Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Nghiên cứu ứng xử dầm thép - bê tông liên hợp sử dụng thép hình C cán nguội

dầm thép – bê tông cốt thép liên hợp nói trên nhằm: đánh giá khả năngchịu lực – độ dai của kết cấu, phân tích ứng xử liên hợp – tính hiệu quảcủa liên kết kháng cắt liên tục được sử dụng.

Thép cán nguội thường có chiều dày từ 1.2 đến 3.2mm [13], đã được thừa nhận là một trong những loại vật liệu quan trọng, đáp ứng được những yêu cầu khắt khe về tính thân thiện với môi trường ở các quốc gia phát triển Chúng được sử dụng rộng rãi trong công nghiệp ô tô, tấm lợp, thép lá, ống thép, thiết bị gia dụng, nội thất Trong lĩnh vực xây dựng nói riêng, thép cán nguội được xem là loại vật liệu phổ biến cho các dự án nhà ở có mức đầu tư thấp, các trung tâm thương mại qui mô vừa và nhỏ, các hệ kèo mái hay các hệ thống sàn nhẹ với mức khống chế hoạt tải trong khoảng từ 2.0 đến 6.0 kN/m 2 [11]

Hình 1.2 Thép cán nguội và ứng dụng

Vật liệu thép nói chung, đã được ứng dụng rộng rãi và là vật liệu không thể thay thế trong ngành công nghiệp xây dựng bởi những ưu điểm to lớn mà nó mang lại: khả năng chịu lực, độ bền, hiệu quả kinh tế Thép cán nguội thừa hưởng chính những ưu điểm đó, cùng với những đặc trưng nổi bật sau đã tạo nên một xu hướng mới trong việc sử dụng thép vào các hệ kết cấu:

• Giá trị kinh tế: thép cán nguội từ lâu được xem là một giải pháp cho bài toán tối ưu hóa chi phí đầu tư cho các dự án thích hợp Điều này xuất phát từ ưu điểm về chi phí sản xuất, kho bãi, vận chuyển và gia công thép hình thành phẩm.

• Giá trị và tính linh hoạt trong thiết kế kiến trúc: việc sử dụng thép cán nguội hay thép thành mỏng, mang đến rất nhiều sự linh hoạt trong thiết kế kiến trúc Đây là vật liệu chính trong công tác hoàn thiện các hệ mặt dựng trang trí – cách âm – cách nhiệt, trần thạch cao, các hệ sàn nâng đã và đang ngày càng được sử dụng rộng rãi.

• Khả năng thi công: hầu hết các tiết diện thép cán nguội phổ biến có thể tìm mua dễ dàng trên thị trường Với đặc tính nhẹ và có thể thay đổi chiều dài thép thành phẩm theo yêu cầu; công tác vận chuyển đến công trình cũng như di chuyển, lắp dựng không còn quá phức tạp Đặc tính rõ ràng

4 Chương 1 GIỚI THIỆU nhất khi xét đến ưu điểm thi công của thép cán nguội là tính “panel hóa”.

Hầu hết công tác tính toán, gia công và tiền chế tạo hoàn toàn có thể thực hiện tại nhà máy hoặc ngay tại công trình, trước khi tiến hành công tác lắp dựng Quá trình tiền chế cũng góp phần kiểm soát tốt hơn độ chính xác và tính ổn định của các tiết diện thép cán nguội khi làm việc Ngoài ra, có thể rút ngắn thời gian thi công bằng liên kết đinh vít, vốn được xem là loại liên kết phổ biến nhất cho loại vật liệu này.

• Khả năng chống cháy, cách âm, cách nhiệt: đặc tính không bắt lửa và chịu nhiệt là một trong những đặc tính quan trọng của thép khi làm việc Đối với các hệ sàn thép – bê tông liên hợp, công tác thiết kế và bố trí hệ thống phòng cháy – chữa cháy có nhiều ưu điểm hơn so với các hệ dầm sàn bê tông truyền thống [14] Các hệ thống trần, vách ngăn, mặt dựng sử dụng thép cán nguội kết hợp cùng vật liệu phù hợp như: tấm xi măng cốt vi sợi, tấm 3D, tấm thạch cao, kính cường lực mang lại hiệu quả cao trong việc cách âm, cách nhiệt và kiểm soát độ ẩm cho công trình với chi phí thấp, đảm bảo tính thẩm mỹ.

• Tính bền vững, độ tin vậy và thân thiện với sức khỏe: bên cạnh cường độ cao hơn so với các loại thép thông thường; lớp mạ kẽm trên bề mặt giúp gia tăng tuổi thọ cho thép cán nguội, cùng với đó là sự thuận tiện trong công tác duy tu, bảo dưỡng công trình Ngoài ra, với khả năng chống rỉ sét cao, thép cán nguội có thể ứng dụng ở hầu hết các hạng mục mà không ảnh hưởng đến sức khỏe của người dùng trong thời gian dài.

Kết cấu dầm liên hợp sử dụng thép cán nóng đã được nghiên cứu một cách kĩ lưỡng và ứng dụng thành công ở nhiều dự án với qui mô, cấp độ và mục đích sử dụng khác nhau Cùng với đó là rất nhiều công trình nghiên cứu, tài liệu khoa học, trình bày về phương pháp và trình tự tính toán thiết kế cho hệ kết cấu

Chương 1 GIỚI THIỆU 5 thép – bê tông liên hợp sử dụng thép cán nóng Tiêu biểu có thể kể đến bộ tiêu chuẩn Eurocode 4 [2].

Tuy nhiên, do có sự khác biệt lớn về độ mảnh của tiết diện giữa thép cán nóng và thép cán nguội, dẫn đến sự ứng xử khác nhau của hai loại thép này Do đó các yếu tố: biến dạng xoắn, mất ổn định trong và ngoài mặt phẳng, mất ổn định cục bộ là một trong những hạn chế phải xem xét, tính toán khi ứng dụng thép cán nguội vào kết cấu dầm – sàn liên hợp.

Từ những ưu điểm của thép cán nguội được trình bày sơ bộ trong Mục 1.1.

Không thể phủ nhận thép cán nguội hoàn toàn phù hợp với tốc độ phát triển của ngành công nghiệp xây dựng và điều kiện kinh tế, xã hội ở nước ta Đặc biệt ở các khu đô thị vừa và nhỏ Bên cạnh đó, việc còn thiếu hụt thông tin, hướng dẫn tính toán thiết kế, chỉ dẫn kĩ thuật cho việc ứng dụng thép cán nguội vào hệ kết cấu liên hợp Tựu chung các yếu tố kể trên lại, cũng chính là động lực nghiên cứu cho đề tài này.

Trên cơ sở thừa kế những nghiên cứu đi trước và vận dụng phù hợp với điều kiện thực tế tại Việt Nam, trong nghiên cứu này sẽ tập trung trình bày các vấn đề sau:

• Đánh giá khả năng chịu lực và ứng xử của tiết diện dầm thép - bê tông liên hợp sử dụng thép hình C cán nguội khi chịu uốn, trên cơ sở tính toán lý thuyết và kiểm chứng bằng thực nghiệm.

• Đề xuất khả năng ứng dụng thực tiễn: kết hợp giữa nhu cầu thực tiễn về các loại hình nhà ở dân dụng kinh phí thấp, và sự hiểu biết về loại hình kết cấu này sau nghiên cứu Từ đó bổ sung và phát triển thêm những chỉ

6 Chương 1 GIỚI THIỆU dẫn kĩ thuật, để có thể đánh giá tính khả thi khi ứng dụng vào thực tế của đề tài.

Với những hạn chế về thời gian và kinh phí Các tham số quan trọng được chọn để khảo sát khi xây dựng chương trình thực nghiệm bao gồm: đặc trưng tiết diện thép hình cán nguội, đặc trưng cơ lý của bê tông, mức độ liên kết của hệ liên kết kháng cắt Do đó, để phản ảnh một cách tổng thể và chính xác các yếu tố ảnh hưởng lên ứng xử của dầm liên hợp Hay xa hơn nữa, là việc tối ưu hóa và xây dựng các chỉ dẫn kĩ thuật cho việc tính toán thiết kế; nhằm đảm bảo các điều kiện an toàn và điều kiện sử dụng của tiết diện dầm liên hợp trong một hệ kết cấu hoàn chỉnh Cần có thêm nhiều nghiên cứu khác bổ sung, và phát triển cho đề tài này.

