Trong kết cấu sàn-dầm nhà bê tông cốt thép, dầm biên thường chịu tác động xoắn gây ra bởi mô men âm của dầm phụ và sàn được đỡ bởi các dầm biên này. Trong hai tiêu chuẩn thiết kế hiện hành ACI 318-19 (Mỹ) và EN 1992-1-1 (Châu Âu), các tính toán dự báo sức kháng xoắn của dầm là tương đối khác nhau. Sự khác nhau này gây ra những khó khăn nhất định cho các kỹ sư thiết kế trong thực hành tính toán. Nghiên cứu này thực hiện so sánh công thức dự báo sức kháng xoắn của hai tiêu chuẩn trên đây, đồng thời so sánh các kết quả dự báo với kết quả thí nghiệm trên 2 mẫu dầm thực chịu tác động xoắn cho đến khi phá hoại hoàn toàn. Dựa trên các so sánh này, các khuyến cáo về quy trình tính toán thiết kế dầm biên chịu mô men xoắn sẽ được thảo luận.
Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng NUCE 2020 14 (1V): 73–80 NGHIÊN CỨU LÝ THUYẾT VÀ THỰC NGHIỆM ỨNG XỬ XOẮN THUẦN TÚY CỦA DẦM BÊ TÔNG CỐT THÉP Phạm Xuân Đạta,∗ a Khoa Xây dựng dân dụng công nghiệp, Trường Đại học Xây dựng, số 55 đường Giải Phóng, quận Hai Bà Trưng, Hà Nội, Việt Nam Nhận ngày 09/12/2019, Sửa xong 15/01/2020, Chấp nhận đăng 21/01/2020 Tóm tắt Trong kết cấu sàn-dầm nhà bê tơng cốt thép, dầm biên thường chịu tác động xoắn gây mô men âm dầm phụ sàn đỡ dầm biên Trong hai tiêu chuẩn thiết kế hành ACI 318-19 (Mỹ) EN 1992-1-1 (Châu Âu), tính tốn dự báo sức kháng xoắn dầm tương đối khác Sự khác gây khó khăn định cho kỹ sư thiết kế thực hành tính tốn Nghiên cứu thực so sánh công thức dự báo sức kháng xoắn hai tiêu chuẩn đây, đồng thời so sánh kết dự báo với kết thí nghiệm mẫu dầm thực chịu tác động xoắn phá hoại hoàn toàn Dựa so sánh này, khuyến cáo quy trình tính tốn thiết kế dầm biên chịu mơ men xoắn thảo luận Từ khoá: ứng xử xoắn; dầm bê tông cốt thép; tiêu chuẩn Mỹ ACI 318-19; tiêu chuẩn Châu Âu EN 1992-1-1; thực nghiệm THEORETICAL AND EXPERIMENTAL STUDIES ON THE TORSIONAL BEHAVIOUR OF REINFORCED CONCRETE BEAMS Abstract In reinforced concrete (RC) building structures, negative bending moments of secondary beams and slabs may cause the supporting edge beams to twist In some situations, the torsional moments become critical as they lead to failure at the beam end sections near the column faces In the current version of two modern design codes of practice, American standard ACI 318-19 and European standard EN 2004, there are some differences in the expressions quantifying the torsional capacity of RC beams that may confuse practitioners and cause them to make incorrect decision This research aims to clarify these differences The predictions by the codified formula are compared with each other and with the test data of two RC beams with sectional dimensions of 150 mm × 250 mm loaded to complete torsional failure Based on the comparisons, recommendations on design and detail of RC edge beams are discussed Keywords: torsional behaviour; reinforced concrete edge beam; ACI 318-19; EN 1992-1-1; experimental study https://doi.org/10.31814/stce.nuce2020-14(1V)-07 