của mẫu sàn BTUST – cột BTCT truyền thống (mẫu đối chứng) từ 12% đến 39%, cho thấy được khả năng biến dạng tốt của liên kết sàn BTUST – cột CFT (Hình 2.25a) Độ võng cuối cùng của mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT nhỏ hơn từ 45% (dùng chi tiết hình vành khuyên) đến 51% (dùng chi tiết hình chữ nhật) so với của mẫu liên kết sàn BTCT - cột CFT (Hình 2.26a) Kết quả này một mặt cho thấy khả năng biến dạng hạn chế của liên kết sàn BTUST – cột CFT do ảnh hưởng của ứng suất nén trước đã góp phần làm giòn hóa ứng xử của liên kết; nhưng ở mặt khác, nó cho thấy hiệu quả cao của cáp UST trong việc kiểm soát độ võng của sàn BTUST, vốn là tiêu chí thiết kế chủ đạo nhằm đảm bảo trạng thái sử dụng bình thường của kết cấu Sự thay đổi hình dạng của bản gối từ hình vành khuyên sang bốn tấm hình chữ nhật rời rạc không ảnh hưởng nhiều đến tốc độ gia tăng chuyển vị nhưng lại làm tăng đáng kể chuyển vị cuối cùng của mẫu
67 do sự giảm yếu độ cứng của chúng Theo đó, chuyển vị lớn nhất của mẫu dùng liên kết có bản gối dạng vành khuyên nhỏ hơn so với khi dùng liên kết có bản gối dạng chữ nhật xấp xỉ 19% đối với nhóm mẫu sàn BTUST và 16% đối với nhóm mẫu sàn BTCT
(a) chuyển vị lớn nhất (b) lực phá hoại
Hình 2.25 So sánh chuyển vị lớn nhất và lực gây phá hoại của mẫu liên kết sàn – cột
CFT với của mẫu đối chứng
(a) chuyển vị lớn nhất (b) lực gây phá hoại
Hình 2.26 So sánh chuyển vị lớn nhất và lực gây phá hoại của mẫu liên kết sàn
BTUST – cột CFT với mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT
2.4.2.3 Khả năng kháng chọc thủng và độ cứng của các mẫu liên kết sàn BTUST – cột
CFT và so sánh với của các mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT tương ứng (a) Khả năng kháng chọc thủng
Khả năng kháng chọc thủng của các mẫu sàn BTUST – cột CFT dùng các chi tiết liên kết cải tiến lớn hơn nhẹ từ 6% đến 10% so với của mẫu sàn BTUST – cột BTCT đối chứng (Hình 2.25b) Điều này cho thấy sự hiệu quả của các chi tiết liên kết đề xuất trong việc đảm bảo khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTUST – cột CFT Hình dạng bản gối (vành khuyên hay chữ nhật) gần như không ảnh hưởng đến khả năng kháng chọc thủng của mẫu Cụ thể, khả năng kháng chọc thủng của mẫu SP-T1-16 (bản gối dạng vành khuyên) xấp xỉ của hai mẫu bản gối dùng chi tiết liên kết dạng hình chữ nhật
(Bảng 2.5) Khả năng kháng chọc thủng của các mẫu sàn BTUST – cột CFT lớn hơn nhẹ, từ 3% đến 8% so với của mẫu sàn BTCT – cột CFT (Hình 2.26b)
Sự chênh lệch nhỏ về khả năng kháng chọc thủng giữa hai loại mẫu sàn này có thể được giải thích như sau Thứ nhất, góc hợp thành giữa lực căng cáp tại tiết diện phá hoại và mặt phẳng của sàn nhỏ (chỉ xấp xỉ 1 o ) khiến cho thành phần đứng của lực căng cáp nhỏ; trong khi, thành phần này tham gia trực tiếp vào cải thiện khả năng kháng chọc thủng của sàn Thứ hai, khả năng chịu chọc thủng của sàn còn được quyết định chủ yếu bởi khả năng chịu lực và biến dạng của bê tông Hay nói cách khác, khả năng kháng chọc thủng của sàn còn bị giới hạn bởi các đặc tính cơ học của bê tông; trong khi, cường độ bê tông giữa sàn BTUST và sàn BTCT trong nghiên cứu này