Đang tải... (xem toàn văn)
Bài viết trình bày nghiên cứu thực nghiệm nhằm khảo sát ứng xử của kết cấu bản mặt cầu bê tông cốt thanh GFRP có liên kết ở hai đầu. Thí nghiệm tiến hành với 04 nhóm mẫu (một nhóm sử dụng cốt thép và 3 nhóm sử dụng cốt thanh cốt sợi thủy tinh), bao gồm 12 mẫu bản mô phỏng kết cấu bản đặt trên các dầm cầu được sử dụng phổ biến tại Việt Nam.
Transport and Communications Science Journal, Vol 71, Issue (10/2020), 984-999 Transport and Communications Science Journal EXPERIMENTAL STUDY ON THE BEHAVIOUR OF CONCRETE BRIDGE DECK SLABS REINFORCED WITH GLASS-FRP BARS UNDER CONCENTRATED LOADS Nguyen Van Ngon1*, Pham Duy Anh2 Hue college of Transport, No 365 Dien Bien Phu Street, Hue, Vietnam University of Transport and Communications, No Cau Giay Street, Hanoi, Vietnam ARTICLE INFO TYPE: Research Article Received: 21/7/2020 Revised: 13/10/2020 Accepted: 19/10/2020 Published online: 28/10/2020 https://doi.org/10.47869/tcsj.71.8.9 * Corresponding author Email: ngvngon.gtvthue@gmail.com Abstract This paper presents an experimental study investigating the behavior of edgerestrained concrete bridge-deck slabs reinforced with glass fiber reinforced polymer (GFRP) bars The tests with four groups (one group used steel reinforced and three groups used GFRP reinforced) included twelve full-scale edge-restrained concrete deck slabs simulating a slabon-girder bridge deck commonly used in Vietnam The deck slabs measured 2500 mm long x 2500 mm wide x 200 mm thick The investigated parameters included (1) reinforcement type (GFRP and steel), and (2) reinforcement ratio in main direction of bottom layer (0,4% - 1,0% - 1,2%) The slabs were supported on two parallel steel girders and were tested up to failure under monotonic single concentrated load acting on the center of each slab over a contact area of (510x362)mm to simulate the footprint of sustained truck wheel load (HL93 truck) All deck slabs failed in punching shear, with carrying capacities exceeding the design service load specified by the Vietnamese Highway Bridge Design Specification (TCVN 11823-17) from 1,5 to 2,2 times The experimental punching capacities of the reinforced slabs were compared to the theoretical predictions provided by TCVN 11823-17, JSCE-97, CAN/CSA S806-12, AASHTO LRFD-09, ACI 440.1R-15, with average experimental-to-predicted punching capacity ratio ranged from 0,67 to 1,89 times Keywords: GFRP rebars; bridge deck slabs; punching shear © 2020 University of Transport and Communications 984 Tạp chí Khoa học Giao thông vận tải, Tập 71, Số (10/2020), 984-999 Tạp chí Khoa học Giao thơng vận tải NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH ỨNG XỬ CHỊU TẢI TRỌNG TẬP TRUNG CỦA BẢN MẶT CẦU BẰNG BÊ TÔNG CỐT THANH POLIMER SỢI THỦY TINH Nguyễn Văn Ngôn1*, Phạm Duy Anh2 Trường Cao đẳng Giao thông Huế, Số 365 Điện Biên Phủ, Huế, Việt Nam Trường Đại học Giao thông vận tải, Số Cầu Giấy, Hà Nội, Việt Nam THƠNG TIN BÀI BÁO CHUN MỤC: Cơng trình khoa học Ngày nhận bài: 21/7/2020 Ngày nhận sửa: 13/10/2020 Ngày chấp nhận đăng: 19/10/2020 Ngày xuất Online: 28/10/2020 https://doi.org/10.47869/tcsj.71.8.9 * Tác giả liên hệ Email: ngvngon.gtvthue@gmail.com Tóm tắt Bài báo trình bày nghiên cứu thực nghiệm nhằm khảo sát ứng xử kết cấu mặt cầu bê tơng cốt GFRP có liên kết hai đầu Thí nghiệm tiến hành với 04 nhóm mẫu (một nhóm sử dụng cốt thép nhóm sử dụng cốt cốt sợi thủy tinh), bao gồm 12 mẫu mô kết cấu đặt dầm cầu