Trước khi xây dựng mô hình thí nghiệm cho các nhóm mẫu; kích thước của tiết diện liên hợp được tính toán sơ bộ theo chỉ dẫn của Eurocode 4 [2] Song song đó là việc đánh giá nhu cầu xây dựng thực tế, cũng như tham khảo các nghiên cứu trước đây Nhằm mục đích xây dựng mô hình thực nghiêm có kích thước phù hợp với điều kiện phòng thí nghiệm và nâng cao tính ứng dụng thực tiễn(các tiết diện thép cán nguội được tính toán và lựa chọn là phổ biến trên thị trường, kích thước mẫu thí nghiệm phù hợp với các module nhà ở dân dụng, thi công nhanh và đơn giản )

Tiết diện dầm liên hợp được nghiên cứu trong đề tài bao gồm 3 phần chính: bản bê tông cốt thép; dầm thép sử dụng hai thép C cán nguội, được liên kết bản lưng với nhau bằng đinh vít; hệ liên kết kháng cắt liên tục sử dụng thép C cán nguội, với bản cánh được cắt và bẻ ra nhằm tạo liên kết dạng perfobond với bê tông Hệ liên kết kháng cắt được liên kết với bản cánh trên của dầm thép bằng đinh vít.

Concrete slab Continuous CFS shear connector

Hex washer head self-drilling screws #12-14-20mm

Hình 1.3 Tiết diện dầm liên hợp điển hình trong nghiên cứu (chiều dày tiết diện của thép cán nguội được thay đổi theo các nhóm mẫu)

Có thể nhận thấy rằng, những ưu điểm của tiết diện liên hợp ở Hình 1.3 bao gồm:

• Các loại thép hình cán nguội được chọn đều phổ biến và dễ dàng tìm mua trên thị trường.

• Các tiết diện thép hình được liên kết với nhau hoàn toàn bằng đinh vít.

Do đó, thời gian, chi phí và yêu cầu về trình độ thi công được kéo giảm.

• Hệ liên kết kháng cắt liên tục được đề xuất không chỉ đóng vai trò đảm bảo ứng xử liên hợp Mà còn tăng khả năng chịu lực cho bản bê tông, tăng độ ổn định cho cánh trên của dầm thép.

• Giảm khoảng cách từ trục trung hòa của tiết diện đến mặt bản bê tông cốt thép, với mục đích hạn chế tối đa tiết diện dầm thép cán nguội chịu ứng suất nén khi làm việc.

Nhằm đưa ra được kết quả thực tế nhất về loại kết cấu đang nghiên cứu, trên cơ sở xây dựng đường cong quan hệ lực – chuyển vị (P − δ) dưới sự ảnh hưởng của các tham số chính được đề cập ở Mục 1.4.1 Chương trình thí nghiệm được xây dựng với:

• 12 mẫu thí nghiệm push-out được tiến hành để đánh giá khả năng chịu lực và ứng xử của hệ liên kết kháng cắt liên tục.

• 3 mẫu thí nghiệm dầm với mục đích kiểm chứng, nghiên cứu ứng xử và triển vọng ứng dụng thực tiễn.

Khẳng định những ưu điểm của kết cấu liên hợp nói chung, và kết cấu liên hợp sử dụng thép hình cán nguội nói riêng Cung cấp một giải pháp kết cấu mới cho các dự án nhà ở cấp vừa và thấp, chịu sự giới hạn về chi phí đầu tư và năng lực thi công, vốn đang là một xu thế ở các khu đô thị mới.

Với những kết quả đạt được từ nghiên cứu, sẽ góp phần bổ sung thêm những luận điểm, kiến thức mới, đồng thời là nguồn dữ liệu bổ ích, phục vụ cho những hướng nghiên cứu tiếp theo trong lĩnh vực này.

Luận văn được trình bày gồm những phần chính sau:

• Chương 2: Tổng quan nghiên cứu.

• Chương 3: Khảo sát thực nghiệm.

• Chương 4: Kết luận và kiến nghị.

Trình tự tính toán, thiết kế kết cấu thép - bêtông cốt thép liên hợp nhìn chung cũng giống như các loại kết cấu khác, được thực hiện theo các bước chính sau:

• Lựa chọn sơ bộ hình dạng và kích thước của các tiết diện cấu kiện kết cấu chính (bản sàn, dầm, cột, hệ giằng) và cấu tạo nút khung liên kết (khớp, nửa cứng, cứng).

• Tiến hành phân tích hệ kết cấu nhằm xác định nội lực và biến dạng của các cấu kiện dầm, cột và nút khung ứng với từng trường hợp tổ hợp tải trọng gây nguy hiểm cho kết cấu công trình Khi phân tích hệ kết cấu thì bản sàn có thể được tính toán riêng rẽ, nhưng một phần bề rộng của tiết diện bản sàn cần được kể đến để cùng tham gia làm việc với dầm sàn.

• Xác định khả năng chịu lực của các cấu kiện đã chọn Kiểm tra theo các trạng thái giới hạn về cường độ (sức kháng moment, liên kết chịu cắt, lực cắt dọc), và trạng thái giới hạn sử dụng (kiểm soát độ võng, kiểm soát nứt bê tông).

Chương 2 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU 13

Khi dầm liên hợp làm việc, chỉ một phần của bản bê tông cốt thép tham gia làm việc cùng dầm thép Đây chính là bề rộng hiệu dụng của bản sàn: b ef f [2].

Bề rộng hiệu dụng được lấy bằng L/8 về mỗi bên, với L là chiều dài nhịp của dầm liên hợp Và bề rộng hiệu dụng theo cách tính trên không được lớn hơn bề rộng thực tế của bản sàn.

Trong kết cấu liên hợp, khi ứng xử liên hợp giữa bản bê tông cốt thép và dầm thép được đảm bảo Tiết diện dầm liên hợp được phân tích dẻo Lúc này khối ứng suất phân bố theo chiều cao tiết diện không còn ở dạng tam giác như khi phân tích đàn hồi, và sức kháng moment của tiết diện được tính toán với tổng của các thành phần tải trọng [2].

2.3.1 Tiết diện chịu moment uốn dương Đây là trường hợp thường gặp nhất của cấu kiện dầm, và dầm sàn khi làm việc trong thực tế.

Các thông số vật liệu:

14 Chương 2 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU

• Lực nén của bản bê tông:

Trong đó: h c là chiều dày của bản bê tông.

• Lực kéo của toàn bộ tiết diện dầm thép:

Trong đó: A a là diện tích tiết diện dầm thép

• Khả năng chịu kéo của bản bụng dầm thép:

Trong đó: t w là chiều dày bản bụng của dầm thép. t f là chiều dày bản cánh của dầm thép

Sức kháng moment dương: M pl,Rd a) Trục trung hòa (PNA) qua bản bê tông: R c ≥ R s h c h b

Hình 2.2 Biểu đồ phân bố ứng suất dẻo khi trục trung hòa qua bản bê tông [2]

Chương 2 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU 15 Cân bằng moment tại vị trí bề mặt bản bê tông:

Trong đó: h c là chiều dày của bản bê tông cốt thép. h là chiều cao tiết diện dầm thép. y p là khoảng cách từ trục trung hòa đến bề mặt bản bê tông. b) Trục trung hòa (PNA) qua cánh trên dầm thép: R c ≤ R s và R c > R w h c h b y p h/2 h/2 b eff

Hình 2.3 Biểu đồ phân bố ứng suất dẻo khi trục trung hòa qua cánh trên dầm thép

Cân bằng moment tại trọng tâm bản cánh dầm thép:

(2.11) c) Trục trung hòa (PNA) qua bụng dầm thép: R c ≤ R w

16 Chương 2 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU h c h b y p h/2 h/2 b eff

Hình 2.4 Biểu đồ phân bố ứng suất dẻo khi trục trung hòa qua bụng dầm thép [2]

Cân bằng moment tại trọng tâm bản bụng dầm thép:

M apl,Rd là sức kháng moment dẻo của tiết diện dầm thép Chiều cao vùng chịu nén của bản bụng không vượt quá 38t w ε để đảm bảo tiết diện thuộc loại 2 theo Eurocode 3 [4], với ε =q

Theo Eurocode 4 [2], các trường hợp chịu cắt của tiết diện liên hợp bao gồm: a) Tiết diện chịu cắt thuần túy

Sức kháng cắt của bản bụng dầm thép:

Trong đó: A v là vùng chịu cắt của tiết diện. a) Tiết diện chịu uốn và cắt đồng thời

Khi mặt cắt giữa nhịp chịu đồng thời lực cắt lớn và moment, lực cắt dọc có thể gây giảm sức kháng moment của tiết diện liên hợp Mối liên hệ này được thể hiện ở Hình 2.5:

M f,Rd là sức kháng moment của tiết diện bản cánh dầm thép.