được thiết kế như nhau (nhằm phục vụ cho mục đích chỉ đánh giá ảnh hưởng của việc có hay không có cáp UST) Ứng suất căng trước giúp cải thiện mạnh khả năng chịu kéo của mẫu Theo nguyên lý cân bằng lực, lực kéo tăng kéo theo lực nén trong tiết diện tăng; tuy nhiên, do cường độ chịu nén của bê tông của các mẫu là không đổi cho nên sự khác biệt về mức độ đóng góp của bê tông vào khả năng chịu chọc thủng của các mẫu BTUST và BTCT dùng chung chi tiết liên kết trong nghiên cứu này là không lớn như kỳ vọng
Mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT
(1) So với mẫu sàn – cột BTCT đối chứng, các mẫu sàn BTCT – cột CFT sử dụng các chi tiết liên kết đề xuất đầy đủ (gồm cả bản gối và sườn đứng) cho thấy được sự cải thiện đáng kể trong các vấn đề sau:
- khả năng chịu chọc thủng và khả năng biến dạng (chuyển vị lớn nhất) lớn hơn lần lượt từ 9% đến 25% và từ 29% đến 123%;
- độ cứng ở giai đoạn trước khi nứt của các mẫu sàn – cột CFT lớn hơn đến 16% nhưng giảm nhanh trong giai đoạn sau khi nứt đến khi sàn chảy dẻo và nhỏ hơn từ 32% đến 44% so với mẫu sàn – cột BTCT đối chứng;
- độ dẻo dai các mẫu sàn cột CFT cao hơn từ từ 21% đến 91%;
- chỉ số hấp thụ năng lượng (EAI) của các mẫu sàn – cột CFT cao hơn từ 7% đến 46%; tổng năng lượng hấp thụ (E) cao hơn từ 18% đến 216%
(2) Bản gối làm tăng mạnh độ cứng trước khi nứt (từ 28% đến 70%) và độ cứng sau khi nứt (từ 12% đến 51%) của các mẫu sàn – cột CFT so với của mẫu sàn – cột CFT không dùng bản gối, từ đó làm giảm chuyển vị của mẫu trong giai đoạn sử dụng (đến 51%) Đồng thời, sự hiện diện của bản gối cải thiện đáng kể khả năng kháng chọc thủng, khả
78 năng biến dạng và độ dẻo dai của mẫu sàn – cột CFT đến 35%, 73%, và 84%;
(3) Việc dùng liên kết có bản gối gồm bốn bản thép rời rạc hình chữ nhật (liên kết T3) thay cho bản gối hình vành khuyên (liên kết T1) không làm giảm đáng kể khả năng kháng chọc thủng (xấp xỉ 1,4%) mà còn giúp cải thiện hiệu quả độ dẻo dai (lên tới 14%) và làm tăng khả năng hấp thu năng lượng (đến 25%) của mẫu sàn – cột CFT Ngoài ra, dạng liên kết mới này (liên kết T3) còn làm giảm đáng kể trọng lượng thép bản, đơn giản hóa công tác thi công, từ đó góp phần đẩy nhanh được tốc độ thi công của loại kết cấu sàn – cột CFT;
(4) Sự có mặt của bản gối làm giảm đáng kể biến dạng của sườn đứng của liên kết sàn – cột CFT; theo đó, biến dạng của sườn đứng của các mẫu dùng liên kết có bản gối nhỏ hơn từ 53% đến 59% so với của mẫu không có bản gối tại cấp tải phá hủy của mẫu này (mẫu S-T4) Việc thay đổi bản gối hình vành khuyên sang dạng chữ nhật làm giảm biến dạng của bản gối đến 230% so với của bản gối hình vành khuyên Tại thời điểm phá hoại của các mẫu sàn – cột CFT, sườn đứng của các mẫu nhìn chung đều chảy dẻo, nhưng các bản gối thì chưa;
(5) So với việc xuyên cốt thép thanh qua cột, việc dùng sườn đứng để neo thép thanh và liên kết với bê tông trong lõi cột và trong sàn của mẫu có sườn đứng nằm trên (S-T1-16) làm tăng độ cứng trước khi nứt K 1, độ dẻo dai và chỉ số hấp thụ năng lượng EAI lần lượt 24%, 35% và 25% so với mẫu S-T2-16 nhưng làm giảm khả năng duy trì độ cứng sau khi nứt K 2 (nhỏ hơn 11%).
Mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT
(1) So với mẫu sàn BTUST – cột BTCT đối chứng, các mẫu sàn BTUST – cột CFT sử dụng các chi tiết liên kết đề xuất có các ưu điểm cụ thể như sau:
- khả năng chịu chọc thủng lớn hơn nhẹ (tối đa 10%) và khả năng biến dạng (chuyển vị lớn nhất) tốt hơn rõ rệt (lên đến 39%);
- độ dẻo dai cao hơn đáng kể (đến 25%) và chỉ số hấp thụ năng lượng lớn hơn nhẹ (đến 9%); khả năng hấp thụ năng lượng cao hơn đáng kể (65%);
- độ cứng ở giai đoạn trước khi nứt lớn hơn (21%) và chỉ giảm nhẹ trong giai đoạn sau khi nứt đến khi sàn chảy dẻo (từ xấp xỉ đến thấp hơn 13%)
(2) Việc dùng chi tiết liên kết có bản gối gồm bốn bản thép rời rạc hình chữ nhật thay cho bản gối hình vành khuyên cho liên kết sàn BTUST – cột CFT không ảnh hưởng đáng kể đến khả năng kháng chọc thủng (xấp xỉ 1,4%), chỉ số hấp thu năng lượng, và làm giảm nhẹ độ dẻo dai của liên kết (khoảng 14%), nhưng giúp đơn giản hóa được công tác thi công Ngoài ra, việc thay đổi bản gối hình vành khuyên sang dạng chữ nhật còn làm giảm biến dạng của bản gối đến 56% so với của bản gối hình vành khuyên Tại thời điểm phá hoại của các mẫu sàn BTUST – cột CFT, sườn đứng của các mẫu nhìn chung đều chảy dẻo, nhưng các bản gối thì chưa.
So sánh mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT với mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT
(1) Cáp ứng suất trước (UST) làm tăng nhẹ (tối đa 8%) khả năng kháng chọc thủng của các mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT so với của mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT trong nghiên cứu này; nhưng nó giúp cải thiện đáng kể độ cứng của liên kết, đặc biệt ở giai đoạn sau nứt, theo đó độ cứng của mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT lớn hơn rõ rệt từ 85% (mẫu dùng chi tiết bản gối vành khuyên) đến 118% (mẫu dùng chi tiết bản gối hình chữ nhật) so với của mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT;
(2) Cáp UST giúp kiểm soát rất hiệu quả tốc độ suy giảm độ cứng của liên kết sàn – cột CFT; theo đó, mức độ suy giảm độ cứng sau khi nứt so với trước khi nứt của mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT nhỏ hơn rất đáng kể (đến 2,1 lần) so với của mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT Kết quả này khiến cho cáp UST một mặt giúp sàn kiểm soát tốt chuyển vị (giảm đến 58%) và đảm bảo tốt yêu cầu kết cấu về giới hạn sử dụng; nhưng ở mặt khác, nó cũng làm tăng tính giòn và giảm khả năng biến dạng (chuyển vị cuối cùng) của sàn (đến 51%);
(3) So với mẫu liên kết sàn BTCT – cột CFT, độ dẻo dai và và chỉ số hấp thụ năng lượng của mẫu liên kết sàn BTUST – cột CFT giảm đáng kể lần lượt đến 44% và 41% Ngoài ra, cáp UST còn giúp làm giảm mạnh biến dạng của bản gối và sườn đứng (lần lượt đến 75% và 81%) và của thép thanh trong sàn (đến 91%)
XÂY DỰNG CÔNG THỨC DỰ ĐOÁN KHẢ NĂNG KHÁNG CHỌC THỦNG CỦA LIÊN KẾT SÀN PHẲNG BTCT/BTUST – CỘT CFT
Công thức đề xuất xác định khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn
Khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT có thể được xác định dựa trên mô hình sàn phẳng như là tổng khả năng kháng cắt của hai dầm trực giao tương đương có nhịp lần lượt là L 1 và L 2 như Hình 3.1 theo [5] Các nhịp này được xác định như là khoảng cách giữa các điểm uốn trên biểu đồ phân bố mô-men trên sàn Bề rộng của các dầm lần lượt là b cr,1 và b cr,2, được chọn dựa trên bề rộng của cạnh đáy của tháp chọc thủng Kết quả thí nghiệm từ nghiên cứu này cho thấy vết nứt xiên (vết nứt cắt) xuất hiện từ biên ngoài của bản gối theo một góc α so với cạnh sàn (Hình 3.1)
Khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn cột CFT (V u ) có thể xác định như sau:
(3.1) trong đó, V u1 và V u2 lần lượt là khả năng kháng cắt của các dầm trực giao Khả năng kháng cắt của các dầm trực giao V u1 (hoặc V u2) có thể xác định bằng cách cộng tác dụng khả năng kháng cắt của dầm không có cốt kháng cắt CFT, V c0,1, khả năng kháng cắt do hiệu ứng chốt chặn của bản gối và sườn đứng, V CFT,1:
Hình 3.1 Mô hình dầm tương đương cho liên kết sàn – cột CFT không bị ngăn cản chuyển vị ngang
Liên quan đến khả năng kháng cắt của dầm bê tông cốt thép (BTCT) không có cốt kháng cắt, năm thành phần kháng cắt đã được tổng kết như sau: (1) khả năng kháng cắt của vùng bê tông chịu nén chưa nứt; (2) khả năng kháng cắt do lực nén xiên trong vùng bê tông chịu nén gây ra bởi hiệu ứng vòm; (3) khả năng kháng cắt do hiệu ứng cài móc của cốt liệu dọc theo vết nứt xiên; (4) khả năng kháng cắt do hiệu ứng chốt chặn của cốt dọc chịu kéo; và (5) là khả năng kháng cắt do ứng suất kéo dư vuông góc với vết nứt xiên do hiệu ứng mềm hóa của bê tông Trong năm cơ chế này, khả năng kháng cắt do lực nén xiên trong vùng bê tông chịu nén gây ra bởi hiệu ứng vòm chỉ xuất hiện rõ ràng trong dầm cao, dầm ngắn hoặc ở khu vực gần gối tựa, vì vậy, nó được bỏ qua trong trường hợp này Tương tự, hiệu ứng cài móc cốt liệu dọc theo vết nứt xiên và sự tồn tại của ứng suất kéo dư vuông góc với vết nứt xiên do hiệu ứng mềm hóa bê tông chỉ đáng kể khi vết nứt có bề rộng nhỏ Tuy nhiên, bề rộng của vết nứt xiên theo kết quả thực nghiệm trong trường hợp cắt thủng rất lớn, xấp xỉ 4 mm [5]; các vết nứt lớn như vậy làm giảm mạnh các hiệu ứng này, vì vậy, chúng cũng có thể được bỏ qua [33] Ngoài ra, kết quả thực nghiệm trong Bảng 2.4 và Bảng 2.5 cho thấy cốt dọc chịu kéo trong sàn đều bị chảy tại thời điểm mẫu bị phá hoại chọc thủng cho nên khả năng kháng cắt do hiệu ứng chốt chặn của cốt dọc chịu kéo bằng không Như vậy, khả năng kháng cắt của
Biên ngoài của bản gối Chu vi tháp chọc thủng
82 dầm không có cốt kháng cắt CFT, V c0,1, trong nghiên cứu này chỉ được xác định dựa trên khả năng kháng cắt của vùng bê tông chịu nén chưa nứt (V c ) (Hình 3.2) Công thức đề xuất trong nghiên cứu này được dựa trên các phương trình cân bằng, các điều kiện tương thích về biến dạng và quan hệ ứng suất và biến dạng của vật liệu (Hình 3.2)
Phương trình cân bằng lực ngang như sau (Hình 3.2):
Hình 3.2 Mô hình phân bố ứng suất – biến dạng và các giả thuyết hình học của vết nứt xiên trong dầm dựa trên hình thái phá hoại của các mẫu thí nghiệm trong nghiên cứu này
