Luận án Tiến sĩ Kĩ thuật: Nghiên cứu ứng xử của liên kết sàn bê tông cốt thép với cột ống thép nhồi bê tông

ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

TRƯƠNG QUANG HẢI

NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA LIÊN KẾT

SÀN BÊ TÔNG CỐT THÉP VỚI

CỘT ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

ĐÀ NẴNG – NĂM 2021

ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

TRƯƠNG QUANG HẢI

NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA LIÊN KẾT

SÀN BÊ TÔNG CỐT THÉP VỚI

CỘT ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG

Chuyên ngành : Cơ kỹ thuật

Mã số : 9520101

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

Người hướng dẫn khoa học:

TS. ĐÀO NGỌC THẾ LỰC

PGS. TS. TRƯƠNG HOÀI CHÍNH

ĐÀ NẴNG – NĂM 2021

LỜI CAM ĐOAN

Tôi cam đoan đây là công trình nghiên cứu riêng của tôi.

Các số liệu, kết quả nêu trong Luận án là trung thực và chưa từng được

ai công bố trong bất kỳ công trình nào khác.

Tác giả luận án

Trương Quang Hải

MỤC LỤC

LỜI CAM ĐOAN ............................................................................................. i

MỤC LỤC ........................................................................................................ ii

DANH MỤC CÁC KÍ HIỆU ......................................................................... vi

DANH MỤC CÁC CHỮ VIẾT TẮT ........................................................... ix

DANH MỤC CÁC BẢNG .............................................................................. x

DANH MỤC CÁC HÌNH .............................................................................. xi

MỞ ĐẦU .......................................................................................................... 1

1. Lý do chọn đề tài ............................................................................................ 1

2. Mục tiêu nghiên cứu ....................................................................................... 2

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu .................................................................. 2

4. Phương pháp nghiên cứu ................................................................................ 2

5. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn ........................................................................ 3

6. Nội dung nghiên cứu ...................................................................................... 3

7. Bố cục của luận án ......................................................................................... 4

8. Những đóng góp mới của luận án .................................................................. 4

CHƯƠNG 1. TỔNG QUANCỘT ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG, SÀN

PHẲNG VÀ LIÊN KẾT CỘT ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG VỚI SÀN

PHẲNG BÊ TÔNG CỐT THÉP .................................................................... 5

1.1. Tổng quan về cột ống thép nhồi bê tông .......................................................... 5

1.2. Tổng quan các giải pháp sàn phẳng trong công trình xây dựng ................. 10

iii

1.3. Tổng quan về liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt

thép .......................................................................................................................... 14

1.4. Các giải pháp nâng cao khả năng chịu cắt thủng cho sàn ............................ 29

1.5. Tổng quan một số mô hình tính toán khả năng chịu cắt thủng sàn ............ 33

1.6. Tổng quan các tiêu chuẩn tính toán ............................................................... 37

1.7. Kết luận Chương 1 ........................................................................................... 43

CHƯƠNG 2. GIẢI PHÁP CẤU TẠO VÀ THỰC NGHIỆM LIÊN KẾT

CỘT ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG VỚI SÀN PHẲNG .......................... 45

2.1. Giải pháp cấu tạo và thực nghiệm liên kết cột giữa ống thép nhồi bê tông

với sàn phẳng bê tông cốt thép ............................................................................... 45

2.2. Giải pháp cấu tạo và thực nghiệm liên kết cột giữa ống thép nhồi bê tông

với sàn phẳng bê tông ứng lực trước ..................................................................... 76

2.3. Giải pháp cấu tạo và thực nghiệm liên kết cột biên, cột góc ống thép nhồi

bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép ................................................................. 97

2.4. Kết luận Chương 2 ......................................................................................... 106

CHƯƠNG 3. MÔ PHỎNG SỐ LIÊN KẾT VÀ MÔ HÌNH TÍNH TOÁN

KHẢ NĂNG CHỊU CẮT THỦNG CỦA SÀN TẠI LIÊN KẾT CỘT ỐNG

THÉP NHỒI BÊ TÔNG VỚI SÀN PHẲNG ............................................ 108

3.1. Mô phỏng số liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng ................. 108

3.2. Mô hình tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn phẳng tại liên kết với

cột giữa ống thép nhồi bê tông ............................................................................. 133

3.3. Kết luận Chương 3 ......................................................................................... 146

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ .............................................................................. 148

PHỤ LỤC .............................................................................................................. 150

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC ............................................. 165

TÀI LIỆU THAM KHẢO ................................................................................... 166

DANH MỤC CÁC KÍ HIỆU

: Hệ số giãn vì nhiệt của cáp α

: Tỉ số độ cứng của shear-head với vùng bê tông ảnh hưởng αv

: Hệ số chuyển mô men không cân bằng thành lực cắt trên tiết diện tới hạn γv

: Ứng suất σ

: Ứng suất nén trung bình trong bê tông σcp

: Biến dạng tương đối (cốt thép, bê tông) ε

: Biến dạng tương ứng với cường độ chịu nén trung bình ftm εcm

: Hệ số ma sát μ

: Hàm lượng cốt thép chịu uốn ρ

: Góc nghiêng của vết nứt θ

: Chuyển vị đứng của cột δ

λ : Hệ số kể đến sự có mặt của cốt đai ảnh hưởng đến khả năng chịu cắt của bê tông

: Góc lệch được đo trong mặt phẳng p-q (diviatory) ψ

: Sự lệch của mặt thế năng dẻo ϵ

: Độ chênh lệch nhiệt độ ∆T

: Chuyển vị của cốt thép dọc tại vết nứt nghiêng cắt qua cốt thép dọc Δdow

: Diện tích một tao cáp Asp

: Diện tích tiết diện ngang của một chu vi của cốt thép đai Asw

: Bề rộng cột bc

: Bề rộng lớp cốt đai ở đỉnh shear-head bs

: Chu vi dọc theo tiết diện tới hạn bo

: Chu vi tiết diện phá hoại cắt qua cốt đai. b0,in

: Chu vi tiết diện phá hoại bên ngoài vùng bố trí cốt đai. b0,out

b1, b2 : Kích thước của chu vi tiết diện tới hạn cách mặt cột d/2 và b1 lấy song song với hướng của mô men không cân bằng

: Kích thước mẫu thí nghiệm B1, B2

: Chiều cao làm việc khi uốn của sàn d

: Chiều cao làm việc chịu cắt của sàn dv

vii

: Biến phá hoại kéo trong mô hình CDP dt

: Biến phá hoại nén trong mô hình CDP dc

: Mô đun đàn hồi của bê tông Ec

: Mô đun đàn hồi của cốt thép Es

: Mô đun đàn hồi của cáp ứng lực trước Esp

: Giới hạn bền của cáp fpu

: Giới hạn chảy của cáp fpy

: Ứng suất kéo ban đầu trong cáp fpi

: Ứng suất hiệu quả trong cáp fyp

: Cường độ chịu kéo của cốt thép fy

: Cường độ chảy dẻo của cốt đai fyw

: Ứng suất hiệu quả trong cốt thép đai (EC2)

: Cường độ chịu nén trung bình của bê tông mẫu hình lăng trụ

: Cường độ chịu kéo trung bình của bê tông mẫu hình lăng trụ fyw,ef f' c , fcm ftm

: Tỉ số giữa cường độ nén hai trục và một trục của bê tông fb0/fc0

: Chiều dày của sàn h

: Mô men quán tính của shear-head Is

: Mô men quán tính của tiết diện bê tông bao quanh shear-head Ic

: Mô men quán tính của tiết diện tới hạn cách d/2 từ chu vi của cột J

: Hệ số ảnh hưởng chiều dày của sàn đến khả năng chịu cắt thủng k

: Hệ số điều khiển hình dạng mặt phẳng phá hoại Kc

: Chiều dài shear-head tính từ mặt cột Lv

: Chiều dài bụng shear-head ngàm vào cột l

: Mô men không cân bằng tại cột Mu

: Số cốt thép đai cắt qua chu vi tới hạn nw

: Lực cắt trên tiết diện tới hạn Vu

: Khả năng chịu cắt danh nghĩa của sàn VR

: Khả năng chịu cắt thủng của sàn tại chu vi bên ngoài vùng bố trí cốt đai Vc,out

: Khả năng chịu cắt thủng của sàn tại chu vi cắt qua cốt đai Vc,in

: Khả năng chịu cắt của sàn xác định theo tính toán Vcal

: Khả năng chịu cắt của sàn xác định theo thực nghiệm Vtest

viii

: Khả năng chịu cắt của sàn theo mô phỏng Abaqus Vabaqus

: Khả năng chịu cắt của sàn do độ nghiêng của cáp ứng lực trước Vp

: Khả năng chịu cắt của bê tông Vc

: Khả năng chịu cắt của cốt đai Vsw

: Khoảng cách giữa những chu vi của cốt đai sw

: Chiều dày bản cánh của shear-head tf

: Chiều dày bản bụng của shear-head tw

: Bề rộng vết nứt w

DANH MỤC CÁC CHỮ VIẾT TẮT

CFST : Concrete filled steel tube (Ống thép nhồi bê tông)

BTCT : Bê tông cốt thép

LVDT : Linear Variable Differential Transducer

CHS : Circular Hollow Section - CHS

SHS : Square Hollow Section - SHS

RHS : Rectangular Hollow Section - RHS

CSCT : Critical Shear Crack Theory - lý thuyết vết nứt cắt tới hạn

CDP : Concrete damage plastic

Shear-head : Chi tiết liên kết cột CFST với sàn phẳng BTCT sử dụng thép

hình chữ H, I và được nhúng vào trong bê tông sàn

Stud : Là các chi tiết dạng đinh, có tán một đầu hoặc hai đầu được

hàn vào thành ống thép hoặc bố trí trong sàn để chịu cắt

DANH MỤC CÁC BẢNG

Bảng 2.1. Cấp phối vật liệu cho 1m3 bê tông ............................................................ 55

Bảng 2.2. Bảng tổng hợp các thiết bị thí nghiệm ...................................................... 56

Bảng 2.3. Kết quả thí nghiệm nén, ép chẻ mẫu bê tông trụ 150×300 (mm2) ............ 64

Bảng 2.4. Số liệu thí nghiệm kéo cốt thép thanh, thép hình H100 và thép ống ........ 65

Bảng 2.5. Giá trị lực căng cáp ................................................................................... 81

Bảng 2.6. Cấp phối vật liệu cho vữa bơm ống gen ................................................... 82

Bảng 2.7. Kết quả thí nghiệm nén, ép chẻ mẫu bê tông trụ 150×300 (mm2) ............ 87

Bảng 2.8. Số liệu thí nghiệm kéo cốt thép thanh, thép hình H100 và thép ống ........ 87

Bảng 2.9. Đặc tính kĩ thuật của cáp dự ứng lực lấy theo các tiêu chuẩn .................. 88

Bảng 3.1. Lựa chọn phần tử cho các bộ phận của liên kết sàn – cột CFST ............ 109

Bảng 3.2. Mô phỏng các bộ phận của kết cấu ......................................................... 109

Bảng 3.3. Các thông số đặc trưng cho vật liệu bê tông ........................................... 113

Bảng 3.4. Tham số của mô hình CDP ..................................................................... 114

Bảng 3.5. Các dạng tương tác sử dụng trong mô phỏng ......................................... 116

Bảng 3.6. Kích thước chia nhỏ phần tử(mm) .......................................................... 117

Bảng 3.7.Thông số của các mẫu thí nghiệm và mô phỏng số tính toán cường độ chịu

cắt thủng của sàn phẳng bê tông cốt thép ................................................................ 140

Bảng 3.8. So sánh kết quả tính toán với thực nghiệm ............................................. 141

Bảng 3.9. So sánh kết quả tính toán với nghiên cứu của D.V. Bompa [16] ........... 141

Bảng 3.10. So sánh kết quả tính toán với kết quả mô phỏng số Abaqus ................ 141

Bảng 3.11. Thông số của mẫu thí nghiệm và các mẫu mô phỏng số sử dụng để

tính toán cường độ chịu cắt thủng của sàn phẳng bê tông ứng lực trước ............... 144

Bảng 3.12. So sánh kết quả tính toán với thực nghiệm ........................................... 145

Bảng 3.13. So sánh kết quả mô phỏng với công thức tính đề xuất. ........................ 145

DANH MỤC CÁC HÌNH

Hình 1.1. Cấu tạo cột ống thép nhồi bê tông ............................................................... 5

Hình 1.2. Mặt cắt điển hình cột ống thép nhồi bê tông ............................................... 7

Hình 1.3. Cột ống thép nhồi bê tông với hai lớp ống thép .......................................... 7

Hình 1.4. Cột CFST được bao bọc bởi bê tông cốt thép ............................................. 8

Hình 1.5. Cột CFST tăng cường kết cấu thép và cốt thép gia cường ......................... 8

Hình 1.6. Cột CFST với sườn tăng cứng .................................................................... 9

Hình 1.7. Nhà được xây dựng bằng kết cấu CFST [5]................................................ 9

Hình 1.8. Trung tâm thương mại Ruifeng, Trung Quốc [28] ................................... 10

Hình 1.9. Tokyo Baycourt Club Hotel & Spa Resort, Nhật Bản [60] ...................... 10

Hình 1.10. Sàn phẳng bê tông cốt thép ..................................................................... 11

Hình 1.11. Sàn bê tông ứng lực trước ....................................................................... 12

Hình 1.12. Sàn Bubbledeck ....................................................................................... 13

Hình 1.13. Sàn U-Boot Beton ................................................................................... 14

Hình 1.14. Liên kết cột CFST-sàn BTCT của H. Satoh và K. Shimazaki (2004) [51]

................................................................................................................................... 15

Hình 1.15. Kết quả thí nghiệm C.H. Lee et al. (2008) [35] ...................................... 16

Hình 1.16. Liên kết cột ống thép - sàn BTCT đề xuất bởi M.A. Eder (2012)[26] ... 17

Hình 1.17. Cấu tạo liên kết và mô hình thí nghiệm của Y. Su và Y. Tian (2009) [52]

................................................................................................................................... 18

Hình 1.18. Liên kết đề xuất bởi Y.K. Ju (2013) [30] ................................................ 18

Hình 1.19. Thí nghiệm liên kết cột CFST với sàn BTCT bởi J.W. Kim (2014) [32]

................................................................................................................................... 20

Hình 1.20. Liên kết cột CFST - sàn BTCT của P.Y. Yan và Y.C. Wang (2015) [55]

................................................................................................................................... 21

Hình 1.21. Liên kết đề xuất của J. L. Yu và Y. C. Wang (2018) [56] ...................... 22

Hình 1.22. Mô hình thí nghiệm và hình ảnh phá hoại sau thí nghiệm [56] .............. 22

Hình 1.23. Chi tiết liên kết đề xuất bởi Đ.T.N. Thảo (2019)[3] ............................... 23

xii

Hình 1.24. Mô hình thí nghiệm và hình dạng mặt phá hoại của sàn [3] ................... 23

Hình 1.25. Cấu tạo liên kết đề xuất [57] ................................................................... 24

Hình 1.26. Cấu tạo chi tiết liên kết và mô hình thí nghiệm [57] .............................. 24

Hình 1.27. Phá hoại của mẫu sau thí nghiệm [57] .................................................... 25

Hình 1.28. Shear-head trong liên kết sàn - cột BTCT và kết quả thí nghiệm [28] ... 26

Hình 1.29. Vị trí tiết diện tới hạn cho sàn cột biên sử dụng mũ thép chịu cắt [28] .. 27

Hình 1.30. Tiết diện tới hạn, ứng suất cắt do lực cắt, ứng suất cắt do mô men [28] 27

Hình 1.31. Thí nghiệm liên kết sàn – cột BTCT chịu ứng lực trước căng ngoài [42]

................................................................................................................................... 28

Hình 1.32. Thép hình H gia cố khả năng chịu cắt thủng cho sàn W.G. Corley và

N.M.Hawkins (1968)[19] .......................................................................................... 30

Hình 1.33. Hệ thống nâng cao khả năng chị cắt thủng Subedi và Baglin (2003)[50]

................................................................................................................................... 30

Hình 1.34. Hệ thống nâng cao khả năng chị cắt thủng C. Ålander (2005)[13] ........ 31

Hình 1.35.Chi tiết liên kết đề xuất bởi W. Piel và G. Hanswille (2006) [47] .......... 31

Hình 1.36. Hệ thống nâng cao khả năng chịu cắt thủng [57] .................................... 31

Hình 1.37. Chốt thép chịu cắt bố trí trong bản sàn [24] ............................................ 32

Hình 1.38. Tăng cường khả năng chịu cắt thủng cho sàn bằng “Shearband” [46] ... 32

Hình 1.39. Dầm tích hợp trong bản sàn [1] ............................................................... 33

Hình 1.40. Mô hình cơ học của S. Kinnunen và H. S. E. Nylander (1960) [31] ...... 33

Hình 1.41. Mô hình tính khả năng chịu cắt thủng của sàn P. Menétrey (1996)[45] . 35

Hình 1.42. Mô hình tính khả năng chịu cắt thủng theo CSCT .................................. 36

Hình 1.43. Mô hình giàn ảo phân tích khả năng chịu cắt thủng cho sàn [41] .......... 37

Hình 1.44. Mô hình Carl Erik Broms (2016)[17] ..................................................... 37

Hình 1.45. Sơ đồ tính toán chọc thủng của cấu kiện không có cốt thép ngang ........ 38

Hình 1.46. Sơ đồ tính toán chọc thủng của bản bê tông cốt thép có cốt thép ngang

đặt đều nhau theo phương đứng [6] .......................................................................... 39

Hình 1.47. Xác định chu vi tiết diện tới hạn ............................................................. 40

Hình 1.48. Bố trí stud và chu vi tiết diện tới hạn khi chịu cắt [11] .......................... 41

xiii

Hình 1.49. Xác định chu vi tiết diện tới hạn theo EC2 [25] ..................................... 42

Hình 1.50. Chu vi tại tiết diện tới hạn cho trường hợp có cốt thép chịu cắt ............. 43

Hình 2.1. Liên kết cột ống thép nhồi bê tông – dầm bẹt bê tông cốt thép ................ 46

Hình 2.2. Vết nứt trên các mẫu dầm bẹt tại thời điểm phá hoại ............................... 47

Hình 2.3. Minh họa cơ chế truyền lực từ sàn vào cột [40]........................................ 47

Hình 2.4. Cấu tạo liên kết đề xuất ............................................................................. 48

Hình 2.5. Mô hình phân tích sàn ............................................................................... 50

Hình 2.6. Phân tích chọn kích thước mẫu ................................................................. 51

Hình 2.7. Chọn mẫu điểm neo gia tải cho mẫu thí nghiệm ...................................... 51

Hình 2.8. Kích thước mẫu thí nghiệm ....................................................................... 51

Hình 2.9. Cấu tạo chi tiết liên kết.............................................................................. 52

Hình 2.10. Bố trí cốt thép đai và thép vòng .............................................................. 53

Hình 2.11. Mặt cắt cấu tạo cốt thép – liên kết sàn BTCT với cột CFST .................. 53

Hình 2.12. Cấu tạo chi tiết liên kết ........................................................................... 54

Hình 2.13. Bố trí cốt thép sàn ................................................................................... 54

Hình 2.14. Dưỡng hộ bê tông sàn và mẫu bê tông .................................................... 55

Hình 2.15. Thi công đế gia tải thí nghiệm ................................................................ 57

Hình 2.16. Các chi tiết neo và mô hình thí nghiệm neo ............................................ 58

Hình 2.17. Sơ đồ bố trí mô hình thí nghiệm ............................................................. 58

Hình 2.18. Lắp đặt thí nghiệm .................................................................................. 59

Hình 2.19. Bố trí mô hình thí nghiệm ....................................................................... 59

Hình 2.20. Bố trí các cảm biến (LVDT) đo chuyển vị bề mặt sàn ........................... 60

Hình 2.21. Bố trí cảm biến đo biến dạng bê tông mặt dưới của sàn ......................... 60

Hình 2.22. Strain gauge đo biến dạng bề mặt cánh trên của shear-head .................. 61

Hình 2.23. Bố trí strain gauge đo biến dạng cốt thép đai và cốt thép vòng .............. 61

Hình 2.24. Bố trí strain gauge đo biến dạng cốt thép dọc ......................................... 62

Hình 2.25. Bố trí các cảm biến đo biến dạng trong cốt thép và shear-head ............. 62

Hình 2.26. Bố trí các cảm biến đo chuyển vị và biến dạng trên bề mặt bê tông ...... 63