sử dụng phổ biến Việt Nam Bản có chiều dài 2500 mm, rộng 2500 mm dày 200 mm Các thông số khảo sát bao gồm: 1) loại cốt (cốt thép cốt sợi thủy tinh); 2) hàm lượng cốt lớp theo hướng (0,4% 1,0% - 1,2%) Các mẫu đặt hai dầm thép thí nghiệm phá hoại có chiều dài nhịp 2,0 m tác dụng tải trọng tập trung tác dụng phạm vi (510x362)mm trọng tâm để mô vệt bánh xe (HL93) Tất mẫu phá hoại chọc thủng với khả chịu tải gấp 1,5 đến 2,2 lần tải trọng khai thác quy định Tiêu chuẩn Thiết kế Cầu đường Việt Nam Kết thực nghiệm mẫu so sánh với giá trị dự báo theo công thức TCVN 11823-17, JSCE-97, CAN/CSA S806-12, AASHTO LRFD-09, ACI 440.1R-15, cho tỷ lệ trung bình giá trị thực nghiệm lý thuyết dao động từ 0,67 đến 1,89 lần Từ khóa: Thanh cốt sợi thủy tinh, mặt cầu, chọc thủng © 2020 Trường Đại học Giao thơng vận tải ĐẶT VẤN ĐỀ Bản mặt cầu phần bị suy thoái nhanh phận cơng trình cầu 985 Transport and Communications Science Journal, Vol 71, Issue (10/2020), 984-999 chịu tác động trực tiếp điều kiện môi trường, tác nhân hóa học tải trọng xe Hậu tác động ăn mòn cốt thép qua thời gian khai thác sự phá hoại lớp bê tông bảo vệ làm phát sinh chi phí sửa chữa gây gián đoạn giao thông Do khả kháng ăn mòn mạnh, polimer cốt sợi giúp cải thiện độ bền mặt cầu giảm thiểu chi phi phí sửa chữa thay Thanh polimer cốt sợi nghiên cứu đưa vào thiết kế cầu cốt chịu lực tài liệu như: AASHTO LRFD - 2009 [1] cho phép sử dụng cốt Glass-FRP (GFRP), tiêu chuẩn Canada (CAN/CSA S6 - 2012 [2]) cho phép sử dụng cốt Cacbon-FRP (CFRP), Aramid-FRP (AFRP), GFRP Tiêu chuẩn thiết kế cầu Canada cung cấp hai phương pháp thiết kế mặt cầu: (1) Phương pháp kinh nghiệm, (2) phương pháp thiết kế chịu uốn Cả hai phương pháp xác định đường kính tối thiểu GFRP 16 mm khoảng cách tối đa 300 mm, với GFRP có mơ đun đàn hồi xấp xỉ 40 GPa Trên giới có nhiều nghiên cứu ứng dụng cốt GFRP cho kết cấu mặt cầu, điển [3, 4, 5] Các nghiên cứu chứng minh ứng xử thực tế mặt cầu phá hoại cắt hai chiều, với khả chịu tải lớn giá trị dự báo theo công thức lý thuyết Điều giải thích dựa ảnh hưởng chế tác động vịm nén hình thành kết cấu mặt cầu, nhờ vào liên kết dầm đỡ minh họa Hình T¶I TRọNG BáNH XE VòM NéN PHảN LựC LIÊN KếT PHảN LùC LI£N KÕT DÇM NGANG DÇM CHÝNH DÇM CHÝNH Hình Sự hình thành tác động vịm nén mặt cầu Bên cạnh đó, kết đo đạc cơng trình cầu thực tế theo nghiên cứu [6, 7, 8, 9], cho giá trị biến dạng cốt, biến dạng bê tông độ võng nhỏ giá trị dự tính Các kết đo đạc thực tế cho thấy ứng xử kết cấu mặt cầu sử dụng kết hợp hai loại cốt GFRP cốt thép tương tự kết cấu sử dụng loại cốt Hầu hết dự án sử dụng cốt GFRP có chi phí thấp loại FRP khác (CFRP, AFRP) Đa số cầu xây dựng sử dụng GFRP có mơ đun 986 Tạp chí Khoa học Giao thông vận tải, Tập 71, Số (10/2020), 984-999 đàn hồi từ 40 đến 45 GPa Một vài cầu qua thời gian khai thác 15 năm chưa có dấu hiệu hư hỏng [10] Tại Việt Nam, có số nghiên cứu tiến hành sử dụng GFRP kết cấu dầm [11, 12] kết cấu chịu uốn chiều [13] Trong chưa có nghiên cứu sử dụng cốt GFRP cho mặt cầu, chưa có tiêu chuẩn, hướng dẫn thiết kế áp dụng loại cốt Nghiên cứu tiến hành mơ hình mặt cầu sử dụng cốt GFRP chịu tải trọng tập trung (mô vệt bánh xe) nhằm khảo sát ứng xử kết cấu dựa quan hệ tải trọng - độ võng, tải trọng - biến dạng bê tông, tải trọng - biến dạng cốt tăng cường khả chịu tải Trên sở kết thực nghiệm, tiến hành phân tích, đánh giá khả dự báo mơ hình lý thuyết THÍ NGHIỆM 2.1 Vật liệu Cốt GFRP sử dụng nghiên cứu có đường kính 10 mm, 