c 2020 Trường Đại học Xây dựng (NUCE) Giới thiệu Dầm biên hệ kết cấu dầm-sàn bê tông cốt thép (BTCT) thường chịu xoắn lớn gây mô men âm dầm phụ sàn đỡ dầm biên Hình trình bày hình ảnh phá hoại hệ dầm sàn chịu tải trọng thẳng đứng dạng phân bố từ hệ gia tải trọng có 12 điểm tải [1] Có thể nhận thấy dầm biên bị xoắn vào tác động sàn, gây vết nứt xiên thân dầm phá hoại bê tông chịu nén đầu dầm Các thí nghiệm dầm sàn chịu biến dạng ∗ Tác giả Địa e-mail: datpx@nuce.edu.vn (Đạt, P X.) 73 trình bày hình ảnh phá hoại hệ dầm sàn chịu tải trọng thẳng đứng dạng phân bố từ hệ gia tải trọng có 12 điểm tải [1] Có thể nhận thấy dầm biên bị xoắn vào tác động sàn, gây vết nứt xiên thân dầm phá hoại bê tông P X / Tạp Khoa dầm học Công nghệ biến Xây dựng chịu nén đầuĐạt, dầm Các thíchí nghiệm sàn chịu dạng lớn cho thấy hoạiphá tương tự tương [2, 3] Điều ngạiranhất cho tư vấn lớn chodạng thấyphá dạng hoại tự [2,này 3].gây Điều nàylogây cácđịnh lo ngại nhấtnhà định cho nhà tư vấn thiết kế thiết kết cấu khicấuxem sức sức kháng xoắn đặc biệt biệtlàlàcác cácdầm dầm kế kết xét xemđến xét đến kháng xoắn củadầm dầmbiên, biên, đặc có có tiết diện mỏng, vốn có mơ men kháng xoắn tĩnh thấp tiết diện mỏng, vốn có mơ men kháng xoắn tĩnh thấp Hình Phá hoại xoắn dầm biên BTCT mô men âm sàn dầm phụ Trong phiên gần Tiêu chuẩn tính tốn thiết kế kết cấu BTCT ACI 318-19 (Mỹ) [4] EN 1992-1-1 (Châu Âu) [5], thiết kế kháng xoắn cho phép thực độc lập với tác động sàn Tiết diện tính tốn kiểm tra thường vị trí có mơ men xoắn lớn đầu dầm sát với bề mặt cột, vị trí đỡ dầm phụ Giá trị mô men xoắn thiết kế lấy trực tiếp thơng qua phần mềm phần tử hữu hạn tuyến tính Diện tích cốt thép đai cốt thép dọc u cầu tính tốn công thức bán thực nghiệm tiêu chuẩn Trong số trường hợp mà phân phối lại nội lực phép xảy ra, thiết kế kháng xoắn đơn giản hóa số biện pháp cấu tạo tính tốn cụ thể Mặc dù hai tiêu chuẩn có nhiều điểm tương đồng ngun lý thiết kế, quy trình cơng thức có số khác biệt định Điều dẫn đến lúng túng kỹ sư thiết kế q trình thực hành tính tốn Bài báo tập trung phân tích khác biệt kể trên, đồng thời tiến hành so sánh dự báo với kết thực nghiệm tiến hành hai mẫu dầm chịu xoắn đến phá hoại Dựa phân tích đây, khuyến cáo cụ thể cho cơng tác tính tốn kháng xoắn dầm biên thảo luận Dự báo sức kháng xoắn dầm BTCT theo hai tiêu chuẩn ACI 318-19 and EN 1992-1-1 Công thức dự báo sức kháng xoắn hai tiêu chuẩn ACI 318-19 EN 1992-1-1 dựa số giả thiết chung sau Thứ nhất, chế kháng xoắn dầm BTCT mô tả tiết diện thành mỏng rỗng bỏ qua đóng góp lõi bê tơng Hình 2(a) trình bày dòng ứng suất cắt q mô men xoắn T phân bố dọc theo thành tiết diện rỗng có chiều dày t Dòng ứng suất q số tính tốn theo biểu thức sau: q = T/ (2A0 ) A0 diện tích tiết diện giới hạn chu vi dòng ứng suất cắt q 74 (1) Đạt, P X / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng Sau vết nứt xiên xuất mô men xoắn, giả thiết thứ hai đưa dọc theo trục dầm BTCT, chế kháng lực cắt