Hình 2.27. Kết nối các cảm biến vào thiết bị nhận dữ liệu Data logger ................... 63

xiv

Hình 2.28. Thí nghiệm cường độ bê tông ................................................................. 64

Hình 2.29. Mẫu thép, thí nghiệm kéo thép ................................................................ 65

Hình 2.30. Ứng xử tại mặt trên của sàn ở thời điểm phá hoại .................................. 66

Hình 2.31. Phá hoại bê tông tại mặt dưới của sàn ..................................................... 66

Hình 2.32. Tháp phá hoại cắt thủng của sàn ............................................................. 67

Hình 2.33. Mặt phá hoại được giữ bởi cốt đai .......................................................... 67

Hình 2.34. Vết nứt bề mặt sàn và chu vi trung bình của tháp cắt thủng cho trường

hợp phá hoại 1 (mặt phá hoại nằm bên ngoài vùng bố trí cốt đai) ............................ 68

Hình 2.35. Mặt phá hoại sau khi tách khối bê tông tại đỉnh shear-head ................... 69

Hình 2.36. Mặt phá hoại sau khi tách khối bê tông theo phương xiên của sàn ........ 69

Hình 2.37. Tháp phá hoại cắt thủng khi tách các khối bê tông bị giữ bởi cốt đai .... 69

Hình 2.38. Hình dạng mặt trên của tháp cắt thủng và chu vi trung bình của tháp cắt

thủng cho trường hợp phá hoại 2 (mặt phá hoại cắt qua vùng bố trí cốt đai) ........... 70

Hình 2.39. Đồ thị tải trọng – chuyển vị đứng đầu cột ............................................... 71

Hình 2.40. Đồ thị tải trọng – chuyển vị mặt sàn ....................................................... 71

Hình 2.41. Đồ thị tải trọng - biến dạng bê tông mặt dưới của sàn ............................ 72

Hình 2.42. Tải trọng – biến dạng tại cánh trên của shear-head ................................ 72

Hình 2.43. Tải trọng – biến dạng trong cốt thép dọc ................................................ 73

Hình 2.44. Tải trọng – biến dạng trong cốt thép đai ................................................. 73

Hình 2.45. Tải trọng – biến dạng trong cốt thép vòng .............................................. 74

Hình 2.46. Ứng xử phá hoại tại góc của cột so sánh với các nghiên cứu khác ......... 75

Hình 2.47. Quỹ đạo bố trí cáp sàn ............................................................................. 78

Hình 2.48. Bố trí cáp cho mẫu thí nghiệm ................................................................ 78

Hình 2.49. Bố trí cốt thép sàn ................................................................................... 79

Hình 2.50. Dưỡng hộ bê tông sàn ............................................................................. 79

Hình 2.51. Cấu tạo đầu neo cáp ứng lực trước ......................................................... 80

Hình 2.52. Cấu tạo đầu neo ngoài của cáp ứng lực trước ......................................... 80

Hình 2.53. Thi công kéo cáp sàn ............................................................................... 81

Hình 2.54. Bơm vữa ống gen ................................................................................... 82

Hình 2.55. Sơ đồ bố trí mô hình thí nghiệm ............................................................. 83

Hình 2.56. Bố trí LVDT đo chuyển vị bề mặt bê tông sàn ....................................... 83

Hình 2.57. Bố trí strain gauge đo biến dạng bề mặt trên và mặt dưới của bê tông ... 84

Hình 2.58. Bố trí strain gauge đo biến dạng cốt thép đai .......................................... 84

Hình 2.59. Bố trí strain gauge đo biến dạng cốt thép dọc ......................................... 85

Hình 2.60. Strain gauge đo biến dạng bề mặt cánh trên của shear-head .................. 85

Hình 2.61. Bố trí các cảm biến đo biến dạng trong cốt thép và shear-head ............. 85

Hình 2.62. Kết nối các cảm biến vào thiết bị nhận dữ liệu Data Loger .................... 86

Hình 2.63. Bố trí mô hình thí nghiệm ....................................................................... 86

Hình 2.64. Các thiết bị ứng ứng lực trước ................................................................ 88

Hình 2.65. Vết nứt trên sàn P = 730 kN .................................................................... 89

Hình 2.66. Vết nứt trên sàn P = 1230 kN .................................................................. 89

Hình 2.67. Vết nứt trên sàn P = 1730 kN .................................................................. 89

Hình 2.68. Vết nứt dưới sàn P = 1730 kN ................................................................. 89

Hình 2.69. Bề mặt trên của sàn lúc phá hoại ............................................................. 90

Hình 2.70. Phá hoại bê tông tại mặt dưới của sàn ..................................................... 90

Hình 2.71. Các trường hợp phá hoại tại liên kết ....................................................... 91

Hình 2.72. Hình ảnh phá hoại mặt trên của sàn và xét tương quan miền phá hoại mặt

trên sàn với hệ cốt đai, shear-head và cáp ứng lực ................................................... 92

Hình 2.73. Đồ thị tải trọng – chuyển vị đứng đầu cột ............................................... 93

Hình 2.74. Đồ thị tải trọng – chuyển vị bề mặt sàn .................................................. 94

Hình 2.75. So sánh biến dạng bê tông mặt dưới của sàn theo hai phương ............... 94

Hình 2.76. Tải trọng – biến dạng trong cốt thép đai ................................................. 95

Hình 2.77. Tải trọng – biến dạng của shear-head ..................................................... 96

Hình 2.78. Cấu tạo liên kết cột biên, cột góc CFST – sàn phẳng BTCT .................. 97

Hình 2.79. Kích thước mẫu thí nghiệm cho cột biên, cột góc .................................. 98

Hình 2.80. Cấu tạo chi tiết liên kết ........................................................................... 99

Hình 2.81. Bố trí cốt thép cho liên kết cột biên, cột góc CFST- sàn phẳng BTCT 100

Hình 2.82. Dưỡng hộ bê tông sàn sau khi đổ .......................................................... 100

xvi

Hình 2.83. Chi tiết neo đầu cột ............................................................................... 101

Hình 2.84. Thiết lập thí nghiệm cho cột biên, cột góc ............................................ 102

Hình 2.85. Ứng xử của mẫu cột biên sau thí nghiệm .............................................. 103

Hình 2.86. Đồ thị tải trọng - chuyển vị và tải trọng - biến dạng bê tông vùng nén 104

Hình 2.87. Đồ thị tải trọng - biến dạng trong cốt thép đai và thép vòng ................ 104

Hình 2.88. Ứng xử của mẫu cột góc sau phá hoại .................................................. 105

Hình 2.89. Đồ thị tải trọng - chuyển vị và tải trọng - biến dạng của cốt đai .......... 106

Hình 3.1. Giả thiết đường cong nén một trục của bê tông [14] .............................. 110

Hình 3.2. Giả thiết mô hình kéo một trục của bê tông [14] .................................... 112

Hình 3.3. Đồ thị ứng suất – biến dạng nén, biến dạng kéo một trục của bê tông .. 114

Hình 3.4. Đồ thị biến dạng – biến phá hoại nén dc, biến phá hoại kéo dt ............... 115

Hình 3.5. Mô hình mô phỏng liên kết sàn BTCT – cột CFST ................................ 115

Hình 3.6. Điều kiện biên, điều kiện chuyển vị cho kết cấu ................................... 118

Hình 3.7. Đồ thị tải trọng – chuyển vị đứng của sàn theo thí nghiệm và mô phỏng

................................................................................................................................. 118

Hình 3.8. Đồ thị tải trọng – biến dạng của bê tông mặt dưới sàn theo phương vuông

góc với mặt cột từ kết quả thí nghiệm và mô phỏng ............................................... 119

Hình 3.9. Đồ thị tải trọng – biến dạng của cốt thép dọc trong sàn từ kết quả thí

nghiệm và mô phỏng ............................................................................................... 119

Hình 3.10. Đồ thị tải trọng – chuyển vị của sàn theo phương vuông góc với mặt cột

theo kết quả thí nghiệm và mô phỏng ..................................................................... 120

Hình 3.11. Mô hình mô phỏng mẫu thí nghiệm sàn ứng lực trước – cột CFST ..... 120

Hình 3.12. Đồ thị ứng suất – biến dạng nén, kéo một trục của bê tông ................. 121

Hình 3.13. Điều kiện biên mô phỏng ...................................................................... 122

Hình 3.14. Đồ thị tải trọng – chuyển vị của sàn theo thí nghiệm và mô phỏng .... 123

Hình 3.15. Đồ thị tải trọng – chuyển vị của sàn theo phương vuông góc với mặt cột

theo kết quả thí nghiệm và mô phỏng ..................................................................... 123

Hình 3.16. Đồ thị tải trọng – biến dạng của bê tông mặt dưới............................... 124

Hình 3.17. Đồ thị tải trọng – biến dạng của cốt thép đai ....................................... 124

xvii

Hình 3.18. Cấu tạo vùng liên kết theo chiều dài của shear-head ........................... 125

Hình 3.19. Hình ảnh phá hoại sàn theo chiều dài của shear-head ......................... 126

Hình 3.20. Đồ thị tải trọng - chuyển vị sàn khi thay đổi chiều dài shear-head ...... 126

Hình 3.21. Mô hình xác định tương quan độ cứng của shear-head với bê tông .... 127

Hình 3.22. Hình ảnh phá hoại sàn phụ thuộc tiết diện ngang shear-head .............. 127

Hình 3.23. Đồ thị tải trọng - chuyển vị sàn khi thay đổi kích thước shear-head ... 127

Hình 3.24. Cơ chế ảnh hưởng của cốt thép dọc đến sức kháng cắt của sàn [15] .... 128

Hình 3.25. Đồ thị khảo sát ảnh hưởng của hàm lượng cốt thép .............................. 129

Hình 3.26. Đường cong tải trọng - chuyển vị theo sự thay đổi cường độ bê tông .. 130

Hình 3.27. Cơ chế truyền lực cắt trong sàn qua mô hình giàn ảo ........................... 131

Hình 3.28. Phân bố ứng suất trong sàn ................................................................... 132

Hình 3.29. Đường cong tải trọng - chuyển vị ảnh hưởng cốt thép đai ................... 133

Hình 3.30. Phân tích các chu vi tới hạn của sàn phẳng bê tông cốt thép ................ 135

Hình 3.31. Phân tích các chu vi tới hạn của sàn phẳng bê tông ứng lực trước ....... 136

Hình 3.32. Chiều cao làm việc chịu cắt dv xác định từ kết quả thí nghiệm ............ 137

Hình 3.33. Đề xuất chu vi phá hoại ......................................................................... 137

MỞ ĐẦU

Lý do chọn đề tài

Hiện nay, với việc gia tăng mạnh mẽ các dự án nhà cao tầng tại các đô thị lớn

tại Việt Nam đặt ra nhu cầu cấp thiết tìm kiếm các giải pháp kết cấu chịu lực mới

hiệu quả về mặt kĩ thuật và kinh tế. Một trong những xu hướng kết cấu mới có tính

ứng dụng, hiệu quả cao là kết hợp kết cấu cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng

bê tông cốt thép thành hệ kết cấu chịu lực cho nhà cao tầng do:

Kết cấu cột ống thép nhồi bê tông (Concrete Filled Steel Tube - CFST) được

sử dụng rộng rãi để làm kết cấu chịu lực trong các công trình nhà cao tầng do có

nhiều ưu điểm vượt trội so với kết cấu thép và kết cấu bê tông cốt thép thông

thường như khả năng chịu lực cao do đó làm giảm tiết diện cột nhờ vậy tăng diện

tích sàn sử dụng, độ dẻo của kết cấu lớn, khả năng tiêu tán năng lượng lớn. Ngoài ra

khả năng thi công nhanh do bỏ qua ván khuôn cột và gia công cốt thép thanh nên

tiết kiệm nhân công, giảm chi phí thi công cũng là ưu điểm vượt trội của loại kết

cấu này.

Trong công trình nhà cao tầng, việc giảm chiều cao nhà sẽ giảm đáng kể tác

động của tải trọng ngang cho công trình. Kết cấu sàn phẳng bê tông cốt thép

(BTCT) được xem là giải pháp hiệu quả cho việc giảm chiều cao tầng nhưng vẫn

đảm bảo khoảng thông thủy sử dụng. Việc sử dụng sàn phẳng BTCT sẽ thuận lợi

cho việc thi công, rút ngắn thời gian xây dựng, thuận tiện cho việc bố trí đường ống

thiết bị kĩ thuật, dễ dàng thông gió và linh hoạt bố trí mặt bằng.

Từ phân tích trên, nếu kết hợp hai loại kết cấu riêng biệt này thành kết cấu

chịu lực mới cho nhà cao tầng sẽ đem lại những hiệu quả đáng kể về mặt kinh tế, kỹ

thuật. Tuy nhiên, vấn đề quan trọng nhất khi kết hợp hai loại kết cấu này là giải

quyết liên kết sàn - cột. Hiện nay, các nghiên cứu mới chỉ tập trung cho liên kết cột

giữa ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép, chưa có các nghiên cứu

cho liên kết cột biên, cột góc ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng BTCT hay sàn

phẳng bê tông ứng lực trước. Bên cạnh đó, chưa có nhiều các nghiên cứu có tính hệ

thống về kiểu liên kết này từ việc phân tích lựa chọn hình thức liên kết đến nghiên

cứu thực nghiệm, khảo sát tham số và phân tích mô hình tính. Do đó, việc nghiên

cứu chi tiết liên kết giữa cột ống thép nhồi bê tông với kết cấu sàn phẳng nhằm cung

cấp giải pháp cấu tạo, biện pháp gia cường, cơ chế làm việc cũng như công thức

tính toán là cần thiết để có thể áp dụng rộng rãi hệ kết cấu này vào thực tế xây dựng

nhà cao tầng hiện nay.

Mục tiêu nghiên cứu

Nghiên cứu đề xuất giải pháp cấu tạo liên kết cải tiến cột ống thép nhồi bê

tông với sàn phẳng bê tông cốt thép và sàn bê tông ứng lực trước;

Nghiên cứu ứng xử và cơ chế làm việc của liên kết cột ống thép nhồi bê tông

với sàn phẳng bê tông cốt thép bằng thực nghiệm và mô phỏng số;

Đề xuất công thức xác định chu vi phá hoại của tháp cắt thủng tại liên kết cột

ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép và sàn phẳng bê tông ứng lực

trước. Từ đó, xác định khả năng chịu cắt thủng của sàn dựa vào công thức của tiêu

chuẩn châu Âu EC2 với các chu vi phá hoại đề xuất.

Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

Đối tượng nghiên cứu:

Liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép và sàn

phẳng bê tông ứng lực trước.

Phạm vi nghiên cứu:

Nghiên cứu thực nghiệm ứng xử của sàn tại liên kết cột giữa, cột biên, cột

góc ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép và liên kết cột giữa ống

thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông ứng lực trước có gia cường cốt đai;

Các mô hình thí nghiệm được thực hiện cho tải trọng đứng, không xét ảnh

hưởng của mô men, tải trọng lặp và tải trọng ngang;

Đề xuất chu vi tới hạn để tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn tại liên

kết cột giữa ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép và sàn phẳng bê

tông ứng lực trước có gia cường cốt đai.

Nghiên cứu được thực hiện cho cột ống thép tiết diện vuông.

Phương pháp nghiên cứu

Nghiên cứu lý thuyết, nghiên cứu thực nghiệm kết hợp mô phỏng số.

Ý nghĩa khoa học và thực tiễn

Ý nghĩa khoa học:

Cung cấp giải pháp cấu tạo cải tiến cho liên kết cột ống thép nhồi bê tông với

kết cấu sàn phẳng để tạo nên hệ kết cấu chịu lực hiệu quả về mặt kĩ thuật và kinh tế.

Cung cấp bộ số liệu đầy đủ từ kết quả thí nghiệm và mô phỏng số liên kết cột

ống thép nhồi bê tông với kết cấu sàn phẳng để giúp hiểu rõ hơn ứng xử, cơ chế phá

hoại của sàn cũng như ảnh hưởng của các tham số quan trọng đến khả năng chịu tải

trọng của liên kết.

Thiết lập được công thức xác định chu vi tới hạn được xây dựng từ thực

nghiệm và mô phỏng số để tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn tại liên kết cột

ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng.

Ý nghĩa thực tiễn:

Đẩy mạnh ứng dụng hệ kết cấu cột ống thép nhồi bê tông và sàn phẳng bê

tông cốt thép nhằm tăng hiệu quả kinh tế - kỹ thuật trong xây dựng nhà cao tầng tại

Việt Nam.

Nội dung nghiên cứu

Nghiên cứu tổng quan cột ống thép nhồi bê tông, sàn phẳng và liên kết cột

ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép;

Nghiên cứu chọn hình thức liên kết từ đó đề xuất giải pháp cấu tạo cải tiến

cho liên kết cột giữa, cột biên, cột góc ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng;

Thực nghiệm trên mẫu kích thước lớn liên kết cột giữa ống thép nhồi bê tông

với sàn phẳng bê tông cốt thép và sàn phẳng bê tông ứng lực trước; cột biên, cột góc

ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép;

Mô phỏng số bằng phần mềm Abaqus liên kết cột giữa ống thép nhồi bê tông

với sàn phẳng bê tông cốt thép và sàn phẳng bê tông ứng lực trước;

Xác định chu vi tới hạn để tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn phẳng

bê tông cốt thép và sàn phẳng bê tông ƯLT sàn tại liên kết cột giữa CFST

Bố cục của luận án

Căn cứ nội dung cần thực hiện, luận án được cấu trúc thành các phần như sau:

Mở đầu

Chương 1. Tổng quan cột ống thép nhồi bê tông, sàn phẳng và liên kết cột ống

thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép

Chương 2. Giải pháp cấu tạo và thực nghiệm liên kết cột ống thép nhồi bê

tông với sàn phẳng

Chương 3. Mô phỏng số liên kết và mô hình tính toán khả năng chịu cắt thủng

của sàn tại liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng

Kết luận và kiến nghị

Những đóng góp mới của luận án

Cải tiến liên kết gia cường trong cấu tạo nút liên kết sàn phẳng – cột CFST,

cụ thể là thêm bản thép đỡ vòng quanh tiết diện cột ở phía đáy, thêm cốt thép vòng

để hạn chế vết nứt bê tông vùng kéo, thêm thép đai hình chữ C nhằm tăng cường

khả năng chống cắt thủng. Kiểm chứng hiệu quả của phương án gia cường bằng

thực nghiệm.

Cung cấp 02 bộ số liệu thí nghiệm tin cậy về sự làm việc của liên kết dầm

bẹt với cột CFST với hai loại shear-head khác nhau và cung cấp 02 bộ số liệu tin

cậy về sự làm việc của nút liên kết giữa sàn phẳng với cột CFST và sàn phẳng bê

tông ứng lực trước với cột CFST trên cơ sở là thí nghiệm tỉ lệ 1:1.

Đề xuất cách xác định chu vi tiết diện phá hoại và chiều cao làm việc chịu

cắt trong công thức của EC2 để xác định khả năng kháng thủng trong liên kết cột

ống thép nhồi bê tông và sàn phẳng.

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN

CỘT ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG, SÀN PHẲNG VÀ LIÊN KẾT CỘT ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG VỚI

SÀN PHẲNG BÊ TÔNG CỐT THÉP

1.1. Tổng quan về cột ống thép nhồi bê tông

Khái niệm

Kết cấu cột ống thép nhồi bê tông (CFST) là một kết cấu liên hợp bao gồm vỏ

ống thép và lõi bê tông cùng làm việc chung với nhau (Hình 1.1).

Hình 1.1. Cấu tạo cột ống thép nhồi bê tông

Cường độ chịu nén của bê tông lớn hơn rất nhiều so với cường độ chịu kéo và

khả năng chịu nén của bê tông sẽ được tăng lên khi bê tông bị hạn chế nở hông. Đối

với kết cấu thép, cường độ chịu kéo cao nhưng dễ bị mất ổn định cục bộ dưới tải

trọng nén. Như vậy, thép và bê tông được sử dụng kết hợp để có thể phát huy hết

bản chất tự nhiên của từng loại vật liệu để tạo ra kết cấu có nhiều ưu điểm. Loại kết

cấu này hiện đang được nghiên cứu áp dụng cho công trình nhà cao tầng, nhà công

nghiệp và các công trình cầu tại Việt Nam.