16 mm 20 mm với bề mặt có dạng gờ xoắn cung cấp từ Công ty Cổ phần Cốt sợi Polyme Việt Nam (FRP VIETNAM.JSC) với số tính chất học thể Bảng Bảng Các tính chất học cốt GFRP (nguồn FRP VIETNAM.JSC) Đường kính ngồi (mm) Diện tích tiết diện (mm2) Khối lượng đơn vị (kg/m) 10 56,71 0,110 16 165,04 0,320 20 240,4 0,530 Cường độ chịu kéo tính tốn f*fu (MPa) Mô đun đàn hồi Ef (GPa) Biến dạng kéo thiết kế fu (%) Cường độ dính bám (MPa) 900 45 1,60 12 Mẫu đối chứng chế tạo sử dụng cốt thép có đường kính 14 mm cho lớp chịu lực 10 mm cho lớp lại Một số đặc trưng cốt thép: fy = 420 MPa, Es = 200 GPa Bê tông có cường độ chịu nén yêu cầu 28 ngày tuổi f’c = 45 MPa (mẫu hình trụ đường kính 150 mm, chiều cao 300 mm) 2.2 Mẫu thí nghiệm Mẫu thí nghiệm lựa chọn có kích thước đảm bảo chiều dài nhịp (khoảng cách gối tựa) thuộc phạm vi ứng dụng mặt cầu Liên kết dầm đỡ sử dụng bu lơng có đường kính 25 mm, cách khoảng 250 mm, tham khảo từ nghiên cứu [3, 4, 5], nhằm mô liên kết mặt cầu dầm đỡ thực tế Hàm lượng cốt chịu lực (lớp theo phương chiều dài nhịp bản) mẫu chọn sở sau: với nhóm mẫu bê tơng cốt thép (S1) lấy theo hàm lượng cốt tối thiểu (570 mm2/m) quy định theo phương pháp kinh nghiệm (TCVN 11823:2017); nhóm mẫu G1 (cốt GFRP) có hàm lượng tương đương nhóm mẫu S1; nhóm G2, G3 có hàm lượng cốt thay đổi so với nhóm mẫu G1 nhằm khảo sát ảnh hưởng hàm lượng cốt Tồn thí nghiệm gồm nhóm (12 mẫu) có cấu tạo chi tiết thể Bảng 987 Transport and Communications Science Journal, Vol 71, Issue (10/2020), 984-999 Hình Một số hình ảnh minh họa trình đúc mẫu thể Hình Bảng Chi tiết bố trí cốt mẫu thí nghiệm Nhóm mẫu Số hiệu mẫu Loại S1a,b,c Cốt thép G1a,b,c cốt Hàm lượng cốt chịu lực (%) Lưới Lưới Cốt dọc Cốt ngang Cốt dọc Cốt ngang 0,4 1114@250 1310@200 1310@200 1310@200 GFRP 0,4 1116@250 1310@200 1310@200 1310@200 G2a,b,c GFRP 1,0 2516@100 1310@200 1310@200 1310@200 G3a,b,c GFRP 1,2 2120@125 1310@200 1310@200 1310@200 A-A 14@250 25 30 200 10@200 S1 50 2500/2 Lỗ D27 CK 250 mm A 10@200 16@250 25 30 200 A 50 2500 G1 50 50 2500 170 160 250 G2 160 170 2000 16@100 25 30 200 10@200 50 250 50 2500 20@125 25 30 200 200 10@200 G3 50 2500 50 2500 Hình Cấu tạo chi tiết mẫu thử nghiệm a) Lắp đặt cảm biến đo biến dạng cốt b) Lắp đặt cốt ván khn Hình Chế tạo mẫu thử nghiệm 988 Tạp chí Khoa học Giao thơng vận tải, Tập 71, Số (10/2020), 984-999 2.3 Các thiết bị đo đạc Các thiết bị sử dụng nghiên cứu bao gồm thu nhận xử lý số liệu kết nối với cảm biến máy tính phục vụ cho việc thu thập số liệu thí nghiệm, với thiết bị sau: 2.3.1 Thiết bị tạo đo lực Thiết bị tạo lực máy nén thủy lực nhãn hiệu “Incerface - MFG In Scottsdale, Arizona, USA; Model 1050”, thiết bị truyền động với tải trọng tác dụng tối đa 1000 kN Giá trị lực tác dụng đo thông qua cảm biến lực nối với máy tính để đồng hóa thời gian với giá trị biến dạng, độ võng từ thiết lập biểu đồ tải trọng - độ võng, tải trọng biến dạng 2.3.2 Cảm biến đo biến dạng Đề tài sử dụng loại cảm biến đo biến dạng hãng Tokyo Sokki Kenkyujo (Hình 4) để đo biến dạng bề mặt bê tông chịu nén, biến dạng cốt thép cốt GFRP Hình Cảm biến đo biến dạng cốt bê tông 2.3.3 Cảm biến đo độ võng Đề tài sử dụng cảm biến đo độ dịch chuyển chiều ký hiệu DTH - A50 hãng Kyowa, Nhật Bản (Hình 5), với thông số kỹ thuật nhà sản xuất cung cấp: Giá trị biến dạng đo tối đa 50 mm, độ nhạy 200x106 mm 2.3.4 Bộ gối uốn Để mô điều kiện làm việc mặt cầu thực tế, đề tài sử dụng gối uốn gồm hai dầm I300 liên kết hai hệ giằng