gây dòng ứng suất V side = q · t mơ mơ hình dàn ảo trình bày Hình 2(b) Hệ dàn ảo bao gồm có ba thành tố chính, (i) Các bê tông chịu nén xiên với phương ngang góc θ, (ii) Thanh dàn dọc theo trục dầm mô tả ứng xử kéo/nén cốt dọc dầm, (iii) ngang dầm mô tả ứng xử kéo cốt đai Trong giai đoạn tính tốn này, bê tơng giả thiết bị nứt hoàn toàn dọc theo nén xiên không tham gia vào khả chịu kéo Mặt khác, ứng suất chịu kéo cốt đai giả thiết đạt tới ứng suất chảy dẻo fyt Cả hai tiêu chuẩn quan tâm tới hai kết dự báo chính, mơ men kháng nứt T cr tính tốn trạng thái giới hạn thứ hai, mô men xoắn cực hạn T n trạng thái giới hạn thứ Tuy nhiên, trình bày đây, hai tiêu chuẩn đưa giá trị dự báo mô men tương đối khác Dòng ứng Dòng ứng suất cắt suất q cắt q T T h T Vside Vside z z 𝐴# 𝑓%#𝐴# 𝑓%# h T t t 𝐴" 𝐴" Thanh nén Cốt xiênthép Cốtđaithép đai Thanh nén xiên Cốtdọc thép dọc Cốt thép (a) Mơ hìnhthành thanhmỏng thànhrỗng mỏng rỗng (a) (a)Mơ Mơhình hình thành mỏng rỗng q 𝐴q# 𝑓%#𝐴# 𝑓%# hcotqhcotq Mơhình hìnhảo dàn củathành thành mỏng (b)(b) Mơ dàn ảoảothành mỏng (b) Mơ hình dàn mỏng Hình Ngun tínhsức tốnkháng sức kháng BTCT dầm BTCT Hình Ngun lý tínhlýtốn xoắn xoắn dầm [4, 5][4, 5] Hình Ngun lý tính toán sức kháng xoắn dầm BTCT [4, 5] Sau nứtxuất xiênhiện xuất mô xoắn, men xoắn, giả thiết thứđược hai đưa Sau cáckhi vếtcác nứtvếtxiên môdomen giả thiết thứ hai đưa ra Căn Hình 2(a), mơ men kháng nứt T cr dự báo ứng suất cắt τ đạt đến ứng dọctrục theocủa trụcdầm dầm BTCT, chế kháng lực cắt gây dòng ứng suất Vside = q*t dọc tới theo suất kéo hạn vật liệuBTCT, bê tôngcơftchế : kháng lực cắt gây dòng ứng suất Vside = q*t mơ mơdàn hìnhảodàn trình bày Hệảo dànnày ảo bao bao (2) Tảocrtrình = bày ft tA0trong mơ mơ HìnhHình 2(b) 2(b) Hệ dàn có bacơng thành tố chính, (i)thanh Các bê tông chịu nén xiên với Bảng 1gồm so thức tính chiều dàythanh thành t, chịu diện nén tích xiên A tích số phương tA0ngang dựangang Ug và gồm có basánh thành tố chính, làtốn (i) Các bê tơng với phương diện tích Amột toàn bộ(ii) tiếtThanh diện dầm theotheo tiêutrục chuẩn EN 1992-1-1 Cócốt thểdọc thấy, g góc 𝜃, dàn dọc củaACI-318-19 dầm mô tả ứng xử kéo/nén góc 𝜃, (ii) Thanh dàn dọc theo trục dầm mô tả ứng xử kéo/nén cốt dọc khác biệt cách tính t A0 , tích số tA0 tiêu chuẩn EN 1992-1-1 lớn ACI dầm, (iii) ngang dầm mô tả ứng xử kéo cốt đai Trong giai đoạn củalàdầm, vàg3(iii) 318-19 (Ag /U ) ngang dầm mô tả ứng xử kéo cốt đai Trong giai đoạn tính tốn này, bê tơng giả thiết bị nứt hoàn toàn dọc theo nén xiên tính tốn này, bê tơng giả thiết bị nứt hoàn toàn dọc theo nén xiên Bảng So sánh biểu thức tính tốn t A0 theo hai tiêu chuẩn ACI 318 Eurocode không tham gia vào khả chịu kéo Mặt khác, ứng suất chịu kéo cốt đai không tham gia vào khả chịu kéo Mặt khác, ứng suất chịu kéo cốt đai giả thiết đạt tới ứng suất chảy fyt Tiêu chuẩn trị dẻo t fytdẻo Giá trị A0 tA0 giả thiết đạt tới ứng suấtGiá chảy 2 EurocodeCả hai tiêu chuẩn Ag /U Aghai /2 + (Agkháng /Ug )3 kết(Aquả