Bảng 2.1: C−ờng độ chịu nén hiệu quả của bê tông trong thanh chống

8 , 0 1 1 ≤ + = ε ν (2.36)

trong đó điều kiện t−ơng thích về biến dạng đ−ợc dùng để xác định biến dạng kéo chính:

ε₁ = ε_s + (ε_s + ε₂).cot g2α_s

trong đó:

ε_s: biến dạng trong thanh giằng chịu kéo,

ε₂: biến dạng của thanh chống chịu nén khi bị phá hoại đ−ợc lấy bằng -0,0025.

α_s: góc giữa thanh chống và thanh giằng chịu kéo cắt qua thanh chống.

Quy phạm Canada 1984 và AASHTO LRFD 1999 dùng công thức này.

Năm 1991, dựa trên các kết quả thí nghiệm, Bergmeister và cộng sự đề nghị công thức tính c−ờng độ hiệu quả của bê tông có c−ờng độ từ 20MPa đến 80MPa [6], trong công thức này f'_c tính theo đơn vị MPa:

' ' 25 , 1 5 , 0 _c c ce f f f ^       + = (2.37)

Năm 1997, MacGregor phát triển công thức của Bergmeister và đ−a ra công thức tính hệ số hiệu quả: ν = ν₁. ν₂ (2.38) trong đó: ν₂ = 0,55 + ' 25 , 1 c f

, f'_c tính theo đơn vị MPa;

ν₁: hệ số phụ thuộc vào kiểu phá hoại của thanh chống, ν₁ = 0,65 trong tr−ờng hợp thanh chống bị phá hoại do nứt dọc thanh do không bố trí cốt thép thân dầm không chế vết nứt, ν₁ = 0,8 trong tr−ờng hợp thanh chống bị nén vỡ khi cấu kiện đ−ợc bố trí cốt thép thân dầm khống chế vết nứt dọc thanh chống.

Quy phạm Châu Âu EC2, phần 1 (1991) tính c−ờng độ hiệu quả của thanh chống bê tông theo công thức:

f_{d max} = ν.f_cd

trong đó:

f_cd: c−ờng độ chịu nén tính toán, f_cd = f_ck/1,5

ν: hệ số hiệu quả, ν = 0,7 - f_ck/200 với f_ck tính theo đơn vị MPa; f_ck: c−ờng độ chịu nén đặc tr−ng của mẫu lăng trụ (xấp xỉ 0,9f'_c). Alshegeir và Ramirez (1990) đề nghị dùng c−ờng độ hiệu quả của bê tông trong thanh chống xét tới sự hạn chế nở của bê tông, sự nhiễu loạn do vết nứt gây ra [6].

Các giá trị c−ờng độ hiệu quả của bê tông trong thanh chống đ−ợc tổng hợp trong bảng 2.1.

Bảng 2.1: C−ờng độ chịu nén hiệu quả của bê tông trong thanh chống

C−ờng độ chịu nén hiệu

quả của BT

Thanh chống bê tông Ng−ời đề xuất

0,85f'_c Hình lăng trụ chịu nén một trục không bị nhiễu loạn ^{Schlaich và} cộng sự (1987)

0,68f'_c ^{Biến dạng kéo hoặc/và cốt thép vuông góc với trục} thanh chống có thể gây nứt dọc thanh chống, bề rộng vết nứt bình th−ờng.

Schlaich và cộng sự (1987)

0,51f'_c Biến dạng kéo gây ra vết nứt nghiêng hoặc/và cốt thép nghiêng một góc với trục của thanh chống.

Schlaich và cộng sự (1987)

0,34f'_c ^{Vết nứt nghiêng có bề rộng lớn. Vết nứt nghiêng} xuất hiện do mô hình chống-giằng đ−ợc chọn khác so với các luồng ứng suất theo phân tích đàn hồi.

Schlaich và cộng sự (1987)

0,85f'_c ^{Các thanh chống trong cấu kiện đ−ợc bố trí cốt đai} tối thiểu, nối trực tiếp từ tải trọng tập trung tới gối đỡ với tỷ lệ nhịp chịu cắt trên chiều cao nhỏ hơn 2.

Alshegeir và Ramirez (1990)

0,75f'_c Các thanh chống tạo nên cơ chế vòm. ^{Alshegeir và} Ramirez (1990)

ν₂f'_c Thanh chống không bị nứt chịu ứng suất một trục. ^MacGregor (1997)

ν₂(0,8)f'c ^{Thanh chống bị nứt dọc trong tr−ờng ứng suất nén} hình chai trong tr−ờng hợp có cốt thép bố trí ngang thanh chống.

MacGregor (1997)

ν₂(0,65)f'c ^{Thanh chống bị nứt dọc trong tr−ờng ứng suất nén} hình chai trong tr−ờng hợp không có cốt thép ngang.

MacGregor (1997)

ngang do cốt thép ngang gây ra. (1997)