ngang (Hình 6) Ngồi ra, thép có kích thước (510x362)mm, dày 60 mm đặt trọng tâm để mô tải trọng vệt bánh xe Hình Cảm biến đo độ võng Hình Bộ gối uốn 989 Transport and Communications Science Journal, Vol 71, Issue (10/2020), 984-999 2.4 Phương pháp tiến hành thí nghiệm 2.4.1 Sơ đồ thí nghiệm Sơ đồ bố trí thí nghiệm thể Hình Hình Các mẫu thử gia tải đến phá hoại Tải trọng truyền lên kích thủy lực có khả kiểm sốt áp lực thơng qua thép có kích thước (510x362x60) mm Hình Sơ đồ bố trí thiết bị đo 200 KÝCH TH LùC tÊm thÐp ®Ưm kt 510x362mm 300 510 gi»ng NGANG CK 1,0 m 250 2000 250 Hình Sơ đồ bố trí thí nghiệm 2.4.2 Trình tự thí nghiệm Thí nghiệm tiến hành với tốc độ gia tải kN/phút, q trình thí nghiệm, ghi lại giá trị tải trọng gây nứt (giá trị tải trọng thời điểm xuất vết nứt quan sát trực tiếp mẫu), đo chiều rộng vết nứt ứng với tải trọng khai thác tải trọng thiết kế 990 Tạp chí Khoa học Giao thơng vận tải, Tập 71, Số (10/2020), 984-999 Ngoài dạng phân bố vết nứt mơ hình phá hoại thu thập KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM VÀ PHÂN TÍCH 3.1 Mơ hình phá hoại dạng vết nứt Kết thí nghiệm nhóm mẫu trình bày Hình Bảng 3, Dạng phá hoại mặt mặt thể Hình 10, 11 Các mẫu phá hoại chọc thủng (cắt hai chiều) xảy đột ngột với khả chịu tải trung bình nhóm mẫu S1, G1, G2, G3 tương ứng 660 kN, 468,7 kN, 640,2 kN 672,4 kN Mặt bị phá hoại xuyên thủng theo chu vi thép truyền tải, vết nứt mặt có dạng bao gồm đường trịn đồng tâm với đường ngồi có đường kính khoảng cách hai dầm đỡ đường nứt hướng vào tâm diện chịu tải Các vết nứt mặt đáy có dạng hướng vào tâm diện chịu tải, điển thể Hình 11b Với hàm lượng cốt nhiều hơn, thuộc nhóm G3 có nhiều vết nứt phân bố so với thuộc nhóm G1 thể Hình 10b, c Hình Khả chịu tải mẫu thí nghiệm Tải trọng gây nứt trung bình nhóm mẫu S1, G1, G2, G3 tương ứng 132,1 kN, 118,7 kN 137,5 kN, 133,7 kN, giá trị lớn tải trọng tiêu chuẩn tính với bánh xe hoạt tải thiết kế HL93 (Ps = 1,25x1,0x72,5 = 90,6 kN) Chiều rộng vết nứt cho phép quy định theo AASHTO LFRD-09 kết cấu mặt cầu 0,5 mm Bảng Tổng hợp kết thí nghiệm mẫu tải trọng độ võng (mm) Dạng phá hoại Mẫu Pcr (kN) Pmax (kN) Ps Pc Pmax S1a 132,2 655,0 0,58 1,50 22,79 S1b 131,3 665,0 0,45 1,01 19,98 S1c 132,8 660,1 0,49 1,11 21,98 S1-TB 132,1 660,0 0,51 1,21 21,58 G1a 118,3 465,2 1,45 6,12 26,09 G1b 116,5 471,5 1,72 6,23 31,25 G1c 121,4 469,4 1,55 6,20 29,02 G1-TB 118,7 468,7 1,57 2,76 28,79 991 Chọc thủng Chọc thủng Transport and Communications Science Journal, Vol 71, Issue (10/2020), 984-999 G2a 138,5 637,6 0,72 1,42 24,76 G2b 137,5 634,9 0,77 1,31 27,49 G2c 136,6 648,2 0,69 1,56 25,96 G2-TB 137,5 640,2 0,73 1,43 26,07 G3a 134,3 681,1 0,55 1,52 23,21 G3b 133,6 665,0 0,55 1,61 24,21 G3c 133,2 671,1 0,67 1,45 22,32 G3-TB 133,7 672,4 0,59 1,53 23,25 Chọc thủng Chọc thủng Chú thích: Pcr tải trọng gây nứt mẫu bản, Pmax tải trọng gây phá hoại mẫu Giá trị độ võng (mm) cột Ps, Pc, Pmax giá trị độ võng mẫu thử tương ứng với tải trọng tiêu chuẩn, tải trọng tính tốn tải trọng gây phá hoại mẫu Bảng Tổng hợp kết thí nghiệm mẫu biến dạng nứt f () c () wmax (mm) Mẫu Ps Pc Pmax Ps Pc Pmax Ps Pc S1a 222 409 7223 -137 -304 -2630 - 0,34 S1b 245 450 7631 -112 -237 -2423 - 0,32 S1c 200 368 6868 -103 -216 -2554 - 0,32 S1-TB 222 409 7241 -117 -252 -2536 - 0,33 G1a 373 1461 9121 -193 -521 -2547 - 0,55 G1b 308 1349 9381 -181 -416 -2816 - 0,58 G1c 279 891 9015 -165 -500 -2668 - 0,57 G1-TB 320 1233 9172 -180 -479 -2677 - 0,57 G2a 197 806 