mô men g quan tâm tới g /Udự g ) báo chính,Ađó g) + g /(2U Cả hai tiêu chuẩn quan tâm tới hai kết dự báo chính, mơ men kháng ACI nứt 318𝑇 tính 0,75A A2g /(2U g thái giới hạn 2A tống /U trạng thứg /3 hai, mô men xoắn cực hạn 𝑇g-) +, nứt 𝑇+, tính tốn trạng thái giới hạn thứ hai, mô men xoắn cực hạn 𝑇- trạng thái giới hạn thứ Tuy nhưlực cắt trình bày đây, hai tiêuVchuẩn Khi xem trạng bền, liênnhiên, hệ động lên hai thành vàđưa mô men trạng tháixét giới hạnthái thứ giới nhất.hạn Tuy nhiên, trình bàytác đây, tiêudầm chuẩnside đưa xoắn cực hạn T n lập cơng Hìnhđối 2(a) 2(b)): giá trịthiết dự báo môthức mensau này(từtương khác giá trị dự báo mô men tương đối khác n thể dự báo ứng suất cắt 𝜏 đạt Căn Hình 2(a), mơ men Vkháng nứt 𝑇 Tcó z (3) side = qz =+, Căn Hình 2(a), mơ men kháng nứt 𝑇+, dự báo ứng suất cắt 𝜏 đạt 2Ađược đến ứng suất kéo tới hạn vật liệu bê tông 𝑓0 : đến ứng suất kéo tới hạn vật liệu bê tông 75 𝑓0 : 𝑇+, = 2𝑓0 𝑡𝐴( (2) 𝑇+, = 2𝑓0 𝑡𝐴( (2) Bảng so sánh cơng thức tính tốn chiều dày thành t, diện tích 𝐴( tích số tA0 Bảng so sánh cơng thức tính tốn chiều dày thành t, diện tích 𝐴( tích số tA0 Đạt, P X / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng z chiều cao tính tốn dàn ảo (khoảng cách từ cánh thượng tới cánh hạ) Từ cơng thức (3) thấy mơ men kháng xoắn T n phụ thuộc vào sức kháng lực cắt V side thành dầm Căn vào mơ hình dàn ảo trình bày Hình 2(b), thấy sức kháng cắt định ba trạng thái phá hoại, phá hoại nén vỡ bê tông dàn xiên, phá hoại kéo đứt dàn dọc chịu kéo, phá hoại kéo đứt cốt đai Đối với dầm bê tông thông thường, nghiên cứu trước trạng thái phá hoại kéo đứt cốt đai có tính định ba trạng thái kể Theo giá trị tới hạn lực cắt Vside tính tốn sau: V side = At fyt Tn z= z cot θ 2A0 s (4) nên 2A0 At fyt cot θ (5) s At diện tích cốt đai; s khoảng cách cốt đai; fyt cường độ chảy dẻo cốt đai Điểm đáng lưu ý công thức bán thực nghiệm xây dựng kiểm chứng dựa thí nghiệm xoắn túy dầm BTCT [6–8] Đối với trạng thái chịu lực đồng thời xoắn-uốn-cắt, tiêu chuẩn ACI-318-19 EN 1992-1-1 cho phép tính tốn diện tích cốt thép chịu dụngngun diện tích cốttác thépdụng, cho cấuđó kiện chịuhiện lực Tuy nhiên, chịu lực tích cốt thép lực độc lập cho nhân sau thực cộng táctrạng dụngtháicác diện cho cấu kiện chịuphức lực.tạp Tuy nhiên, trạng chịu lực phức phân nguyên nhânmột uốn-xoắn-cắt đồng nguyên nhân thái uốn-xoắn-cắt đồng thời tạp cũngdo tích thời đượcsốphân tíchnghiên trongcứu trình nghiên cứu gần [9, 10] cơng trình gầnsố đâycơng [9, 10] Tn = Chương trình thí nghiệm Chương trình thí nghiệm 3.1 Thiết kế thí nghiệm 3.1 Thiết kế thí nghiệm Hình trình bày sơ đồ thí nghiệm dầm BTCT chịu xoắn Mẫu thiết kế dạng Hình trình bày thídầm nghiệm BTCT chịu Mẫu thiết dạng hình chữ U với hình sơ chữđồ U với A đượcdầm neo vào sàn công tácxoắn phòng thíđược nghiệm, dầm kế B dầm A neo dùng vào để sànlàmcơng tác phòng thí nghiệm, dầm B dùng để làm cánh tay đòn tạo mơ men xoắn dầm thí nghiệm có kích thước tiết diện cánh tay