Ưu điểm, nhược điểm của cột ống thép nhồi bê tông

- Cách sắp xếp vật liệu trên trên mặt cắt ngang làm tối ưu cường độ và độ

cứng của cấu kiện. Cốt thép được phân bố ở chu vi ngoài cùng của tiết diện nên

phát huy hiệu quả làm việc cao nhất khi chịu mô men uốn. Bê tông tạo một lõi lý

tưởng để chống lại tải trọng nén trong quá trình làm việc, trì hoãn và chống lại sự

mất ổn định cục bộ của ống thép, đặc biệt các cấu kiện có tiết diện hình vuông hoặc

chữ nhật. Ngoài ra, ống thép cản trở biến dạng nở hông của lõi bê tông làm tăng khả

năng chịu nén và độ dẻo dai đối với cấu kiện CFST.

- Việc nhồi bê tông vào trong ống thép làm nâng cao độ chống ăn mòn bên

trong ống thép, làm giảm độ mảnh, làm tăng độ ổn định cục bộ của thành ống và

làm tăng khả năng chống móp méo của vỏ ống thép khi va đập.

- Khả năng chống cháy của cột CFST tốt hơn so với cột thép.

- Giá thành tổng thể của công trình làm bằng kết cấu ống thép nhồi bê tông nói

chung nhỏ hơn nhiều so với giá thành của công trình tương tự làm bằng kết cấu bê

tông cốt thép hay kết cấu thép thông thường. Khối lượng của kết cấu ống thép nhồi

bê tông nhỏ hơn so với kết cấu bê tông do đó việc vận chuyển và lắp ráp dễ dàng

hơn đồng thời làm giảm tải trọng xuống móng. Kết cấu ống thép nhồi bê tông kinh

tế hơn so với kết cấu bê tông cốt thép vì không cần ván khuôn, giá vòm, đai kẹp và

các chi tiết đặt sẵn, nó có sức chịu đựng tốt hơn, ít hư hỏng do va đập. Do không có

cốt chịu lực và cốt ngang nên có thể đổ bê tông với cấp phối hỗn hợp cứng hơn (tỉ lệ

N/X có thể lấy nhỏ hơn) và sẽ dễ dàng đạt chất lượng bê tông cao hơn [5].

Hạn chế lớn nhất ảnh hưởng đến việc sử dụng rộng rãi loại kết cấu này đó là

cấu tạo liên kết giữa cột ống thép nhồi bê tông với sàn bê tông cốt thép, dầm bê tông

cốt thép hay dầm thép. Các ứng xử, cơ chế làm việc, trạng thái phá hoại liên kết

chưa được hiểu rõ, do đó gây ra không ít những khó khăn cho tính toán, thiết kế,

cấu tạo liên kết nhằm kết hợp các loại kết cấu này thành hệ kết cấu hiệu quả sử

dụng cho công trình nhà cao tầng tại Việt Nam.

Phân loại cột ống thép nhồi bê tông

Cột ống thép nhồi bê tông về mặt cấu tạo rất đa dạng. Dạng tiết diện phổ biến

nhất của cột CFST là tiết diện mà bê tông được nhồi vào phần rỗng bên trong ống

thép có dạng hình tròn (Circular Hollow Section - CHS), hay cột có tiết diện rỗng

hình vuông (Square Hollow Section- SHS) hoặc cột có tiết diện rỗng hình chữ nhật

(Rectangular Hollow Section - RHS). Đối với tiết diện CHS sự hạn chế biến dạng

ngang của lõi bê tông là lớn nhất và mất ổn định cục bộ chỉ xuất hiện đối với tiết

diện hình vuông và chữ nhật. Tuy nhiên, cột CFST với các tiết diện SHS và RHS

vẫn tiếp tục được sử dụng nhiều trong xây dựng với những ưu điểm riêng của nó.

Những dạng tiết diện ngang khác cũng được sử dụng cho mục đích nghệ thuật như

dạng đa giác, dạng elip, v.v. (Hình 1.2).

Hình 1.2. Mặt cắt điển hình cột ống thép nhồi bê tông

Cột CFST có tiết diện bao gồm ống thép trong và ống thép ngoài, bê tông

được nhồi vào giữa hai ống thép (Hình 1.3). Với cấu tạo mặt cắt như thế này, cột sẽ

có độ cứng chống uốn lớn, cường độ cao, khả năng chống cháy tốt hơn và tránh

được sự mất ổn định đối với cấu kiện khi chịu tác động của áp lực bên ngoài. Dạng

cột này có thể là lựa chọn tối ưu khi thiết kế những cấu kiện với tiết diện ngang lớn.

Hình 1.3. Cột ống thép nhồi bê tông với hai lớp ống thép

Trường hợp cột CFST được bao bọc bởi bê tông cốt thép truyền thống (Hình

1.4). Cấu tạo tiết diện gồm ống thép bên trong được lắp đặt trước tiếp theo là lắp đặt

các hệ thép gia cường, lớp bê tông bên trong và bên ngoài được đổ sau đó. Việc

nhồi bê tông vào trong ống sẽ làm tăng tối đa khả năng giam hãm bê tông nâng cao

cường độ tới hạn của tiết diện. Bê tông cốt thép bao bọc bên ngoài tạo thành một

lớp chống cháy cho lõi bên trong, do đó khả năng chống cháy của loại cột này được

tăng đáng kể so với cột CFST truyền thống. Ngoài ra, loại cột này còn có khả năng

kháng mất ổn định cục bộ, chống ăn mòn đối với ống thép rất tốt và dễ liên kết với

những dầm bê tông cốt thép hoặc dầm thép trong hệ kết cấu công trình.

Hình 1.4. Cột CFST được bao bọc bởi bê tông cốt thép

Cột CFST tăng cường kết cấu thép và cốt thép gia cường. Kết cấu thép và cốt

thép thanh gia cường được bố trí vào lõi của ống thép sử dụng để tăng khả năng

chịu tải trọng của cấu kiện CFST (Hình 1.5). Loại kết cấu này thường được sử dụng

cho công trình chịu tải trọng lớn.

Hình 1.5. Cột CFST tăng cường kết cấu thép và cốt thép gia cường

Cột CFST sử dụng ống thành mỏng cường độ cao. Những sườn tăng cứng

ngang và dọc có thể được hàn vào ống thép để cải thiện cường độ và độ dẻo của cột

liên hợp. Đối với cột có tiết diện ngang lớn, các sườn tăng cứng có thể hàn vào mặt

trong của ống. Các thanh nối cũng có thể được hàn nối các sườn gia cường như

Hình 1.6 nhằm trì hoãn sự mất ổn định cục bộ của ống thép.

Hình 1.6. Cột CFST với sườn tăng cứng

Khả năng áp dụng

Kết cấu ống thép nhồi bê tông được ứng dụng rộng rãi cho rất nhiều lĩnh vực

như nhà dân dụng và công nghiệp, cầu đường, v.v.

Trong lĩnh vực xây dựng dân dụng, loại kết cấu này được áp dụng khá nhiều

cho cấu kiện chịu lực chính như hệ móng cọc, các cột đỡ của toà nhà cao tầng.

Chẳng hạn, toà nhà được xây dựng bằng kết cấu cột CFST ở Chuo-ku, thành phố

Kobe, Nhật Bản (Hình 1.7 - Thiết kế: Công ty Takenaka, tổng diện tích sàn

20.642m2, gồm 12 tầng nổi và 2 tầng hầm). Các công trình nhà ở tại thành phố

Kobe được xây dựng nhằm chống lại những tác động lớn từ những động đất và kết

cấu CFST đáp ứng được điều này [5].

Hình 1.7. Nhà được xây dựng bằng kết cấu CFST [5]

Trung tâm thương mại Ruifeng được xây dựng tại Hàng Châu, Trung Quốc

năm 2001 (Hình 1.8). Công trình có chiều cao lớn nhất 84.3m (24 tầng). Hệ kết cấu

bao gồm cột ống thép nhồi bê tông tiết diện vuông cạnh 600mm chiều dày thành

ống lớn nhất là 28mm và nhỏ nhất là 16mm, hệ dầm thép và hệ vách bê tông cốt

thép [29].

Dầm thép

Cột CFST

Hình 1.8. Trung tâm thương mại Ruifeng, Trung Quốc [28]

Công trình Tokyo Baycourt Club Hotel & Spa Resort, Nhật Bản (Hình 1.9)

được hoàn thành năm 2007 với quy mô gồm 27 tầng nổi và 2 tầng hầm với tổng

chiều cao công trình là 101,1m sử dụng kết cấu cột ống thép nhồi bê tông kết hợp

với kết cấu bê tông cốt thép cho sàn, vách [60].

Hình 1.9. Tokyo Baycourt Club Hotel & Spa Resort, Nhật Bản [60]

1.2. Tổng quan các giải pháp sàn phẳng trong công trình xây dựng

Với xu hướng phát triển của công nghệ cũng như yêu cầu về mặt kiến trúc,

kinh tế cho công trình, hệ kết cấu sàn sườn truyền thống dần dần được thay thế bởi

hệ sàn phẳng không dầm với nhiều ưu điểm nổi trội như tạo ra không gian sử dụng

linh hoạt phù hợp với công năng của công trình, chiều cao thông thuỷ hợp lý, dễ

dàng đáp ứng các yêu cầu bố trí hệ kỹ thuật. Dưới đây sẽ giới thiệu tổng quan về

một số loại sàn phẳng có thể kết hợp được với kết cấu cột ống thép nhồi bê tông

được sử dụng ở Việt Nam.

Sàn phẳng bê tông cốt thép thông thường

Là hệ thống chịu lực theo một hoặc hai phương được kê trực tiếp lên cột hoặc

tường chịu lực (Hình 1.10). Điểm đặc biệt của loại sàn này là chiều dày gần như

không đổi tạo ra mặt phẳng phía dưới của sàn dẫn tới sự đơn giản trong thi công.

Sàn này cho phép linh hoạt trong việc tạo vách ngăn và có thể không cần phải sử

dụng trần giả. Nhịp kinh tế của sàn phẳng BTCT là 6m đến 8m.

Hình 1.10. Sàn phẳng bê tông cốt thép

Ưu điểm: Cốt pha đơn giản, thi công nhanh; tạo không gian linh hoạt, dễ dàng

bố trí mặt bằng; không dầm, tạo khoảng thông thủy lớn ở dưới sàn; chiều dày kết

cấu nhỏ và từ đó giảm được chiều cao tầng.

Nhược điểm: Nhịp trung bình, khả năng chịu tải ngang hạn chế; cần kiểm soát

độ võng dài hạn; cần có biện pháp chống chọc thủng ở xung quanh cột.

Sàn phẳng bê tông ứng lực trước

Trong cấu kiện bê tông ứng lực trước, bằng cách đặt vào một lực nén trước tạo

bởi lực kéo cốt thép, nhờ tính đàn hồi, cốt thép có xu hướng co lại tạo nên lực nén

trước và gây ra ứng suất trước trong bê tông. Ứng suất nén trước trong bê tông sẽ

triệt tiêu hay làm giảm ứng suất kéo do tải trọng sử dụng gây ra. Do đó, khả năng

chịu kéo của bê tông được nâng cao và hạn chế sự phát triển vết nứt. Ứng suất trước

là việc tạo cho kết cấu một cách có chủ ý các ứng suất tạm thời nhằm tăng cường sự

làm việc của vật liệu trong các điều kiện sử dụng khác nhau. Nói cách khác trước

khi cấu kiện chịu tải trọng sử dụng cốt thép đã bị căng trước còn bê tông đã bị nén

trước [2].

Hình 1.11. Sàn bê tông ứng lực trước

Sử dụng sàn bê tông ứng lực trước có nhiều ưu điểm như có khả năng vượt

nhịp lớn, khả năng chịu uốn, chịu cắt cao hơn so với sàn bê tông cốt thép thường có

cùng tiết diện, hạn chế được biến dạng, khe nứt, tăng độ bền của kết cấu, do sử

dụng được vật liệu có cường độ cao nên giảm được kích thước tiết diện, tiết kiệm

được khối lượng vật liệu, làm giảm trọng lượng bản thân, giảm chi phí cho nền

móng. Tuy nhiên, cần phải tính toán, cấu tạo chống chọc thủng cho sàn tại vị trí đầu

cột, vách, v.v.

Về lý thuyết tính toán, nhiều tổ chức và quốc gia trên thế giới đã nghiên cứu

và cho ra đời các tiêu chuẩn, quy phạm về bê tông ứng suất trước như tiêu chuẩn

Hoa Kỳ, tiêu chuẩn châu Âu, v.v. Tại Việt Nam tiêu chuẩn TCVN 5574-2018 đã có

các chỉ dẫn để thiết kế loại kết cấu này.

Sàn Bubbledeck

Sàn Bubbledeck là loại sàn sử dụng các quả bóng rỗng từ nhựa tái chế để thay

thế phần bê tông không hoặc ít chịu lực ở giữa chiều cao tiết diện sàn. Ở bên trên và

bên dưới của quả bóng được gia cường bằng các lớp lưới thép được tính toán cụ thể.

Các quả bóng nhựa có vai trò giảm thiểu phần bê tông không cần thiết đối với khả

năng chịu lực của kết cấu sàn, giảm nhẹ trọng lượng của sàn, cải thiện các khả năng

cách âm, cách nhiệt.

Công nghệ thi công sàn không quá phức tạp, cho phép giảm khối lượng bê

tông so với sàn truyền thống, từ đó góp phần giảm được trọng lượng tổng thể của

công trình và tăng khả năng vượt nhịp. Sàn có khả năng chịu lực theo hai phương,

không dùng dầm nên giảm chiều cao xây dựng mỗi tầng, cải thiện khả năng cách

âm, cách nhiệt cho sàn. Công nghệ lắp ghép, bán lắp ghép cho phép công xưởng

hóa và cơ giới hóa các quá trình chế tạo, vận chuyển, lắp đặt nên thi công nhanh, sử

dụng ít lao động, sản phẩm làm ra có độ chuẩn hóa cao. Do sử dụng các vật liệu tái

chế trong sản xuất và thi công nên công nghệ này giúp giảm chi phí vật liệu và thân

thiện với môi trường.

Hình 1.12. Sàn Bubbledeck

Khả năng chịu cắt của sàn từ 72-91% so với sàn đặc có cùng chiều dày [36]

[20]. Do đó, để đảm bảo được sự an toàn, khả năng chịu lực của sàn, tại những vị trí

có lực cắt lớn khu vực xung quanh cột, vách, lõi có thể bỏ bớt bóng và tính toán cấu

tạo để đảm bảo khả năng chịu cắt thủng của sàn.

Năm 2007, Bubbledeck đã có mặt tại Việt Nam với tên giao dịch là Bubble

Deck Viet Nam Joint Venture Company và Việt Nam là quốc gia thứ 15 trên thế

giới tiếp cận công nghệ này. Trong thời gian từ 2007 đến 2009, công ty Vitec (tiền

thân là công ty Tadits) đã nghiên cứu thử nghiệm thiết kế, thi công sàn Bubbledeck

sao cho phù hợp với điều kiện tại Việt Nam [59].

Sàn U-boot Beton

U-boot Beton là sản phẩm công nghệ sàn nhẹ của hai tập đoàn Daliform

Group (Italy) và Peikko Group (Phần Lan), sử dụng các khối nhựa tái chế

polypropylen để thay thế phần bê tông không hoặc ít tham gia chịu lực ở thớ giữa

của bản sàn, giúp giảm trọng lượng kết cấu, giảm kích thước hệ cột, vách, móng,

tường, vách chịu lực và tăng khoảng cách lưới cột. Bản sàn U-boot Beton là loại kết

cấu rỗng, phẳng, không dầm, liên kết trực tiếp với hệ cột, vách chịu lực nên có

nhiều ưu điểm về mặt kỹ thuật và kinh tế. Bản sàn U-boot Beton là một sản phẩm

cải tiến của BubbleDeck.

Hình 1.13. Sàn U-Boot Beton

1.3. Tổng quan về liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê

tông cốt thép

Việc sử dụng cột ống thép nhồi bê tông cho kết cấu công trình đem lại nhiều

ưu điểm so với cột bê tông cốt thép truyền thống. Sự kết hợp giữa cột CFST và sàn

phẳng BTCT tạo ra hệ thống kết cấu hiệu quả hơn. Đặc biệt sự kết hợp giữa cột

CFST với sàn bê tông ứng lực trước sẽ giúp cho sàn vượt được nhịp lớn hơn làm

tăng hiệu quả sử dụng công trình. Tuy nhiên, cần phải giải quyết vấn đề liên kết

giữa cột và sàn phẳng để hệ kết cấu này được ứng dụng rộng rãi trong các công

trình xây dựng. Một số nghiên cứu đã được các tác giả thực hiện gồm:

Liên kết cột giữa ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng

H. Satoh và K. Shimazaki (2004) [51] đã công bố kết quả nghiên cứu thực

nghiệm khả năng chịu tải của liên kết giữa cột CFST và sàn phẳng BTCT. Liên kết

được đề xuất gồm vách ngăn được chế tạo trước và nối với dầm thép tiết diện I tại

hiện trường bằng bu lông cường độ cao như Hình 1.14.

Tác giả đã thực hiện 3 nhóm thí nghiệm; (1) thí nghiệm tải trọng ngang cho

liên kết sàn – cột giữa; (2) thí nghiệm xác định cường độ chịu cắt thủng của sàn; (3)

thí nghiệm về cường độ chịu xoắn.

Kết quả thí nghiệm cho thấy, với nhóm mẫu chịu tải trọng ngang, vị trí của tiết

diện tới hạn do lực cắt và mô men uốn xuất hiện tại mặt trước và sau của cột. Nhóm

mẫu thứ 2 thí nghiệm về chọc thủng thì bê tông sàn, các tấm thép liên kết và các

đinh (stud) sẽ tham gia chịu cắt trong đó cường độ chịu cắt của bê tông có thể được

tính theo tiêu chuẩn Mỹ ACI 318-11. Với nhóm mẫu thứ 3 thí nghiệm về cường độ

chịu xoắn, độ cứng ban đầu và cường độ xuất hiện vết nứt đầu tiên có thể được tính

toán bằng lý thuyết đàn hồi. Độ cứng sau khi nứt được tính toán với hệ số giảm độ

cứng. Bề rộng ảnh hưởng của sự xoắn tăng sau nứt và bề rộng hiệu quả có thể áp

dụng tính toán độ cứng và cường độ.

Hình 1.14. Liên kết cột CFST-sàn BTCT của H. Satoh và K. Shimazaki (2004) [51]

Với liên kết này ống thép cột sẽ được nối tại cao trình sàn làm gián đoạn quá

trình thi công cột, vòng thép chế tạo khá phức tạp và tốn khá nhiều vật liệu, liên kết

còn chưa nêu rõ hiệu quả của việc neo thép chịu uốn vào vòng thép tại vị trí cột.

Nghiên cứu cũng chưa đưa ra các công thức tính toán cho từng trường hợp chịu tải

của liên kết.

C.H. Lee et al. (2008) [35] nghiên cứu thực nghiệm khả năng chịu cắt thủng

và ứng xử sau chọc thủng của sàn phẳng bê tông cốt thép tại liên kết với cột giữa

ống thép nhồi bê tông. Chi tiết liên kết sàn - cột có dạng tiết diện chữ T và chữ H.

Tác giả đã đề xuất 3 hình thức để neo cốt thép từ sàn vào cột như sau: (1) cốt thép

dọc xuyên hoàn toàn qua cột CFST bởi các lỗ trên các mặt của ống thép; (2) một

phần cốt thép dọc xuyên hoàn toàn qua cột, nửa còn lại được xuyên qua cột và được

kéo dài đến mặt cột bên trong phía đối diện với lỗ xuyên cốt thép; (3) cốt thép dọc

được uốn góc 900 và được móc vào các lỗ khoan sẵn trên các tấm thép được hàn tại

mặt ngoài của cột. Các stud hàn vào bề mặt bên ngoài của ống thép tại mức cốt thép

chịu kéo với mục đích ngăn cản sự phân tách sớm của bê tông ra khỏi bề mặt cột.

Tiêu chuẩn ACI 318-05 [8] được sử dụng để thiết kế các mẫu thí nghiệm. Kích

thước của các mẫu thí nghiệm gồm chiều dày sàn 200mm, ống thép hộp vuông cạnh

400mm, chiều dày thành ống thép cho tất cả các mẫu là 40mm, một mẫu có chiều

dày thành ống thép là 20mm.

Để đánh giá các hình thức neo cốt thép và kiểu liên kết đến khả năng chịu cắt

thủng của sàn, một chuỗi 5 mẫu được chế tạo để thí nghiệm. Bên cạnh đó để xem

xét ảnh hưởng của cốt thép post-punching (cốt thép đặt trong vùng nén của sàn tại

vị trí đầu cột và được tính theo tiêu chuẩn ACI 352.1R-89 [7]) đến ứng xử của liên

kết, hai mẫu thí nghiệm khác cũng được đề xuất.

