- Trang Chủ
- Kiến trúc - Xây dựng
- Nghiên cứu tính toán độ võng ngắn hạn dầm bê tông cốt hỗn hợp thép và polyme cốt sợi thủy tinh theo TCVN 5574:2018
Xem mẫu
- Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, ĐHXDHN, 2022, 16 (3V): 74–85
NGHIÊN CỨU TÍNH TOÁN ĐỘ VÕNG NGẮN HẠN DẦM BÊ TÔNG
CỐT HỖN HỢP THÉP VÀ POLYME CỐT SỢI THỦY TINH THEO
TCVN 5574:2018
Phan Minh Tuấna,∗, Trần Việt Tâma
a
Khoa Xây dựng Dân dụng và Công nghiệp, Trường Đại học Xây dựng Hà Nội,
55 đường Giải Phóng, quận Hai Bà Trưng, Hà Nội, Việt Nam
Nhận ngày 04/5/2022, Sửa xong 28/6/2022, Chấp nhận đăng 29/6/2022
Tóm tắt
Thanh cốt sợi thủy tinh (GFRP) có cường độ cao nhưng mô đun đàn hồi thấp, khiến dầm bê tông cốt GFRP
thuần túy thường có độ võng lớn. Việc sử dụng kết hợp cốt thép và cốt GFRP sẽ giúp cải thiện vấn đề này. Tuy
nhiên, việc xác định độ võng dầm bê tông cốt hỗn hợp thép và GFRP (cốt SGFRP) hiện chưa có tiêu chuẩn
hướng dẫn. Dựa theo các quan hệ ứng suất-biến dạng của vật liệu theo tiêu chuẩn TCVN 5574:2018, bài báo
trình bày một phương pháp xác định độ võng ngắn hạn bằng các nghiên cứu lý thuyết. Qua đó nghiên cứu đã
khảo sát độ võng ngắn hạn dầm bê tông cốt SGFRP với các thông số thay đổi, đã so sánh độ võng ngắn hạn
dầm bê tông cốt SGFRP với độ võng dầm bê tông cốt thép và dầm bê tông cốt sợi thủy tinh thuần túy.
Từ khoá: cốt GFRP; cốt thép; cốt hỗn hợp thép và GFRP; độ võng ngắn hạn; TCVN 5574:2018.
RESEARCH ON CALCULATION SHORT-TERM DEFLECTION OF REINFORCED CONCRETE BEAM
USING HYBRID (STEEL AND GFRP) BARS CONFORMING TO TCVN 5574:2018
Abstract
The glass fiber reinforcement polymer (GFRP) has a high yield strength but a low elastic modulus, causing
the pure GFRP reinforced concrete (RC) beams to have a large deflection. Using a combination of steel and
GFRP bars will help to improve this. However, prediction of the deflection of RC beams using hybrid (steel
and GFRP) bars (denoted as SGFRP bars) has not been implemented in any common design codes. Based on
a theoretical study using the stress-strain relationship of materials proposed in TCVN 5574:2018, this paper
presents a method to predict the short-term deflection of the SGFRP RC beams. The authors then conduct a
parametric study to investigate the short-term deflection of SGFRP RC beams with different parameters. The
results of the short-term deflection of three types of beams (SGFRP RC beam, normal RC beams, and pure
GFRP RC beam) are then compared.
Keywords: GFRP bar; steel bar; hybrid (steel and GFRP) bars; short-term deflection; TCVN 5574:2018.
https://doi.org/10.31814/stce.huce(nuce)2022-16(3V)-06 © 2022 Trường Đại học Xây dựng Hà Nội (ĐHXDHN)
1. Giới thiệu
Thanh polyme cốt sợi thủy tinh GFRP (Glass fiber reinforcement polymer) với cường độ cao,
trọng lượng nhẹ, không bị ăn mòn và có giá thành thấp hứa hẹn là vật liệu mới thay thế cho cốt thép
truyền thống [1, 2]. Tuy nhiên trong thực tế, do cốt GFRP có mô đun đàn hồi thấp (chỉ bằng khoảng
1/4 của cốt thép), dầm bê tông cốt GFRP thuần túy thường bị võng lớn, vượt quá giới hạn sử dụng
∗
Tác giả đại diện. Địa chỉ e-mail: tuanpm@huce.edu.vn (Tuấn, P. M.)
74
- Tuấn, P. M., Tâm, T. V. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
làm hạn chế khả năng ứng dụng của loại vật liệu này [3]. Để khắc phục vấn đề này thường phải tăng
kích thước dầm hoặc bố trí thêm nhiều cốt GFRP, điều này làm tăng giá thành và khiến cốt GFRP khó
đưa vào áp dụng trong thực tế. Một giải pháp giúp cải thiện vấn đề này đã được đề xuất là sử dụng cốt
GFRP kết hợp với cốt thép tạo ra một vật liệu mới, vật liệu cốt hỗn hợp thép và GFRP (cốt SGFRP)
[4].
Các nghiên cứu về dầm bê tông cốt SGFRP rất được quan tâm trong những năm gần đây cả về thực
nghiệm lẫn lý thuyết. Từ những công bố về nghiên cứu thực nghiệm của Tan [4] , Aiello và Ombres
[5], Lau và Pam [6], . . . , các nhà khoa học đã tiến tới tổng quát hóa bằng các nghiên cứu lý thuyết.
Có thể kể đến các nghiên cứu lý thuyết của Leung [7] vào năm 2004, Jia và cs. [8] năm 2014, Ge và
cs. [9] năm 2015, Pang và cs. [10] năm 2015 và Kheyrodin & Maleki [11] năm 2017. Các nghiên cứu
này đều dựa trên công thức đề xuất trong tiêu chuẩn ACI 440.1R-06 [2] của Branson để chính xác hóa
công thức tính độ võng dầm bê tông cốt hỗn hợp qua giá trị mô men quán tính hiệu quả Ie theo tiêu
chuẩn Hoa Kỳ. Đây là cách làm đi từ thực nghiệm và hoàn thiện công thức tính toán có sẵn nên khả
năng ứng dụng các công thức còn hạn chế, chỉ phù hợp với một phạm vi hẹp.
Ở Việt Nam, các nghiên cứu tính toán lý thuyết về độ võng của loại dầm này còn khá hạn chế.
Trong TCVN 5574:2018, trình bày tính toán độ võng dầm bê tông cốt thép trên cơ sở xác định độ
cong của dầm (giá trị nghịch đảo của độ cứng). Độ cứng của dầm theo công thức sức bền vật liệu là
EI được thay bằng độ cứng chống uốn D có kể đến sự thay đổi độ cứng ở những vùng dầm bị không
nứt và nứt, thường được chính xác hóa qua hệ số thực nghiệm ψ s . Tiêu chuẩn Việt Nam chưa đề cập
đến tính toán độ võng dầm bê tông cốt SGFRP. Trong nghiên cứu của Tuấn [12] đã trình bày tính toán
khả năng chịu mô men uốn của dầm bê tông cốt SGFRP theo TCVN 5574:2018 [13]. Nghiên cứu này
kế thừa và hoàn thiện nghiên cứu trước đó, đề xuất một cách tính toán độ võng ngắn hạn dầm bê tông
cốt SGFRP theo TCVN 5574:2018 có bổ sung thêm ảnh hưởng của biến dạng bê tông vùng kéo và
cốt dọc chịu nén A0s . Qua đó có thể khảo sát độ võng ngắn hạn dầm bê tông cốt SGFRP với các thông
số thay đổi. So sánh độ võng ngắn hạn dầm bê tông cốt SGFRP với độ võng dầm bê tông cốt thép và
dầm bê tông cốt sợi thủy tinh GFRP thuần túy.