đòn tạo mơ men xoắn dầm thí nghiệm có kích thước tiếtKích diện 150 250nén mm nối liền 150mmx250mm nối liền hai dầm A B thủy lực mm tạo tải×trọng thiết bị hai dầm A B Kích thủy lực tạođotảitảitrọng nén thiết bị đo tải trọng đặt đầu dầm B hình vẽ trọng đặt đầu dầm B hình vẽ B Dầm A Dầm Dầm thí nghiệm (150x250) Sơ nghiệm dầm chịu xoắnxoắn HìnhHình Sơ đồđồthíthínghiệm dầmBTCT BTCT chịu Hình trình bày chi tiết thiết kế hai mẫu dầm chữ U với tiết diện dầm thí Hình trình bày chi tiết thiết kế hai mẫu dầm chữ U với tiết diện dầm thí nghiệm 150 mm × bố trí cốt thép dọc 4j10, cốt đai j6 đặt khoảng cách 70(mm) 250 mm, bố trí cốtnghiệm thép150mmx250mm, dọc 4Φ10, cốt đai Φ6 đặt khoảng cách 70 mm Cốt thép dọc cốt thép đai Cốt thép dọc cốt thép đai có mác thép tương ứng CB400-V CB240-T Bảng có mác thép tương ứng CB400-V CB240-T Bảng trình bày giá trị cường độ vật liệu sử dụng trình bày giá trị cường độ vật liệu sử dụng 76 Bảng 2: Cường độ vật liệu sử dụng Cốt thép Cốt thép dọc D10 Cốt thép đai D6 fy (MPa) 328 320 ffracture (MPa) 449 454 tồn Hai thơng số đo đạc chính, giá trị lực tác dụng P đo thiết bị đo lực loadcell đặt điểm gia tải, chuyển vị điểm đặt lực đo cảm biến LVDT có chu trình chuyển vị 50mm Đạt, P X / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng Hình Thiết kế chi tiết dầm BTCT chịu xoắn (số lượng 02 mẫu) Bảng Cường độ vật liệu sử dụng Cốt thép fy (MPa) f f racture (MPa) Cốt thép dọc D10 Cốt thép đai D6 Vật liệu bê tông 328 320 449 454 fc = 17,7 MPa Chương trình bao gồm 02 mẫu thí nghiệm, Mẫu M1-L900 M2-L600 có chiều dài dầm thí nghiệm tương ứng L = 900 mm 600 mm Điểm gia tải đặt cách tâm dầm thí nghiệm khoảng cánh tay đòn mơ men xoắn Ltor = 275 mm + 75 mm = 350 mm Vị trí neo bu lơng xuống sàn cơng tác định vị Hình Tại tiết diện giao dầm gia tải B dầm thí nghiệm, mẫu thí nghiệm đặt cầu thép đường kính 20 mm với mục đích để cánh tay đòn xoắn xoay tự mà khơng bị cản trở Kích thủy lực tăng dần giá trị lực P mẫu bị phá hoại hồn tồn Hai thơng số đo đạc chính, giá trị lực tác dụng P đo thiết bị đo lực (loadcell) đặt điểm gia tải, chuyển vị điểm đặt lực đo cảm biến LVDT có chu trình chuyển vị 50 mm Các mẫu thí nghiệm gia tải với bước tăng tải trọng 500 N mẫu phá hoại hoàn toàn Các bước tăng tải trọng thực cách phút để thực đo đạc liệu 01 Datalogger 30 kênh, đồng thời quan sát tượng thí nghiệm vẽ sơ đồ vết nứt Hình trình bày trạng thái phá hoại sau kết thúc thí nghiệm mẫu M2-L900 77 Các mẫu thí nghiệm gia tải với bước tăng tải trọng 500N mẫu phá hoại hoàn toàn Các bước tăng tải trọng thực cách phút để thực đo đạc liệu 01 Datalogger 30 kênh, đồng thời quan sát tượng thí nghiệm vẽ sơ đồ vết nứt Hình trình bày trạng thái phá hoại sau kết thúc thí nghiệm mẫu M2-L900 Đạt, P X / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng b) M2-L600 Hình Trạng thái hoại mẫu thí nghiệm (b)phá M2-L600 a) M1-L900 (a) M1-L900 Hình Trạng thái phá hoại mẫu thí nghiệm 3.2 Kết thí nghiệm Tải trọng thí nghiệm (N) Hình 