Hình 1.15. Kết quả thí nghiệm C.H. Lee et al. (2008) [35]

Kết quả thí nghiệm cho thấy các vết nứt xuất hiện trên vùng kéo của sàn, sau

đó xảy ra phá hoại do chọc thủng. Mô hình phá hoại phù hợp với dự định trong thiết

kế là: (1) cốt thép chịu uốn chảy dẻo trước thép hình H, T; (2) phá hoại thủng là mô

hình phá hoại cuối cùng và sự tách bê tông ra khỏi mặt cột không xảy ra sớm. Kết

quả từ hai mẫu thí nghiệm có chiều dày thành ống khác nhau cho giá trị phá hoại cắt

thủng tương tự nhau. Thí nghiệm còn cho thấy với mẫu có bố trí thép post-punching

thì khả năng chịu cắt thủng của mẫu tăng từ 20% - 40% và độ cứng vùng nút được

nâng lên khoảng 40%-80% so với mẫu không có cốt thép này. Kết quả thí nghiệm

cho các kiểu neo cốt thép dọc và hình thức của shear-head khác nhau (thép hình chữ

H hoặc T) thì khả năng chịu cắt thủng có sự khác biệt không lớn.

Phương pháp bán giải tích (semi-analytical) được thực hiện để mô hình ứng

xử của liên kết cột CFST với sàn phẳng BTCT. Các tham số cần thiết cho mô hình

được hiệu chỉnh dựa vào kết quả thí nghiệm.

M.A. Eder et al. (2012) [26] nghiên cứu ứng xử dẻo của chi tiết liên kết dạng

thép hình chữ I trong liên kết cột ống thép rỗng với sàn phẳng BTCT (Hình 1.16).

Giải pháp liên kết mới được đề xuất gồm các shear-head tiết diện I được nhúng một

phần trong sàn. Xung quanh cột chừa lỗ để chốt thép I có thể đạt trạng thái dẻo về

cắt trước khi sàn bị phá hoại do cắt thủng.

Với liên kết đề xuất, tác giả thực hiện nghiên cứu thực nghiệm trên mẫu kích

thước thật. Kết quả cho thấy liên kết đáp ứng được khả năng chịu tải trọng ngang và

tải trọng đứng đồng thời cho vùng chịu động đất thấp đến vừa hoặc là hệ thống thứ

cấp trong vùng có động đất đáng kể. Tuy nhiên, liên kết vẫn còn cấu tạo phức tạp.

Nghiên cứu cũng chưa chỉ rõ tương quan độ cứng của các chốt chịu cắt quyết định

đến mô hình phá hoại dẻo của chốt thép trước phá hoại thủng của sàn. Mô hình cơ

học và tính toán cho liên kết chịu đồng thời tải trọng đứng và ngang cũng chưa

được đề cập.

Hình 1.16. Liên kết cột ống thép - sàn BTCT đề xuất bởi M.A. Eder (2012)[26]

Y. Su và Y. Tian (2009) [52] nghiên cứu thực nghiệm liên kết giữa cột ống

thép nhồi bê tông và sàn phẳng bê tông cốt thép dưới tác dụng của tải trọng ngang.

Chi tiết liên kết và mô hình thí nghiệm mô tả trên Hình 1.17.

Mục đích của nghiên cứu là tạo một liên kết chủ yếu chịu tải trọng ngang, đảm

bảo giảm ứng suất tập trung gây ra bởi mô men âm trong sàn do động đất đồng thời

đảm bảo khả năng chịu tải trọng đứng. Từ nhận định trên một liên kết được đề xuất

gồm tấm sàn BTCT đỡ bởi một tấm thép tròn được hàn vào cột. Do cốt thép chịu

mô men uốn không xuyên qua cột nên ứng xử của liên kết như một liên kết khớp

dẫn đến hạn chế khả năng chịu mômen âm do tải trọng đứng và tải trọng ngang.

Thêm vào đó tấm thép tròn đỡ sàn chuyển toàn bộ lực cắt vào trong cột đồng thời

đẩy tiết diện tới hạn chịu cắt thủng ra xa khỏi mặt cột với mong muốn sự phá hoại

do cắt thủng xảy ra sau khi liên kết chịu được biến dạng ngang do động đất. Kết quả

thí nghiệm cho thấy việc sử dụng liên kết khớp cho liên kết giữa sàn bê tông và cột

CFST có thể đạt được chuyển vị ngang mong muốn.

Hình 1.17. Cấu tạo liên kết và mô hình thí nghiệm của Y. Su và Y. Tian (2009) [52]

Y.K. Ju et al. (2013) [30] đề xuất liên kết mới giữa cột CFST với sàn phẳng

BTCT như Hình 1.18 gồm tấm thép được hàn vào cột và có chừa các lỗ ren để nối

với thép chờ, các thép chờ này được nối ren với cốt thép thường của sàn và sau đó

đổ bê tông. Phương pháp phần tử hữu hạn với việc sử dụng phần mềm ANSYS

được sử dụng để phân tích mô hình. Các thông số được đưa vào phân tích bao gồm

kích thước cột, chiều dày ống thép, chiều dài và chiều dày của tấm thép, cường độ

của thép và số lượng thép dọc liên kết với tấm thép .

Hình 1.18. Liên kết đề xuất bởi Y.K. Ju (2013) [30]

Tác giả thực hiện phân tích 84 mẫu để tìm ra công thức thiết kế cho liên kết.

Cường độ của liên kết phụ thuộc vào nhiều yếu tố: bề rộng ống thép bc, chiều dày

ống thép tc, kích thước tấm thép hàn vào cột, khoảng cách từ cốt thép neo vào tấm

đến cạnh tấm thép, và tỉ số cường độ chảy dẻo của ống thép với tấm thép. Trạng

thái giới hạn của liên kết khi thành ống thép biến dạng ra ngoài mặt phẳng 5mm.

Kết quả phân tích thấy cường độ liên kết giảm tương ứng với sự tăng của bề

rộng ống thép. Tuy nhiên, ảnh hưởng bề rộng của ống thép không quá quan trọng vì

trong thực tế khi tăng kích thước ống thì chiều dày thành ống cũng tăng thêm. Khi

chiều dày thành ống thép và độ vươn của tấm thép từ mặt cột tăng thì cường độ của

liên kết cũng tăng. Bên cạnh đó cường độ của liên kết tỉ lệ thuận với cường độ của

ống thép và tỉ lệ nghịch với cường độ của tấm thép liên kết với khoảng cách đặt lực

trên tấm thép.

J.W. Kim et al. (2014) [32] nghiên cứu thực nghiệm trên các mẫu kích thước

lớn, liên kết giữa cột CFST và sàn phẳng BTCT. Chi tiết liên kết là các thép hình

tiết diện H hàn trực tiếp vào mặt cột. Tác giả tiến hành thí nghiệm cho 10 mẫu có

kích thước lớn, trong đó có 8 mẫu sử dụng shear-head làm chi tiết liên kết và 2 mẫu

không sử dụng chi tiết liên kết để làm mẫu kiểm chứng. Chương trình thí nghiệm

được thực hiện trên các mẫu được khảo sát theo các khía cạnh như chiều dài shear-

head, cường độ bê tông, hình dạng và kích thước của cột ống thép và chiều dày sàn.

Chiều dày thành ống thép là 40mm và 2 mẫu có chiều dày 19mm. Cốt thép chịu kéo

sử dụng ϕ16 với giới hạn chảy fy = 467MPa. Hàm lượng cốt thép chịu kéo lấy từ

0,52% - 1,32%. Cường độ bê tông sàn là 22,8MPa. Trong 10 mẫu có 2 mẫu có

chiều dày sàn 300mm, để nghiên cứu ảnh hưởng của chiều dày sàn. Mô hình thí

nghiệm sàn thể hiện trên Hình 1.19.

Kết quả ứng xử của sàn từ thí nghiệm: Các vết nứt nằm trên mặt bê tông chịu

kéo của sàn, trên bề mặt bê tông vùng nén không cho thấy bất kì sự phá hoại nào.

Mô hình phá hoại của tất cả các mẫu đó là phá hoại dẻo của thép chịu uốn xảy ra

trước và phá hoại dẻo của shear-head xảy ra sau, sự phá hoại thủng xảy ra sau cùng.

Quan sát thí nghiệm cho thấy các vết nứt cắt thủng xuất hiện ban đầu trong vùng

nén của tiết diện tới hạn gần mặt cột và sau đó những vết nứt này lan đến vùng kéo

của tiết diện tới hạn cắt qua đầu shear-head. Những mẫu có chiều dài shear-head lớn

hơn cho chu vi phá hoại lớn hơn trên bề mặt vùng kéo của sàn. Độ cứng tại vùng

liên kết tăng lên với hàm lượng cốt thép càng tăng. Tất cả các mẫu đều xảy ra phá

hoại cắt thủng và là phá hoại giòn trong vùng liên kết sàn – cột.

Hình 1.19. Thí nghiệm liên kết cột CFST với sàn BTCT bởi J.W. Kim (2014) [32]

Khả năng chịu cắt thủng danh nghĩa của cột hình vuông lớn hơn so với tiết

diện chữ nhật. Tải trọng gây phá hoại cho mẫu tăng dần với chiều dài của shear-

head và một chiều dài tối thiểu của shear-head bằng 4h (h là chiều cao dầm I) để đạt

đến cường độ danh nghĩa theo tiêu chuẩn ACI 318-11 [10]. Ngoài ra, kết quả thí

nghiệm cho thấy cường độ chịu cắt thủng của mẫu không có shear-head đạt đến

90% cường độ chịu cắt thủng danh nghĩa. Dựa trên quan sát ứng xử, dữ liệu đo từ

thí nghiệm và các điều khoản thiết kế của tiêu chuẩn Mỹ để đề xuất mô hình mới

xác định khả năng chịu cắt thủng của sàn là sự đóng góp riêng phần của bê tông và

shear-head.

P.Y. Yan và Y.C. Wang (2016) [55] đã đề xuất 2 kiểu liên kết cho cột ống

thép rỗng với sàn phẳng bê tông cốt thép như Hình 1.20. Theo đó 2 mẫu có chi tiết

shear-head khác nhau được thí nghiệm để khảo sát ứng xử và đánh giá độ tin cậy

của liên kết đề xuất. Chương trình Abaqus được sử dụng để mô phỏng ứng xử cắt

thủng của sàn tại liên kết và thực hiện khảo sát các tham số của shear-head, ống

thép, hàm lượng cốt thép sàn. Kết quả khảo sát chỉ ra rằng để tính toán khả năng

chịu cắt thủng cho sàn, hệ thống shear-head làm việc như một cột có kích thước lớn.

Sử dụng các tiêu chuẩn với sàn bê tông cốt thép thường để tiên đoán khả năng chịu

cắt thủng. Liên kết được tác giả khảo sát chỉ sử dụng shear-head ngắn nên ứng xử

phù hợp với các tiêu chuẩn thiết kế hiện hành.

Hình 1.20. Liên kết cột CFST - sàn BTCT của P.Y. Yan và Y.C. Wang (2015) [55]

D.V. Bompa và A.Y. Elghazouli (2016) [16] nghiên cứu thực nghiệm liên kết

sàn bê tông cốt thép với cột thép sử dụng shear-head là các thép hình tiết diện H.

Hai hình thức của shear-head được đề xuất gồm thép hình H được hàn trực tiếp vào

bề mặt cột và bố trí thêm các tấm thép vào cánh trên và cánh dưới của thép hình H

và hàn vào bề mặt cột. Bên cạnh đó, 2 mẫu thí nghiệm kết hợp shear-head và các

stud cũng được đề xuất để nghiên cứu thực nghiệm.

Tác giả thực hiện thí nghiệm cho 6 mẫu. Trong đó chiều dày sàn hs = 225mm

và chiều dài shear-head tính từ mặt cột Lv = 370mm là không đổi. Hàm lượng cốt

thép thường được lấy từ 0.33% đến 1.37%. Trên mỗi mặt của cột có 2 thanh cốt

thép xuyên cột để đảm tính liên tục giữa sàn và cột. Kết quả thí nghiệm cho thấy:

với mẫu không bố trí stud, ứng xử được quan sát như nhau cho tất cả các mẫu.

Trong giai đoạn chịu tải ban đầu đặc trưng bởi vết nứt uốn, bề rộng và kiểu vết nứt

phụ thuộc vào số lượng cốt thép chịu mô men. Với sự tăng của hàm lượng cốt thép

thì tải trọng phá hoại tăng tương ứng. Trường hợp shear-head có bổ sung thêm các

tấm thép tại cánh trên cánh dưới của thép hình H thì độ bền tối đa gần giống với

mẫu không bố trí khi hai mẫu có cùng hàm lượng cốt thép dọc.

J. L. Yu và Y. C. Wang (2018) [56] nghiên cứu ứng xử chịu cắt thủng của sàn

phẳng tại liên kết với cột ống thép nhồi bê tông khi sử dụng các stud hàn trực tiếp

vào mặt cột để làm chi tiết liên kết Hình 1.21.

Hình 1.21. Liên kết đề xuất của J. L. Yu và Y. C. Wang (2018) [56]

Mẫu thí nghiệm được chế tạo gồm 2 stud được hàn trên 2 mặt đối diện của ống

thép và được đặt giữa hai khối bê tông. Tác giả thực hiện thí nghiệm cho 7 mẫu với

chiều dày của phần bê tông bên trên stud thay đổi từ 40mm đến 100mm, cường độ

bê tông lấy từ 28MPa đến 50MPa. Kích thước stud không thay đổi với đường kính

thân stud 19mm và chiều dài là 100mm. Mô hình thí nghiệm được được thiết lập

gồm kích thủy lực được đặt dưới cột để đẩy cột lên phía trên, hai khối bê tông được

giữ cố định như Hình 1.22.

Hình 1.22. Mô hình thí nghiệm và hình ảnh phá hoại sau thí nghiệm [56]

Kết quả thí nghiệm cho thấy tất cả các mẫu đều phá hoại trong cùng một cách

thức như Hình 1.22, vết nứt nghiêng xuất hiện khi tải trọng đạt 90% tải trọng đỉnh,

vết nứt lan từ tâm của stud hướng đến các cạnh của khối bê tông với góc nghiêng

khoảng 350, bề rộng vết nứt tăng nhanh cho đến khi tải trọng đạt giá trị đỉnh, sau đó

bề rộng vết nứt tiếp tục tăng trong khi tải trọng giảm. Kết quả thí nghiệm từ các mô

hình khảo sát cho thấy khả năng chịu cắt thủng tăng với sự tăng của cường độ bê

tông, chiều dày khối bê tông bên trên stud và kích thước stud.

Đ.T.N. Thảo (2019) [3] đã đề xuất một liên kết giữa cột CFST với sàn phẳng

bê tông cốt thép. Cấu tạo liên kết mô tả như Hình 1.23 gồm một bản thép dày 16

mm được hàn theo chu vi cột tròn có đường kính D = 400mm và bố trí vào mặt dưới

của sàn, hệ sườn thép gồm 8 sườn đứng liên kết với cột theo 2 phương có tác dụng

đỡ bản thép đầu cột và các tấm thép này đều bố trí xuyên cột qua các rãnh xẻ trên

mặt cột, phần nằm bên trong cột thép và lõi bê tông cột được khoét lỗ tròn. Cốt thép

dọc lớp trên và lớp dưới được bố trí xuyên cột. Chiều dày sàn thiết kế là 200mm.

Hình 1.23. Chi tiết liên kết đề xuất bởi Đ.T.N. Thảo (2019)[3]

Mô hình thí nghiệm mô tả trên Hình 1.24. Quá trình thí nghiệm được thực

hiện qua hai giai đoạn. Ban đầu cho liên kết chịu chuyển vị cưỡng bức đến giá trị

mục tiêu H/140 (H - chiều cao phần cột bên trên sàn) sau đó tiến hành gia tải đứng

cho đến khi liên kết phá hoại do nén thủng.

Hình 1.24. Mô hình thí nghiệm và hình dạng mặt phá hoại của sàn [3]

Kết quả thí nghiệm cho thấy, giai đoạn gia tải ngang đầu cột trên sàn không

xuất hiện vết nứt. Sau đó thực hiện gia tải đứng cho sàn đến khi liên kết bị phá hoại

hoàn toàn quan sát thấy sàn bị phá hoại do nén thủng. Dựa vào các điều khoản thiết

kế của các tiêu chuẩn hiện hành tác giả đã tính toán khả năng kháng nén thủng của

sàn, giá trị tính đều cho kết quả nhỏ hơn khả năng chịu cắt thủng thực nghiệm.

J. L. Yu và Y. C. Wang (2020) [57] đề xuất liên kết mới cho cột ống thép với

sàn phẳng bê tông cốt thép. Chi tiết cấu tạo bao gồm các stud được hàn trực tiếp vào

mặt cột. Bên trên các stud là các tấm thép phẳng được hàn vào các stud. Các cốt

thép thanh uốn hình vai bò được bố trí xung quanh liên kết. Cấu tạo chi tiết được

thể hiện trên Hình 1.25.

Hình 1.25. Cấu tạo liên kết đề xuất [57]

Trên Hình 1.26 mô tả cấu tạo liên kết sử dụng chế tạo mẫu thí nghiệm. Các

stud có đường kính 19mm dài 100mm được hàn theo chu vi cột ống thép hộp vuông

cạnh 200mm, chiều dày thành ống 12mm. Tấm thép phẳng dày 20mm được đặt trên

các stud và hàn vào các stud. Cốt thép thanh đường kính ϕ10 uốn vai bò, bố trí xung

quanh liên kết, các cốt thép này không bố trí xuyên cột. Chiều dày sàn 120mm.

Hình 1.26. Cấu tạo chi tiết liên kết và mô hình thí nghiệm [57]

Thí nghiệm được thực hiện bằng cách gia tải vào cột hướng từ trên xuống

dưới. Kết quả cho thấy sự có mặt của cốt thép vai bò làm tăng khả năng chịu cắt của

sàn và đẩy các vết nứt phá hoại ra ngoài phạm vi này, trong thí nghiệm vết nứt xuất

phát từ chân của đoạn thép vai bò như Hình 1.27. Vết nứt phá hoại xuất hiện trên

bề mặt chịu kéo trong khi đó bề mặt vùng nén không có sự phá hoại nào. Chu vi phá

hoại của sàn phù hợp với tiêu chuẩn Eurocode 2 khi liên kết xem như mũ cột lớn.

Hình 1.27. Phá hoại của mẫu sau thí nghiệm [57]

Như vậy, qua phần tổng quan cho thấy có 3 hình thức liên kết cho cột giữa ống

thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép được sử dụng phổ biến gồm: (1) sử

dụng shear-head là các thép hình hàn vào mặt cột và nhúng vào trong bê tông sàn;

(2) sử dụng các tấm thép đỡ tại mặt dưới của sàn: (3) sử dụng các stud hàn tại bề

mặt cột để liên kết sàn – cột. Trong đó giải pháp sử dụng shear-head làm chi tiết

liên kết là hợp lý và hiệu quả hơn. Vì với liên kết sử dụng các tấm thép đỡ tại mặt

dưới của sàn [3], [52], [30] hay việc sử dụng các stud để liên kết [57], [56] thì khó

cho việc mở rộng liên kết. Trường hợp sử dụng tấm thép thì việc mở rộng liên kết

sẽ cần một số lượng sườn thép lớn để đảm bảo độ cứng của tấm thép lúc đó chi tiết

liên kết sẽ cồng kềnh, ảnh hưởng đến kiến trúc và hao phí vật liệu hơn.

Tuy nhiên, các giải pháp liên kết sử dụng shear-head trong các nghiên cứu vẫn

còn một số tồn tại như sau:

Độ tin cậy của liên kết chưa cao: Với các liên kết sử dụng các thép hình H, I

của [35], [32], [16], [55] được hàn trực tiếp vào bề mặt ngoài của ống thép, do đó

nếu không kiểm soát được chất lượng đường hàn thì liên kết dễ bị phá hoại đột ngột

làm cho sàn trượt trên mặt cột.

Chưa có các giải pháp cấu tạo đảm bảo sự liên tục của cơ chế truyền tải: Kết

quả thí nghiệm của [35], [32], [55] cho thấy sự truyền tải trọng từ sàn vào cột chỉ

diễn ra trong phạm vi xung quanh shear-head, trong khi đó tại các vị trí góc của cột

nơi không bố trí thép hình H thì ứng xử từ thí nghiệm cho thấy sự truyền tải không

xảy ra do đó chu vi mặt phá hoại sẽ bị gián đoạn tại khu vực này và làm giảm khả

năng chịu cắt cho sàn.