M Sd và V Sd lần lượt là moment và lực cắt tại mặt cắt tiết diện đang xét.

Nếu V Sd ≤ 0.5V pl, Rd thì không xảy ra sự giảm sức kháng moment của tiết diện liên hợp.

Hình 2.5 Đường cong tương tác lực cắt – moment của tiết diện liên hợp chịu uốn và cắt đồng thời [2]

2.3.3 Hệ liên kết kháng cắt

Vai trò của hệ liên kết kháng cắt được thể hiện rõ qua biểu đồ quan hệ ứng suất– biến dạng được thể hiện ở Hình 2.6 Sự bố trí liên kết kháng cắt được tổng quát thành ba trường hợp chính: không có liên kết kháng cắt, liên kết kháng cắt

18 Chương 2 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU chỉ chịu được một phần của lực cắt phát sinh, và liên kết kháng cắt có khả năng chịu lực cao hơn lực cắt phát sinh.

Composite beam section a) Non-composite section b) Fully-composite section Elastic stress Ultimate plastic stress

Slip Horizontal shear force complete incomplete shear interaction no c) Shear interaction cases

Hình 2.6 Ảnh hưởng của lực cắt lên tiết diện liên hợp [2]

Tùy vào sự bố trí hệ liên kết kháng cắt trong dầm liên hợp sẽ quyết định đến khả năng tương tác giữa dầm thép và bản bê tông, mỗi trường hợp tương tác có những đặc điểm sau:

• Không tương tác: chuyển vị trượt tương đối giữa bản bê tông và dầm thép tại mặt bề tiếp xúc là không giới hạn Tải trọng phá hủy nhỏ nhất, phá hủy chuyển tiếp.

• Tương tác một phần: chuyển vị trượt tương đối giữa bản bê tông và dầm thép tại bề mặt tiếp xúc khác không nhưng có giới hạn Tải trọng phá hủy cao hơn trường hợp không tương tác, phá hủy giòn hoặc dẻo.

• Tương tác toàn phần: chuyển vị trượt tương đối giữa bản bê tông và dầm thép tại bề mặt tiếp xúc gần bằng không Tải trọng phá hủy đạt giá trị lớn nhất Phá hủy giòn nếu quá trình phá hủy xảy ra đột ngột, phá hủy dẻo nếu quá trình phá hủy xảy ra từng bước.

Sự phá hủy của kết cấu liên hợp có thể xảy ra ở dầm thép, bản bê tông hoặc hệ liên kết kháng cắt Trong trường hợp hệ liên kết kháng cắt có khả năng chịu lực lớn, đảm bảo chuyển vị trượt tương đối giữa bản bê tông và dầm thép không xảy ra; phá hủy lúc này có thể xảy ra ở bản bê tông hoặc dầm thép Thành phần nào có khả năng chịu lực yếu hơn sẽ phá hủy trước, liên kết có dạng phá hủy như trên được gọi là liên kết không dai.

Ngược lại, đối với hệ liên kết kháng cắt bị biến dạng dưới tác dụng của tải trọng Từ đó phát sinh chuyển vị tương đối giữa bản bê tông và dầm thép, làm tăng biến dạng của toàn kết cấu Theo Eurocode 4 [2], nếu (δ u − δ i ) ≥ 6 mm và kết cấu vẫn đảm bảo khả năng chịu lực thì liên kết được dùng gọi là liên kết dai, δ u và δ i lần lượt là các giá chuyển vị trượt khi kết cấu đạt tải trọng 90%P max , được xác định từ đường cong quan hệ lực – chuyển vị trượt của kết cấu Dầm liên hợp có độ dai càng lớn thì biến dạng càng lớn, điều này được thể hiện ở Hình 2.7.

Ductile connector Non-ductile connector

Hình 2.7 Đường cong quan hệ lực – chuyển vị trượt, thể hiện độ dai của kết cấu [2]

2.3.4 Mất ổn định cục bộ

Khi phân tích ở trạng thái giới hạn, cần xem xét đến khả năng mất ổn định cục bộ của dầm thép Nếu các phần tử thành mỏng chịu nén, mất ổn định cục bộ có thể xảy ra và là nguyên nhân gây giảm khả năng chịu lực của toàn bộ tiết diện

20 Chương 2 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU liên hợp Sự hạn chế tỷ lệ bề rộng – chiều dày của các phần tử thành mỏng, là cơ sở cho việc phân loại tiết diện.

Phân loại và đặc tính của các loại tiết diện theo Eurocode 3 [4]:

• Loại 1 và 2: ở trạng thái tới hạn, tiết diện có khả năng đạt đến moment uốn dẻo toàn phần và hình thành các khớp dẻo ở gối.

• Loại 3: ở trạng thái tới hạn, mất ổn định cục bộ xảy ra ở vùng chịu nén.

Tiết diện không thể đạt đến moment uốn dẻo toàn phần, nhưng ứng suất ở vùng chịu kéo có thể đạt đến giới hạn chảy.

• Loại 4: ở trạng thái thới hạn, mất ổn định cục bộ và phá hoại xảy ra trước khi ứng suất ở vùng chịu kéo đạt đến giới hạn chảy. Đối với tiết diện dầm liên hợp đơn giản khi chịu lực, vùng chịu nén của tiết diện dầm thép là thớ trên khi trục trung hòa qua bản bụng Lúc này cần kiểm tra độ mảnh của bản bụng, và thiết kế để tiết diện bản bụng thuộc Loại 1 hoặc2 Tuy nhiên, nếu tiết diện liên hợp được thiết kế với trục trung hòa qua bản bê tông hoặc cánh trên của dầm thép, toàn bộ tiết diện dầm thép sẽ chịu kéo khi ứng xử liên hợp được đảm bảo Do đó, các tiết diện cánh trên của dầm thép trong trường hợp này có thể xem là Loại 1.

Theo Eurocode 4 [2], độ võng được tính toán dựa trên moment quán tính đàn hồi Giả thiết bản bê tông không bị nứt, moment quán tính đàn hồi của toàn bộ tiết diện liên hợp:

Trong đó: n là tỷ số giữa module đàn hồi của thép và bê tông.

Chương 2 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU 21 r là tỷ số giữa diện tích tiết diện của dầm thép vả bản bê tông.

I ay là moment quán tính của tiết diện dầm thép.

Tỉ số I c /I ay , thường có giá trị trong khoảng 2.5 đến 4.0 Giá trị này thể hiện một trong những ưu điểm của tiết diện liên hợp là khống chế độ võng Bảng 2.1 thể hiện mức khống chế độ võng cho các loại cấu kiện theo Eurocode 3 [4]

Bảng 2.1 Giới hạn độ võng (EVN 1993 – 1 – 1) [4] Điều kiện δ max (1) δ Q (2)

Hệ mái có thêm các loại tải trọng ngoài tải trọng bảo dưỡng L/250 L/300

Hệ sàn hoặc hệ mái có lớp phủ hoàn thiện dạng dòn L/250 L/350

Hệ sàn với các kết cấu cột bên trên L/400 L/350

(1) Độ võng tối đa cho phép

(2) Độ võng khi chịu tải trọng

Tỉ số module đàn hồi n giữa thép và bê tông phụ thuộc thời gian Đối với bê tông nặng, n có thể lấy bằng 6.5 khi tải trọng là ngắn hạn, và bằng 20 khi tải trọng là dài hạn Bảng 2.2 thể hiện giá trị module đàn hồi của bê tông cho tải trọng ngắn hạn Module đàn hồi của bê tông cho tải trọng dài hạn bị ảnh hưởng bởi từ biến, cũng chính là nguyên nhân gây giảm khả năng chịu lực của bê tông.

Bảng 2.2 Module đàn hồi cát tuyến của bê tông [2]

E cm (kN/mm 2 ) 29 30.5 32 33.5 35 36 37 a) Ảnh hưởng mức độ liên kết kháng cắt lên độ võng

22 Chương 2 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU

Chuyển vị trượt tương đối giữa bản bê tông và dầm thép cũng chính là tác nhân cộng thêm cho độ võng của toàn bộ tiết diện liên hợp Sự ảnh hưởng này được bỏ qua khi tương tác của hệ liên kết kháng cắt là toàn phần Trong trường hợp tương tác bán phần: δ δ c = 1 + C ×

N/N f là mức độ liên kết kháng cắt. δ c là độ võng của tiết diện liên hợp trong trường hợp tương tác toàn phần. δ a là độ võng của tiết diện dầm thép với cùng mức tải trọng khi xác định δ c. C lấy bằng 0.3 đối với kết cấu không bố trí hệ chống tạm, và bằng 0.5 cho trường hợp có hệ chống tạm khi thi công.