2. Lý thuyết tính toán độ võng ngắn hạn của dầm bê tông cốt SGFRP
Như đã biết, việc tính toán độ võng dầm bê tông cốt thép ngắn hạn là một công việc phức tạp do
bị ảnh hưởng của nhiều yếu tố như kích thước tiết diện, ảnh hưởng của việc bố trí cốt dọc, ảnh hưởng
của vật liệu, sự làm việc chung giữa cốt thép và cốt GFRP, ảnh hưởng của vết nứt làm thay đổi độ
cứng. . . Bài báo này đề xuất một một phương pháp tính toán thực hành đơn giản để tính toán độ võng
ở giữa dầm với các giả thiết: tiết diện sau khi biến dạng vẫn phẳng, ứng suất trong bê tông, cốt thép
và cốt GFRP được xác định từ đường cong ứng suất biến dạng, giả thiết độ cứng dầm không thay đổi
trong suốt chiều dài dầm và độ cứng dầm được lấy bằng độ cứng nhỏ nhất ở giữa dầm.
Quan hệ ứng suất-biến dạng của vật liệu theo TCVN 5574:2018 [13, 14] và tiêu chuẩn SP
295.1325800.2017 [15] được biễu diễn như Hình 1. Trong đó σb và εb lần lượt là ứng suất nén
và biến dạng nén của bê tông; Rb là cường độ chịu nén tính toán của bê tông ở trạng thái giới hạn thứ
nhất (MPa); Eb là mô đun đàn hồi ban đầu của bê tông khi nén (MPa); εb1 là biến dạng nén tương đối
σb1 0,6Rb
của bê tông, εb1 = = ; εb0 là biến dạng tương đối giới hạn của bê tông khi nén đều ứng
Eb Eb
với ứng suất trong bê tông đạt tới cường độ tính toán Rb , εb0 = 0,002 khi có tác dụng ngắn hạn của tải
trọng; εb2 là biến dạng nén tương đối giới hạn của bê tông khi nó bị phá hoại, lấy bằng 0,0035 đối với
bê tông nặng; σ s là ứng suất kéo của cốt thép; ε s là biến dạng kéo của cốt thép; R s là cường độ chịu
kéo tính toán của cốt thép ở trạng thái giới hạn thứ nhất (MPa); E s là mô đun đàn hồi của cốt thép
75
- được
được
được xácxác
xác
được địnhđịnh
xác
định từ từ
từ
định đường
đường
từ
đường cong
đường cong
cong ứng
cong
ứngứng suất
suất
ứng
suất biến
biến
suất
biến dạng,
dạng,
biến
dạng, giảgiả
giả
dạng, thiết
thiết
giả
thiết độ độ
độ
thiết cứng
cứng
độ
cứng dầm
dầm
cứng
dầm không
không
dầm
không thay
không
thaythay
đổiđổi
đổi
thay đổi
trong
trong
trong suốt
suốt
trong
suốt chiều
chiều
suốt
chiều dàidài
dài
chiều dầmdầm
dài
dầm và và
và
dầmđộ độ
độvà cứng
cứng
độ
cứng dầm
cứng
dầmdầm
dầmđược
được
được lấylấy
lấy
được bằng
lấy
bằngbằng
độ độ
độ
bằng độcứng
cứng
cứng nhỏnhỏ
nhỏ
cứng nhỏnhất
nhất
nhất ở ởgiữa
ởở giữa
nhất
giữa dầm.
giữa
dầm.dầm.
dầm.
Quan
Quan
Quan hệhệ
hệ
Quanứngứng
hệ
ứng suất-biến
suất-biến
ứng dạng
suất-biến
suất-biến dạngdạngcủacủa
của
dạng vật
của
vậtvật
liệu
vật
liệu liệu
theotheo
liệu
theo TCVN
TCVN
theo
TCVN TCVN 5574:2018
5574:2018
5574:2018
5574:2018 [13,
[13,
[13, 14]14]
14]
[13, 14]và
và
và vàtiêu
tiêu
tiêu tiêu
chuẩn
chuẩn
chuẩn SPSP 295.1325800.2017
SP 295.1325800.2017
chuẩn SP 295.1325800.2017
Tuấn,
295.1325800.2017 P. [15]
[15]
M., được
được
[15] [15]
đượcđược
Tâm, T. biễu biễu
diễn
biễu biễu
V. / Tạp diễn
như
diễn diễn
chí Khoa như
như Hình Hình
1.
như Hình
học Công
Hình 1.
1. 1.
nghệ Xây dựng
bb b b bt bt bt
bt
Rbb R bR b
R
RbtbtR btR bt
R
0,6R
0,6R
0,6R bb0,6R
b b
0,6R
0,6R
0,6R 0,6R
bt bt bt
bt
bb b b bt bt bt
bt
00 0 b1
0
b1 b1 b1 b0
b0 b0 b2
b0b2 b2 b2 00 0bt1
bt10 bt1bt1 bt0
bt0 bt0 bt2
bt0
bt2 bt2bt2
(a)(a) Bê Bêtông vùngnénnén (b)(b)
(b) Bê tông vùng
(a) Bê tông vùng nén (b) Bê tông vùng kéokéo
kéo
(a)
(a)
Bê Bêtông
tông
vùng
tông
vùng
nén
vùng nén (b)Bê
Bê Bêtông
tông
vùng
tông
vùng
kéo
vùng kéo
ss s s ff f f
Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây
f u dựng
f u f u HUCE 2022
fu
R
Rss R s R s
ứng suất trong bê tông đạt tới cường độ tính toán Rb , e b 0 = 0,002 khi có tác dụng ngắn
hạn của tải trọng; e b 2 là biến dạng nén tương đối giới hạn của bê tông khi nó bị phá hoại,
ss s s ff f f
lấy bằng 0,0035 00đối0 với s2 s2ss2s là ứng 0suất 0kéo của cốt f u f u e s là biến dạng
s0 bê
0s0 tông nặng;
s0 s0 s2 0 0 ff uuthép;
kéo của cốt thép; Rs là
(c)cường
(c) Cốtđộ
CốtCốt
(c) chịu kéo tính toán(d)
thép
thépthép của cốtCốt
Cốt
(d)
(d)thép
Cốt ở
GFRP trạng thái giới hạn thứ
GFRP
GFRP
(c) thép
(c) Cốt Cốt thép (d) GFRP
(d) Cốt Cốt GFRP
nhất (MPa); Es là mô đun đàn hồi hệ
củaứng
cốtsuất-biến
thép (MPa); e s 0 các
là biến dạng giãn dài tương
Hình
Hình 1.
1. Quan
Hình
HìnhHình
1. 1.