Thiếu các biện pháp gia cường để nâng cao khả năng chịu tải cho sàn: Tổng

quan cho thấy phá hoại chủ yếu tại vị trí liên kết là phá hoại cắt thủng sàn và là phá

hoại giòn. Tuy nhiên, hầu hết các nghiên cứu đều không sử dụng thêm các biện

pháp gia cường để kết hợp làm việc cùng với chi tiết liên kết nhằm nâng cao khả

năng chịu cắt thủng và cải thiện ứng xử sau phá hoại của sàn.

Về tính liên tục của sàn – cột: Cấu tạo liên kết nên cho phép khai thác ưu

điểm của ống thép dài để thi công nhanh chóng và thuận lợi, hạn chế làm gián đoạn

cột trọng phạm vi từng tầng như cấu tạo liên kết [51].

Liên kết cột biên, cột góc ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng

Đối với cột góc và cột biên, do sự không đối xứng về mặt hình học nên trong

liên kết ngoài chịu tải trọng đứng nó luôn chịu mô men không cân bằng chuyển vào

cột. Mô men không cân bằng sẽ làm tăng tác động của lực cắt trên tiết diện tới hạn

cũng như làm thay đổi hình dạng của tiết diện tới hạn. Hiện chưa thấy nghiên cứu

nào về liên kết giữa cột biên, cột góc ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông

cốt thép. Dưới đây là nghiên cứu của N.W. Hawkins và W.G. Coley (1971) [28] cho

liên kết cột biên bê tông cốt thép với sàn phẳng có sử dụng shear-head để gia cường

khả năng chịu cắt cho sàn. Mục đích của nghiên cứu này là xác định sự đóng góp

của shear-head đến khả năng chịu cắt của sàn. Thí nghiệm thực hiện cho 14 mẫu sàn

cột biên gia cường shear-head là sự kết hợp từ thép hình I và C như Hình 1.28.

Hình 1.28. Shear-head trong liên kết sàn - cột BTCT và kết quả thí nghiệm [28]

Hình 1.29. Vị trí tiết diện tới hạn cho sàn cột biên sử dụng mũ thép chịu cắt [28]

Kết quả thí nghiệm cho thấy ứng xử mặt trên của sàn lúc phá hoại như Hình

1.28. Khi có sự chuyển mô men không cân bằng từ sàn vào cột xảy ra, ứng suất cắt

được giả thiết là biến đổi tuyến tính trên tiết diện tới hạn (Hình 1.29). Kết quả sự

phân bố ứng suất cắt cho cột biên với shear-head được thể hiện trên Hình 1.30. Ứng

suất cắt lớn nhất xảy ra trên tiết diện tới hạn băng qua đầu mút shear-head. Ứng suất

này là tổng của ứng suất cắt v1 do lực cắt và v2 do sự chuyển của mô men gây ra.

Hình 1.30. Tiết diện tới hạn, ứng suất cắt do lực cắt, ứng suất cắt do mô men [28]

Khả năng chịu uốn của shear-head: Xem xét kết quả thí nghiệm từ việc khảo

sát biến dạng của các strain gauge trên shear-head tác giả đề xuất công thức xác

định mô men uốn như sau:

(1.1)

Trong đó: Vu1 là lực cắt tại trạng thái tới hạn trên một mặt cột; hv, lv là chiều

cao tiết diện và chiều dài của shear-head; c1 cạnh của cột theo phương đang xét; αv

là tỉ số độ cứng của shear-head và bê tông trên tiết diện quy ước.

Như vậy, sự có mặt của shear-head là hiệu quả cho việc tăng khả năng chịu cắt

và độ dẻo của lên kết giữa sàn và cột biên. Kết quả nghiên cứu của tác giả được sử

dụng để hiệu chỉnh tiêu chuẩn ACI 1971 nhằm áp dụng tính toán cho trường hợp

khi có mô men không cân bằng được chuyển từ sàn đến cột.

Liên kết cột - sàn bê tông ứng lực trước

Hiện chưa tìm thấy các nghiên cứu về liên kết cột ống thép nhồi bê tông với

sàn bê tông ứng lực trước. Các nghiên cứu về liên kết giữa cột bê tông cốt thép với

– sàn bê tông ứng lực trước cũng rất ít.

H. Mostafaei (2011) [42] nghiên cứu thực nghiệm ứng xử chịu cắt thủng của

sàn bê tông ứng lực trước căng ngoài cho cả sàn bê tông cốt thép và sàn bê tông có

cốt sợi. Kết quả thí nghiệm cho thấy sự tăng đáng kể về cường độ, độ dẻo, sự hấp

thụ năng lượng và sự phá dẻo cho sàn có gia cường cốt sợi.

Hình 1.31. Thí nghiệm liên kết sàn – cột BTCT chịu ứng lực trước căng ngoài [42]

T. Clément (2014) [22] nghiên cứu thực nghiệm 15 mẫu sàn ứng lực trước tại

phạm vi đầu cột đến phá hoại dưới các điều kiện tải trọng khác nhau. Mục tiêu của

thí nghiệm là nghiên cứu một cách riêng biệt các tác động khác nhau gây ra bởi ứng

lực trước đến cường độ chịu cắt thủng (lực nén trong mặt phẳng, mô men uốn, dính

bám của cáp). Kết quả thí nghiệm cho thấy từng sự tác động riêng của ứng lực trước

ảnh hưởng đến ứng xử của sàn như làm sàn cứng hơn, sự phát triển và mở rộng của

vết nứt được hạn chế, chuyển vị của sàn giảm và cường độ chịu cắt thủng của sàn

tăng so với sàn bê tông cốt thép không ứng lực. Từ kết quả thí nghiệm, sử dụng lý

thuyết vết nứt cắt tới hạn kết hợp với các tham số khác nhau để xây dựng công thức

tiên đoán khả năng chịu cắt của sàn và kết quả tính toán phù hợp với thí nghiệm.

Long Nguyen-Minh et all (2012) [37] đã tiến hành nghiên cứu thực nghiệm

ứng xử và khả năng chịu cắt thủng của sàn bê tông cốt sợi thép, ứng lực trước căng

sau sử dụng cáp không bám dính tại liên kết cột-sàn. Theo đó, 8 mẫu sàn có kích

thước 2200×2200×150(mm) được thí nghiệm. Trong đó, hàm lượng cốt sợi, cường

độ chịu nén của bê tông là các tham số thay đổi. Cáp ứng lực trước có quỹ đạo

thẳng đặt lệch tâm sàn với ứng suất kéo trước như nhau cho các mẫu thí nghiệm.

Trong 8 mẫu thí nghiệm có 2 mẫu không sử dụng cốt sợi thép để làm mẫu đối

chứng. Kết quả thí nghiệm cho thấy tất cả các sàn đều phá hoại cắt thủng trong đó

chu vi phá hoại của mẫu có cốt sợi thép lớn hơn so với mẫu sàn bê tông không có

cốt sợi và ảnh hưởng của cốt sợi thép đến khả năng chịu cắt thủng cho sàn bê tông

cường độ cao là thấp hơn so với sàn bê tông có cường độ thấp hơn.

Trần Việt Tâm (2019) [4] nghiên cứu khả năng chống chọc thủng của sàn

phẳng bê tông cốt thép và bê tông ứng lực trước. Trước tiên tác giả đã sử dụng phần

mềm ANSYS để xây dựng được mô hình số tính toán cường độ và khảo sát các

tham số ảnh hưởng đến khả năng chống chọc thủng của sàn phẳng BTCT và bê tông

ứng lực trước. Từ kết quả khảo sát số, đề xuất công thức tính toán khả năng chống

chọc thủng của sàn BTCT và bê tông ứng lực trước dựa vào TCVN 5574-2018 với

việc bổ sung các tham số như ảnh hưởng của cốt thép dọc ks, ảnh hưởng kích tiết

diện cột kc và ảnh hưởng của lực nén trước trong bê tông. Để xác minh độ tin cậy

của công thức đề xuất, chương trình thí nghiệm cho 15 mẫu sàn (9 mẫu sàn bê tông

cốt thép và 6 mẫu sàn bê tông ứng lực trước) được thực hiện. Theo đó hai tham số

được khảo sát gồm hàm lượng cốt thép (0,39%; 0,71%; 1,35%) và lực nén trước

trong bê tông (1,53MPa; 2,45MPa). Kết quả thí nghiệm cho thấy hàm lượng cốt

thép dọc chịu kéo ảnh hưởng đáng kể đến khả năng chống chọc thủng của sàn

phẳng BTCT cũng như sự có mặt của ứng suất nén trước trong bê tông làm tăng khả

năng chống chọc thủng của bản sàn bê tông ứng lực trước.

Như vậy, các nghiên cứu trên của các tác giả sẽ là gợi ý cho việc triển khai

thực hiện nghiên cứu cho liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông

ứng lực trước được thực hiện trong luận án này.

1.4. Các giải pháp nâng cao khả năng chịu cắt thủng cho sàn

Liên kết giữa cột CFST với sàn phẳng bê tông cốt thép chủ yếu bị phá hoại bởi

cắt thủng. Bên cạnh khả năng chịu cắt của bê tông, biện pháp gia cường các loại cốt

thép trên tiết diện nghiêng sẽ làm tăng đáng kể khả năng chịu cắt và độ dẻo của liên

kết. Dưới đây là một số biện pháp gia cường nhằm nâng cao khả năng chịu cắt

thủng cho sàn, đồng thời cũng là gợi ý cho việc lựa chọn phương thức phù hợp cho

việc đề xuất liên kết giữa cột CFST với kết cấu sàn phẳng.

Sử dụng thép hình tiết diện H, I hoặc C bố trí trên đầu cột gia cường khả

năng chịu cắt cho sàn. W. G. Corley và N.M. Hawkins (1968) [19] đề xuất giải pháp

nâng cao khả năng chịu cắt thủng cho sàn phẳng bê tông cốt thép được thực hiện

dưới tải trọng tập trung cho sàn bê tông nhẹ hoặc bê tông thường bằng cách gia

cường các thép hình dạng chữ I và chữ C như Hình 1.32. Kết quả thí nghiệm cho

thấy, sự có mặt của các thép hình bố trí trong sàn trên đầu cột là hiệu quả cho việc

tăng khả năng chịu cắt tới hạn và độ dẻo của lên kết giữa sàn và cột.

Hình 1.32. Thép hình H gia cố khả năng chịu cắt thủng cho sàn W.G. Corley và

N.M.Hawkins (1968)[19]

Sử dụng tấm thép làm tăng diện tích hiệu quả đầu cột, chi tiết được phát triển

bởi Subedi và Baglin (2003) [50]. Hệ thống này kết hợp tấm thép phẳng với nhiều

thanh thép chữ U được hàn vào tấm thép như Hình 1.33.

Hình 1.33. Hệ thống nâng cao khả năng chị cắt thủng Subedi và Baglin (2003)[50]

C. Ålander (2005) [13] đề xuất hệ thống chống cắt thủng cho sàn có tên gọi

là UFO như Hình 1.34. Hệ thống được tạo bởi tấm thép đặt trên đầu cột và nhúng

hoàn toàn trong sàn, đóng vai trò như mũ đầu cột. Kết quả thí nghiệm cho thấy hệ

thống làm tăng đáng kể khả năng chịu cắt thủng. Cánh dưới của UFO có chức năng

như gối tựa cho phần sàn bên ngoài. Phần bên trong thu nhận phản lực từ sàn

chuyển đến đầu cột thông qua hoạt động màng.

Hình 1.34. Hệ thống nâng cao khả năng chị cắt thủng C. Ålander(2005)[13]

W. Piel và G. Hanswille (2006) [47] đề xuất giải pháp nâng cao khả năng

chịu cắt thủng trong sàn phẳng tại vị trí đầu cột bằng các tấm thép phẳng thẳng

đứng với các đinh thép được hàn vào hai bên tấm thép như Hình 1.35. Hay giải

pháp cấu tạo như Hình 1.36 [58] đều nâng cao khả năng chống cắt thủng cho sàn.

Hình 1.35.Chi tiết liên kết đề xuất bởi Hình 1.36. Hệ thống nâng cao khả

W. Piel và G. Hanswille (2006) [47] năng chịu cắt thủng [58]

A.A. Elgabry và A. Ghali (1990) [24] đề xuất sử dụng các stud được hàn với

các dải thép bản và được đặt vào trong bản sàn tại vị trí cột trước khi đổ bê tông như

Hình 1.37. Các stud sử dụng phải có các đầu neo dạng hình tròn hay hình chữ nhật

với diện tích ít nhất bằng 10 lần diện tích tiết diện thân stud để nó không bị kéo tụt

ra khỏi bê tông. Dải thanh thép cố định các stud phải có chiều dày không đổi và lớn

hơn hoặc bằng đường kính các chốt thép. Chiều rộng của dải thép phải lớn hơn hoặc

bằng 2,5 lần đường kính thân chốt thép, các dải thép đặt vuông góc với mặt cột chữ

nhật hoặc hình vuông, khoảng cách giữa chúng không được lớn hơn 2 lần chiều cao

tính toán của bản sàn. Chiều dày lớp bê tông bảo vệ phía trên và phía dưới dải stud

được quy định giống như cốt thép thường trong bản sàn và không được lớn hơn

chiều dày tối thiểu của lớp bê tông bảo vệ cộng với 0,5 đường kính thanh thép chịu

mô men uốn.

Hình 1.37. Chốt thép chịu cắt bố trí trong bản sàn [24]

Tăng cường khả năng chịu cắt thủng cho sàn bằng “Shearband” được nghiên

cứu và phát triển bởi K. Pilakoutas và X. Li (2003) [46] Đại học Sheffield, Anh

(Hình 1.38). Hệ thống này được tạo bởi các dải thép có độ dẻo cao, việc thi công rất

dễ dàng, tạo độ dẻo của liên kết và đảm bảo đoạn neo.

Hình 1.38. Tăng cường khả năng chịu cắt thủng cho sàn bằng “Shearband” [46]

Dùng dầm tích hợp [1]: Kiểu cốt thép chịu cắt được thiết kế ở dạng khung

cốt thép cho kết cấu dầm (cốt thép dọc và thép đai). Các khung cốt thép này được

đặt theo các phương hướng tâm và vuông góc với trục cột. Kích thước của các

khung thép này nằm trong phạm vi chiều dày bản sàn. Hình thức này tạo thành kết

cấu dầm nằm trong bản sàn và được gọi là “dầm tích hợp” (Hình 1.39). Cốt thép

trong dầm tích hợp giống như kết cấu trong dầm chịu uốn. Tuy nhiên, nếu chiều dày

của bản sàn nhỏ hơn 250mm, các cốt đai khó có thể đảm bảo chiều dài neo. Vì vậy

trong tất cả các trường hợp cốt thép đai phải là cốt thép đai kín với các móc tiêu

chuẩn ( và ) và tại góc của cốt thép đai phải bố trí một cốt dọc.

Hình 1.39. Dầm tích hợp trong bản sàn [1]

Trên đây là các giải pháp gia cường để chống sự phá hoại cắt thủng cho sàn.

Nhưng để kết hợp với ống thép thì phương án sử dụng shear-head ở dạng thép hình

là thích hợp nhất vì ở hình dạng này các shear-head sẽ được hàn vào cột vừa đảm

bảo cường độ, độ cứng cho liên kết cũng như khả năng chịu cắt thủng cho sàn. Bên

cạnh đó các giải pháp sử dụng stud, shearband hay dầm tích hợp kết hợp với shear-

head sẽ làm tăng khả năng kháng thủng cho sàn, tăng độ dẻo cho liên kết.

1.5. Tổng quan một số mô hình tính toán khả năng chịu cắt thủng sàn

Mô hình của S. Kinnunen và H.S.E. Nylander (1960) [31]

Mô hình của S. Kinnunen và H.S.E. Nylander (1960) [31] được xây dựng dựa

trên kết quả thí nghiệm của 61 mẫu cho sàn hình tròn và cột tròn. Quan sát kết quả

thí nghiệm, đặc biệt là hình thức của các vết nứt, biến dạng của mỗi sector (phần

sàn được giới hạn trên các cạnh bởi những vết nứt bán kính và vết nứt cắt tiếp

tuyến) và sự biến dạng của bê tông và cốt thép làm nền tảng quan trọng cho việc

phát triển lý thuyết tính.

Hình 1.40. Mô hình cơ học của S. Kinnunen và H. S. E. Nylander (1960) [31]

Ý tưởng cơ bản là tạo một điều kiện cân bằng lực hoạt động trên mỗi sector

như Hình 1.40. Dưới hoạt động của tải trọng, mỗi sector xoay xung quanh một tâm

xoay tại chân của vết nứt cắt. Điều kiện phá hoại được định nghĩa bởi biến dạng cắt

tới hạn của bê tông tại mặt dưới của sàn εc = 1,96‰. Lý thuyết ban đầu được xây

dựng cho sàn với cốt thép vòng và được mở rộng cho sàn với cốt thép hai phương

bằng việc giới thiệu hệ số tương quan κ =1,1 để bù lại hoạt động của chịu cắt của

cốt thép chịu mô men.

Để tiên đoán tải trọng tới hạn của sàn bê tông, hai công thức được thiết lập bởi

điều kiện tương tác của tỉ số bê tông vùng nén kx.

Công thức Vu,c phụ thuộc ứng suất tới hạn của bê tông σcu là:

(1.2)

với ;

Công thức Vus phụ thuộc vào ứng suất chảy dẻo của cốt thép fy, hàm lượng

cốt thép ρ và hình dạng mẫu. Khảo sát trường hợp ứng suất chảy dẻo của cốt thép

đạt được phía trong vùng côn phá hoại với ru, rf là những bán kính của vòng tròn

bên trong hình côn, c2 là đường kính cột tròn.

với (1.3)

Mô hình cơ học được đề xuất bởi tác giả mô tả cơ chế trước khi phá hoại

thủng và kết quả cho độ tin cậy. Biểu thức cho điều kiện phá hoại được thiết lập từ

biểu thức bán thực nghiệm, dựa trên đo đạc biến dạng trong thí nghiệm cắt thủng.

Mô hình của P. Menétrey (1996) [45]

P. Menétrey (1996) [45] xây dựng biểu thức tính toán cường độ chọc thủng

của sàn bê tông cốt thép từ kết quả mô phỏng số cho hiện tượng phá hoại thủng. Mô

phỏng biểu thị cường độ chọc thủng có thể tính toán bằng tích phân các thành phần

ứng suất kéo theo phương đứng xung quanh vết nứt tới hạn như Hình 1.41. Cường

độ cắt thủng cũng biểu thị qua các tham số của cường độ chịu kéo bê tông, hàm

lượng cốt thép chịu uốn, chiều dày sàn, bán kính của vết nứt thủng ban đầu. Ảnh

hưởng của cốt thép chịu cắt cũng được cộng vào khả năng chịu cắt thủng. Lúc đó

khả năng chịu cắt thủng của sàn được tính như sau:

(1.4)

Trong đó: Fct là lực kéo của bê tông theo phương đứng; Fdow sự đóng góp theo

phương đứng của cốt thép chịu uốn; Fsw lực theo phương đứng của cốt thép chịu

cắt; Fp thành phần đứng của cáp ứng lực.

Hình 1.41. Mô hình tính khả năng chịu cắt thủng của sàn P. Menétrey (1996)[45]

Mô hình lý thuyết vết nứt cắt tới hạn

Dựa trên ý tưởng của mô hình S. Kinnunen (1960), A. Muttoni và J. Schwartz

(1991) [39] đã phát triển một cách tiếp cận hợp lý cho việc tính toán cường độ chịu

cắt thủng cho sàn. Ý tưởng chính của tác giả là cường độ chịu cắt thủng phụ thuộc

vào độ mở và thô nhám của vết nứt cắt tới hạn và cách tiếp cận này gọi là lý thuyết

vết nứt cắt tới hạn (CSCT – Critical Shear Crack Theory). Tham số chính của CSCT

là góc xoay, chiều cao làm việc của sàn và kích thước cốt liệu. Vì hai tham số sau là

đặc trưng của sàn và là hằng số của mỗi sàn, cường độ chịu cắt thủng có thể được

định nghĩa là hàm số phụ thuộc góc xoay của sàn như công thức (1.5).