Theo Eurocode 4 [2], KhiN/N f ≥ 0.5 và kết cấu không bố trí hệ chống tạm, không cần xét đến sự ảnh hưởng của chuyển vị trượt lên độ võng. b) Ảnh hưởng của co ngót bê tông lên độ võng

Theo Eurocode 4 [2], võng do co ngót bê tông chỉ xét đến khi tỉ số giữa độ lớn nhịp – chiều cao tiết diện lớn hơn 20, đồng thời biến dạng co ngót tự do của bê tông vượt quá400 × 10 6 Theo thực nghiệm, khi nhịp lớn hơn 12m và cấu kiện làm việc trong môi trường nóng thì mới cần xét đến võng do co ngót bê tông. Độ cong do co ngót K s :

Trong đó: ε S là biến dạng co ngót tự do của bê tông. n là tỷ số module khi xét đến co ngót bê tông, n ≈ 20.

Chương 2 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU 23 Độ võng của dầm liên hợp đơn giản: δ s = 0.125K s L 2 , với L là khoảng cách hai gối (2.18)Cần lưu ý, khi áp dụng Công thức 2.18 cho trường hợp dầm liên tục.

Liên kết đinh vít được xem là liên kết phổ biến nhất cho các kết cấu sử dụng thép cán nguội bởi những ưu điểm: dễ thi công, thời gian thi công nhanh, tiết kiệm chi phí, tính thẩm mỹ, độ bền cao Các ứng xử của đinh vít khi làm việc cùng với hệ kết cấu bao gồm: cắt, nhổ hoặc cắt – nhổ đồng thời AISI [15] đã trình bày các yêu cầu kĩ thuật, cũng như trình tự tính toán khả năng chịu lực của liên kết đinh vít.

2.5.1 Các yêu cầu về bố trí đinh vít

Khoảng cách giữa tâm của hai đinh vít liền kề phải ≥ 3d, với d là đường kính danh định của đinh vít Khoảng cách từ tâm của đinh vít đến cạnh phải ≥ 3d; trong trường hợp đinh vít chỉ chịu cắt về một phía, khoảng cách này được qui định ≥ 1.5d.

2.5.2 Đinh vít chịu cắt thuần túy

Sức kháng cắt danh định P ns của một liên kết đinh vít trong trường hợp: t 2 /t 1 ≤ 1.0 Là giá trị nhỏ nhất trong 3 giá trị sau:

24 Chương 2 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU Trường hợp: t 2 /t 1 ≥ 2.5 P ns là giá trị nhỏ hơn trong 2 giá trị sau:

Trường hợp: 1.0 < t 2 /t 1 < 2.5 P ns được nội suy từ hai trường hợp trên.

Trong đó: d là đường kính danh định của đinh vít. t 1 là chiều dày của thép cán nguội tiếp xúc với đầu đinh vít. t 2 là chiều dày của thép cán nguội không tiếp xúc với đầu đinh vít.

F u1 là cường độ chịu kéo của thép cán nguội tiếp xúc với đầu đinh vít.

F u2 là cường độ chịu kéo của thép cán nguội không tiếp xúc với đầu đinh vít.

2.5.3 Đinh vít chịu kéo – nhổ

Sức kháng kéo – nhổ P not của một liên kết đinh vít:

Với mục đích thu thập các thông số vật liệu đầu vào cần thiết cho việc thiết kế, cũng như kiểm chứng khi chúng làm việc ở các mô hình thí nghiệm trên cấu kiện Nhóm thí nghiệm vật liệu được tiến hành xuyên suốt quá trình thực hiện luận văn.

3.1.1 Bê tông a) Thành phần cốt liệu, thiết kế cấp phối

Mác bê tông được sử dụng trong đề tài là M25 Đây là mác bê tông phù hợp với mục tiêu thực tiễn đề ra, đã được trình bày ở Chương 1 Công tác thiết kế

26 Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM cấp phối bê tông được thực hiện tại Phòng thử nghiệm Xây dựng – Trung tâm Kỹ thuật 3, với thành phần cốt liệu bao gồm:

• Xi măng: Holcim R PCB40 PowerS.

• Đá (1 × 2) cm: Tân Đông Hiệp có D max = 20mm.

• Cát nghiền (đá mi rửa): có module độ lớn 3.08.

• Cát sông: có module độ lớn 1.56 Tỷ lệ phối trộn cho hai loại cát là: 40% cát nghiền và 60% cát sông.

• Phụ gia hóa học cho bê tông: BASF MasterGlenium R SKY 8735.

Bảng 3.1 Thành phần cấp phối bê tông

(1) Xi măng Đá Cát nghiền Cát sông Phụ gia (2) Nước

(kg) (kg) (kg) (kg) (g) (kg)

(1) Dung tích mẻ trộn là 0.036m 3 , giá trị trong ngoặc được tính cho 1m 3 bê tông.

(2) Lượng phụ gia được tính trên tỷ lệ khối lượng phụ gia/ khối lượng xi măng và bằng 0.5%. Độ sụt thiết kế là (12 ± 2) cm Đây cũng chính là thông số để hạn chế ảnh hưởng của sự thay đổi độ ẩm cốt liệu Giá trị thành phần cấp phối trong Bảng 3.1 được đo ở trạng thái khô. b) Đường cong quan hệ ứng suất – biến dạng

Theo tiêu chuẩn ACI 318 – 05 [16], mẫu trụ (150 × 300) mm được dùng thí nghiệm để xác định đường cong quan hệ ứng suất – biến dạng (σ − ε), hệ số

Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM 27 Poisson ν và module đàn hồi E c f ck = 4P πD 2 (3.1) ν = − ε trans ε axial (3.2)

Trong đó: ε trans là biến dạng nở hông của mẫu trụ Có giá trị dương nếu chịu nén, âm nếu chịu kéo. ε axial là biến dạng dọc trục của mẫu trụ Có giá trị dương nếu chịu kéo, âm nếu chịu nén. f 1 và f 2 lần lượt là các giá trị ứng suất khi P = 0.4P max và ε 2(axial) = 5 × 10 −5 ε 1 là giá trị biến dạng dọc trục khi P = 0.4P max và ε 2(axial) = 5 × 10 −5

Hình 3.1 Mẫu bê tông trụ trước và sau khi thí nghiệm nén

Một tổ gồm 3 mẫu trụ được dùng để thí nghiệm theo mô hình ở Hình 3.1a.

Các mẫu trụ này được lấy ngẫu nhiên khi thực hiện công tác bê tông cho nhóm mẫu thí nghiệm push–out và được bảo dưỡng ở điều kiện tương tự các mẫu cấu kiện (Mục 3.2.1), 2 trong 3 viên của mỗi tổ được dán cảm biến để xác định biến dạng hông và dọc trục, theo sơ đồ ở Hình 3.2 Tốc độ gia tải theo ASTM C39– 10 [17] là (0.25 ± 0.05) M P a/s và sơ đồ gia tải được thể hiện ở Hình 3.3 Thí

28 Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM nghiệm được thực hiện tại Trung tâm thí nghiệm vật liệu xây dựng và kiểm định chất lượng công trình LAS – XD 516 (Hoàng Vinh T.R.C.C).

SG-H-1: Horizontal strain gauge 1 SG-H-2: Horizontal strain gauge 2

Hình 3.2 Vị trí dán cảm biến đo biến dạng trên mẫu bê tông trụ

Loading rate (kN/s) a) Specimens with strain gauges b) Specimens without strain gauge

Hình 3.3 Sơ đồ gia tải thí nghiệm nén mẫu bê tông trụ

Bảng 3.2 Kết quả thí nghiệm nén mẫu bê tông trụ

(1) P max f ck Module đàn hồi E c Hệ số Poisson ν (kN ) (N/mm 2 ) (N/mm 2 )

(1) Số ngày tuổi của bê tông ở thời điểm thí nghiệm: 14 ngày.

(2) Viên thứ “1” của tổ mẫu không dán cảm biến, và là viên thí nghiệm đầu tiên.

Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM 29

Hình 3.4 Đường cong quan hệ ứng suất – biến dạng (σ − ε) của mẫu bê tông trụ c) Thí nghiệm xác định cường độ bê tông ở thời điểm thí nghiệm các nhóm mẫu cấu kiện Ít nhất một tổ gồm 3 viên mẫu lập phương (150 × 150 × 150) mm được nén trong ngày, cùng thời điểm diễn ra thí nghiệm push–out và thí nghiệm dầm để xác định cường độ chịu nén f cu của bê tông Tốc độ gia tải thí nghiệm theo TCVN 3118:1993 [18] là (0.6 ± 0.4) M P a/s Mẫu bê tông được lấy ngẫu nhiên với số lượng đủ yêu cầu nói trên, và bảo dưỡng ở điều kiện tương tự các mẫu cấu kiện (Mục 3.2.1).