Quan
1. hệ
QuanQuan ứng
Quan
hệ hệ ứng
hệ
ứng suất-biến
ứngsuất-biến dạng
suất-biến
suất-biến
dạngcủa
dạng
dạng
của
củacủa
dạng các vật
vật
củacác
các các
vật liệu
liệu
vậtvậtliệu
liệu liệu
đối của cốt thép khi ứng suất đạt tới cường độ tính toán Rs ; e s 2 là biến dạng nén tương
trong
trong
trong đó
trong
đối đó sscốt
đó bbsvà
đó vàsvàe bvà
bedạng
elấy
lần
b lầnbe
lượt
lần lần
lượt là
lượt
lượt
là ứng
là là
ứng ứngsuất
ứng
ssuấtsuấtnén
nénnén
suất và
nén
và biến
vàvà
biến dạng
biến dạng
biến
dạng nén
dạng
nénnéncủa
nén
của bê
của
của
bê tông;
bêetông;
bê
tông; R bb là
tông;
Rbiến RbR
là cường
làb làcường
cường cường
(MPa); εcủa
s0 là
bthép,
biến bbằng
giãn 0,025;
dài tương f là của
đối cườngcốt độ chịu
thép khikéo
ứngcủasuấtcốt
đạtGFRP;
tới f là
cường độ tính dạng
toán R s ; ε s2
độ làchịu
độđộ độ
chịu
biến
kéo
nén
chịu
chịu
nén nén
dạng
của
tính
nén
tính
nén
cốt
toán
tính
tính
toántoán
tương
GFRP;
của
Ecủa
toán
của
đối bê
của
bê
của
là mô
tông
bê bê
tôngtông
cốt
đun
ởở trạng
tông ở lấy
ởtrạng
trạng
thép,
đàn hồi
thái
trạng
thái
bằng
của
giới
thái
thái
giới
0,025;
cốt
hạn
giới
hạn
GFRP;f thứ
σhạn
giới hạn
thứ
là nhất
thứthứ
nhất
e cường
là biến
(MPa);
nhất
nhất(MPa);
(MPa);
độ E
(MPa);
chịu
dạng kéo là
Eđối
Ebbcủa
tương là mô
bElàcốt
mô mô
b là
đun
môđun
đun đun
GFRP;
giới εf
f fu
làhồibiếnban dạng kéocủacủabêcốttông GFRP; f là(MPa);
Enén eebb11elà
mô đun đàn hồibiếncủa cốt GFRP; ε f u là biến dạngbêtương đối giới
đàn
đàn đàn
hạn
đàn
hồi hồihồi
cốtban
hạn ban
cốt
GFRP.
đầu
đầuđầu
ban
GFRPđầu
của của của
bê bê bê
tôngtôngkhi
khikhi
tông khi
nén nénnén(MPa);
(MPa);(MPa); làbe1biến
là dạng
biến dạng
b1 là biến
dạng nén
dạng tương
nénnén
nén
tương tươngđối
tương của
đốiđối
của củatông,
đốicủa
bê bêbêtông,
tông, tông,
sDựa
bb1s bs
0,6 R
0,6bb R
eeb1e==b1es= 0,6 R0,6 R hệ
Dựa vào các quan ứng suất biến dạng trên ta đi thiết lập các bước tính toán cho dầm bê tông
1==
=
1vào
b1 các
= = ;; bee;bb0e;là
quan hệ biến
làe ứng
là là
biến
suất
dạng
biến
biến
dạng
biến
dạngdạngdạng
tương
tương
tương
trên
đối
tương
đối giới
đối tagiới
đối
giới
đi thiết
hạn
giới
hạn hạn lập
của
của bê
của
hạn các
của
bê bêbước
tông
tông
bê
tông khi
tông
khi
tính
nén
khi toán
khi
nén đều
nén cho
ứng
đều
nén
đều
dầm
đều
ứng với
ứng
ứng
với với
với
E
b1
b1cốt SGFRP.
Eb E
bê tông E
b b
E
Hình
E
cốt
b E 2 thể
E
SGFRP.
b b
b 0
b 0 hiện b 0 sơ đồ ứng suất dầm bê tông cốt SGFRP.
Hình 2 thể hiện sơ đồ ứng suất dầm bê tông cốt SGFRP.
b b
h's A's b
33 3 3 Ts'
xi s'
hi x i C
h hf hs
h ti xti ti
As s Ts
Af f
Tf
b
Hình
Hình2.2.Sơ
Sơđồ
đồ ứng suấtcủa
ứng suất củadầm
dầmbêbê tông
tông cốtcốt SGFRP
SGFRP
Tiến hành chia tiết diện dầm được thành các phần nhỏ hơn có chiều cao là hi . Ứng với
Tiến hành chia tiết diện dầm được thành các phần nhỏ hơn có chiều cao là hi . Ứng với mỗi biến
mỗi biếntrước
dạng εb cho dạngcủae b cho trướcmột
bê tông, củagiá
bê trị
tông, một
chiều giáx trị
cao chiều cách
(khoảng cao xtừ(khoảng
mép ngoàicách từ mép
cùng của bê tông
chịungoài
nén đến
cùng của bê tông chịu nén đến trục trung hòa) ban đầu được giả thiết. Dựa trêndạng của
trục trung hòa) ban đầu được giả thiết. Dựa trên giả thiết tiết diện phẳng, biến
giả thiết tiết diện phẳng, biến dạng của mỗi phần chia của bê tông e i được xác định theo
công thức:
76
x - xi
ei = eb (1)
x
xti
- Tuấn, P. M., Tâm, T. V. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
mỗi phần chia của bê tông εi được xác định theo công thức:
x − xi
εi = εb (1)
x
xti
εti = εb (2)
x
trong đó xi là khoảng cách từ mép bê tông chịu nén đến trọng tâm phần tử bê tông thứ i.
Giả thiết bê tông dính chặt (perfect bond) với cốt chịu lực, biến dạng trong cốt thép ε s , ε0s và biến
dạng ε f trong cốt GFRP được xác định từ công thức:
x − h0s
ε0s = εb (3)
x
hs − x
εs = εb (4)
x
hf − x
εf = εb (5)
x
trong đó h s , h0s và h f lần lượt là khoảng cách từ mép bê tông chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu kéo,
cốt thép chịu nén và trọng tâm cốt GFRP.
Dựa vào phương trình quan hệ ứng suất và biến dạng của bê tông ta có thể xác định được ứng suất
σbi , σbti của phần tử bê tông chịu nén và bê tông chịu kéo thứ i. Hợp lực của bê tông C được xác định
bằng công thức sau:
Xn
C= (σbi bhi − σbti bhti ) (6)
i=1
trong đó b, hi , hti lần lượt là bề rộng dầm, chiều dầy (chiều cao) của phần tử bê tông nén thứ i và bê
tông kéo thứ i
h
hi = (7)
n
h−x
hti = (8)
n
trong đó h là chiều cao dầm và n là tổng số phần tử chia nhỏ của dầm.