(1.5)

Trong đó: ψ là góc xoay của sàn, d là chiều cao làm việc của sàn, dgo kích

thước lớn nhất của cốt liệu, fc là cường độ chịu nén của bê tông và bo là chu vi tới

hạn lấy tại khoảng cách 0,5d từ vùng gối tựa.

Hàm số này có thể minh họa như là đường cong phá hoại, giao điểm của tiêu

chuẩn phá hoại và phản ứng tải trọng - góc xoay định nghĩa cường độ chịu cắt thủng

của sàn Hình 1.42.

Hình 1.42. Mô hình tính khả năng chịu cắt thủng theo CSCT

Hiện nay, lý thuyết này được nghiên cứu một cách triệt để trên mọi khía cạnh

như áp dụng CSCT để xác định khả năng chịu cắt thủng cho sàn không có cốt thép

chịu cắt A. Muttoni (2008) [40], có bố trí cốt thép chịu cắt F. Ruiz (2009) [48], sử

dụng tính toán khả năng chịu cắt thủng cho sàn bê tông ứng lực trước T. Clément

(2014) [22] hay sử dụng để tính toán chọc thủng sàn có dạng hình học không đối

xứng (liên kết có sự chuyển mô men từ sàn vào cột) L. Tassinari et al. (2011) [53].

Mô hình dàn ảo (strut-and-tie) [41]

H. Marzouk (2010) [41] phát triển mô hình chống giằng để xác định khả năng

chịu cắt thủng của sàn có chiều dày từ 250mm đến 500mm (Hình 1.47). Cách tiếp

cận của mô hình là thay thế vùng nén bằng thanh chống dạng hình cổ chai với sự

phân bố ứng suất nén đều trên mặt cắt và thanh kéo là sự làm việc của cốt thép sẽ

nhanh chóng kiểm tra được khả năng chịu cắt thủng của sàn. Mô hình này cũng có

thể đánh giá cốt thép chịu cắt tối thiểu yêu cầu để ngăn chặn phá hoại giòn trong sàn

hai phương tại vùng gần tải trọng tập trung.

Mô hình lý thuyết biến dạng tiếp tuyến [17]

C. E. Broms (2016) [17] đề xuất mô hình lý thuyết biến dạng tiếp tuyến để

tính toán chọc thủng cho sàn không có cốt thép chịu cắt (Hình 1.44). Đây là mô

hình cơ học mới dựa trên nền tảng của cơ học kết cấu và mối liên hệ giữa ứng suất

và biến dạng của bê tông vùng nén. Lực cắt được giả thiết chuyển đến cột bằng

thanh chống nghiêng dạng hình tròn chịu nén được chống vào chu vi của cột. Khi

ứng suất nén trong vùng này đạt mức dẻo thì một phần tăng thêm của áp lực nén

được chuyển vào vùng bê tông xung quang vùng nén. Tại trạng thái tới hạn, vùng

nén bên ngoài cột được giả thiết phá hoại do biến dạng kéo theo phương bán kính.

Hình 1.43. Mô hình giàn ảo phân tích khả năng Hình 1.44. Mô hình

chịu cắt thủng cho sàn [41] Carl Erik Broms (2016)[17]

1.6. Tổng quan các tiêu chuẩn tính toán

Hiện nay, các tiêu chuẩn thiết kế các nước chưa đề cập đến tính toán liên kết

cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép. Qua tổng quan các nghiên

cứu về liên kết thì ứng xử chủ yếu của sàn là phá hoại cắt thủng. Do đó, trong phần

này sẽ tổng quan các tiêu chuẩn thiết kế về tính toán khả năng chịu cắt thủng của

sàn phẳng bê tông cốt thép.

Tiêu chuẩn Việt Nam 5574-2018 [6]

TCVN 5574-2018 [6] tính toán chọc thủng cho cấu kiện bê tông không có cốt

thép ngang, chịu lực tập trung được tiến hành theo điều kiện:

(1.6) F ≤ Fb,u

Trong đó:

F là lực tập trung do ngoại lực;

Fb,u là lực tập trung giới hạn mà bê tông có thể chịu được.

Lực giới hạn Fb,u được xác định theo công thức:

(1.7) Fb,u = Rbt Ab

(1.8) Ab = u h0

Trong đó:

Ab là diện tích tiết diện ngang tính toán nằm ở khoảng cách 0,5h0 tính từ

biên của diện truyền lực tập trung F;

Rbt là cường độ chịu kéo của bê tông;

u là chu vi đường bao của tiết diện ngang tính toán;

h0 là chiều cao làm việc quy đổi của tiết diện, h0 = 0,5(h0x + h0y);

h0x và h0y là chiều cao làm việc của tiết diện đối với cốt thép dọc nằm

1 - Tiết diện ngang tính toán; 2 - Đường bao của tiết diện ngang tính toán;

3 - Đường bao của diện truyền tải. Hình 1.45. Sơ đồ tính toán chọc thủng của cấu kiện không có cốt thép ngang

theo phương các trục X và Y.

Tính toán chọc thủng cho cấu kiện có cốt thép ngang chịu lực tập trung được

tiến hành theo điều kiện:

(1.9) F ≤ Fb,u + Fsw,u

Trong đó:

Fsw,u là lực tới hạn do cốt thép ngang chịu khi chọc thủng;

Fb,u là lực tới hạn do bê tông chịu, được xác định theo công thức (1.7).

Lực giới hạn Fsw,u chịu bởi cốt thép ngang nằm vuông góc với trục dọc cấu

kiện và phân bố đều dọc theo đường bao của tiết diện ngang tính toán được xác định

theo công thức (1.10):

(1.10) Fsw,u = 0,8 qsw u

(1.11)

Trong đó:

u là chu vi đường bao của tiết diện ngang tính toán;

Asw là diện tích tiết diện cốt thép ngang với bước sw, nằm trong phạm vi

0,5h0 về hai phía đường bao của tiết diện ngang tính toán theo chu vi của nó;

Rsw là cường độ tính toán chịu cắt của cốt ngang.

Giá trị của tổng (Fb,u + Fsw,u) lấy không lớn hơn 2Fb,u. Cốt thép ngang được kể

vào tính toán khi Fsw,u không nhỏ hơn 0,25Fb,u.

Vùng nằm ngoài biên bố trí cốt thép ngang được tính toán chọc thủng theo

công thức (1.7) với đường bao của tiết diện tính toán ở khoảng cách 0,5h0 tính từ

biên bố trí cốt thép ngang ngoài cùng (Hình 1.46).

1 - Tiết diện ngang tính toán; 2 - Đường bao của tiết diện ngang tính toán; 3 - Các biên của vùng mà trong đó cốt thép ngang được kể đến trong tính toán; 4 - Đường bao của tiết diện ngang tính toán mà cốt thép ngang không kể đến trong tính toán; 5 - Đường bao của diện truyền tải.

Hình 1.46. Sơ đồ tính toán chọc thủng của bản bê tông cốt thép có cốt thép ngang

đặt đều nhau theo phương đứng [6]

Tiêu chuẩn Hoa Kỳ ACI 318-14 [11]

Đối với sàn làm việc hai phương sự phá hoại cắt có thể xảy ra do tác dụng cắt

thủng bản sàn. Đặc điểm cắt thủng là các vết nứt cắt theo dạng hình côn hoặc hình

tháp xung quanh cột, mũ cột hoặc bản mũ cột. Góc nghiêng của tháp chọc thủng so

với mặt nằm ngang là θ phụ thuộc vào bản chất và số lượng cốt thép trong bản sàn

và chúng nằm trong khoảng θ = 200 ÷450. Trong trường hợp bản sàn không có cốt

thép đai khả năng chịu cắt của bê tông sàn được xác định là giá trị nhỏ nhất của:

(1.12)

Trong đó: Vc là độ bền danh nghĩa theo lực cắt của bê tông; f’c là cường độ khi

nén của bê tông; d là chiều cao làm việc của sàn; bo là chu vi của tiết diện tới hạn;

β là tỉ số cạnh dài chia cạnh ngắn của tiết diện cột; αs =40 đối với cột trong (tiết

diện tới hạn trên 4 cạnh), αs = 30 đối với cột biên (tiết diện tới hạn trên 3 cạnh),

αs = 20 đối với cột góc (tiết diện tới hạn trên 2 cạnh), λ = 1 cho bê tông thường.

Theo ACI 318-14 [11] chu vi tiết diện tới hạn b0 được xác định tại vị trí sao

cho b0 đạt giá trị nhỏ nhất nhưng không được gần hơn d/2 tính từ cạnh hoặc góc của

cột, vùng tải trọng tập trung hoặc những vùng sàn thay đổi tiết diện. Hình 1.47 mô

tả cách xác định chu vi tới hạn cho các trường hợp tiết diện chịu tải khác nhau.

Hình 1.47. Xác định chu vi tiết diện tới hạn

Khi sử dụng các stud để gia cường khả năng chịu cắt cho sàn, ACI 318-14 xác

định khả năng chịu cắt thủng cho sàn trong khu vực bố trí stud gồm sự đóng góp

của bê tông và cốt thép chịu cắt theo công thức (1.13).

(1.13)

’ là cường độ chịu nén của bê tông,

Trong đó: b0 là chu vi dọc theo tiết diện tới hạn tại khoảng d/2 từ biên của

vùng gối tựa, d là chiều cao làm việc của sàn, fc

Asw là diện tích tiết diện ngang của một chu vi của cốt thép chịu cắt xung quanh cột,

sw là khoảng cách giữa những chu vi của stud và fyw là cường độ chảy dẻo của stud.

Hình 1.48. Bố trí stud và chu vi tiết diện tới hạn khi chịu cắt [11]

Với tiết diện tới hạn cách d/2 từ chu vi của lớp stud ngoài cùng, khả năng chịu

cắt của sàn được xác định theo công thức (1.14)

(1.14)

Trong đó: b0 là chu vi dọc theo tiết diện tới hạn tại khoảng d/2 từ biên của dãy

stud ngoài cùng. Φ = 0,75

Tiêu chuẩn châu Âu Eurocode 2 (EC2) [25]

Không giống như ACI 318-14, điều khoản của EC2 (2004) [25] tính toán ảnh

hưởng của hàm lượng cốt thép và kích thước sàn đến cường độ chịu cắt thủng. Do

đó, khả năng kháng cắt thủng được định nghĩa theo công thức :

(1.15)

Trong đó: b0 là chu vi tại tiết diện tới hạn tại khoảng 2d từ biên của vùng gối

tựa Hình 1.49, d là chiều cao làm việc của sàn, fc là cường độ chịu nén của bê tông,

ρ là hàm lượng cốt thép chịu uốn và ρ ≤ 2%, k là hệ số tính toán cho ảnh hưởng

chiều dày của sàn được định nghĩa:

(1.16)

Hình 1.49. Xác định chu vi tiết diện tới hạn theo EC2 [25]

Theo EC2, khả năng chịu cắt của sàn là sự đóng góp của bê tông và cốt thép

chịu cắt, trong đó sự đóng góp của bê tông tương ứng là 75% của cường độ chịu cắt

thủng của sàn không có cốt thép chịu cắt.

(1.17)

Trong đó: Asw là diện tích của một chu vi của cốt thép chịu cắt xung quanh

cột, sw là khoảng cách bán kính của những chu vi cốt thép chịu cắt, d là chiều cao

làm việc của sàn, fyw là cường độ chảy dẻo của cốt thép chịu cắt và fyw,ef là ứng suất

hiệu quả trong cốt thép chịu cắt tính toán cho neo tới hạn của cốt thép chịu cắt trong

sàn mảnh và fyw,ef được định nghĩa:

(1.18)

Cường độ chịu cắt thủng cho phá hoại bên ngoài của vùng cốt thép chịu cắt

được định nghĩa tương tự như cường độ chịu cắt thủng trong sàn không có cốt thép

chịu cắt. Sự khác biệt là chiều dài của chu vi tiết diện tới hạn lấy theo Hình 1.50.

Cường độ cắt thủng lớn nhất, EC2 sử dụng cách tiếp cận tương tự như tính

toán cường độ thanh chống chịu nén trong dầm bê tông cốt thép. Do đó, cường độ

liên quan trực tiếp đến khả năng chịu nén của bê tông, chu vi cột và chiều cao làm

việc. Lực cắt thủng lớn nhất được định nghĩa là:

(1.19)

Trong đó: b0,in là chu vi tại tiết diện tới hạn tại biên của vùng gối tựa được lấy

như Hình 1.49.

Hình 1.50. Chu vi tại tiết diện tới hạn cho trường hợp có cốt thép chịu cắt

1.7. Kết luận Chương 1

Chương 1 của luận án đã tiến hành tổng quan các khía cạnh như sau:

1. Tổng quan về kết cấu cột ống thép nhồi bê tông và các kết cấu sàn phẳng sử

dụng trong thực tế để thấy được những ưu điểm nổi trội của các hệ kết cấu này so

với kết cấu thép và kết cấu bê tông cốt thép nhằm sử dụng hệ kết cấu này làm kết

cấu chịu lực chính trong kết cấu công trình.

2. Qua tổng quan về các hình thức liên kết khác nhau giữa cột ống thép nhồi

bê tông với sàn phẳng BTCT cho thấy đa số là các nghiên cứu thực nghiệm về liên

kết sàn - cột giữa, chưa có nghiên cứu ứng xử liên kết cột biên CFST, cột góc CFST

với sàn phẳng BTCT cũng như ảnh hưởng của ứng lực trước đến khả năng chịu lực

của liên kết. Nhìn chung, các liên kết đề xuất ở các nghiên cứu đều đảm bảo khả

năng chịu tải trọng và khả năng thi công thực tế. Tuy nhiên, vẫn còn một số điểm

quan trọng cần cải tiến để nâng cao hiệu quả của giải pháp kết cấu này như hình

thức liên kết, độ tin cậy, tính liên tục cũng như biện pháp gia cường nâng cao khả

năng chịu tải và cải thiện các ứng xử sau phá hoại của sàn tại liên kết.

3. Các kết quả thí nghiệm cho thấy liên kết đều bị phá hoại cắt thủng sàn, do

đó trong chương này đã tổng hợp các giải pháp gia cường sàn bê tông cốt thép để

nâng cao khả năng chịu cắt thủng cho sàn. Đây là gợi ý cho việc đề xuất chi tiết liên

kết sàn với cột CFST một cách hợp lý và hiệu quả nhất.

4. Hiện nay, các tiêu chuẩn thiết kế các nước chưa đề cập đến các quy định

cấu tạo cũng như tính toán liên kết cột CFST với sàn phẳng bê tông cốt thép. Do đó

việc tổng quan các tính toán khả năng chịu cắt thủng sàn BTCT theo các tiêu chuẩn

cùng với một số mô hình tính toán phổ biến sẽ giúp hiểu rõ hơn phương thức thiết

lập mô hình tính và là cơ sở để áp dụng tính toán cho liên kết giữa cột CFST với sàn

phẳng BTCT.

CHƯƠNG 2. GIẢI PHÁP CẤU TẠO VÀ THỰC NGHIỆM

LIÊN KẾT CỘT ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG VỚI

SÀN PHẲNG

Trong hệ kết cấu cột ống thép nhồi bê tông và sàn phẳng bê tông cốt thép, liên

kết đóng vai trò quan trọng trong việc đảm bảo cho các cấu kiện phát huy hết khả

năng làm việc, bảo vệ cho công trình không bị sụp đổ. Do đó, liên kết phải đảm bảo

các tiêu chí về cường độ, độ cứng, đảm bảo sự kết nối sàn - cột và thuận tiện cho thi

công. Chương 2 của luận án sẽ nghiên cứu thực nghiệm một cách hệ thống cho liên

kết cột giữa, cột biên, cột góc ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép

khi xét tương quan trong cùng hệ kết cấu và ứng xử của sàn tại liên kết với cột giữa

ống thép nhồi bê tông khi sử dụng cáp ứng lực trước cho sàn. Chương 2 của luận án

sẽ trình bày các nội dung nghiên cứu cụ thể như sau:

Nghiên cứu thực nghiệm liên kết cột ống thép nhồi bê tông với dầm bê tông

cốt thép (kết cấu một phương) sử dụng hai hình thức shear-head khác nhau. Kết quả

thí nghiệm cho phép lựa chọn được hình thức hợp lý của shear-head dùng để làm

liên kết cho cột CFST – sàn phẳng BTCT.

Đề xuất giải pháp cấu tạo và biện pháp gia cường tại liên kết cột ống thép

nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép.

Nghiên cứu thực nghiệm để đánh giá độ tin cậy của liên kết đề xuất được

thực hiện trên các mẫu kích thước lớn gồm: (1) mẫu cột giữa, cột biên và cột góc

ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép khi xét trong cùng hệ kết cấu;

(2) mẫu cột giữa ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông ứng lực trước. Kết

quả thí nghiệm sẽ được thảo luận và so sánh với các nghiên cứu khác.

2.1. Giải pháp cấu tạo và thực nghiệm liên kết cột giữa ống thép nhồi bê

tông với sàn phẳng bê tông cốt thép

Cấu tạo liên kết đề xuất

Kết cấu cột ống thép nhồi bê tông và sàn phẳng bê tông cốt thép là hai kết cấu

riêng biệt và bị gián đoạn tại bề mặt ống thép. Do đó, để đảm bảo sự làm việc đồng

thời như trong kết cấu bê tông cốt thép thông thường cần phải có chi tiết liên kết.

Chi tiết liên kết phải đáp ứng việc kết nối sàn – cột, có khả năng tiếp nhận tải trọng

từ sàn truyền về cột đồng thời tham gia vào khả năng chịu cắt của sàn. Như đã phân

tích trong phần tổng quan, với các giải pháp liên kết hiện nay thì việc sử dụng

shear-head là hợp lý. Tuy nhiên, các nghiên cứu chỉ đề cập trực tiếp việc sử dụng

thép hình H hoặc I làm chi tiết liên kết mà không có những lý giải cho việc lựa chọn

đó. Vì vậy, cần phải làm rõ ảnh hưởng hình dạng của shear-head đến tính liên kết và

khả năng tham gia chịu cắt cho sàn.

Sàn phẳng là kết cấu hai phương, ứng xử bên trong của sàn qua các thí nghiệm

khó quan sát được nên cơ chế tiếp nhận tải trọng của liên kết chưa được hiểu rõ, ảnh

hưởng đến việc chọn hình dạng cho shear-head. Với kết cấu dầm (kết cấu một

phương) ứng xử sẽ được thể hiện rõ hơn thông qua hình ảnh của các vết nứt tại các

mặt bên của dầm, đây là cơ sở hợp lý cho việc lựa chọn được hình thức của shear-

head áp dụng cho liên kết sàn BTCT – cột CFST. Do đó, chương trình thực nghiệm

ảnh hưởng hình dạng của shear-head đến ứng xử của dầm bê tông cốt thép tại liên

kết với cột ống thép nhồi bê tông được thực hiện. Hai mẫu dầm tương ứng với hai

chi tiết liên kết khác nhau được thí nghiệm gồm: (1) sử dụng tấm thép phẳng bố trí

suốt chiều cao của dầm và được hàn vào mặt cột như Hình 2.1a; (2) sử dụng thép

a) Liên kết dùng tấm thép phẳng b) Liên kết dùng thép hình H

hình chữ H làm chi tiết liên kết như Hình 2.1b.

Hình 2.1. Liên kết cột ống thép nhồi bê tông – dầm bẹt bê tông cốt thép

Chương trình thí nghiệm cho hai mẫu được thực hiện (nội dung thí nghiệm

trình bày trong Phụ lục 1). Kết quả thí nghiệm ứng xử của dầm với hai kiểu liên kết

đề xuất có những khác biệt được thảo luận như sau:

Đối với dầm sử dụng tấm thép làm liên kết, chỉ có vết nứt thẳng đứng xuất

hiện trong dầm Hình 2.2a, không có vết nứt nghiêng. Tại vị trí ở đỉnh của tấm thép

vết nứt phá hoại thẳng đứng mở rộng và chia tách dầm thành hai phần. Hai phần

dầm này có sự chuyển vị tương đối với nhau theo phương đứng, điều đó cho thấy

không có liên kết ngăn cản chuyển vị thẳng đứng của dầm. Như vậy tấm thép liên

kết sử dụng chưa đáp ứng được vai trò tiếp nhận tải trọng truyền vào cột.