Cốt thép sử dụng là thép φ10Vina Kyoei SD295A Một tổ gồm 3 thanh thép được thí nghiệm theo ASTM A370 – 14 [19] để xác định giới hạn chảy f y và giới hạn bền f u Thí nghiệm được thực hiện tại Phòng thử nghiệm xây dựng - Trung tâm Kỹ thuật 3.

30 Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM

Hình 3.5 Thí nghiệm kéo cốt thép

Hình 3.6 Đường cong quan hệ ứng suất – biến dạng (σ − ε) khi kéo của cốt thép b) Thép cán nguội

Thép cán nguội sử dụng là thép Hoa Sen mạ kẽm Hai loại chiều dày được sử dụng bao gồm: 2.4mmvà 1.9mm Một tổ gồm 3 thanh mẫu cho mỗi loại được thí nghiệm theo ASTM A370 – 14 [19], để xác định giới hạn bền f u , giới hạn chảy f y và module đàn hồi E s.

Kích thước mẫu thể hiện ở Hình 3.7 Mẫu được gia công bằng phương pháp cắt dây để đảm bảo độ chính xác cần thiết Thí nghiệm được thực hiện tại Phòng thử nghiệm Cơ khí – Trung tâm Kỹ thuật 3.

Hình 3.7 Kích thước mẫu thí nghiệm thép cán nguội

Hình 3.8 Thí nghiệm kéo thép cán nguội

Hình 3.9 Đường cong quan hệ ứng suất – biến dạng (σ − ε) của thép cán nguội c) Kết quả thí nghiệm

Bảng 3.3 Kết quả thí nghiệm kéo thép

Thép Giới hạn chảy f y Giới hạn bền f u Module đàn hồi E s

Thép cán nguội dày 2.4mm 520 540 190 × 10 3

Thép cán nguội dày 1.9mm 510 530 190 × 10 3

3.1.3 Đinh vít Đinh vít được sử dụng là loại làm từ thép không gỉ có cường độ và đường kính danh định lần lượt: A2 − 70, 5.5mm; chiều dài ren: 20mm.

Các thí nghiệm cắt, kéo – nhổ theo AISI S905 – 08[3], được thực hiện để xác định khả năng chịu lực Sơ đồ thí nghiệm và kích thước mẫu được thể hiện ở Hình 3.10 Thí nghiệm được thực hiện tại Phòng thử nghiệm Xây dựng – Trung tâm Kỹ thuật 3. wE Test fasteners Packing (if t > 2.0mm) Upper gripping device t 2 t 1 t 1 t 2

Packing (if t > 2.0mm) Lower gripping device

Sheeting a) Layout for lap-joint shear test b) Layout for pull-out testHình 3.10 Sơ đồ thí nghiệm cắt, kéo – nhổ của đinh vít [3]

Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM 33 a) Thí nghiệm cắt (Hình 3.10a)

Hình 3.11 Thí nghiệm cắt đinh vít

Mẫu thí nghiệm gồm 2 tổ mẫu, mỗi tổ 3 thanh được thí nghiệm theo sơ đồ ở Hình 3.11a Thông số thay đổi là chiều dày thép cán nguội được liên kết bởi đinh vít Chiều dày thép cán nguội của các mẫu 1,2,3 là 2.4mm, tương tự cho các mẫu 4,5,6 là 1, 9mm Đối với các mẫu 1,2,3 được hàn thêm một tấm thép đệm có chiều dày 2.4mm ở vị trí ngàm kẹp để đảm bảo lực kéo đúng tâm (Hình 3.11b).

Hình 3.12 Các dạng phá hủy khi thí nghiệm cắt đinh vít

Mẫu sau khi thí nghiệm và các dạng phá hủy được thể hiện ở Hình 3.12 bao gồm: phá hủy dạng cắt không đồng thời 2 đinh vít (Hình 3.12b) và phá hủy

34 Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM dạng cắt đồng thời 2 đinh vít (Hình 3.12c) Phá hủy dạng cắt không đồng thời 2 đinh vít xảy ra ở tổ mẫu có chiều dày thép tấm là 1, 9mm, và dạng phá hủy còn lại xảy ra ở tổ mẫu có chiều dày thép tấm là 2, 4mm Nguyên nhân về sự khác nhau ở dạng phá hủy trên có thể giải thích do sự ảnh hưởng của lực kéo không đúng tâm.

Hình 3.13 Đường cong lực – chuyển vị ngàm kẹp của thí nghiệm cắt đinh vít [3] b) Thí nghiệm kéo – nhổ (Hình 3.10b)

Hình 3.14 Thí nghiệm kéo – nhổ đinh vít

Mẫu thí nghiệm gồm 2 tổ mẫu, mỗi tổ 3 mẫu được thí nghiệm theo sơ đồ ởHình 3.14a và b Thông số thay đổi là chiều dày thép cán nguội được liên kết

Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM 35 bởi đinh vít Chiều dày thép cán nguội của các mẫu 1,2,3 là 2.4mm, tương tự cho các mẫu 4,5,6 là 1, 9mm Phá hủy dạng nhổ xảy ra ở toàn bộ các mẫu và được thể hiện ở Hình 3.14c.

Hình 3.15 Đường cong quan hệ lực – chuyển vị ngàm thí nghiệm kéo – nhổ đinh vít c) Kết quả thí nghiệm

Bảng 3.4 Kết quả thí nghiệm đinh vít

Thí nghiệm Tổ mẫu Tải trọng phá hủy P max Dạng phá hoại

Cắt 1 (2.4mm) 24.3 Cắt đinh vít (Hình 3.12c)

2 (1.9mm) 15,1 Cắt đinh vít (Hình 3.12b)

Kéo – nhổ 1 (2.4mm) 4.3 Nhổ (Hình 3.14c)

12 mẫu push–out được thí nghiệm, để đánh giá ứng xử và khả năng chịu lực của hệ liên kết kháng cắt Các tham số đánh giá bao gồm:

• Mức độ liên kết của hệ liên kết kháng cắt.

• Sự tham gia làm việc của cốt thép vào ứng xử của hệ liên kết kháng cắt.

• Chiều dày tiết diện thép cán nguội sử dụng làm liên kết kháng cắt.

• Khoảng cách bố trí đinh vít liên kết tiết diện dầm thép và hệ liên kết kháng cắt.

Kết quả đạt được từ thí nghiệm push–out cũng là cơ sở để thiết kế các mẫu thí nghiệm dầm.

3.2.1 Ký hiệu và phân loại mẫu

Concrete slab Rebars d10@200 CFS lipped channel CFS lipped channel continuous shear connector Steel plate

V-LVDT 1 a) Layout for push-out test specimen b) Push-out test arrangement

Packing Packing for preventing transverse displacement

Hình 3.16 Kích thước mẫu và sơ đồ thí nghiệm push–out

Hình 3.16a thể hiện chi tiết kích thước mẫu thí nghiệm push–out điển hình của nghiên cứu Được xây dựng dựa trên mô hình cơ sở của Eurocode 4 [2] Một

Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM 37 vài thông số kích thước được hiệu chỉnh để phù hợp với điều kiện thiết bị thí nghiệm, cũng như mục tiêu ứng dụng thực tiễn Các thành phần chính của một mẫu thí nghiệm push–out bao gồm:

• Bản bê tông kích thước (90 × 300 × 550) mm Phần đáy của bản bê tông được chừa một khoảng trống với chiều cao 50mm (Hình 3.17b), để chuyển vị trượt của hệ liên kết kháng cắt không bị cản trở khi thí nghiệm.

• Dầm thép cán nguội chữ I được hình thành từ hai tiết diện C cán nguội liên kết bản lưng với nhau bằng đinh vít.

• Hệ liên kết kháng cắt liên tục sử dụng thép hình C cán nguội, liên kết bản lưng với dầm thép chữ I bằng đinh vít Bản cánh được cắt và bẻ xuống (theo hướng vào hoặc ra so với trục dầm) để tạo liên kết dạng perfobond với bê tông (Hình 3.17a).

Hình 3.17 Mẫu thí nghiệm push–out trước và sau khi đổ bê tông

Mẫu thí nghiệm được gia công tại xưởng Cơ khí LAS – XD 516 (Hoàng Vinh T.R.C.C) Sau khi đổ bê tông, mẫu push–out và các mẫu bê tông trụ, mẫu bê tông lập phương được bảo dưỡng ẩm liên tục ở cùng điều kiện (Hình 3.18c).