Giá trị chiều cao vùng nén của phần tử bê tông nén và kéo thứ “i” được tính theo công thức:
xi = (i − 0,5)hi (9)
xti = (i − 0,5)hti (10)
Lực kéo T s trong cốt thép, T f trong cốt GFRP và lực nén T s0 trong cốt thép chịu nén được xác định
lần lượt theo các công thức:
T s = E sεs As (11)
T f = Ef εf Af (12)
T s0 = E s ε0s A0s (13)
trong đó A s , A0s , A f lần lượt là diện tích của cốt thép chịu kéo, cốt thép chịu nén và cốt GFRP.
77
- GFRP.
Thiết lập phương trình cân bằng lực, ta có:
C + Ts' = T f + Ts (14)
Tuấn, P. M., Tâm, T. V. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
n
s bibh
Thiết lập phương trình cân bằng lực, ta có:
å
i + As Ese s = As Es e s + Af E f e f
'
i =1
'
(15)
C + T s0 = T s + T f (14)
Từ phương trình (15) ta sẽ xác định được chiều cao x ứng với mỗi biến dạng nén e b ,
n
bằng cách chạy lặp dần x cho 0 C + T ' - T - T tiến dần tới bằng 0.
σbitới
bhi khi
+ Agiá trị
X
s E s ε s = A s Ess ε s +
f A f sE f ε f
0
(15)
i=1
Độ cong của dầm j ứng với mỗi giá trị x và e b được xác định từ công thức:
Từ phương trình (15) ta sẽ xác định được chiều cao x ứng với mỗi biến dạng nén εb , bằng cách
chạy lặp dần x cho tới khi giá trị C + T s0 −jT=f e−b T/ sxtiến dần tới bằng 0. (16)
Độ cong của dầm ϕ ứng với mỗi giá trị x và εb được xác định từ công thức:
Với giả thiết độ cứng dầm không thay đổi trong suốt chiều dài dầm và độ cứng dầm
được lấy bằng độ cứng nhỏ nhất ở giữa ϕdầm, = εbkhi
/x xác định được độ cong j của tiết diện (16)
giữa
Với giảdầm,
thiếttađộcócứng
thể dầm
tính được
khôngđộ võng
thay f ở giữa
đổi trong suốtdầm
chiều của
dàidầm
dầmđơn giản
và độ nhịp
cứng dầmL được
chịu lấy
hai bằng
lực nhỏ
độ cứng tập trung
nhất ởvới giữanhịp
dầm,chịu
khi cắt
xácbằng a theo
định được độcông
congthức:
ϕ của tiết diện giữa dầm, ta có thể tính được
độ võng f ở giữa dầm của dầm đơn giản nhịp L chịu hai 2lực tập trung với nhịp chịu cắt bằng a theo
(3L2
- 4 a )
công thức: f =j (17)
(3L2 24
− 4a2 )
f =ϕ (17)
Ứng với mỗi giá trị e cho trước sẽ xác định24
b được một giá trị chiều cao bê tông vùng
Ứng
nén với
x . mỗi giá sẽ
Từ đấy εb cho
trị xác địnhtrước
các sẽ
giáxác
trị định được
lực tác dụng mộtPgiá chiềujcao
, độtrịcong bê tông
và độ võngvùng nén x. Từ
f tương
đấy sẽ xác định các giá trị lực tác dụng P, độ cong ϕ và độ võng f tương ứng. Tập hợp các giá trị εb
ứng.từTập
thay đổi hợp
0 đến εb2các
sẽ giá
xây trị e b thay
dựng được đổi từ 0cong
đường e b 2 sẽhệxây
đến quan lựcdựng đượcvàđường
tác dụng cong
độ võng củaquan
dầm.hệ
lực tác dụng và độ võng của dầm.
3. Khảo sát độ
3. Khảo sátvõng dầm dầm
độ võng bê tông
bê có cáccóloại
tông cáccốt dọccốt
loại khác
dọcnhau
khác nhau
Tiếnhành
Tiến hànhkhảo
khảosátsát
độđộ võng
võng dầmdầm bê tông
bê tông cốt SGFRP
cốt SGFRP để sođể so với
sánh sánh vớibêdầm
dầm tôngbê
cốttông
thépcốt
và dầm
bê tông cốtvàGFRP
thép thuần
dầm bê tôngtúy.
cốt GFRP thuần túy.
2Ø10-THÉP 2Ø10-THÉP 2Ø10-THÉP
20 20 20
P P
400
400
400
2Ø14-THÉP 2Ø14-THÉP 2Ø14-GFRP
a a
L 20 20 20
20 2Ø14-GFRP 20 2Ø14-THÉP 20 2Ø14-GFRP
200 200 200
Hình 3.Sơ
Hình 3. Sơđồđồvàvà mặt
mặt cắtcắt
các các
dầmdầm
bố tríbố
cốttrídọc
cốtkhác
dọcnhau
khác nhau
Khảo sát dầm đơn giản như Hình 3 có nhịp L = 3600mm , chịu hai lực tập trung P
Khảo sát dầm đơn giản như Hình 3 có nhịp L = 3600 mm, chịu hai lực tập trung P với khoảng
cách từ lực tập trung đến gối tựa a = 1200 mm. So sánh độ võng dầm bê tông cốt SGFRP với dầm bê
tông cốt thép cùng dầm bê tông cốt GFRP thuần túy. Các thông số đầu vào: chiều cao h = 400 mm,
6
bề rộng b = 200 mm, bê tông B30, thép CB400-V, GFRP có cường độ f f u = 900 MPa, môđun
E f = 45000 MPa, cốt chịu nén A0s (2φ10). Độ võng giới hạn của dầm fgh = L/200 = 18 mm.
Dầm bê tông cốt SGFRP (2F14+2T14) có cốt GFRP 2φ14, cốt thép A s (2φ14).
Dầm bê tông cốt thép (2T14+2T14) có bố trí cốt thép A s (2φ14 + 2φ14).
Dầm bê tông cốt GFRP (2F14+2F14) có bố trí cốt GFRP A f (2φ14 + 2φ14).
78
- Dầm bê tông cốt SGFRP (2F14+2T14) có cốt GFRP 2f14, cốt thép As (2f14).
Dầm bê tông cốt thép (2T14+2T14) có bố trí cốt thép As (2f14+2f14).
Dầm bê tông cốt GFRP (2F14+2F14) có bố trí cốt GFRP A (2f14+2f14).
Tuấn, P. M., Tâm, T. V. / Tạp chí Khoa học Công nghệ fXây dựng
HìnhHình
4. Khảo
4. Khảosát
sátđộ
độ võng dầmcócó
võng dầm cáccác
loạiloại cốtkhác
cốt dọc dọcnhau
khác nhau
Bảng 1.Bảng
Bảng giá trị
1. Bảng giálực P Ptạitại ffgh của
trị lực củadầm
dầmcócó
cáccác
loạiloại cốtkhác
cốt dọc dọcnhau
khác nhau
Dầm
Dầm 2F14+2F14
2F14+2F14 2F14+2T14
2F14+2T14 2T14+2T14
2T14+2T14
PP(kN)
(kN)tạitạifgh f gh 41,51 50,89 67,84
41,51 50,89 67,84
% so sánh 100% 123% 163%
% so sánh 100% 123% 163%
Nhận
Nhậnxét:
xét: Tính ở cùng mức độ võng giới hạn fgh thì dầm bê tông cốt GFRP thuần túy có mức tải
P nhỏ nhất, mức tải này tăng lần lượt khi sử dụng dầm bê tông cốt SGFRP và dầm bê tông cốt thép.