6(a) trình bày đường quan hệ tải trọng P chuyển vị thẳng đứng vị trí đặt tải trọng hai mẫu thí nghiệm Hình 6(b) trình bày đường quan hệ mô men gây xoắn (T = P · Ltor ) Góc xoắn thương số chuyển vị thẳng chiều dài cánh tay đòn gây xoắn Ltor Đối với mẫu M2-L600 M1-L900, vết nứt đầub)tiên xuất hai bên hơng dầm thí nghiệm lực nén đạt 12000 N Hình Trạng thái phá hoại mẫu thí nghiệm Chuyển vị điểm gia tải tương ứng với vết nứt khoảng mm Khi tiếp tục tăng tải trọng, số lượng vết nứt nhiều thêm phía dầm gia tải (Dầm B) bề rộng vết nứt tăng theo Tất vết nứt nghiêng so với phương ngang 25000 góc khoảng 45 độ Khi tải trọng đạt tới giá trị 13700 N (T = 4780 Nm) tương ứng với chuyển vị điểm đặt lực 2,6 mm, đường quan hệ lực – 20000 chuyển vị có xu hướng ngang lực tác dụng có xu hướng thay đổi theo giá trị tăng chuyển vị Khi chuyển vị lớn giá trị mm, tải trọng tác15000 dụng có xu hướng tiếp tục tăng đến khoảng 10000 20490 N (T = 7170 Nm) thời điểm chuyển vị điểm đặt lực 22,9 mm Tiếp sau đó, tải trọng M1-L900 M2-L600 có xu hướng giảm dần mẫu bị phá hoại hoàn 5000 toàn Ở trạng thái phá hoại cuối cùng, đa phần vết nứt nghiêng 45 độ có xu hướng nối tiếp bề mặt dầm thí nghiệm tạo 0 10 15 20 25 30 35 thành hình xoắn ốc thấy Hình Chuyển vị điểm đặt lực (mm) Momen xoắn (Nm) Tải trọng thí nghiệm (N) Quan hệ tải trọng thí nghiệm chuyển vị thẳng đứng điểm đặt lực 6400 20000 15000 10000 M1-L900 M2-L600 5000 4800 3200 M1-L900 M2-L600 1600 0 a) 10 15 20 25 Chuyển vị điểm đặt lực (mm) 30 35 Quan hệ tải trọng thí nghiệm chuyển vị thẳng đứng điểm đặt lực (a) 8000 Quan hệ tải trọng thí nghiệm chuyển vị thẳng đứng điểm đặt lực 10 20 30 40 50 60 Chuyển vị góc xoắn (radx10-3) b) Quan hệ mơ men xoắn góc xoắn 70 80 Quan hệtrọng-chuyển mơ men xoắn Hình(b) 6: Quan hệ tải vị củavà cácgóc mẫuxoắn thí nghiệm Bảng tổng hợp kết tải trọng thí nghiệm hai mẫu M1-L900 M2-L600 6400 Momen xoắn (Nm) a) 8000 25000 Có thể nhận thấy, chiều dài dầm thí nghiệm khác nhau, giá trị tải trọng (mơ 4800 men) gây phá hai thí mẫu nghiệm có sai khác không đáng kể Đối với giá trị tải Hình Quan hệ tải trọng-chuyển vịnứt cáchoại mẫu 3200 trọng gây nứt khác biệt khoảng 6.5%, khác biệt tải Ứng xử mẫu M2-L600M1-L900 tương đối giống vớitrọng ứng M1-L900 phát triển vếtthiết nứt,kế dạng cựcxử hạn của mẫu M2-L600 chỉvề 6.8% Điều cho thấy thí nghiệm M2-L600 1600 phá hoại giá trị mô men gây nứt mô men xoắn hạn Điểm biệt giá chứng trị phù hợp sốcực liệu thí nghiệm đángkhác tin cậy có thểduy sử dụnglà để kiểm công thức tính tốn dự báobày trongtrên tiêuHình chuẩn thiết kế hành chuyển vị tải trọng đạt tới giá trị gây nứt trình Theo quan sát 10 20 30 40 50 60 70 80 Bảng Tổng hợp kết Chuyển vị góc xoắn (radx10 ) nhiều khả gây gối trường, độ vênh chuyển vị tựa2 kêthíbênghiệm tông bị xê dịch -3 b) Quan hệ mô men xoắn góc xoắn Hình 6: Quan hệ tải trọng-chuyển vị mẫu thí nghiệm 78 Bảng tổng hợp kết tải trọng thí nghiệm hai mẫu M1-L900 M2-L600 M1-L900 M2-L600 Tại thời điểm gây nứt Pcr (N) Mcr (Nm) 13700 4795 12800 4480 Tại thời điểm phá hoại Pult (N) Mult (Nm) 20490 7170 19080 6680 Có thể nhận thấy, chiều dài dầm thí nghiệm khác nhau, giá trị tải trọng (mơ men) gây nứt phá hoại hai mẫu có sai khác không đáng kể Đối với giá trị tải trọng gây nứt khác biệt khoảng 6.5%, khác biệt tải 10 Đạt, P X / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng phạm vi gia tải Tuy nhiên, sau tải trọng vượt qua giá trị gây nứt, đường cong tải trọng – chuyển vị trở lại dạng mẫu M1-L900 Bảng Tổng hợp kết thí nghiệm Tại thời điểm gây nứt M1-L900 M2-L600 Tại thời điểm phá hoại Pcr (N) Mcr (Nm) Pult (N) Mult (Nm) 13700 12800 4795 4480 20490 19080 7170 6680 So sánh kết thực nghiệm kết lý thuyết theo tiêu chuẩn ACI 318-19 EN 1992-1-1 Bảng trình bày kết tính tốn mơ men xoắn gây nứt T cr mô men xoắn cực hạn T n theo hai tiêu chuẩn ACI 318-19 EN 1992-1-1 Đối với mô men gây nứt, giá trị cường độ chịu kéo bê tông ft lấy 1,4 MPa ( ft = 0,33 · sqrt( fc )) Đây giá trị đề xuất tiêu chuẩn ACI 318-19 Đối với mơ men xoắn cực hạn T n , góc nghiêng vết nứt xoắn lấy 45◦ , giá trị phù hợp với hai tiêu chuẩn, đồng thời góc nghiêng quan sát mẫu thí nghiệm Đồng thời, giá trị A0 = 0,85Aoh Aoh diện tích phần chu vi bê tông giới hạn cốt thép đai Như Bảng 5, nhận thấy giá trị tính tốn theo hai tiêu chuẩn khơng chênh nhiều Đối với mô men gây nứt T cr , kết tính theo EN 1992-1-1 lớn theo ACI 318-19 khoảng 1,1 lần Trong đó, giá trị mơ men xoắn cực hạn dự báo tiêu chuẩn ACI 318-19 lại lớn giá trị EN 1992-1-1 khoảng 1,21 lần Bảng Tính tốn mơ men xoắn gây nứt T cr dầm thí nghiệm theo ACI 318-19 EN 1992-1-1 Tiêu chuẩn Ag (mm2 ) Ug (mm) tA0 (mm3 ) ft (MPa) T cr (Nm) ACI 318-19 Eurocode 37500 800 878906 981903 1,4 2461 2749 Bảng Tính tốn mơ men xoắn cực hạn T n dầm thí nghiệm ACI 318-19 EN 1992-1-1 Tiêu chuẩn A0 (mm2 ) At (mm2 ) fyt (MPa) s (mm) cot θ T n (Nm) ACI 318-19 Eurocode 25415,2 20947,5 28,23 320 70 6354,2 5237,1 Bảng So sánh kết thực nghiệm tính tốn lý thuyết theo hai tiêu chuẩn Mẫu thí nghiệm M1-L900 M2-L600 Mô men xoắn gây nứt T cr Mô men xoắn cực hạn T n Thí nghiệm T N T N/T cr (ACI) T N/T cr (EN 1992-1-1) T N (Nm) T N/T cr (ACI) T N/T cr (EN 1992-1-1) 4795 4480 1,71 1,55 1,53 1,39 79 7170 6680 1,16 1,05 1,40 1,27 Đạt, P X / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng Bảng so sánh kết thí nghiệm hai mẫu dầm với kết lý thuyết tính tốn theo ACI 318-19 EN 1992-1-1 Nhìn chung, hai tiêu chuẩn có kết dự báo thấp kết thực nghiệm, đặc biệt giá trị mô men gây nứt T cr Theo đó, giá trị tính tốn theo lý thuyết mô men gây nứt lớn so với kết thực nghiệm từ 1,39 lần đến 1,71 lần Trong đó, giá trị dự báo mơ men xoắn cực hạn T n có độ chênh so với kết thực nghiệm thấp hơn, từ 1,05 lần đến 1,4 lần Kết luận Trong kết cấu sàn-dầm nhà bê tông cốt thép, dầm biên thường chịu tác động xoắn gây mô men âm dầm phụ sàn đỡ dầm biên Hiện tính tốn kháng xoắn cho dầm biên thường thực theo hai tiêu chuẩn hành ACI 318-19 (Mỹ) EN 1992-1-1 (Châu Âu) Tuy nhiên công thức dẫn thực tính tốn hai tiêu chuẩn tương đối khác nhau, điều gây số khó khăn định cho kỹ sư thực hành Nghiên cứu có khác nói trên, tính tốn kháng xoắn hai tiêu chuẩn dựa hai giả thiết tính tốn chung, mơ hình thành mỏng rỗng cho tính tốn mơ men xoắn gây nứt T cr , mơ hình dàn ảo sức kháng xoắn cực hạn T n Quan trọng công thức dự báo hai tiêu chuẩn cho kết thiên an tồn, đặc biệt mơ men xoắn gây nứt T cr Khuyến nghị nghiên cứu áp dụng quy trình tính tốn tiêu chuẩn ACI 318-19 vào thực hành tính tốn thiết kế tường minh khả dự báo tương đối sát so với kết thực nghiệm công thức tiêu chuẩn Lời cảm ơn Tác giả chân thành cảm ơn hỗ trợ tài Quỹ Phát triển khoa học cơng nghệ Quốc gia (NAFOSTED) cho đề tài mã số 107.01-2016.07 Tài liệu tham khảo [1] Dat, P X., Tan, K H (2013) Experimental study of beam–slab substructures subjected to a penultimateinternal column loss Engineering Structures, 55:2–15 [2] Pham, A T., Pham, X D., Tan, K H (2019) Slab corner effect on torsional behaviour of perimeter beams under missing column scenario Magazine of Concrete Research, 71(12):611–623 [3] Trung, H N., Truong, T N., Xuan, D P (2019) Effects of reinforcement discontinuity on the collapse behavior of reinforced concrete beam-slab structures subjected to column removal Journal of Structural Engineering, 145(11):04019132 [4] ACI 318-14 Building code requirements for structural concrete American Concrete Institute, Detroit [5] EN 1992-1-1:2004 Eurocode 2: Design of concrete structures - General rules and rules for buildings European Committee for Standardization, Brussels [6] Hsu, T T C (1968) Torsion of structural concrete-behavior of reinforced concrete rectangular members Special Publication, 18:261–306 [7] Mitchell, D., Collins, M P (1974) The behaviour of structural concrete beams in pure torsion PhD thesis, University of Toronto, Department of Civil Engineering [8] Collins, M P., Lampert, P (1973) Redistribution of moments at cracking-the key to simpler torsion design? Special Publication, 35:343–384 [9] Ewida, A A., McMullen, A E (1981) Torsion–shear–flexure interaction in reinforced concrete members Magazine of Concrete Research, 33(115):113–122 [10] Rahal, K L., Collins, M P (1995) Analysis of sections subjected to combined shear and torsion-a theoretical model ACI Structural Journal, 92:459–459 80 ... 1992-1-1 lớn ACI dầm, (iii) ngang dầm mô tả ứng xử kéo cốt đai Trong giai đoạn củal dầm, vàg3(iii) 318-19 (Ag /U ) ngang dầm mô tả ứng xử kéo cốt đai Trong giai đoạn tính tốn này, bê tơng giả thiết... diện dầm thí nghiệm 150 mm × bố trí cốt thép dọc 4j10, cốt đai j6 đặt khoảng cách 70(mm) 250 mm, bố trí cốtnghiệm thép1 50mmx250mm, dọc 4Φ10, cốt đai Φ6 đặt khoảng cách 70 mm Cốt thép dọc cốt thép. .. luận Trong kết cấu sàn -dầm nhà bê tông cốt thép, dầm biên thường chịu tác động xoắn gây mô men âm dầm phụ sàn đỡ dầm biên Hiện tính tốn kháng xoắn cho dầm biên thường thực theo hai tiêu chuẩn