9366 -140 -288 -2460 - 0,35 G2b 247 748 8533 -151 -283 -2437 - 0,35 G2c 199 823 8585 -151 -339 -2570 - 0,36 G2-TB 214 793 8828 -147 -303 -2489 - 0,35 G3a 224 704 8774 -126 -295 -2248 - 0,37 G3b 169 538 8085 -107 -281 -2419 - 0,38 G3c 171 547 8854 -151 -323 -2355 - 0,38 G3-TB 188 596 8571 -128 -300 -2341 - 0,38 Ghi Trên mẫu chưa xuất vết nứt ứng với mức tải sử dụng Trên mẫu chưa xuất vết nứt ứng với mức tải sử dụng Trên mẫu chưa xuất vết nứt ứng với mức tải sử dụng Trên mẫu chưa xuất vết nứt ứng với mức tải sử dụng Chú thích: Giá trị f cột Ps, Pc, Pmax biến dạng cốt tương ứng với mức tải trọng tiêu chuẩn, tải trọng tính tốn tải trọng gây phá hoại mẫu; Giá trị c cột Ps, Pc, Pmax biến dạng mặt bê tông chịu nén tương ứng với mức tải trọng tiêu chuẩn, tải trọng tính tốn tải trọng gây phá hoại mẫu; Giá trị wmax cột Ps, Pc chiều rộng vết nứt lớn mẫu tương ứng với mức tải trọng tiêu chuẩn, tải trọng tính tốn 992 Tạp chí Khoa học Giao thơng vận tải, Tập 71, Số (10/2020), 984-999 Chiều rộng vết nứt đo với tải trọng tính tốn (Pc = 1,25x1,75x72,5 = 158,6 kN) nhóm mẫu S1, G1, G2 G3 có giá trị trung bình tương ứng 0,33 mm, 0,57 mm, 0,35 mm 0,38 mm Chiều rộng vết nứt phụ thuộc vào độ cứng dọc trục tính đổi cốt (E) khoảng cách cốt a) Nhóm mẫu S1b b) Nhóm mẫu G1a c) Nhóm mẫu G3b Hình 10 Mơ hình phá hoại dạng nứt mặt nhóm mẫu thí nghiệm a) Nhóm mẫu S1a b) Nhóm mẫu G2c c) Nhóm mẫu G3a Hình 11 Dạng nứt mặt số mẫu thí nghiệm 3.2 Biến dạng bê tông cốt tăng cường Biểu đồ quan hệ tải trọng - biến dạng cốt; tải trọng - biến dạng bê tông mẫu thí nghiệm thể Hình 12a, b Biến dạng trung bình cốt thép cốt GFRP mẫu thử S1, G1, G2, G3, với mức tải tiêu chuẩn tương ứng 222 , 320 , 214 , 188 , ứng với mức tải tính tốn (tính với tải trọng bánh xe thiết kế trục HL93) tương ứng 409 , 1233 , 793 , 596 Các giá trị biến dạng tương ứng với tải trọng thiết kế đạt từ 3,1% đến 9,5% so với giá trị biến dạng giới hạn cốt GFRP (fd = 0,014) Tại thời điểm mẫu bị phá hoại, biến dạng lớn cốt đạt từ 55,7% đến 70,6% giá trị biến dạng thiết kế vật liệu Với mức tải trọng tiêu chuẩn (Ps = 90,6 kN), tương ứng với hàm lượng tăng cường tăng gấp 2,5 lần nhóm G2 so với nhóm G1, biến dạng cốt tăng cường giảm 33,0%, với hàm lượng cốt tăng gấp lần nhóm mẫu G3 so với G1, biến dạng cốt giảm 61,7% Biến dạng bê tông mặt nhóm mẫu S1, G1, G2, G3 tương ứng với tải trọng tiêu chuẩn -117 , -180 , -147 , -128 , tương ứng với mức tải tính tốn -252 , 479 , -303 , -300 Biến dạng lớn bê tông mặt mức tải thiết kế đạt từ 8,4% đến 16,0% so với biến dạng giới hạn bê tông (cu = 0,003) Với mức tải gây phá hoại mẫu, biến dạng lớn bê tông mặt mẫu đạt từ 78,0% đến 89,2% so với biến dạng giới hạn bê tông Các mẫu bị phá hoại biến dạng cốt thép cốt GFRP bê tông nhỏ giá trị biến dạng giới hạn vật liệu 993 Transport and Communications Science Journal, Vol 71, Issue (10/2020), 984-999 3.3 Ứng xử võng - Biểu đồ quan hệ tải trọng độ võng Đường cong quan hệ tải trọng - độ võng mẫu bê tông cốt thép mẫu bê tơng cốt GFRP có dạng gần tuyến tính hai giai đoạn trước sau bị nứt thể Hình 9c Độ võng trung nhóm mẫu G1, G2, G3, ứng với tải trọng tiêu chuẩn tương ứng 1,57 mm, 0,73 mm, 0,59 mm, giá trị nhỏ độ võng cho phép (L/1000 = 2,0mm) a) Biến dạng cốt b) Biến dạng bê tông c) Độ võng Hình 12 So sánh biến dạng trung hình cốt, bê tơng độ võng nhóm mẫu Với mức tải gây phá hoại mẫu, độ võng trung bình nhóm mẫu S1, G1, G2, G3 tương ứng 21,58 mm, 28,79 mm, 26,07 mm, 23,25 mm Ứng với mức