Công tác lấy mẫu bê tông lập phương nhằm xác định cường độ bê tông ở ngày

38 Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM tuổi thí nghiệm được trình bày ở Mục 3.1.1c Thí nghiệm push–out được tiến hành khi bê tông đạt 14 ngày tuổi.

Hình 3.18 Công tác ván khuôn, bê tông và bảo dưỡng mẫu thí nghiệm push–out

M25/ 2C 1 &2C 2 / d10@200/ a screw 0/ a shc 0/ tab shc =in a shc a shc a screw a screw C 2 (or C 3 )

C 2 (or C 3 ) 2C 1 tab sch bent-in tab shc bent-out tab shc

Hình 3.19 Chú thích ký hiệu mẫu push–out

Bảng 3.5 Phân loại và kí hiệu mẫu thí nghiệm push–out

Phân loại mẫu (1) Kí hiệu mẫu (2)

Nhóm mẫu 1 M25/2C 1 &2C 2 /d10@200/a screw = 100/a shc = 200/tab shc = out Nhóm mẫu 2 M 25/2C 1 &2C 2 /No rebar/a screw = 100/a shc = 200/tab shc = out Nhóm mẫu 3 M25/2C 1 &2C 2 /d10@200/a screw = 100/a shc = 100/tab shc = out Nhóm mẫu 4 M25/2C 1 &2C 2 /d10@200/a screw = 200/a shc = 200/tab shc = out Nhóm mẫu 5 M25/2C 1 &2C 3 /d10@200/a screw = 100/a shc = 200/tab shc = out Nhóm mẫu 6 M25/2C 1 &2C 3 /d10@200/a screw = 100/a shc = 200/tab shc = in

(1) Số lượng mẫu thí nghiệm của mỗi nhóm là 2 mẫu.

(2) Chú thích ký hiệu mẫu được thể hiện trên Hình 3.19.

3.2.2 Thiết bị và trình tự thí nghiệm

Hình 3.20 Thiết bị thí nghiệm push–out

Sơ đồ thí nghiệm được thể hiện ở Hình 3.16b Trong đó:

• Chuyển vị trượt tương đối giữa dầm thép và bản bê tông được đo bởi V–LVDT 1 và V–LVDT 2.

• Sự hình thành và độ mở rộng vết nứt (nếu có) trên bản bê tông được đo bởi H–LVDT 1, H–LVDT 3, H–LVDT 2, H–LVDT 4.

• Tải trọng nén được đo bởi cảm biến lực với mức giới hạn tải trọng tối đa cho phép là 1000 kN.

• Thiết bị gia tải là máy kéo – nén với mức tải trọng tối đa cho phép là 1000 kN.

• Toàn bộ dữ liệu thí nghiệm được ghi nhận tự động với tần suất 2 lần/giây bao gồm: 6 kênh chuyển vị và 1 kênh lực.

• Qui trình gia tải của thí nghiệm theo Eurocode 4 [2], được thể hiện ở Hình 3.21.

Thí nghiệm được thực hiện tại Trung tâm thí nghiệm vật liệu xây dựng và kiểm định chất lượng công trình LAS – XD 516 (Hoàng Vinh T.R.C.C).

Hình 3.21 Qui trình gia tải mẫu thí nghiệm push–out [2]

Bảng 3.6 Kết quả thí nghiệm push–out

Nhóm Bê tông (1) P max Chuyển vị trượt (2) Phá hủy (3) f cu E c Mẫu 1 Mẫu 2 δ i δ u δ u − δ i (kN ) (N/mm 2 ) (kN ) (kN) (mm) (mm) (mm)

(1) Kết quả thí nghiệm xác định E c của bê tông được trình bày ở Mục 3.1.1b. Đây là giá trị tham khảo do các mẫu thí nghiệm sử dụng bê tông có cùng cấp phối đã thiết kế.

(2) Các giá trị δ i và δ u là chuyển vị trượt khi tải trọng đạt 90%P max

(3) Các dạng phá hủy được trình bày ở Mục 3.2.3.1.

Hình 3.22 Đường cong quan hệ lực – chuyển vị trượt (giá trị trung bình của từng nhóm mẫu) của thí nghiệm push–out

Hình 3.23 Các dạng phá hủy của thí nghiệm push–out

Khi thí nghiệm push–out, phá hủy xảy ra ở các vị trí: đinh vít (liên kết dầm thép và hệ liên kết kháng cắt), hoặc bê tông Các trường hợp phá hủy ghi nhận được bao gồm:

• Dạng 1 (Hình 3.23a): Phá hủy chỉ xảy ra ở đinh vít, bản bê tông chưa hình thành vết nứt Đây là dạng phá hủy xảy ra ở nhóm mẫu 4 Có thể giải

Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM 43 thích nguyên nhân phá hủy là do bố trí ít đinh vít (a scew = 200 mm), dẫn đến sự chênh lệch giữa khả năng chịu lực của đinh vít và bê tông Tải trọng P max của dạng phá hủy này đạt giá trị nhỏ nhất Với trường hợp phá hủy như trên, cấu kiện chưa tận dụng được khả năng chịu lực tối đa của các thành phần cấu tạo.

• Dạng 2 (Hình 3.23b): Phá hủy xảy ra đồng thời ở bê tông và đinh vít Có thể thấy khi bản bê tông bắt đầu hình thành vết nứt, chuyển vị trượt tương đối giữa dầm thép và bản bê tông tăng làm gia tăng lực cắt lên đinh vít, dẫn đến phá hủy xảy ra ở đinh vít đồng thời Đây là dạng phá hủy xảy ra ở các nhóm mẫu 1,2,3 và 5 Tải trọng P max ở các nhóm mẫu này có chênh lệch, nhưng không quá lớn Ở dạng phá hủy này, cấu kiện tận dụng khả năng chịu lực đồng thời của các thành phần cấu tạo tốt hơn ở dạng phá hủy 1.

• Dạng 3 (Hình 3.23c): Phá hủy chỉ xảy ra ở bản bê tông Vết nứt hình thành theo phương thẳng đứng từ trên xuống, bản bê tông bị phá hủy dạng chẻ ở giữa bản Đây là trường hợp phá hủy xảy ra ở nhóm mẫu 6 Có thể giải thích nguyên nhân là do hướng bẻ của tab shc , gây tập trung ứng suất cắt vào vùng giữa bản bê tông dẫn đến bản bê tông bị phá hủy chẻ.

3.2.3.2 Phân tích sự ảnh hưởng của các tham số khảo sát a) Sự ảnh hưởng của cốt thép

So sánh kết quả thí nghiệm của nhóm mẫu 1 và 2 được thể hiện ở Bảng 3.6.

Tải trọngP max của nhóm 1 cao hơn nhóm 2 là 10.1% Chuyển vị trượt của nhóm2 cao hơn nhóm 1 là 0.62 mm Nguyên nhân được xem là khi bản bê tông có bố trí cốt thép, chuyển vị trượt sẽ bị hạn chế bởi cốt thép, dẫn đến làm gia tăng lực cắt lên đinh vít nhiều hơn Phá hoại trên đinh vít ở nhóm 1 diễn ra sớm hơn so với nhóm 2 Chuyển vị trượt tương đối giữa bản bê tông và dầm thép bị hạn chế khi bản bê tông có bố trí cốt thép được giải thích như sau: khi bố trí

44 Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM cốt thép, vùng bê tông xung quanh chốt liên kết sẽ cứng hơn dẫn đến chuyển bị trượt tương đối tại các vị trí này sẽ giảm so với không có bố trí cốt thép. b) Sự ảnh hưởng của mức độ liên kết

Khi tăng mức độ liên kết bằng cách giảm khoảng cách giữa các tab shc : 100mm của nhóm 3 so với 200mm của nhóm 1 Tải trọng P max tăng: 3.8% Rõ ràng, đây là mức tăng không đáng kể Dạng phá hủy ở hai nhóm mẫu xảy ra hoàn toàn tương tự Do đó, việc tăng mức độ liên kết không mang nhiều ý nghĩa về mặt chịu lực cho cấu kiện. c) Sự ảnh hưởng của chiều dày tiết diện thép cán nguội

Gần như không ghi nhận được mức chênh giữa P max của hai nhóm mẫu Mức chênh lệch của chuyển vị trượt là 0.28 mm Chiều dày thép cán nguội sử dụng làm liên kết kháng cắt ở nhóm 1 là 2.4 mm, ở nhóm 5 là 1.9 mm Với kết quả như trên, sự ảnh hưởng khi thay đổi chiều dày của liên kết kháng cắt là không đáng kể. d) Sự ảnh hưởng của hướng bẻ tab shc

Tải trọng P max của nhóm 1 cao hơn nhóm 7 là2.8% Tuy nhiên, mức chênh lệch chuyển vị trượt là 2.96 mm Điều này có thể giải thích bởi sự khác nhau giữa dạng phá hủy của 2 nhóm mẫu, đã được trình bày ở Mục 3.2.3.1.