- Tính
Điều này ở
là cùng
do ảnhmức độ của
hưởng võngđộgiới
cứnghạn gh thì
của fcốt dọcdầm
với bê
yếutông cốt GFRP
tố chính thuần
là mô đun đàntúy
hồi.cóCó
mức
thể tải
thấy,
cốtPthép
nhỏ nhất, mức tải này tăng lần lượt khi sử dụng dầm bê tông cốt SGFRP và dầm bê
có mô đun đàn hồi lớn hơn cốt GFRP 4,4 lần nên sẽ có độ cứng lớn hơn. Khi dầm có cùng
một diện tích cốt dọc thì dầm sử dụng nhiều cốt thép hơn sẽ có độ cứng lớn hơn và chịu được tải trọng
tông cốt thép. Điều này là do ảnh hưởng của độ cứng của cốt dọc với yếu tố chính là
P lớn hơn. Có thể thấy sau khi cốt thép chảy dẻo thì đường quan hệ P − f của dầm bê tông cốt thép
mô
hầu đun
như nằmđàn hồi. Có
ngang, thểkhi
trong thấy, cốtbê
ở dầm thép
tôngcócốt
môGFRP
đun đàn hồi bê
và dầm lớntông
hơncốtcốtSGFRP
GFRPthì 4,4vẫn
lầntiếp
nêntục
sẽ thêm
chịu có độtảicứng
trọnglớn hơn.
và có khảKhi
năngdầm
chịucólựccùng mộttăng
tiếp tục diện
lêntích
cho cốt
đến dọc thìGFRP
khi cốt dầm sử dụng
bị phá nhiều
hoại.
4. Khảo sát độ võng dầm bê tông cốt hỗn hợp SGFRP
7
Khảo sát dầm đơn giản chịu 2 lực tập trung với nhịp L và khoảng cách a như mục 3.
Trường hợp 1: Khảo sát độ võng dầm bê tông cốt SGFRP khi chiều cao dầm thay đổi h = 200, 300,
400, 500, 600 mm các thông số khác không thay đổi: bề rộng b = 200 mm, cốt chịu kéo A s (2φ14),
A f (2φ14), cốt chịu nén A0s (2φ10), bê tông B30, thép CB400-V, GFRP có cường độ f f u = 900 MPa,
môđun E f = 45000 MPa.
Trường hợp 2: Khảo sát độ võng dầm bê tông cốt SGFRP khi cốt thép chịu kéo thay đổi A s =
2φ12, 2φ14, 2φ16, 2φ18, 2φ20, các thông số khác không thay đổi: b = 200 mm, h = 400 mm, cốt
GFRP chịu kéo A f (2φ14), cốt thép chịu nén A0s (2φ10), bê tông B30, thép CB400-V, GFRP có cường
độ f f u = 900 MPa, môđun E f = 45000 MPa.
79
- Trường hợp 1: Khảo sát độ võng dầm bê tông cốt SGFRP khi chiều 20cao dầm2Ø10-THÉP
thay đổi
2Ø10-THÉP
h =200, 300, 400, 500, 600mm các thông số2Ø10-THÉP
khác không thay đổi: bề rộng b =200mm,
20
20
cốt chịu kéo As (2f14), A f (2f14),
2Ø10-THÉP
cốt chịu nén As' (2f10), bê tông B30, thép CB400-V,
600
2Ø10-THÉP
500
20
400
GFRP có cường
2Ø14-THÉP độ f = 900 MPa , môđun E
2Ø14-THÉP
f = 45000MPa .2Ø14-THÉP
2Ø14-THÉP 2Ø14-THÉP
300
Tuấn,fuP. M., Tâm, T. V. / Tạp chí Khoa
200
học Công nghệ Xây dựng
20 20 20 20 20
20 2Ø14-GFRP 20 2Ø14-GFRP 20 2Ø14-GFRP 20 2Ø14-GFRP 20 2Ø10-THÉP
2Ø14-GFRP
20
200 200 200 200 200
2Ø10-THÉP
20
2Ø10-THÉP
20
Hình 5. 2Ø10-THÉP
Mặt cắt tiết diện dầm cho trường hợp 1
600
2Ø10-THÉP
500
20
Trường hợp 2: Khảo sát độ2Ø14-THÉP
võng dầm bê tông cốt SGFRP khi cốt thép chịu kéo thay
400
2Ø14-THÉP 2Ø14-THÉP 2Ø14-THÉP 2Ø14-THÉP
300
200
đổi As =2f12, 2f14, 2f16, 2f18, 2f20, các thông số khác không thay đổi: b =200mm,
20 20 20 20 20
20 2Ø14-GFRP 20 2Ø14-GFRP 20 2Ø14-GFRP 20 2Ø14-GFRP 20 2Ø14-GFRP
h =400mm, cốt GFRP chịu kéo A f (2f14), cốt thép chịu nén As' (2f10), bê tông B30,
200 200 200 200 200
fu = 900 MPa
Hình
thép CB400-V, GFRP có 5. 5.Mặt
cường
Hình cắt
cắt tiết
Mặtđộ ftiết diệndầm
diện dầmcho
cho trường
, môđun
trường hợp 1= 45000
E fhợp 1 MPa .
Trường
20
hợp 2: Khảo
2Ø10-THÉP
20
sát độ võng dầm
2Ø10-THÉP
20
bê tông TạpcốtchíSGFRP
2Ø10-THÉP khi cốt thép
20Khoa học Công nghệ
2Ø10-THÉP chịu 2Ø10-THÉP
kéo thay
20 Xây dựng HUCE 2022
đổi As =2f12, 2f14, 2f16, 2f18, 2f20, các thông số khác không thay đổi: b =200mm,
400
400
400
400
400
h =400mm, cốt GFRP chịu2Ø14-THÉP
2Ø12-THÉP
kéo A f (2f14),
20
2Ø10-THÉP cốt thép 2Ø10-THÉP
2Ø16-THÉP
20 20
As' (2f10),
chịu nén2Ø18-THÉP bê tông
2Ø10-THÉP B30,2Ø10-THÉP
2Ø20-THÉP
20 20
20 20 20 20 20
fu = 900 MPa f = 45000 MPa
thép CB400-V,
202Ø14-GFRPGFRP có cường
2Ø14-GFRPđộ f
20 2Ø14-GFRP , môđun E2Ø14-GFRP
20 . 2Ø14-GFRP 20 20
200 200 200 200 200
400
400
400
400
400
2Ø14-THÉP 2Ø14-THÉP 2Ø14-THÉP 2Ø14-THÉP
2Ø10-THÉP 2Ø10-THÉP 2Ø10-THÉP 2Ø10-THÉP 2Ø10-THÉP
20 20 20 20 2020 2020
Hình 6. 6.