tải 478,6 kN, nhóm mẫu G2 có hàm lượng cốt gấp 2,5 lần so với nhóm mẫu G1 có độ võng thấp 41,3%, mẫu G3 có hàm lượng cốt gấp 3,0 lần so với nhóm mẫu G1 có độ võng thấp 54,2% Nhóm mẫu bê tơng cốt thép (S1) có độ võng trung bình nhỏ nhóm G3 có hàm lượng cốt nhỏ giá trị độ cứng dọc trục tính đổi cốt (hàm lượng cốt nhân mơ đun đàn hồi E) lớn (mẫu S1: E = 733 MPa, mẫu G3: E = 525 MPa) So sánh giá trị độ võng giới hạn (L/800 = 2,5 mm), tải trọng tiêu chuẩn cho phép trung bình nhóm mẫu G1, G2, G3 tương ứng 135,9 kN, 184,8 kN, 194,9 kN, vượt từ 1,5 đến 2,2 lần so với giá trị tải trọng tiêu chuẩn quy định 3.4 Phân tích mơ hình dự báo khả chịu tải 3.4.1 Khái quát công thức dự báo khả chịu tải ACI 440.1R - 2015 [14] Vc = ' f c bo c (1) Trong đó: f’c cường độ chịu nén đặc trưng bê tông; bo chu vi tiết diện nguyên khoảng cách d/2 tính từ tải trọng tập trung; d: khảng cách từ mặt chịu nén đến trọng tâm cốt tăng cường chịu kéo; nf tỷ số mô đun đàn hồi; f hàm lượng cốt GFRP; c chiều cao trục trung hòa mặt cắt nứt quy đổi, c = k.d; k = 2 f n f + ( f n f ) − f n f (2) CAN/CSA S806 - 2012 [2] Theo CAN/CSA (2012) cường độ kháng chọc thủng xác định giá trị nhỏ 994 Tạp chí Khoa học Giao thơng vận tải, Tập 71, Số (10/2020), 984-999 tính theo cơng thức (3) - (5): Vc = 1 + c ' 0, 028..c E f f f c ( ) 1/3 b d o d Vc = s + 0,19 0,147..c E f f f c' bo ( ( Vc = 0,056..c E f f fc' ) 1/3 bo d (3) ) 1/3 bo d (4) (5) Trong đó: : hệ số xét đến trọng lượng bê tông, = 1,0; s: hệ số điều chỉnh Vc xét đến vị trí liên kết; c: tỷ số cạnh dài cạnh ngắn thép truyền tải gối tựa AASHTO LRFD - 2009 [1] Vc LRFD = 0,84 f c' bo c (6) Vc JSCE = d p r f pcd bo d (7) 100 1/4 d = ,1.5 d (8) 100 f E f 1/3 p = ,1.5 Es (9) JSCE - 97 [15] Với: u = 2(cx + cy) r = + (10) (11) u 1 + 0.25 d ( f pcd = 0.2 fc' ,1.2 ) (12) El-Gamal et al [5] Vc.El = 0.33 fc' bo d (1.2) N (13) 1/3 Với: E f 8d = 0.62 f 1 + bo 1000 (14) N: hệ số xét đến tính liên tục, N = với nhịp; N = với liên tục theo phương; N = với liên tục theo hai phương 995 Transport and Communications Science Journal, Vol 71, Issue (10/2020), 984-999 TCVN 11823 - 17 [16] 0,33 ' ' Vc.TCVN = 0,17 + f c bo d v 0,33 f c bod v c (15) Trong đó: c tỷ số cạnh dài cạnh ngắn hình chữ nhật mà qua tải trọng truyền lên bản; dv chiều cao chịu cắt hữu hiệu, dv = d 3.4.2 Đánh giá mơ hình dự báo lý thuyết Kết thực nghiệm dự báo theo công thức lý thuyết tổng hợp, đánh giá trình bày Bảng Bảng Bảng Kết tính tốn theo mơ hình dự báo Số hiệu mẫu Vc.TCVN (kN) Vc.ACI (kN) Vc.CAN (kN) Vc.LRFD (kN) Vc.JSCE (kN) Vc.El (kN) Vc.TN (kN) G1a 891,69 223,91 307,06 235,17 413,28 483,14 465,20 G1b 891,69 223,91 307,06 235,17 413,28 483,14 471,50 G1c 891,69 223,91 307,06 235,17 413,28 483,14 469,40 G2a 891,69 342,98 416,75 360,24 560,91 655,73 637,56 G2b 891,69 342,98 416,75 360,24 560,91 655,73 634,88 G2c 891,69 342,98 416,75 360,24 560,91 655,73 648,18 G3a 878,09 392,53 457,31 412,28 615,76 718,98 671,05 G3b 878,09 392,53 457,31 412,28 615,76 718,98 681,10 G3c 878,09 392,53 457,31 412,28 615,76 718,98 664,96 Chú thích: Vc.TCVN, Vc.ACI, Vc.CAN, Vc.LRFD, Vc.JSCE, Vc.El, giá trị dự báo khả chịu cắt hai chiều mẫu theo Tiêu chuẩn Thiết kế cầu đường (TCVN 11823:2017), theo Hướng dẫn ACI (ACI 440.1R-15), theo tiêu chuẩn Canada (CAN/CSA S806-12), theo Hướng dẫn AASHTO LRFD (AASHTO LRFD - 09), theo tiêu chuẩn Nhật Bản (JSCE - 1997), theo đề nghị El-Gamal cộng Vc.TN giá trị thực nghiệm khả chịu cắt hai chiều mẫu Bảng Đánh giá