3 mẫu thí nghiệm dầm được thực hiện với mục tiêu nghiên cứu ứng xử của tiết diện thực dầm thép – bê tông liên hợp sử dụng thép hình C cán nguội Kích thước mẫu được xây dựng từ kết quả của nhóm thí nghiệm push–out đã được trình bày ở phần trước Mẫu được thử với sơ đồ uốn 4 điểm và các tham số được khảo sát bao gồm:

• Mức độ liên kết của hệ liên kết kháng cắt.

3.3.1 Phân loại và ký hiệu mẫu

SG-2 SG-3 SG-4 SG-5 SG-6

20 b) Four-point bending test arrangement

C2/ tab shc =out/ a shc 0/ a screw 0 d10@200 rebars

M25 concrete slab C3/ tab shc =out/ a shc 0/ a screw 0 d10@200 rebars

Hình 3.24 Kích thước và sơ đồ thí nghiễm mẫu dầm

Hình 3.24a thể hiện chi tiết mặt cắt ngang của 3 mẫu thí nghiệm dầm Chiều dài dầm và sơ đồ thí nghiệm được thể hiện ở Hình 3.24b Các mẫu thí nghiệm được gia công tại xưởng Cơ khí LAS – XD 516 (Hoàng Vinh T.R.C.C) Công tác bảo dưỡng, và lấy mẫu bê tông lập phương nén đối chứng nhằm xác định cường độ ở ngày tuổi thí nghiệm hoàn toàn tương tự với thí nghiệm push–out.

Mẫu thí nghiệm dầm được tiến hành khi bê tông đạt 14 ngày tuổi.

Hình 3.25 Công tác ván khuôn và bê tông mẫu thí nghiệm dầm

Bảng 3.7 Phân loại và kí hiệu mẫu thí nghiệm dầm

Phân loại mẫu (1) Kí hiệu mẫu (2)

Mẫu dầm 1 M25/2C 1 &1C 2 /d10@200/a screw = 100/a shc = 200/tab shc = out Mẫu dầm 2 M25/2C 1 &1C 2 /d10@200/a screw = 100/a shc = 100/tab shc = out Mẫu dầm 3 M25/2C 4 &1C 3 /d10@200/a screw = 100/a shc = 200/tab shc = out

(1) Số lượng mẫu thí nghiệm của mỗi tiết diện là 1 mẫu.

(2) Chú thích ký hiệu mẫu được thể hiện trên Hình 3.19 và Hình 3.24a.

3.3.2 Thiết bị và trình tự thí nghiệm

Sơ đồ thí nghiệm được thể hiện ở Hình 3.24 Trong đó:

• Chuyển vị trượt tương đối giữa dầm thép và bản bê tông được đo bởi H–LVDT 1, H–LVDT 3, H–LVDT 5 và H–LVDT 2, H–LVDT 4, H–LVDT 6.

• Độ võng của dầm được đo bởi V–LVDT 1, V–LVDT 2, V–LVDT 3.

• Biến dạng trên bề mặt bản bê tông cốt thép và dầm thép được đo bởi các cảm biến SG–1, SG–2, SG–3, SG–4, SG–5, SG–6.

• Tải trọng nén được đo bởi cảm biến lực với mức giới hạn tải trọng tối đa cho phép là 400 kN.

• Thiết bị gia tải và khung thử nghiệm dầm được thể hiện ở Hình 3.26.

• Toàn bộ dữ liệu thí nghiệm được ghi nhân tự động với tần suất 2 lần/giây bao gồm: 9 kênh chuyển vị, 6 kênh biến dạng và 1 kênh lực.

• Quy trình gia tải của thí nghiệm được thể hiện ở Hình 3.21.

Thí nghiệm được thực hiện tại Trung tâm thí nghiệm vật liệu xây dựng và kiểm định chất lượng công trình LAS – XD 516 (Hoàng Vinh T.R.C.C).

Hình 3.26 Thiết bị thí nghiệm mẫu dầm

Hình 3.27 Lắp đặt các H–LVDT (ngang) và V–LVDT (dọc) cho mẫu thí nghiệm dầm

Hình 3.28 Lắp đặt cảm biến đo biến dạng cho mẫu thí nghiệm dầm

Bảng 3.8 Kết quả thí nghiệm dầm

Bê tông Tải trọng Độ võng khi P max

Dạng phá hủy f cu (M P a) P max (kN) f mid−span (mm)

50 Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM 3.3.3.1 Các dạng phá hủy

Vị trí phá hủy xảy ra trên cả 3 mẫu thí nghiệm dầm đều ở tiết diện giữa nhịp: các đinh vít liên kết dầm thép và hệ liên kết kháng cắt tại vị trí này bị phá hủy cắt và kéo – nhổ đồng thời Dẫn đến ứng xử liên hợp của toàn bộ tiết diện dầm tại vị trí giữa nhịp không còn được bảo đảm, dầm thép và bản bê tông lúc này làm việc độc lập Bản cánh trên của dầm thép biến dạng do mất ổn định cục bộ khi chịu nén (Hình 3.29a), thớ chịu kéo của bản bê tông hình thành vết nứt tại các vị trí giữa nhịp và nơi đặt tải trọng (Hình 3.29b).

Hình 3.29 Các vị trí phá hủy của các mẫu thí nghiệm dầm

Có thể thấy ở tiết diện giữa nhịp, lực tách theo phương vuông góc với bề mặt bản bê tông là rất lớn, khả năng chịu lực của đinh vít liên kết dầm thép và hệ liên kết kháng cắt ở các vị trí này là không đủ (khoảng cách bố trí đinh vít cho cả 3 mẫu dầm là như nhau và = 100 mm) Để khảo sát độ mở rộng khe hở giữa bản bê tông và dầm thép khi phá hủy dạng tách xảy ra, mẫu dầm 3 được lắp thêm một V–LVDT (dọc) tại vị trí giữa nhịp Kết quả được thể hiện ở Hình3.30.

Hình 3.30 Đường cong quan hệ lực – bề rộng khe hở giữa bản bê tông và dầm thép của mẫu dầm 3

3.3.3.2 Khảo sát độ võng của dầm Độ võng tại tiết diện giữa nhịp khi tải trọng đạt giá trị lớn nhất của các mẫu dầm được trình bày ở Bảng 3.8 Đường cong quan hệ lực – độ võng tiết diện giữa nhịp được thể hiện ở Hình 3.31.

Hình 3.31 Đường cong quan hệ lực – độ võng ở tiết diện giữa nhịp của các mẫu thí nghiệm dầm

52 Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM Ở mẫu dầm 1 và 2, với đặc trưng tiết diện của dầm thép và bản bê tông hoàn toàn giống nhau, thông số được thay đổi là khoảng cách bố trí các tab shc : 200 mm của mẫu dầm 1 và 100 mm của mẫu dầm 2 Giá trị P max của mẫu dầm 2 lớn hơn mẫu dầm 1 là 16.4% Tuy sự thay đổi về khả năng chịu lực là không lớn, nhưng khi khảo sát độ võng qua từng cấp tải trọng lại cho thấy sự khác biệt Ở mẫu dầm 2, sự gia tăng độ võng là tương đối đồng đều qua từng cấp tải trọng Tuy nhiên ở mẫu dầm 1, khi tải trọng P > 80%P max, độ võng gia tăng đột ngột và giá trị f mid−span ở mức tải trọngP max của mẫu dầm 1 lớn hơn 17.47 mm so với mẫu dầm 2 Quan sát các mẫu trong quá trình thí nghiệm, ở mẫu dầm 1 khi tải trọng P > 80%P max cũng là lúc đinh vít bắt đầu phá hủy, dẫn đến sự gia tăng đột ngột của chuyển vị như trên Phá hủy đinh vít ở mẫu dầm 2 xảy ra muộn hơn so với mẫu dầm 1, và sự tận dụng khả năng chịu lực đồng thời của các thành phần cấu tạo trên mẫu dầm 2 là tốt hơn so với mẫu dầm 1 Từ kết quả trên, có thể thấy sự ảnh hưởng của mức độ liên kết a shc lên ứng xử của dầm liên hợp. Đồ thị thể hiện độ võng qua từng cấp tải trọng của từng mẫu dầm được trình bày lần lượt tại các Hình: 3.32, 3.33, 3.34.