Đối với dầm sử dụng thép hình chữ H, các vết nứt nghiêng hình thành rất rõ

ràng và đều có xu hướng truyền về cánh dưới của thép hình H (Hình 2.2b), các vết

nứt nghiêng này cách đều tạo thành các thanh chống bê tông được đỡ bởi cánh dưới

của thép hình chữ H, điều này cho thấy sự truyền lực từ dầm vào cột rõ ràng hơn.

a) Trạng thái phá hoại của dầm với liên kết sử dụng thép tấm

b) Trạng thái phá hoại của dầm với liên kết sử dụng thép hình H

Hình 2.2. Vết nứt trên các mẫu dầm bẹt tại thời điểm phá hoại

Như vậy, với ứng xử của dầm từ kết quả thí nghiệm cho thấy cơ chế truyền tải

trọng từ dầm vào cột có thể minh họa bằng hệ giàn ảo như Hình 2.3.

Hình 2.3. Minh họa cơ chế truyền lực từ sàn vào cột [40]

Vì tải trọng không thể truyền trực tiếp lên bề mặt cột ống thép nên trong hình

thức của chi tiết liên kết cần phải tạo gối đỡ để tiếp nhận tải trọng. Với ưu điểm của

thép hình chữ H hoặc I với cánh dưới mở rộng được xem như điểm tựa cho các

thanh chống nghiêng bê tông làm việc, đảm bảo cơ chế truyền tải từ dầm vào cột rõ

ràng. Đồng thời các thép hình này được nhúng vào trong bê tông dầm có tác dụng

như mũ đầu cột tham gia chịu cắt cùng bê tông và nó cũng được bảo vệ dưới tác

động của môi trường.

Các phân tích ở trên đã chỉ ra rằng việc sử dụng thép hình tiết diện chữ H là

hợp lý để làm chi tiết liên kết cho cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng. Do đó,

chi tiết liên kết sẽ kế thừa việc sử dụng shear-head đồng thời đề xuất các giải pháp

cấu tạo cải tiến nhằm khắc phục những tồn tại như: giải pháp tăng độ tin cậy bằng

cách cấu tạo bụng thép hình ngàm vào bên trong cột, bố trí tấm thép liên tục để hỗ

trợ cơ chế truyền tải từ sàn vào cột, bổ sung cốt thép đai, cốt thép vòng để nâng cao

khả năng chịu tải cho vùng liên kết. Cấu tạo liên kết được trình bày trên Hình 2.4.

Hình 2.4. Cấu tạo liên kết đề xuất

1. Chi tiết liên kết (shear-head): là thép hình chữ H hoặc I được nhúng trong

sàn có tác dụng như mũ đầu cột. Shear-head hoạt động như một cái chốt liên kết

đảm bảo tính liên tục giữa sàn và cột CFST, góp phần làm tăng khả năng chịu cắt

cho sàn. Phần bụng thép chữ H hoặc I được ngàm vào bên trong cột và hàn tại mặt

cột đảm bảo độ tin cậy của liên kết, đồng thời phần này xem như một chốt gia

cường hỗ trợ cho sự làm việc đồng thời của lõi bê tông và vỏ ống thép.

2. Tấm thép liên tục: Chi tiết này bố trí phía dưới của cánh dưới tiết hiện H

hoặc I, được hàn theo chu vi cột nhằm tạo điểm tựa để tiếp nhận tải trọng từ sàn vào

cột thông qua các thanh chống bê tông tại các vị trí góc của cột. Bên cạnh đó tấm

thép giữ ổn định cho cánh dưới shear-head khi chịu nén và phân bố lực nén từ

shear-head đều cho cả bề rộng cột.

3. Cốt đai dạng chữ C: Sử dụng cốt thép thanh có gờ, bố trí theo suốt chiều

dày của sàn với móc neo tiêu chuẩn theo quy định của tiêu chuẩn ACI 318-14, dùng

để gia cường khả năng chịu cắt cho sàn, cải thiện các ứng xử của sàn sau phá hoại.

4. Cốt thép vòng: Theo thí nghiệm của Q.J. Chen et al [23] và J.Nie et al [44]

việc bố trí cốt thép vòng vào vùng liên kết giữa cột ống thép nhồi bê tông với dầm

BTCT sẽ nâng cao cường độ của bê tông. Sự gia tăng này thể hiện qua cơ chế hạn

chế biến dạng ngang của bê tông do hiệu ứng kéo vòng của cốt thép. Như vậy, đối

với bê tông trong phạm vi đầu cột nơi diễn ra phá hoại cắt thủng, sự tăng cường độ

bê tông sẽ đóng góp nhiều vào khả năng chịu cắt thủng cho sàn. Do đó, trong cấu

tạo liên kết, cốt thép vòng được bố trí để cải thiện đặc tính của bê tông. Trong

trường hợp chiều cao sàn đảm bảo cho việc bố trí thì lưới cốt thép vòng nên đặt cả

mặt trên và dưới của sàn. Khi không đủ không gian thì cốt thép vòng được bố trí

vào mặt trên của sàn.

5. Cốt thép sàn (cốt thép lớp trên và cốt thép lớp dưới) được xiên qua cột bởi

các lỗ khoan sẵn trên mặt cột với cao trình khác nhau trên các mặt cột nhằm đảm

bảo sự liên tục giữa sàn và cột như kết cấu bê tông cốt thép thường. Để thuận tiện

cho đổ bê tông lõi cột, các cốt thép này nên bố trí sao cho đủ tạo khoảng trống cho

ống đổ bê tông di chuyển trong lõi ống thép khi thi công.

Như vậy, với các giải pháp cấu tạo nêu trên đã cho phép sử dụng ưu điểm của

hình thức liên kết sử dụng shear-head đồng thời khắc phục các tồn tại hiện có như

đã phân tích trong phần tổng quan.

Thiết kế và chế tạo mẫu thí nghiệm

Mẫu thí nghiệm sẽ được xét trong tương quan với một công trình thật. Xét hệ

sàn như Hình 2.5 với kích thước nhịp sàn ln là 6m × 6m. Tải trọng tác dụng lên sàn

gồm tĩnh tải gs (kN/m2) và hoạt tải ps (kN/m2). Xem sàn chịu tải trọng đứng, chiều

dày sàn phẳng không có dầm biên chọn theo điều kiện hạn chế độ võng của sàn theo

quy phạm Hoa Kỳ [3] là hs = ln/33, chọn hs = 200mm.

Cơ sở để chọn mẫu thí nghiệm: dựa vào điều kiện làm việc tương đương với

khả năng chịu tải của liên kết cho ô sàn có kích thước 6m × 6m (Hình 2.5). Sự

tương đương ở đây dựa trên cơ sở là giá trị tải trọng và mô men tại vị trí cột sử dụng

để thiết kế mẫu tương đương với tải trọng và mô men tác dụng vào cột trong mô

hình sàn nhịp 6m × 6m.

Hình 2.5. Mô hình phân tích sàn

Kích thước mẫu thí nghiệm: Thực hiện phân tích mô hình sàn, mô men phân

bố vào cột là mô men âm và điểm không mô men tạo thành quỹ tích các điểm trên

đường tròn. Trên Hình 2.6 cho thấy các điểm không mô men cách tim cột một

khoảng tương ứng 1,2m. Chọn biên của mẫu không mô men, kích thước mẫu được

chọn sẽ là 2,4m × 2,4m. Tuy nhiên, để tạo ra không gian để neo vùng biên của sàn,

mỗi bên của mẫu được mở rộng 150mm lúc đó kích thước mẫu sẽ là: 2,7m × 2,7m.

Chọn điểm neo cho mẫu thí nghiệm: Thực hiện mô phỏng riêng biệt mẫu thí

nghiệm kích thước 2,7m × 2,7m (Hình 2.7), cần xác định vị trí những điểm neo trên

sàn để với lực dọc V(kN) tác dụng vào cột tạo ra giá trị mô men gần đúng với giá trị

mô men tại vị trí mặt cột trên Hình 2.6a. Kết quả phân tích chọn được vị trí bố trí

a) Phân tích sàn bằng SAFE 2000 [49]

b) Sự phân bố của mô men trong sàn

điểm neo trên sàn như Hình 2.8.

Hình 2.6. Phân tích chọn kích thước mẫu

Hình 2.7. Chọn mẫu điểm neo gia tải cho mẫu thí nghiệm

Hình 2.8. Kích thước mẫu thí nghiệm

Thiết kế mẫu thí nghiệm: Với giải pháp liên kết cột CFST - sàn BTCT bằng

shear-head, sử dụng tiêu chuẩn ACI 318-14 [11] để thiết kế mẫu thí nghiệm. Quá

trình tính toán thiết kế được trình bày ở Phụ lục 2. Phần dưới đây tóm tắt các thông

số của mẫu thí nghiệm:

Shear-head: Thép hình số hiệu H100, đoạn vươn tính từ mặt cột L = 400mm,

một phần cánh trên và cánh dưới được cắt bỏ chỉ còn phần bụng l = 50mm đưa vào

trong lõi cột qua các rãnh trên mặt cột như Hình 2.9. Tiết diện H100 được hàn vào

mặt ngoài cột ống thép bởi đường hàn có chiều cao 8mm và bố trí lùi xuống phía

dưới cách đáy bản sàn 35mm.

Tấm thép liên tục: bề rộng b = 50mm, chiều dày t = 10mm, được hàn theo

chu vi của cột tại cánh dưới của thép hình H100.

Hình 2.9. Cấu tạo chi tiết liên kết

Cốt thép sàn: Cốt thép lớp trên theo hai phương 14a85, hàm lượng ρ =

1,21%, cốt thép lớp dưới chọn cấu tạo 10a100. Theo mỗi phương bố trí 2 cốt thép

xuyên cột bởi các lỗ 20 được khoan sẵn trên các mặt cột. Các lỗ này nằm khác cao

trình trên các mặt cột và đảm bảo khoảng cách để không cản trở việc đổ bê tông vào

bên trong lòng ống.

Hình 2.10. Bố trí cốt thép đai và thép vòng

Hình 2.11. Mặt cắt cấu tạo cốt thép – liên kết sàn BTCT với cột CFST

Cốt thép đai và cốt thép vòng: để đơn giản cho thi công, giải pháp đai được

chọn là cốt thép đai một nhánh với hai đầu uốn gập một đoạn ≥ 6đ [11]. Chọn thép

đai 10, uốn gập một đoạn 60mm. Lớp cốt đai đầu tiên bố trí cách mặt cột một đoạn

75mm, các lớp cốt đai tiếp theo bố trí khoảng 100mm, cốt đai bố trí bên hai cánh

của shear-head một đoạn 75mm. Cốt thép vòng bố trí 10a100 (bằng bước cốt đai).

Chi tiết bố trí cốt thép vòng và cốt đai thể hiện trên Hình 2.10.

Chế tạo mẫu thí nghiệm: Từ các thông số thiết kế, chi tiết liên kết cột CFST

với sàn phẳng bê tông cốt thép được chế tạo như Hình 2.12. Tại chân cột được hàn

một bản thép 340×340(mm) dày 20mm để đặt kích gia tải, đầu cột để trống để đổ bê

tông. Quá trình chế tạo và kiểm tra chất lượng được thực hiện tại xưởng.

Hình 2.12. Cấu tạo chi tiết liên kết

Hình 2.13. Bố trí cốt thép sàn

Tiến hành đóng ván khuôn, gia công và lắp đặt cốt thép cho sàn. Cốt thép sàn

được bố trí theo trình tự cốt thép lớp dưới, cốt thép lớp trên, cốt thép vòng và sau

cùng là bố trí cốt đai C (Hình 2.13). Tại vị trí neo sàn, gia cường lưới thép ϕ8a50.

Sau khi bố trí cốt thép sàn, tiến hành lắp đặt các cảm biến (strain gauges) đo

biến dạng cốt thép dọc, cốt đai, cốt vòng và shear-head.

Thực hiện đổ bê tông cho sàn, cấp phối thiết kế dự kiến là bê tông cấp bền

B30 (M400) dùng xi măng PCB 40, đá dăm 10-20mm (đá 1x2cm), cát sông loại hạt

thô, nước sạch, phụ gia hóa dẻo Sika® ViscoCrete®-3000-20M, độ sụt thiết kế là 4-

6cm. Cấp phối cho 1m3 bê tông cho trong Bảng 2.1.

Bảng 2.1. Cấp phối vật liệu cho 1m3 bê tông

Xi măng 1 450kg

Cát 2 0,446m3

Đá dăm 3 0.860m3

Nước 4 180 lít

5 Phụ gia hóa dẻo 1 lít/ 100kg Xi măng

Thực hiện đúc các tổ mẫu bê tông để thí nghiệm xác định cường độ chịu kéo,

chịu nén của bê tông. Bê tông sàn và các mẫu bê tông được dưỡng hộ trong điều

Hình 2.14. Dưỡng hộ bê tông sàn và mẫu bê tông

kiện phòng thí nghiệm như Hình 2.14.

Thiết bị và thiết lập thí nghiệm

Thiết bị sử dụng cho thí nghiệm được phân thành các nhóm như Bảng 2.2

gồm: các thiết bị gia tải (kích thủy lực) và đo lực (cảm biến đo lực); thiết bị đo

chuyển vị (LVDT); thiết bị đo biến dạng cốt thép, biến dạng bê tông (strain gauge)

và thiết bị thu nhận tín hiệu (data logger). Các thiết bị đều được kiểm định trước khi

thí nghiệm để số liệu thu được đảm bảo độ tin cậy.

Bảng 2.2. Bảng tổng hợp các thiết bị thí nghiệm

Nhóm thiết bị Hình ảnh thiết bị Mô tả thiết bị

tải

Kích thủy lực: Sức kích tối đa thí 2500kN. Dùng để gia nghiệm

Thiết bị gia lực và đo lực

Cảm biến đo lực: Đo áp lực dầu tác dụng trên đầu kích và xuất dữ liệu qua bộ thu tín hiệu là tải trọng trên đầu kích

Thiết bị đo chuyển vị

Variable (Linear LVDT Differential Transducer): Hãng sản xuất Kyowa và Miran. Sử dụng đo chuyển vị đứng trên đầu cột và bề mặt sàn bê tông

Thiết bị đo biến dạng Strain gauge: hãng sản xuất Tokyo Sokki Kenkyujo. Sử dụng để đo biến dạng trong cốt thép và biến dạng trên bề mặt bê tông

logger: Hãng

Data sản xuất Kyowa, 30 kênh, dùng để thu nhận dữ liệu từ strain gauge, LVDT, cảm biến đo lực

Thiết bị thu, nhận dữ liệu

Data logger: Hãng sản xuất TML, 30 kênh, dùng để thu nhận dữ liệu từ strain gauge, LVDT, cảm biến đo lực

Để cho sàn làm việc đúng với mô hình phân tích cần bố trí hệ gia tải đúng với

thiết kế. Sàn được neo giữ theo chu vi tại các điểm định trước. Hệ neo được chế tạo

chắc chắn để đảm bảo sự làm việc của sàn qua các giai đoạn thí nghiệm.

Cấu tạo của hệ neo gồm đế là khối bê tông cốt thép dày 700mm, các tấm thép

neo kích thước 150×3500×20mm, trên thân có khoét các lỗ đường kính 36 khoảng

cách 400mm, các tấm thép này được neo giữ vào bên trong khối bê tông móng bởi

các thép góc đều cạnh L50×5 (Hình 2.15).

Hình 2.15. Thi công đế gia tải thí nghiệm

Để kiểm tra khả năng chịu tải của tấm thép neo trong móng, thí nghiệm hệ neo

được thực hiện. Thanh giằng 36 được lắp vào bộ ngàm bằng liên kết ren và liên

kết với tấm thép neo bằng chốt thép (Hình 2.16). Cả thanh giằng và chốt neo đều

làm bằng thép cường độ cao với cường độ kéo đứt 1080 MPa tương ứng với lực kéo

đứt là 1000 kN. Thanh giằng được xuyên qua thân của kích thủy lực và được neo

bởi một bu lông cường độ cao (chiều cao bu lông 100mm) tại mặt trên của kích.

Cảm biến đo lực Load Cell (1000 kN) được đặt giữa các tấm đệm để đo tải trọng thí

nghiệm. Mô hình thí nghiệm neo minh họa Hình 2.16.

Vị trí neo được chọn kiểm tra là tại góc của sàn nơi được neo giữ ít nhất. Chỉ

gia tải đến P = 300 kN và không tăng tải thêm, quan sát thấy hệ neo vẫn làm việc

bình thường và ổn định.

Hình 2.16. Các chi tiết neo và mô hình thí nghiệm neo

Theo thiết kế, mẫu thí nghiệm sẽ được neo trên các điểm định sẵn theo chu vi

của sàn, 8 thanh neo 36 được xiên qua các lỗ đặt sẵn trên sàn và nối với bộ ngàm

neo bên dưới đế móng, tại mặt trên sàn bố trí tấm đệm tròn 180 dày 20mm và bu

lông neo (Hình 2.17).

Hình 2.17. Sơ đồ bố trí mô hình thí nghiệm

Một hệ giàn cứng được lắp đặt để đỡ các cảm biến LVDT đo chuyển vị đầu

cột và chuyển vị mặt sàn, bên cạnh đó 2 LVDT được bố trí trên các thanh neo theo

2 phương của sàn để quan trắc chuyển vị của thanh neo. Một camera bố trí trên cao,

ở giữa sàn để ghi lại ứng xử bề mặt sàn trong suốt quá trình thí nghiệm (Hình 2.18,

Hình 2.19).

Hình 2.18. Lắp đặt thí nghiệm

Hình 2.19. Bố trí mô hình thí nghiệm

Để khảo sát các trạng thái ứng xử của sàn gồm biến dạng, chuyển vị trên bề

mặt bê tông, biến dạng trong cốt thép một hệ các cảm biến đo chuyển vị và biến

dạng được bố trí để lấy số liệu. Chi tiết việc bố trí thiết bị đo được mô tả như sau:

Nhóm thiết bị đo chuyển vị như Hình 2.20 gồm:

2 LVDT đo chuyển vị đầu cột (L1, L2);

4 LVDT đo chuyển vị sàn theo phương vuông góc mặt cột (LH1- LH4);

4 LVDT đo chuyển vị sàn theo phương xiên (LC1 – LC4);

2 LVDT đo chuyển vị của thanh neo theo hai phương (LT1 – LT2).

Hình 2.20. Bố trí các cảm biến (LVDT) đo chuyển vị bề mặt sàn

Nhóm thiết bị đo biến dạng bê tông như Hình 2.21 gồm 4 strain gauge đo biến

dạng bê tông theo phương vuông góc mặt cột tại mặt dưới của sàn (SK1B – SK4B)

và 4 strain gauge đo biến dạng bê tông theo phương xiên tại mặt dưới của sàn

(SC1B – SC4B).

Hình 2.21. Bố trí cảm biến đo biến dạng bê tông mặt dưới của sàn

Nhóm thiết bị đo biến dạng shear-head trên Hình 2.22 gồm các strain gauge

SH1-SH4 bố trí cánh trên của shear-head.

Hình 2.22. Strain gauge đo biến dạng bề mặt cánh trên của shear-head

Các cốt đai được sử dụng với mục đích chống lại phá hoại trên vết nứt

nghiêng, để biết được vị trí nào của cốt đai làm việc, một hệ các strain gauge được

bố trí trên các cốt đai bên cánh và đỉnh của shear-head (SS1-SS4), tương tự là các

strain gauge bố trí theo phương xiên (SS5-SS7) như Hình 2.23.

Hình 2.23. Bố trí strain gauge đo biến dạng cốt thép đai và cốt thép vòng

Cốt thép vòng được bố trí ngoài cùng chịu tác dụng của mô men tiếp tuyến

sinh ra các vết nứt bán kính. Vì ảnh hưởng của shear-head nên độ cứng của vùng bê

tông chứa shear-head và vùng bê tông ở góc cột có sự khác nhau nên biến dạng của

cốt thép sẽ có sự khác nhau. Do đó các strain gauge SR1- SR3 dùng để đo biến dạng

theo phương vuông góc mặt cột và SR4, SR5 đo biến dạng theo phương xiên với

mặt cột (Hình 2.23).

Cốt thép dọc: Strain gauge SL1 – SL4, dùng để khảo sát sự thay đổi của ứng

suất trong một thanh thép xuyên cột tại các vị trí mặt cột, đỉnh shear-head nơi có sự

thay đổi độ cứng, tại vị trí cách đỉnh shear-head một khoảng bằng chiều dày sàn (hs

= 200mm) nơi dự đoán tháp cắt thủng cắt qua và ở mép ngoài của sàn. Strain gauge

SL5 bố trí trên cốt thép không xuyên cột ở vị trí đỉnh của shear-head nhằm khảo sát

sự phát triển cường độ của cốt thép và đánh giá với biến dạng trong SL2. Strain

gauge SL6 đo biến dạng cốt thép theo phương còn lại tại vị trí gần mặt cột (Hình

2.24). Bên cạnh đó một strain gauge được bố trí trên thanh neo để xem xét biến

dạng của thanh neo.