kết dự báo sức kháng chọc thủng kết cấu Số hiệu VTN/Vc.TCVN VTN/Vc.ACI VTN/Vc.CAN VTN/Vc.LRFD VTN/Vc.JSCE VTN/Vc.El G1a 0,52 2,08 1,51 1,98 1,13 0,96 G1b 0,53 2,11 1,54 2,00 1,14 0,98 G1c 0,53 2,10 1,53 2,00 1,14 0,97 G2a 0,72 1,86 1,53 1,77 1,14 0,97 G2b 0,71 1,85 1,52 1,76 1,13 0,97 mẫu 996 Tạp chí Khoa học Giao thơng vận tải, Tập 71, Số (10/2020), 984-999 G2c 0,73 1,89 1,56 1,80 1,16 0,99 G3a 0,76 1,71 1,47 1,63 1,09 0,93 G3b 0,78 1,74 1,49 1,65 1,11 0,95 G3c 0,76 1,69 1,45 1,61 1,08 0,92 Trung bình 0,67 1,89 1,1 1,80 1,12 0,96 SD 0,110 0,167 0,034 0,159 0,025 0,021 COV(%) 16,46 8,81 2,22 8,81 2,24 2,19 Giá trị dự báo theo công thức tiêu chuẩn thiết kế cầu hành có chênh lệch cao trung bình 33% so với thực nghiệm Điều công thức TCVN 11823-17 dùng cho cốt thép, để áp dụng cho cốt GFRP cần phải đưa vào hệ số điều chỉnh xét đến ảnh hưởng mô đun đàn hồi cốt (do mô đun đàn hồi GFRP nhỏ mô đun đàn hồi cốt thép) công thức El-Gamal Trong kết thực nghiệm lớn giá trị dự tính theo ACI 440.1R, CAN, AASHTO LRFD, JSCE tương ứng 89%, 51%, 80%, 12%, hiệu ứng vịm nén hình thành từ liên kết dầm đỡ dẫn đến khả chịu tải thực tế kết cấu mặt cầu lớn kết cấu hai chiều có liên kết tựa thơng thường Kết tính theo cơng thức đề nghị El-Gamal cao giá trị thực nghiệm khoảng 4% Biểu diễn mối quan hệ hàm lượng cốt GFRP khả chịu tải theo công thức lý thuyết thực nghiệm minh họa Hình 10 Hình 13 Biểu đồ quan hệ khả chịu tải hàm lượng cốt Từ phân tích cho thấy cần có mơ hình dự báo khả chịu tải mặt cầu cốt GFRP vừa phù hợp với thực nghiệm, vừa đảm bảo độ an tồn để áp dụng tính tốn thiết kế kết cấu mặt cầu sử dụng loại cốt GFRP sản xuất Việt Nam KẾT LUẬN Dựa kết thực nghiệm, phân tích so sánh với lý thuyết, nhóm tác giả rút số kết luận sau: 997 Transport and Communications Science Journal, Vol 71, Issue (10/2020), 984-999 - Các mẫu thí nghiệm bị phá hoại cắt hai chiều (chọc thủng) với khả chịu tải lớn gấp 1,5 đến 2,2 lần tải trọng khai thác thiết kế theo tiêu chuẩn thiết kế cầu đường hành (TCVN 11823-17) - Các mơ hình lý thuyết Mỹ [1, 14], Nhật [15], Canada [2] đánh giá thấp khả chịu tải kết cấu mặt cầu cốt GFRP với chênh lệch từ 12% đến 89%, công thức đề xuất El-Gamal công thức TCVN 11823-17 cho kết dự báo lớn thực nghiệm tương ứng 4% 33% Vì cần xây dựng công thức dự báo khả chịu tải mặt cầu bê tông cốt GFRP phù hợp áp dụng Việt Nam - Độ võng lớn đo mức tải sử dụng mẫu có hàm lượng cốt tối thiểu (theo quy định tiêu chuẩn thiết kế cầu đường TCVN 11823-17) đo 1,57 mm nhỏ giới hạn cho phép theo tiêu chuẩn Việc tăng tỷ lệ cốt có tác dụng giảm độ võng chiều rộng vết nứt, tăng khả chịu tải Tuy nhiên phạm vi khảo sát, tăng hàm lượng cốt từ 1,0% lên 1,2% mức độ ảnh hưởng không đáng kể LỜI CẢM ƠN Nghiên cứu thực Trường đại học Giao thông vận tải Các tác giả xin chân thành cảm ơn thí nghiệm viên trung tâm KHCN hỗ trợ trình thực nghiên cứu thực nghiệm TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] AASHTO LRFD bridge design guide specifications for GFRP reinforced concrete bridge decks and traffic railings, 1st Ed.,Washington, DC., 2009 [2] CSA (Canadian Standards Association), Design and construction of building structures with fiber reinforced polymers, CAN/CSA S806-12, Toronto, 2012 [3] K Bouguerra, E Ahmed A., S El-Gamal, B Benmokrane, Testing of full-scale concrete bridge deck slabs reinforced with fiber-reinforced polymer (FRP) bars, J Constr Build.Mater., 25 (2011) 3956-3965 https://doi.org/ 