Hình 3.32 Đường cong quan hệ lực – độ võng qua từng cấp tải trọng của mẫu dầm 1

Hình 3.33 Đường cong quan hệ lực – độ võng qua từng cấp tải trọng của mẫu dầm 2

Hình 3.34 Đường cong quan hệ lực – độ võng qua từng cấp tải trọng của mẫu dầm 3 Đối với mẫu dầm 3, khi giảm tiết diện dầm thép: 2 × (C150 × 50 × 10 × 1.9)so với 2 × (C200 × 75 × 15 × 2.4) Khả năng chịu lực giảm 19.9% và giá trị f mid−span tăng 5.05 mm so với mẫu dầm 1 Độ võng qua từng cấp tải trọng có sự gia tăng tương đối đồng đều.

Khi xem xét mối quan hệ giữa lực – độ võng giữa nhịp được thể hiện ở Hình3.31 của cả 3 mẫu dầm, kết hợp với việc theo dõi sự phá hủy của các thành phần cấu tạo trong quá trình thí nghiệm cho thấy: độ dai của mẫu dầm 1 là lớn nhất,và nhỏ nhất là ở mẫu dầm 3 Sự gia tăng độ võng qua từng cấp tải trọng ở mẫu dầm 2 và 3 là tương đối đồng đều, cho thấy sự tận dụng khả năng chịu lực của các thành phần cấu tạo trên mẫu dầm này là tốt hơn Hay nói cách khác, ứng xử liên hợp của mẫu dầm 2 và 3 được đảm bảo hơn so với mẫu dầm 1.

54 Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM 3.3.3.3 Khảo sát biến dạng trên bề mặt bản bê tông Đồ thị so sánh biến dạng trên bề mặt bản bê tông tại các vị trí SG–1 và SG–2 giữa các mẫu được trình bày ở Hình: 3.35 Bản bê tông của cả 3 mẫu dầm chịu nén (biến dạng âm) ở mặt trên, và chịu kéo (biến dạng dương) ở mặt dưới.

Hình 3.35 Đường cong quan hệ lực – biến dạng tại SG–1 và SG–2 của các mẫu dầm

Biến dạng là tương tự ở mẫu dầm 1 và mẫu dầm 2, biến dạng lớn nhất ở mẫu dầm 3 Bên cạnh đó, khi so sánh độ lớn của biến dạng ở thớ chịu nén và thớ chịu kéo của từng mẫu dầm Trục trung hòa của tiết diện liên hợp ở mẫu dầm 1 và mẫu dầm 2 nằm ở vị trí thấp hơn (về phía thớ chịu kéo) so với mẫu dầm 3 Nguyên nhân của sự khác nhau ở trên chính là do tiết diện của dầm thép ở mẫu dầm 3 nhỏ hơn so với mẫu dầm 1 và 2.

3.3.3.4 Khảo sát biến dạng trên bề mặt dầm thép

Biến dạng trên bề mặt dầm thép ở vị trí cảm biến SG–3, SG–4, SG–5 và SG–6 của các mẫu dầm lần lượt được trình bày ở Hình: 3.36, 3.37, 3.38.

Hình 3.36 Đường cong quan hệ lực – biến dạng tại SG–3÷6 của mẫu dầm 1

Hình 3.37 Đường cong quan hệ lực – biến dạng tại tại SG–3÷6 của mẫu dầm 2

Hình 3.38 Đường cong quan hệ lực – biến dạng tại tại SG–3÷6 của mẫu dầm 3 Đối với cả 3 mẫu dầm, khi tải trọng P chưa lớn P < 40%P max , biến dạng tại các vị trí cảm biến nói trên đều là biến dạng dương (chịu kéo) và tăng dần về đáy của tiết diện liên hợp, điều này cho thấy trục trung hòa của tiết diện liên hợp thuộc bản bê tông Tuy nhiên khi tải trọng tăng và vượt quá 40%P max , biến dạng tại vị trí cảm biến SG–1 giảm dần và chuyển thành biến dạng âm (chịu nén) Điều này phản ảnh đúng dạng phá hủy của bản cánh trên dầm thép, đã được trình bày ở Mục 3.3.3.1 Ngoài ra từ các đường cong quan hệ lực – biến dạng nói trên, mất ổn định tại bản cánh trên xảy ra sớm nhất ở mẫu dầm 1.

3.3.3.5 Khảo sát sự phân bố ứng suất của mặt cắt tiết diện giữa nhịp

Kết quả khi khảo sát biến dạng trên bề mặt bản bê tông và dầm thép được trình bày ở Mục 3.3.3.3 và 3.3.3.4 là phù hợp với việc khảo sát dạng phá hủy và độ võng ở Mục 3.3.3.1 và 3.3.3.2 Để có cái nhìn rõ hơn về ứng xử liên hợp của toàn bộ tiết diện dầm liên hợp, ta khảo sát sự phân bố ứng suất tại mặt cắt giữa nhịp qua từng cấp tải trọng, được thể hiện ở Hình 3.39, 3.40, 3.41.

Hình 3.39 Biểu đồ quan hệ lực – sự phân bố ứng suất (biến dạng) tại tiết diện giữa nhịp mẫu dầm 1

Từ các biểu đồ thể hiện sự phân bố biến dạng theo chiều cao của toàn bộ tiết diện nói trên, giao điểm của các đường phân bố biến dạng qua mỗi cấp tải trọng được sử dụng để xác định vị trị có biến dạng bằng không Đây cũng chính là vị trí trục trung hòa của tiết diện liên hợp Ở các cấp tải trọng P < 40%P max , vị trí biến dạng bằng không của cả 3 mẫu dầm đều thuộc bản bê tông Hay nói cách khác, vị trí trục trung hòa của cả 3 mẫu dầm đều qua bản bê tông khi tải trọng uốn chưa lớn, đây cũng là giai đoạn ứng xử liên hợp của tiết diện dầm được đảm bảo.

Vị trí trục trung hòa của tiết diện liên hợp sẽ thay đổi và di chuyển dọc theo chiều cao dầm trong quá trình làm việc, nếu một trong các thành phần suy giảm khả năng chịu lực và phá hủy sớm hơn so với các thành phần còn lại Khi xét tiết diện liên hợp có trục trung hòa qua bản bê tông như ở cả 3 mẫu dầm,các nghiên cứu đi trước chỉ ra rằng: trục trung hòa sẽ di chuyển lên phía trên của tiết diện nếu ứng xử liên hợp được bảo đảm và khả năng chịu lực ở vùng chịu nén của bản bê tông là không đủ Trong trường hợp xuất hiện chuyển vị

Chương 3 KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM 59 trượt tương đối giữa bản bê tông và dầm thép mà chúng vẫn chưa phá hủy, trục trung hòa sẽ di chuyển theo hướng ngược lại Có thể thấy, sự thay đổi vị trí trục trung hòa trong giai đoạn đầu của quá trình gia tải thí nghiệm của cả 3 mẫu dầm thuộc trường hợp thứ 2 Ở các cấp tải trọng lớn hơn, hệ liên kết kháng cắt không còn đảm bảo ứng xử liên hợp của toàn bộ tiết diện, lúc này dầm thép và bản bê tông làm việc độc lập Biểu đồ phân bố ứng suất theo chiều cao của tiết diện ở giai đoạn này là phù hợp với các nghiên cứu lý thuyết được trình bày ở Chương 2 Khi dầm thép và bản bê tông làm việc độc lập, mất ổn định cục bộ do ứng suất nén của bản cánh trên dầm thép là một trong những dạng phá hủy đặc trưng và dễ quan sát nhất trong quá trình thí nghiệm Khi sự mất ổn định cánh trên dầm thép hình thành, kết cấu giảm khả năng chịu lực và dẫn đến phá hủy Tuy nhiên sự phá hủy xảy ra không đột ngột, và cũng chính sự phá hủy từng bước này một lần nữa cho thấy ưu điểm khi sử dụng thép cán nguội với mục tiêu gia tăng độ dai cho kết cấu.

Tiêu đề	Nghiên cứu ứng xử dầm thép - bê tông liên hợp sử dụng thép hình C cán nguội
Tác giả	Nguyễn Như Thế
Người hướng dẫn	TS. Lê Văn Phước Nhân, TS. Bùi Đức Vinh
Trường học	Đại học Quốc gia TP. HCM
Chuyên ngành	Kỹ Thuật Xây Dựng
Thể loại	Luận văn thạc sĩ
Năm xuất bản	2015
Thành phố	TP. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	81
Dung lượng	14,48 MB