Trong phương trình (3.3), F s (N) là lực kéo của cốt dọc chịu kéo Kết quả thí nghiệm (Bảng 2.4 và Bảng 2.5) cho thấy cốt dọc chịu kéo trong tất cả các mẫu đều bị chảy khi mẫu bị phá hoại Vì vậy, lực kéo của cốt dọc chịu kéo, F s , có thể được xác định như sau:
F s s b cr ,1 d f y (3.4) trong đó, ρs là hàm lượng cốt dọc chịu kéo trong sàn, bcr,1 = 2aT + c2 + 2Lhr,2 (mm) (Hình 3.1) và d (mm) lần lượt là bề rộng và chiều cao làm việc của tiết diện dầm tương đương, và fy (N/mm2) là giới hạn chảy của cốt thép chịu kéo
Lực nén của bê tông, Fc (N), trong phương trình (3.3) có thể xác định như sau (Hình 3.2):
Tâm của vùng gạch chéo của đường cong ứng suất biến dạng
Quan hệ ứng suất và biến dạng khi nén dọc trục của bê tông được xác định theo [34], đã được trình bày trong [27] (Hình 3.2):
2 c c c c c o o f (3.6) trong đó, ε c là biến dạng nén của bê tông; ε o là biến dạng nén của bê tông tương ứng với cường độ chịu nén của bê tông f c , εo = 2f c /E c ; và E c (N/mm 2 ) là mô đun đàn hồi của bê tông khi nén, E c = 4700(f c ) 0.5 với f c tính theo N/mm 2
Biến dạng nén của bê tông ε c tại vị trí x bất kỳ được tính theo biến dạng nén của bê tông tại thớ ngoài cùng khi dầm bị phá hủy do cắt ε c,sh (Hình 3.2):
c c sh sh x x (3.7) trong đó, ε c,sh biến dạng nén của bê tông khi dầm bị phá hủy cắt, ε c,sh = 0,002 [35]; x sh
(mm) là chiều cao vùng nén của bê tông ứng với lực phá hoại cắt (Hình 3.2)
Thế phương trình (3.6) và (3.7) vào phương trình (3.5):
sh c sh c sh c cr c sh o sh o
c sh sh c sh sh c sh c sh c cr c cr c sh o o o o x x
Thế phương trình (3.4) và (3.9) vào phương trình (3.3):
c sh c sh cr c sh s cr y o o b f x b d f (3.10)
Thế ε o = 2f c /E c và ε c,sh = 0,002 vào phương trình (3.10), chiều cao của trục trung hòa (x sh ) được xác định như sau: x sh 4, 7 s f c d f 7,38 y (3.11)
Sử dụng phương pháp hồi quy tuyến tính, phương trình (3.11) có thể được viết lại ở dạng ngắn gọn hơn (với sai số nhỏ hơn 3% so với dạng gốc) như sau:
Phương trình cân bằng mô-men xét tại trọng tâm của vùng bê tông chịu nén có thể viết như sau (Hình 3.2):
Trong phương trình (3.13), z (mm) là cánh tay đòn ngẫu lực và được xác định như sau (Hình 3.2): z d x sh x M (3.14)
Trong đó, x M (mm) là khoảng cách từ điểm tác dụng của lực nén bê tông F c (hay trọng tâm của vùng nén bê tông, điểm M) đến trục trung hòa (Hình 3.2), được xác định từ phương trình (3.7):
Trong phương trình (3.15), ε cM là biến dạng của bê tông vùng nén tại tâm của diện tích và có thể xác định dựa trên phép tính tích phân như sau:
Thế phương trình (3.6) và (3.7) vào phương trình (3.16) và giải phương trình tích phân này, phương trình này có thể viết lại như sau:
Với f c thay đổi từ 20 (N/mm 2 ) đến 80 (N/mm 2 ), trị trung bình của tỉ số ε cM / ε c,sh được xác định = 0,64 với hệ số biến thiên COV rất bé, = 0,012 Vì vậy, tỉ số ε cM / ε c,sh có thể lấy bằng 0,64 mà không gây nên sai số đáng kể so với phương trình gốc (3.17) Từ đây, phương trình (3.15) có thể viết lại như sau: x M 0,64x sh (3.18) Thế phương trình (3.14) và (3.18) vào phương trình (3.13), phản lực V re,1 của dầm tương đương có thể xác định như sau:
Sử dụng phương trình (3.4) và (3.12) và biến đổi toán, phương trình (3.19) có thể viết lại ở dạng đơn giản như sau:
Trong công thức (3.20), a o là đại lượng biến đổi trung gian, a o = (f c 2/3 – 0,189ρ s f y )/ f c 1/3; ω là hàm lượng cơ học của cốt thép trong sàn, ω = ρ s (f y / f c ); b cr,1 (mm) và d (mm) là bề rộng và chiều cao làm việc của tiết diện dầm tương đương, b cr,1 = 2a T + c2 + 2L hr2; đại lượng k = (L 1 – c 1 – 2L hr1)/d miêu tả ảnh hưởng độ mảnh của sàn có kể đến chiều dài vươn ra của bản gối
Chiều dài của hình chiếu vết nứt xiên lên trục dầm a T được xác định như sau (Hình 3.2): tan
T d x a (3.21) Thế phương trình (3.12) vào phương trình (3.21):
Theo Hình 3.2 khả năng kháng cắt của dầm không có cốt kháng cắt CFT, V c0,1, được xác định như sau:
Khả năng kháng cắt của sườn đứng và bản gối do hiệu ứng cài chốt (dowel), V CFT,1, đóng góp cho dầm có thể được xác định như sau:
L (3.24) trong đó, A s,rib (mm 2 ) là diện tích mặt cắt đứng của bản gối của một mặt cột (sườn đứng không được xét vì chúng bị chảy dẻo tại thời điểm mẫu bị phá hủy theo kết quả thực nghiệm ở Bảng 2.4 và Bảng 2.5); G s = E s /[2(1+ν)] (N/mm 2 ) là mô đun kháng cắt; E s 200000 (N/mm 2 ) là mô-đun đàn hồi cốt thép; ν = 0,3 là hệ số Poisson của thép; γ s = Δv s
/ L hr1 là biến dạng trượt của bản gối; Δv s (mm) là chênh lệch chuyển vị đứng giữa vị trí
Công thức đề xuất xác định khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn
Kết quả thực nghiệm trong nghiên cứu này cho thấy góc α của các mẫu đều nhỏ hơn
30 o , khá phù hợp với góc tháp chọc thủng trong [22] Khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn cột BTUST – cột CFT có thể xác định gần đúng bằng cách cộng tác dụng khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTCT – cột CFT (phương trình 3.28) và thành phần tham gia kháng chọc thủng của cáp ứng suất trước được xác định theo [22] như sau:
1 cr 4 o 0, 0115 s rib s u c cr cp cr hr b L a A E
(3.30) trong đó, k 1 = 0,1; σ cp là ứng suất nén trung bình, σ cp = (σ cx + σ cy )/2; σ cx và σ cy lần lượt là ứng suất nén trung bình theo từng phương của sàn, σ cx = P x / A cx và σ cy = P y / A cy ; P x và
P y là tổng lực căng trong cáp theo từng phương sau khi trừ đi tổn hao; u o là chu vi tháp chọc thủng
Trường hợp sàn vuông, khả năng kháng chọc thủng của liên kết sàn BTUST – cột CFT dùng chi tiết thép tấm có thể được tính đơn giản như sau: u m 8 o c 2/3 cr 0, 023 s rib , s 1 cp 0 hr
Các thông số trong công thức (3.31) tương tự như trong công thức (3.29)
KIỂM CHỨNG VÀ SO SÁNH CÔNG THỨC ĐỀ XUẤT
Kiểm chứng
Công thức đề xuất được kiểm chứng với kết quả thực nghiệm từ 12 mẫu gồm của nghiên cứu này và các nghiên cứu trước đây của Chen và cộng sự [14] và của Yan và Wang [13] dùng loại liên kết thép hình và thép hộp nhưng phần đáy liên kết trùng cao trình đáy sàn, có sự tương đồng nhất định với nghiên cứu này (trong khi hầu hết các liên kết thép hình khác nằm giữa các lớp thép sàn) Các liên kết trong [13] và [14] tuy có ứng xử (phần sườn đứng chưa xác định đã chảy dẻo hay chưa) có