Hình Mặt
20
Mặtcắt
cắttiết
tiết diện dầm
diện dầm
20
cho
cho trường
trường hợphợp
220 2 20
20
20
2Ø12-GFRP 2Ø14-GFRP 2Ø16-GFRP 2Ø18-GFRP
200 200 200 200 2
Trường hợp 3: Khảo sát độ2Ø14-THÉP
võng dầm bê tông cốt SGFRP khi2Ø18-THÉP
cốt GFRP chịu kéo thay
400
400
400
400
400
2Ø12-THÉP 2Ø16-THÉP 2Ø20-THÉP
Trường
đổi A f hợp 3:
=2f12,20 Khảo
2f14,sát2f16,
độ võng
20 dầm
2f18, bê tông
2f20, cáccốt SGFRP
thông
Hình
20 số khi cốt
7. khác
Mặt GFRP
không
cắt tiết
20 chịu
thay
diện kéobcho
đổi:
dầm thay
=200mm,đổi A fhợp
trường
20 = 3
20
2φ12, 2φ14, 2φ16, 2φ18,202φ20, các
2Ø14-GFRP thông 20số khác 2Ø14-GFRP
2Ø14-GFRP không thay 20
đổi: b2Ø14-GFRP
= 200 mm,20
h = 400 mm, cốt
2Ø14-GFRP
200 200 200 '
200 200
thép hchịu
=400mm, cốt thépcốt
kéo A s (2φ14), chịu
Tạp Trường
chí
chịu nénAA
kéo
Khoa 0
học
s s
hợp 4:
(2f14),
Công
(2φ10), Khảo
cốt
nghệ
bê sát
chịu
Xây
tông độ
nén
dựng
B30,võng
A
HUCE
thép
s
dầm
2022bê
(2f10),
CB400-V,tông
bê cốt
tông
GFRP SGFRP
B30,
có thép
cường khiđộcấp độ bền b
f f u =CB400-V,
900 MPa, GFRP
môđun có = 45000
E fHình
cường thay
6. Mặt
độ đổi
f cắt=B20,
MPa. tiết B25,dầm
900diện
MPa , B30, B35,
cho
môđun E B40,
trường các 2MPa
= 45000
hợp thông. số khác không thay đổi: b =
fu f
kéo As (2f14), 2Ø10-THÉP
=400mm, cốt chịu2Ø10-THÉP A f (2f14), cốt chịu nén A' (2f10), thép
Trường
20 hợp 3: Khảo
2Ø10-THÉP
20 sát độ2Ø10-THÉP
võng dầm20 bê tông cốt SGFRP
20 khi cốt GFRP
20 chịu 2Ø10-THÉP
kéo thay s
đổi A f =2f12, 2f14, 2f16,GFRP2f18,có2f20,
cường f fu =số
cácđộthông 900 , môđun
MPakhông
khác f = 45000
thayEđổi: MPa .
b =200mm,
400
400
400
400
400
2Ø14-THÉP 2Ø14-THÉP 8 2Ø14-THÉP 2Ø14-THÉP 2Ø14-THÉP
h =400mm,20 cốt thép chịuTrường
kéo
20
hợp 5: Khảo
As (2f14), sát độ
cốt20chịu nén As' (2f10),
võng dầm 20
bê tông
bê tôngcốt SGFRP
B30,
20
khi nhóm thép d
thép
CB400-V,
20
GFRP có
2Ø12-GFRP
200
20
cườngCB240-T,
độ f =20900
2Ø14-GFRP CB300-V,
200
CB400-V,
, môđun
MPa2Ø16-GFRP 20
fu
CB500-V,
E = 45000 MPa
2Ø18-GFRP
200
20 các thông
. số khác không t
2Ø20-GFRP
f 200 200
=200mm, h =400mm, cốt chịu kéo As (2f14), A f (2f14), cốt chịu nén As' (2f
Hình 7.B30,
Hình Mặt
7. Mặtcắt
cắttiết
GFRP códiện
f dầm
tiết diện
= 900cho
dầm cho trường
trường
MPa
hợp hợp
3 3
, môđun E = 45000MPa .
fu f
Trườnghợp
Trường hợp4:4: Khảo
Khảo sát sát độ võng
độ võng dầmdầm bê tông
bê tông 8 cốt SGFRP khi cấp độ 2Ø10-THÉP
bền bê tông dầm
20
thay đổikhi
cốt SGFRP B20,
cấpB25, B30,bêB35,
độ bền tôngB40,
dầmcác thông số khác không thay đổi: b =200mm, h
thay
đổi B20, B25, B30, B35, kéo
B40,Acác thông số khác '
=400mm, cốt chịu s (2f14), A f (2f14), cốt chịu nén As (2f10),2Ø14-THÉP
thép CB400-V,
400
không thay đổi: b = 200 mm, h = 400 mm, cốt chịu
kéo AGFRP có cường độ f fu =chịu
s (2φ14), A f (2φ14), cốt
900nén
MPa môđun E f = 45000MPa .
A0s, (2φ10), 20
20 2Ø14-GFRP
thép CB400-V, GFRP có cường độ f f u = 900 200
MPa,Trường
môđun hợp
E f =5:45000
KhảoMPa.sát độ võng dầm bê tông cốt SGFRP khi nhóm thép dầm thay đổi
CB240-T,
Trường hợp 5:CB300-V,
Khảo sát độ CB400-V,
võng dầmCB500-V,
bêHình cácHình
tông 8. Mặt thông
cắt tiết
8. sốcắtkhác
diện
Mặt dầm không
chodầm
tiết diện thaytrường
trường
cho đổi:4hợp
hợp và
b 4trường hợp 5
'
=200mm,
cốt SGFRP h =400mm,
khi nhóm thép dầmcốtthay
chịu
3.1 đổi
Khảo Asát
kéoCB240-T,
s (2f14),
độ võng (2f14),
A fdầm cốt chịu
cốt SGFRP
và trường
cho Ahợp
nén trường
s (2f10),
5
hợpbê1 tông
CB300-V, CB400-V, CB500-V, các thông số khác
khôngB30,
thayGFRP
đổi: b có = 900
f fu mm,
= 200 = 400, mm,
h MPa môđun E f =kéo
cốt chịu 45000 MPa . A (2φ14), cốt chịu nén A0 (2φ10),
A s (2φ14), f s
bê tông B30, GFRP có f f u = 900 MPa, môđun 20
E = 45000
f 2Ø10-THÉP MPa.
400
2Ø14-THÉP
80 20
20 2Ø14-GFRP
200
Hình 8. Mặt cắt tiết diện dầm cho trường hợp 4 và trường hợp 5
- 20
20 2Ø14-GFRP
200
Hình 8. Mặt cắt tiết diện dầm cho trường hợp 4 và trường hợp 5
3.1 Khảo sát độTuấn,
võngP.dầm cốt SGFRP
M., Tâm, cho
T. V. / Tạp chítrường hợp
Khoa học 1 nghệ Xây dựng
Công
Hình
Hình 9.