10.1016/j.conbuildmat.2011.04.028 [4] S El-Gamal, E El-Salakawy, B Benmokrane, Behavior of concrete bridge deck slabs reinforced with fiber-reinforced polymer bars under concentrated loads, International Concrete Abstracts Portal, 102 (2005) 727–735 https://www.concrete.org/publications/internationalconcreteabstractsportal/m/details/id/14668 [5] S El-Gamal, E El-Salakawy, B Benmokrane, Influence of reinforcement on the behavior of concrete bridge deck slabs reinforced with FRP bars, Journal of Composites for Construction, 11 (2007) 449-458 https://doi.org/10.1061/(ASCE)1090-0268(2007)11:5(449) [6] E Ahmed A., F Settecasi, B Benmokrane, Construction and testing of GFRP steel hybrid reinforced-concrete bridge-deck slabs of the Sainte-Catherine overpass bridges, Journal of Bridge Engineering, 19 (2014) 04014011 https://doi.org/10.1061/(ASCE)BE.1943-5592.0000581 [7] B Benmokrane, E El-Salakawy, S El-Gamal and S Goulet, Construction and testing of an innovative concrete bridge deck totally reinforced with glass FRP bars: Val-Alain Bridge on Highway 20 East, Journal of Bridge Engineering, 12 (2007) 632–645 https://doi.org/10.1061/(ASCE)10840702(2007)12:5(632) [8] E El-Salakawy, B Benmokrane, G Desgagne, G., FRP composite bars for the concrete deck slab of Wotton Bridge, Canadian Journal of Civil Engineering, 30 (2003) 861-870 https://doi.org/10.1139/l03-055 998 Tạp chí Khoa học Giao thơng vận tải, Tập 71, Số (10/2020), 984-999 [9] E El-Salakawy et al., Field investigation on the first bridge deck slab reinforced with glass FRP bars constructed in Canada, Journal of Composites for Construction, (2005) 470-479 https://doi.org/10.1061/(ASCE)1090-0268(2005)9:6(470) [10] O Gooranorimi, A Nanni, GFRP Reinforcement in Concrete after 15 Years of Service, Journal of Composites for Construction, 21 (2017) https://doi:10.1061/(asce)cc.1943-5614.0000806 [11] Phạm Thị Loan, Trịnh Duy Thành, Nghiên cứu thực nghiệm uốn dầm bê tông cốt sợi thủy tinh, Tạp chí Khoa học, Trường Đại học Hải Phòng, 26 (2018) 83-91 [12] Nguyễn Hùng Phong, Nghiên cứu thực nghiệm làm việc dầm bê tơng có cốt polyme sợi thủy tinh hàm lượng thấp, Tạp chí Xây dựng, (2014) 61-65 [13] Đặng Vũ Hiệp, Vũ Ngọc Anh, Trần Văn Thái, Theo dõi độ võng sàn bê tông cốt sợi thủy tinh (GFRP) thời gian 90 ngày, Tạp chí KHCN Xây dựng, 1+ (2018) 10-15 [14] ACI (American Concrete Institute), Guide for the design and construction of structural concrete reinforced with FRP bars, ACI 440.1R-15, Farmington Hills, MI, 2015 [15] JSCE, Recommendation for Design and Construction of Concrete Structures Using Continuous Fiber Reinforcing Materials, Research Committee on Continuous Fiber Reinforcing Materials, Japan Society of Civil Engineers, Tokyo, 1997 [16] Bộ giao thông vận tải, Tiêu chuẩn thiết kế cầu đường (TCVN 11823-17), Nhà xuất GTVT, Hà Nội, 2017 999 ... vận tải, Tập 71, Số (10/2020), 984-999 Tạp chí Khoa học Giao thơng vận tải NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH ỨNG XỬ CHỊU TẢI TRỌNG TẬP TRUNG CỦA BẢN MẶT CẦU BẰNG BÊ TÔNG CỐT THANH POLIMER SỢI THỦY... tải trọng tập trung (mô vệt bánh xe) nhằm khảo sát ứng xử kết cấu dựa quan hệ tải trọng - độ võng, tải trọng - biến dạng bê tông, tải trọng - biến dạng cốt tăng cường khả chịu tải Trên sở kết thực. .. GPa Trên giới có nhiều nghiên cứu ứng dụng cốt GFRP cho kết cấu mặt cầu, điển [3, 4, 5] Các nghiên cứu chứng minh ứng xử thực tế mặt cầu phá hoại cắt hai chiều, với khả chịu tải lớn giá trị dự báo