thể không thật phù hợp với ứng xử của liên kết đề xuất trong luận án (phần sườn đứng trong nghiên cứu này chảy dẻo) nhưng do có sự tương đồng nhất định và để kiểm tra tính tổng quát của công thức đề xuất, các mẫu này được sử dụng để kiểm chứng Kết quả thực nghiệm của 12 mẫu thu được từ các thí nghiệm chọc thủng liên kết sàn – cột CFT với các loại liên kết khác nhau, cường độ bê tông f c khác nhau (từ 28 đến 40 MPa), chiều cao làm việc của sàn d khác nhau (từ 166 đến 214 mm) và tỷ số nhịp/chiều cao làm việc L/d cũng khác nhau (từ 9,5 đến 14) Các mẫu trong [14] thí nghiệm theo sơ đồ ngăn cản chuyển vị ngang; trong khi, các mẫu trong [13] chỉ là gối tựa đơn nên hệ số c m trong công thức (3.29) được lấy bằng 1 Giá trị trung bình (Mean) và hệ số biến thiên (COV) của tỷ số khả năng kháng chọc thủng theo lý thuyết và thực nghiệm V u,pred /V u,exp được tổng hợp trong Bảng
3.1 Kết quả cho thấy khả năng kháng chọc thủng xác định từ công thức đề xuất và từ thực nghiệm có sự tương đồng tốt (Hình 3.3a), thể hiện qua giá trị trung bình của tỷ số
V u,pred /V u,exp và hệ số biến thiên COV là 0,93 và 0,144 Tuy nhiên, do số lượng mẫu có giới hạn trong đánh giá này (như đã đề cập ở trên, cho đến thời điểm hiện tại, chỉ có một vài nghiên cứu liên quan đến mẫu sàn – cột CFT dùng chi tiết liên kết dạng thép bản hoặc chi tiết liên kết có sự tương đồng như trong nghiên cứu này), độ chính xác của công thức đề xuất cần được kiểm chứng thêm với số lượng mẫu nhiều hơn để khẳng định tính chính xác và độ ổn định của công thức
Mức độ chính xác của công thức đề xuất theo từng thông số như cường độ chịu nén của bê tông (f c ), chiều dày làm việc của sàn (d), và tỉ số nhịp trên chiều dày sàn (L/d) cũng được kiểm chứng với kết quả được thể hiện trên các Hình 3.4a đến 3.6a Do số lượng kết quả thực nghiệm liên quan đến khả năng kháng chọc thủng cho trường hợp liên kết sàn – cột CFT dùng chi tiết liên kết dạng bản còn rất hạn chế, nên việc đánh giá mức độ chính xác và sự phân tán kết quả tính từ công thức đề xuất theo các thông số vừa nêu chưa được rõ ràng Tuy vậy, sự phân tán của kết quả dự đoán từ công thức đề xuất cho thấy có sự phân tán tương đối ổn định theo thông số cường độ bê tông (Hình 3.4a); trong khi, theo thông số d và L/d, mức độ ổn định của kết quả có xu hướng kém hơn Cụ thể, công thức đề xuất có xu hướng cho kết quả tính thiên về an toàn khi chiều dày làm việc của sàn tăng (Hình 3.4b) và khi tỉ số L/d tăng (Hình 3.4c)
(a) theo công thức đề xuất (b) theo công thức trong [9]
Hình 3.3 So sánh khả năng chịu chọc thủng với kết quả thực nghiệm (V u,exp )
(a) theo công thức đề xuất (b) theo công thức trong [9]
Hình 3.4 Ảnh hưởng của cường độ bê tông đến tỉ số khả năng chịu chọc thủng
(a) theo công thức đề xuất (b) theo công thức trong [9]
Hình 3.5 Ảnh hưởng của chiều cao làm việc của sàn bê tông đến tỉ số khả năng chịu chọc thủng
V u,pre d,pr op / V u,exp f c (MPa)
(a) theo công thức đề xuất (b) theo công thức trong [9]
Hình 3.6 Ảnh hưởng của tỉ lệ chiều dài nhịp với chiều cao làm việc của sàn bê tông đến tỉ số khả năng chịu chọc thủng