Tạp9. Khảo
chíKhảo sátđộ
Khoasát
học độ võng
Công nghệ
võng dầm
dầm khi
Xâykhi
dựngchiều
HUCE
chiều cao
cao thay
2022
thay đổiđổi
Bảng 2. Bảng giá trị lực P tại fgh khi chiều cao dầm thay đổi
Bảng 2. Bảng giá trị lực P tại 9f gh khi chiều cao dầm thay đổi
Dầm h = 200 h = 300 h = 400 h = 500 h = 600
Dầm h=200 h=300 h=400 h=500 h=600
P (kN) tại fgh 13,17 31,91 50,89 72,98 98,12
P (kN) tại f gh 13.17 31.91 50.89
% so sánh 100% 242% 386%72.98 98.12
554% 745%
% so sánh 100% 242% 386% 554% 745%
Nhận
4.1. Khảo sát xét:
độ võng dầm cốt SGFRP cho trường hợp 1
Nhận- Cùng mức độ
xét: Cùng mứcvõng giới hạn
độ võng giớif gh
hạnthìfgh
dầmthìcàng
dầmcaocàng tải P
thìcao thìcàng
tải Plớn. Các
càng đường
lớn. Các quan
đường quan hệ
hệ P - f khá xa nhau. Dầm cao 600mm (cao gấp 3 lần độ cao của dầm cao 200mm)mức
P − f khá xa nhau. Dầm cao 600 mm (cao gấp 3 lần độ cao của dầm cao 200 mm) có có tải P cao
hơn 745%,
mứcchứng
tải Ptỏcao
khihơn
tăng745%,
chiều chứng
cao dầm đạt tăng
tỏ khi hiệu chiều
quả rấtcao
lớndầm
để khống
đạt hiệuchếquả
độrất
võng.
lớn để
khống chế độ võng.
4.2. Khảo sát độ võng dầm cốt SGFRP cho trường hợp 2
3.2 Khảo sát độ võng dầm cốt SGFRP cho trường hợp 2
Hình
Hình10.
10.Khảo
Khảosát
sát độ
độ võng
võng dầm khi diện
dầm khi diện tích
tích cốt thépAAs sthay
cốtthép thayđổi
đổi
Bảng 3. Bảng giá trị lực P tại f gh khi diện tích cốt thép As thay đổi
Dầm 81 As 2d16 As 2d18 As 2d20
As 2d12 As 2d14
P (kN) tại f gh 44,06 50,89 59,31 69,15 79,79
% so sánh 100% 115% 135% 157% 181%
- Tuấn, P. M., Tâm, T. V. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Bảng 3. Bảng giá trị lực P tại fgh khi diện tích cốt thép A s thay đổi
Dầm A s 2d12 A s 2d14 A s 2d16 A s 2d18 A s 2d20
P (kN) tại fgh 44,06 50,89 59,31 69,15 79,79
% so sánh 100% 115% 135% 157% 181%
Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng HUCE 2022
Nhận xét: Tính ở cùng mức độ võng giới hạn fgh thì dầm có diện tích cốt thép A s càng lớn thì chịu
tải P càng lớn. Việc thay đổi diện tích cốt thép ảnh hưởng không nhiều đến việc thay đổi độ võng so
với việcthay
thayđổi
đổiđộkích
võng so với
thước việccao
chiều thay
củađổi kíchKhi
dầm. thước
diệnchiều
tích cao của dầm.
cốt thép tăng Khi diện (226
từ 2d12 tích cốt
mm2 ) thành
thép 2 từ 2d12 (226mm2) thành 2d20 (628 mm2) thì mức tải P chỉ tăng 181%.
tăng
2d20 (628 mm ) thì mức tải P chỉ tăng 181%.
3.2 Khảo sát độ võng dầm cốt SGFRP cho trường hợp 3
4.3. Khảo sát độ võng dầm cốt SGFRP cho trường hợp 3
Hình
Hình11.
11.Khảo
Khảosát
sátđộ
độvõng
võng dầm
dầm khi diện tích
khi diện tíchcốt
cốtGFRP
GFRPA fAthay
f thay đổi
đổi
Bảng 4. Bảng giá trị lực P tại f gh khi diện tích cốt GFRP A f thay đổi
Bảng 4. Bảng giá trị lực P tại fgh khi diện tích cốt GFRP A f thay đổi
Dầm Af 2d12 Af 2d14 Af 2d16 Af 2d18 Af 2d20
Dầm f 2d12
P (kN)Atại f gh 46,96 A f 2d14 A 2d16 A f 2d18 A f 2d20
50,89 55,81f 61,07 66,59
P (kN) tại fgh 46,96 50,89 55,81 61,07 66,59
% so sánh 100% 108% 119% 130% 142%
% so sánh 100% 108% 119% 130% 142%
Nhận xét:
Nhận xét: ởTính
- Tính cùngởmức
cùngđộmức võng độgiới
võng
hạngiới
f ghhạn fgh thì
thì dầm dầm tích
có diện có diện tích cốtA GFRP
cốt GFRP A f càng
càng lớn thì lớn thì
f
chịu tải P càng lớn. Việc thay đổi diện tích cốt GFRP ảnh hưởng không nhiều đến việc thay đổi độ
chịu tải P càng lớn. Việc thay đổi diện tích cốt GFRP ảnh hưởng không nhiều đến việc
võng, nhỏ hơn cả việc thay đổi diện tích cốt thép. Khi diện tích cốt GFRP tăng từ 2d12 (226 mm2 )
thay đổi
thành 2d20 (628độmmvõng,
2 nhỏ
) thì mứchơntảicảPviệc
chỉ thay
tăng đổi diệnĐiều
142%. tích cốt
nàythép.
là doKhi
môdiện đuntích
đàncốt
hồiGFRP
của cốt GFRP
2 2
nhỏ hơntăng
cốt từ 2d12
thép nên(226mm
ảnh hưởng ) thành 2d20
của cốt (628 đến
GFRP mm độ ) thì
cứng tải P của
mứcchung chỉ tiết
tăngdiện
142%.
dầmĐiều nàynhiều như
không
là docủa
ảnh hưởng môcốt
đunthép.
đàn hồi của cốt GFRP nhỏ hơn cốt thép nên ảnh hưởng của cốt GFRP đến
độ cứng chung của tiết diện dầm không nhiều như ảnh hưởng của cốt thép.
3.3 Khảo sát độ võng dầm cốt SGFRP cho trường hợp 4
82
- Tuấn, P. M., Tâm, T. V. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng HUCE 2022
4.4. Khảo sát độ võng dầm cốt SGFRP cho trường hợp 4
Hình
Hình 12.
12. Khảo
Khảo sát
sát độ
độ võng dầm khi
võng dầm khi cấp
cấp bền
bền bê
bê tông
tông thay
thay đổi
đổi
Bảng 5. Bảng giá trị lực P tại f gh khi cấp bền bê tông thay đổi
Bảng 5. Bảng giá trị lực P tại fgh khi cấp bền bê tông thay đổi
Dầm B20 B25 B30 B35 B40
Dầm B20 B25 B30 B35 B40
P (kN) tại f gh 48,54 50,33 51,58 52,20 53,08
P (kN) tại fgh 48,54 50,33 51,58 52,20 53,08
% so sánh %100%
so sánh 100% 104% 106%106%
104% 108% 109% 108% 109%
Nhận xét:
Nhận xét: Tính ở cùng mức độ võng giới hạn fgh thì dầm có cấp độ bền bê tông càng lớn thì chịu
tải P càng- Tính
lớn. ởTuy
cùng mức độ
nhiên, võng
việc thaygiớiđổi
hạncấp thì dầm
f gh độ bền có
bêcấp độ ảnh
tông bền bê tông càng
hưởng lớn thì
khá nhỏ đếnchịu
độ võng. Các
đường quan P càng
tải hệ P − lớn. Tuy
f khá sátnhiên,
nhau,việc
khithay
cấpđổi độcấpbềnđộtăng
bền gấp
bê tông
đôi ảnh
(từ hưởng khá lên
B20 tăng nhỏB40)
đến độcó mức tải P
võng. Các
chỉ tăng 109%. Có đường
kết quảquan
nàyhệlà Pdo- khi
f khá sát nhau,
ở độ võng khi
fgh cấp độ bền
thì dầm đãtăng
nứt gấp đôi phần
nhiều, (từ B20bêtăng
tông còn lại để
duy trì độlên
cứng cho dầm là không đáng kể.
B40) có mức tải P chỉ tăng 109%. Có kết quả này là do khi ở độ võng f gh thì dầm
Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng HUCE 2022
đã nứt nhiều, phần bê tông còn lại để duy trì độ cứng cho dầm là không đáng kể.
4.5. Khảo sát độ võng dầm cốt SGFRP cho trường hợp 5
3.2 Khảo sát độ võng dầm cốt SGFRP cho trường hợp 5
12
HìnhHình
13.13.
Khảo sátsátđộ
Khảo độvõng dầmkhi
võng dầm khicấp
cấpthép
thép thay
thay đổi đổi
Bảng 6. Bảng giá trị lực P tại
83 f gh khi cấp thép thay đổi
Dầm CB240-T CB300-V CB400-V CB500-V
P (kN) tại f gh 39.07 43.61 51.58 58.77
- Tuấn, P. M., Tâm, T. V. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Bảng 6. Bảng giá trị lực P tại fgh khi cấp thép thay đổi
Dầm CB240-T CB300-V CB400-V CB500-V
P (kN) tại fgh 39,07 43,61 51,58 58,77
% so sánh 100% 112% 132% 150%
Nhận xét: Ở cùng mức độ võng giới hạn fgh thì dầm sử dụng cấp thép càng lớn thì chịu tải P càng
lớn. Mức độ ảnh hưởng của việc thay đổi nhóm thép lớn hơn so với việc thay đổi cấp độ bền bê tông.
Khi cấp thép từ CB240-T tăng lên CB500-V có mức tải P tăng 150%. Sau khi cốt thép chảy dẻo, khác
với dầm bê tông cốt thép, dầm bê tông cốt SGFRP vẫn tiếp tục làm việc, tiếp tục chịu thêm được tải
trọng, thể hiện bằng các đường nhánh cuối đi lên song song nhau.
5. Kết luận
Bài báo đã trình bày một phương pháp tính toán độ võng ngắn hạn của dầm bê tông cốt SGFRP
bằng cách khảo sát sự biến đổi của biến dạng bê tông vùng nén từ khi chưa có biến dạng đến khi đạt
biến dạng cực hạn dựa trên giả thiết biến dạng phẳng và các mô hình vật liệu của tiêu chuẩn TCVN
5574:2018. Qua khảo sát có thể thấy độ võng của dầm bê tông cốt SGFRP tăng tỷ lệ thuận với việc
tăng chiều cao, tăng diện tích cốt thép A s , tăng diện tích cốt GFRP A f , tăng cấp độ bền bê tông và cấp
cốt thép. Trong đấy thì việc tăng chiều cao dầm giúp khống chế độ võng hiệu quả nhất. Với cùng diện
tích cốt dọc, dầm bê tông cốt SGFRP cho độ võng thấp hơn dầm bê tông cốt GFRP thuần túy và cao
hơn dầm bê tông cốt thép.
Có thể thấy rằng đây mới chỉ là phương pháp nghiên cứu lý thuyết ban đầu nên còn cần tiến hành
thêm các nghiên cứu thực nghiệm để đối chiếu với phương pháp đề xuất.
Lời cảm ơn
Nghiên cứu này được tài trợ bởi Trường Đại học Xây dựng Hà Nội (HUCE) trong đề tài mã số
48-2021/KHXD.
Tài liệu tham khảo
[1] Công ty Đầu tư và phát triển công nghệ đại học Xây Dựng NUCETECH (2015). Chỉ dẫn thiết kế và thi
công kết cấu bê tông có cốt là thanh polymer cốt sợi.
[2] ACI 440.1R-06. Guide for the Design and Construction of Structural Concrete Reinforced with FRP Bars.
American Concrete Institute, Detroit.
[3] Tuấn, P. M. (2015). Nghiên cứu tính toán dầm bê tông cốt sợi thủy tinh GFRP trên tiết diện thẳng góc.
Tạp chí Người Xây Dựng, 289&290:18–20.
[4] Tan, K. H. (1997). Behaviour of hybrid FRP-steel reinforced concrete beams. Proc., 3rd Int. Symp.
on Non-Metallic (FRP) Reinforcement for Concrete Structures (FRPRCS-3), Japan Concrete Institute,
Sapporo, 3:487–494.
[5] Aiello, M. A., Ombres, L. (2002). Structural performances of concrete beams with hybrid (fiber-
reinforced polymer-steel) reinforcements. Journal of Composites for Construction, 6(2):133–140.
[6] Lau, D., Pam, H. J. (2010). Experimental study of hybrid FRP reinforced concrete beams. Engineering
Structures, 32(12):3857–3865.
[7] Leung, H. Y. (2004). Flexural capacity of concrete beams reinforced with steel and fibre-reinforced
polymer (FRP) bars. Journal of Civil Engineering and Management, 10(3):209–215.
84
- Tuấn, P. M., Tâm, T. V. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
[8] Jia, B., Liu, S., Liu, X., Wang, R. (2014). Flexural capacity calculation of hybrid bar reinforced concrete
beams. Materials Research Innovations, 18(sup2):S2–836.
[9] Ge, W., Zhang, J., Cao, D., Tu, Y. (2015). Flexural behaviors of hybrid concrete beams reinforced with
BFRP bars and steel bars. Construction and Building Materials, 87:28–37.
[10] Pang, L., Qu, W., Zhu, P., Xu, J. (2016). Design propositions for hybrid FRP-steel reinforced concrete
beams. Journal of Composites for Construction, 20(4):04015086.
[11] Kheyroddin, A., Maleki, F. (2017). Prediction of effective moment of inertia for hybrid FRP-steel re-
inforced concrete beams using the genetic algorithm. Numerical Methods in Civil Engineering, 2(1):
15–23.
[12] Tuấn, P. M. (2019). Khả năng chịu mô men uốn của dầm bê tông cốt hỗn hợp thép và GFRP theo TCVN
5574:2018. Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng (KHCNXD) - ĐHXDHN, 13(4V):73–81.
[13] TCVN 5574:2018. Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép - Tiêu chuẩn thiết kế. Bộ Khoa học và Công nghệ,
Việt Nam.
[14] Minh, P. Q., Phong, N. T., Thắng, N. T., Tùng, V. M. (2021). Kết cấu bê tông cốt thép phần cấu kiện cơ
bản TCVN 5574:2018. Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.
[15] SP 295.1325800.2017 (2017). Concrete structures reinforced with fibre-reinforced polymer bars. Design
rules. Ministry of Construction and Housing and Communal Services of the Russian Federation.
85
nguon tai.lieu . vn