Hình 2.24. Bố trí strain gauge đo biến dạng cốt thép dọc

Hình 2.25 và Hình 2.26 minh họa thực tế việc bố trí thiết bị đo biến dạng trong

thép và các LVDT đo chuyển vị của sàn.

Hình 2.25. Bố trí các cảm biến đo biến dạng trong cốt thép và shear-head

Hình 2.26. Bố trí các cảm biến đo chuyển vị và biến dạng trên bề mặt bê tông

Sau khi lắp đặt mẫu vào hệ gia tải, tiến hành nối các cảm biến đo biến dạng

(strain gauge), cảm biến đo chuyển vị LVDT, cảm biến đo lực về thiết bị nhận dữ

liệu (Data logger) rồi kết nối vào máy tính để hiển thị và xuất dữ liệu (Hình 2.27).

Hình 2.27. Kết nối các cảm biến vào thiết bị nhận dữ liệu Data logger

Kiểm tra lại quá trình lắp đặt, kết nối thiết bị, thực hiện nâng kích với tải trọng

bằng trọng lượng bản thân sàn, kiểm tra độ cân bằng của sàn tiến hành siết chặt các

bu lông neo trước khi bắt đầu thí nghiệm.

Thí nghiệm vật liệu

Tiến hành đúc mẫu bê tông hình trụ kích thước 150×300mm cùng lúc thi công

đổ bê tông sàn. Mẫu được dưỡng hộ trong điều kiện phòng thí nghiệm và thực hiện

thí nghiệm ở tuổi 28 ngày và ngày thí nghiệm mẫu sàn.

Thí nghiệm mẫu, sử dụng máy nén với lực nén P = 1000 kN để nén phá hoại

mẫu, kết quả thí nghiệm ghi lại giá trị tải trọng phá hoại mẫu như Hình 2.28 và

được thống kê trong Bảng 2.3.

Hình 2.28. Thí nghiệm cường độ bê tông

A(mm2)

Kích thước mẫu

fc(MPa) TN 28 ngày

fc test (MPa) ngày thí nghiệm

ft test (MPa) ngày thí nghiệm

150×300

17662,5

41,93

42,64

3,48

150×300

17662,5

45,59

46,36

3,94

150×300

17662,5

45,64

46,41

Trung bình

44,38

45,14

3,72

Trong đó: A (mm2) - Diện tích tiết diện ngang; fc, fc test (MPa) – cường độ chịu nén của bê

tông tuổi 28 ngày và tại ngày thí nghiệm; ft test (MPa) – cường độ chịu kéo của bê tông tại ngày thí

nghiệm lấy theo thí nghiệm ép chẻ mẫu trụ tròn

Bảng 2.3. Kết quả thí nghiệm nén, ép chẻ mẫu bê tông trụ 150×300 (mm2)

Mẫu thép được lấy từ cốt thép sàn, lấy 3 mẫu thép 10 và 14 dài 600mm để

thí nghiệm kéo thép.

Thực hiện thí nghiệm kéo mẫu thép và ghi số liệu bằng máy tính. Mỗi loại

thép thực hiện thí nghiệm 3 mẫu và lấy giá trị trung bình được kết quả Bảng 2.4.

Hình 2.29. Mẫu thép, thí nghiệm kéo thép

Mẫu

A(mm2)

Py(kN)

fy(MPa)

Pu(kN)

fu(MPa)

εu (%)

ϕ10

78,54

33,08

421,2

40,20

511,3

21,1

ϕ14

153,94

83,90

545,0

102,05

662,9

19,4

H100

192,0

43,13

224,7

71,06

370,1

33,2

Ống thép

272,0

60,56

222,6

97,31

357,8

30,1

Trong đó: A (mm2) - diện tích tiết diện cắt ngang; Pu, Py (kN) – lực kéo giới hạn bền và giới

hạn chảy cốt thép; fu ,fy (MPa) – giới hạn bền và giới hạn chảy của cốt thép; εu (%) - biến dạng

tương đối khi kéo đứt;

Bảng 2.4. Số liệu thí nghiệm kéo cốt thép thanh, thép hình H100 và thép ống

Kết quả thí nghiệm

Tải trọng thí nghiệm được thực hiện bởi kích thủy lực có sức nâng 2500 kN.

Thực hiện gia tải cho mẫu với mỗi cấp tải Pi = 30 kN, giữ tải cho đến khi chuyển vị

của LVDT và biến dạng trong các strain gauges ổn định rồi mới thay đổi cấp tải.

Trung bình mỗi cấp tải thực hiện trong thời gian 10 phút. Các data logger được thiết

lập lấy 15 kết quả trong 1 phút (4s/1 kết quả). Diễn biến những ứng xử chính trên

mẫu qua các cấp tải quan sát được như sau:

Vết nứt đầu tiên xuất hiện trên mẫu tại cấp tải P = 300 kN, vết nứt hình thành

ở mặt trên của sàn tại các góc của cột hướng ra bên ngoài của sàn và là các vết nứt

bán kính;

Tăng tải trọng, vết nứt phát triển nhiều hơn, chủ yếu là vết nứt bán kính và

phân bố đều xung quanh chu vi cột với các khoảng đều nhau.

Tại P = 630 kN quan sát được vết nứt tiếp tuyến xuất hiện đều trên 4 góc của

cột tại vị trí của cốt thép vòng thứ nhất, cách mặt cột khoảng 100mm;

Tiếp tục tăng tải thí nghiệm đến P = 1250 kN xảy ra sự phá hoại. Vùng vết

nứt phá hoại xảy ra tại chu vi bên ngoài shear-head vết nứt cắt phát triển từ vùng

nén (mặt dưới sàn) nghiêng góc θ = 200 ÷ 450 đến vùng kéo của sàn (mặt trên sàn)

như Hình 2.35 đến Hình 2.37, bê tông bề mặt sàn vỡ ra và tách hai phần sàn thành

tháp chọc thủng, cùng lúc sàn bị đẩy lên giống như một cái nấm. Tiếp tục tăng tải

thấy chuyển vị của cột tăng rất nhanh tháp chọc thủng được nâng dần lên khỏi mặt

sàn, trong khi tải trọng quay chiều giảm nhanh, chứng tỏ liên kết cột với sàn không

còn chịu tải nữa, sàn bị phá hoại hoàn toàn;

Đầu mút shear-head

Hình 2.30. Ứng xử tại mặt trên của sàn ở thời điểm phá hoại

Hình 2.31. Phá hoại bê tông tại mặt dưới của sàn

Bê tông tại mặt dưới của sàn (bê tông vùng nén) tại vị trí mặt cột không bị

phá hoại, trong khi đó bê tông tại đỉnh của shear-head bị ép vỡ và rơi ra ngoài.

Như vậy, phá hoại cuối cùng quan sát được sau thí nghiệm là phá hoại cắt

thủng với tải trọng lớn nhất P = 1250 kN.

Từ thí nghiệm liên kết cột CFST- sàn phẳng bê tông cốt thép, sau khi mẫu phá

hoại, tiếp tục tăng tải trọng để tách tháp phá hoại ra khỏi phần bê tông còn lại như

Hình 2.32. Quan sát tháp phá hoại thủng ta thấy hai trường hợp phá hoại như sau:

Hình 2.32. Tháp phá hoại cắt thủng của sàn

Trường hợp phá hoại 1: Tháp cắt thủng được quan sát trực tiếp sau khi tách ra

khỏi phần sàn còn lại. Chu vi bên dưới của tháp cắt thủng xuất phát từ chân của các

cốt đai tại đỉnh của shear-head và từ chân cốt đai thứ 3 theo phương xiên của sàn

(Hình 2.33). Tại mặt trên của sàn, các vết nứt nghiêng được sự hỗ trợ của lưới thép

sàn phát triển ra đến vùng gối tựa Hình 2.34. Góc nghiêng của mặt phá hoại từ chu

vi bên dưới đến mặt trên của sàn đo được tại đỉnh của shear-head trung bình θ = 200

và theo phương xiên của sàn là θ = 220. Như vậy, mặt phá hoại trong trường hợp

này chỉ cắt qua bê tông và nằm ngoài vùng bố trí cốt đai.

Hình 2.33. Mặt phá hoại được giữ bởi cốt đai

Thực hiện đo đạc kích thước mặt trên, mặt dưới của tháp cắt thủng xác định

được vị trí trung bình của các vết nứt nghiêng. Tại đầu shear-head giá trị trung bình

từ lớp cốt đai ngoài cùng đến chu vi trung bình của tháp cắt thủng là 202,5mm tức

là cách mặt cột trung bình khoảng 677,5mm. Trong khi đó theo phương xiên giá trị

này là 200mm và cách góc cột 645mm. Chu vi trung bình của mặt cắt thủng đo

được là như Hình 2.34.

Hình 2.34. Vết nứt bề mặt sàn và chu vi trung bình của tháp cắt thủng cho

trường hợp phá hoại 1 (mặt phá hoại nằm bên ngoài vùng bố trí cốt đai)

Trường hợp phá hoại 2: Quan sát chi tiết trên bề mặt của tháp cắt thủng cho

thấy có rất nhiều vết nứt nghiêng với bề rộng, chiều dài và góc nghiêng khác nhau,

trong đó có một vết nứt nghiêng có bề rộng vết nứt lớn nhất được xem là vết nứt

chủ đạo (Hình 2.33) có xu hướng tách bê tông sàn thành hai khối. Tuy nhiên, vì sự

có mặt của hệ cốt đai nên khối bê tông này được giữ lại phía trên tháp cắt thủng.

Thực hiện tách các khối bê tông được giới hạn bởi các vết nứt chủ đạo ta được

hình dạng mặt cắt thủng có đặc điểm như sau: Tại đầu shear-head mặt phá hoại xuất

phát từ cánh dưới của shear-head cắt ngang qua vị trí giữa của 4 cốt đai và hướng

đến mặt trên của sàn với góc nghiêng khoảng  = 450 (Hình 2.35). Trong khi đó

theo phương xiên của sàn mặt cắt thủng bắt đầu từ chân cốt đai thứ hai ở góc của

cột và cắt qua giữa các cốt đai bên ngoài, góc nghiêng trung bình của mặt phá hoại

là  = 300 (Hình 2.36). Các mặt phá hoại này kết nối với nhau tạo ra một bề mặt

không đối xứng được giới hạn bởi một hình bát giác ở mặt trên và một đa giác ở

mặt dưới cùng của sàn như Hình 2.37. Đo đạc trực tiếp chu vi mặt trên và mặt dưới

của tháp cắt thủng xác định được chu vi trung bình của mặt phá hoại với chiều dài

như Hình 2.38.

Hình 2.35. Mặt phá hoại sau khi tách khối bê tông tại đỉnh shear-head

Hình 2.36. Mặt phá hoại sau khi tách khối bê tông theo phương xiên của sàn

Hình 2.37. Tháp phá hoại cắt thủng khi tách các khối bê tông bị giữ bởi cốt đai

Hình 2.38. Hình dạng mặt trên của tháp cắt thủng và chu vi trung bình của tháp

cắt thủng cho trường hợp phá hoại 2 (mặt phá hoại cắt qua vùng bố trí cốt đai)

Kết quả thí nghiệm đã chỉ ra sự phụ thuộc giữa vết nứt tiếp tuyến tại mặt trên

của sàn và chiều dài nhúng của shear-head (lv =400mm). Tỉ số giữa chiều dài vết nứt

tiếp tuyến lcr (khoảng cách từ mặt cột đến vết nứt cắt thủng tại vị trí giao nhau với

cốt thép chịu uốn của sàn) với chiều dài shear-head lv trung bình 1,312 và 1,06 lần

lượt theo phương vuông góc và xiên góc với mặt cột, tương ứng với khoảng cách

trung bình 3,49d và 2,82d (d là chiều cao làm việc của sàn), giá trị này cao hơn các

vết nứt tiếp tuyến được nhìn thấy trong sàn BTCT thường là (1-2)d. Điều này đã chỉ

ra rằng sự có mặt của shear-head đã chuyển bề mặt phá hoại ra xa khỏi mặt cột.

Như vậy, qua phân tích mô hình phá hoại từ thực nghiệm cho thấy các vết nứt

nghiêng hình thành và phát triển đầu tiên trong vùng bố trí cốt đai. Tuy nhiên, do sự

có mặt của hệ cốt đai đã kìm hãm sự phát triển, mở rộng của vết nứt và nâng cao

sức kháng cắt trên tiết diện nghiêng có cốt đai cắt qua. Lúc đó, sự phá hoại sẽ

chuyển sang cho những vết nứt nghiêng còn lại có khả năng chịu cắt bé hơn (trong

thí nghiệm này thì mặt phá hoại được chuyển ra khỏi vùng bố trí cốt đai, nơi chỉ có

bê tông tham gia chịu cắt). Kết quả thí nghiệm đã chỉ ra sự phụ thuộc cao của mặt

phá hoại cắt thủng với chiều dài nhúng của shear-head và hệ cốt đai, lúc đó khả

năng chịu cắt của sàn được xác định trên tiết diện nghiêng có sức kháng cắt nhỏ hơn

trong các tiết diện nghiêng được xem xét.

Hình 2.39 là đồ thị quan hệ tải trọng và chuyển vị đứng của cột, chuyển vị đầu

cột ghi lại từ 2 LVDT tại các vị trí khác nhau cho kết quả giống nhau và giá trị tải

trọng lớn nhất đạt được là P =1250 kN tương ứng với chuyển vị đứng là δ = 54mm.

Hình 2.39. Đồ thị tải trọng – chuyển vị đứng đầu cột

Hình 2.40 là kết quả nhận được từ chuyển vị của các LVDT trên mặt sàn theo

các phương vuông góc với mặt cột và phương xiên của sàn. Giá trị cho thấy phản

ứng của sàn là giống nhau, không có sự khác biệt về ngăn cản chuyển vị của sàn

trong vùng bê tông có và không có chứa shear-head.

Hình 2.40. Đồ thị tải trọng – chuyển vị mặt sàn

Đồ thị Hình 2.41 cho thấy quy luật biến dạng của bê tông tại mặt dưới của sàn

(bê tông trong vùng nén) là giống nhau theo hai phương vuông góc và xiên so với

mặt cột, biến dạng nén tăng dần rồi sau đó đảo chiều giảm và có thể chuyển thành

biến dạng kéo và biến dạng của bê tông theo phương vuông góc với mặt cột lớn hơn

so với phương xiên. Biến dạng nén lớn nhất ở gần mặt cột và giảm dần khi ra xa

khỏi cột. Giá trị biến dạng nén lớn nhất ở vị trí gần mặt cột khoảng ε = 0,75‰ nhỏ

hơn so với biến dạng tới hạn của bê tông vùng nén ε = 2‰. Nên mặt dưới bê tông

không bị phá hoại tại cuối quá trình thí nghiệm.

Hình 2.41. Đồ thị tải trọng - biến dạng bê tông mặt dưới của sàn

Biến dạng tại cánh trên của shear-head tương đối phức tạp (Hình 2.42), quy

luật phân bố không rõ ràng. Biến dạng lớn nhất đo được là ε =1,05‰ ứng với ứng

suất trong cốt thép là σ = 220,5 MPa nhỏ hơn giới hạn chảy của thép shear-head,

kết quả này giống với thí nghiệm [16].

Hình 2.42. Tải trọng – biến dạng tại cánh trên của shear-head

Với cốt thép dọc, biến dạng trong cốt thép dọc đạt giới hạn chảy dẻo sớm tại

vị trí gần mặt cột (SL1, SL6) với biến dạng ε = 2,5‰  3‰, ứng với ứng suất trong

cốt thép σ = 577,5 MPa tại cấp tải khoảng 450 kN – 600 kN. Tại đầu mút của shear-

head trong khi biến dạng cốt thép xuyên cột (SL2) đạt trạng thái dẻo ở giai đoạn phá

hoại thì cốt thép không neo qua cột (SL5) chỉ đạt một nửa biến dạng.

Hình 2.43. Tải trọng – biến dạng trong cốt thép dọc

Tải trọng – biến dạng trong cốt thép đai: Nhìn chung hầu hết các cốt đai đều

làm việc và đạt trạng thái chảy dẻo. Đồ thị ở Hình 2.44 cho thấy giai đoạn ban đầu

đến vết nứt tiếp tuyến đầu tiên ở cấp tải P = 630 kN các cốt đai biến dạng rất ít và

phát triển một cách tuyến tính, sau cấp tải này vết nứt nghiêng do lực cắt mở rộng

nên biến dạng cốt đai tăng nhanh và đạt giới hạn chảy của cốt thép ở mức biến dạng

ε = 2,15‰ tương ứng giới hạn chảy của cốt thép đai 10 (fy = 454 MPa).

Hình 2.44. Tải trọng – biến dạng trong cốt thép đai

Đối với cốt thép vòng, kết quả thí nghiệm cho thấy biến dạng của cốt thép

vòng rất lớn và đều đạt giới hạn chảy của cốt thép. Biến dạng dẻo của các cốt vòng

ở gần cột xảy ra sớm hơn và có giá trị lớn hơn so với các cốt thép vòng ở xa cột.

Hình 2.45. Tải trọng – biến dạng trong cốt thép vòng

Đánh giá những ưu điểm của giải pháp cấu tạo và ứng xử của liên kết so

với các nghiên cứu trước.

Qua chương trình thí nghiệm liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng

bê tông cốt thép cho thấy:

Giải pháp liên kết sử dụng shear-head từ mô hình thí nghiệm minh chứng rõ

cho việc mở rộng liên kết dễ dàng cũng như tính thẩm mỹ so với việc sử dụng tấm

thép đỡ với các sườn gia cường [52], [30], [3] hay các stud hàn vào mặt cột [57].

Việc cấu tạo shear-head với phần bụng được ngàm vào cột và hàn tại mặt

cột, cùng với tấm thép liên tục kết nối shear-head và hàn theo chu vi cột đảm bảo

chiều dài và phân bố đều đường hàn từ shear-head vào cột góp phần nâng cao độ an

toàn của liên kết so với [35], [32], [55].

Giải pháp đảm bảo tính liên tục cho cơ chế truyền tải từ sàn vào cột với tấm

thép liên tục bao quanh chu vi cột. Các nghiên cứu của [35], [32], [55] chỉ sử dụng

các thép hình và không có tấm thép liên tục hàn vào mặt dưới của shear-head như

liên kết đề xuất. Như đã phân tích, tải trọng từ sàn truyền vào cột được thực hiện

qua cơ chế chuyển lực từ thanh chống được hỗ trợ từ gối tựa. Với thép hình H thì

cánh dưới của nó được xem là gối tựa, do đó tải trọng có xu hướng chuyển từ sàn về

cánh dưới bởi các thanh chống nghiêng và sự phá hoại sẽ xảy ra xung quanh thép

hình. Bên cạnh đó, tại khu vực góc của cột sự bổ sung tấm thép liên tục sẽ tạo gối

đỡ để tiếp nhận tải trọng từ phần bê tông sàn tại góc vào cột. Với cách bố trí như

vậy tải trọng trên sàn truyền vào cột sẽ đều hơn. Hiểu rõ cơ chế truyền tải này và để

cho sự phá hoại không xảy ra trong khu vực bố trí shear-head đảm bảo cho nó làm

việc như mũ cột lớn, hệ cốt đai được bố trí vào khu vực này để ngăn sự phá hoại cắt

trong khu vực này đồng thời đẩy chu vi phá hoại ra ngoài vùng bố trí shear-head

nhằm nâng cao khả năng chịu cắt thủng cho sàn. Điều này cho thấy, sự kết hợp của

từng chi tiết trên đã tạo ra giải pháp liên kết hoàn chỉnh hơn so với các nghiên cứu

đã đề cập chỉ sử dụng mỗi shear-head không có tấm thép liên tục và cốt đai. Quan

sát mặt phá hoại của sàn từ các thí nghiệm sử dụng thép hình H trên Hình 2.46,

minh chứng rõ vai trò gối tựa của tấm thép liên tục cho cơ chế chuyển lực tại phạm

vi góc của cột và sự có mặt của hệ cốt đai ngăn cản vết nứt nghiêng tại góc cột.

a) Ứng xử phá hoại tại góc của cột với liên kết đề xuất

b) Liên kết của C.H. Lee [35]

c) Liên kết của J.W. Kim [32]

Hình 2.46. Ứng xử phá hoại tại góc của cột so sánh với các nghiên cứu khác

Cốt đai dạng C: So với mẫu thí nghiệm của [16] sử dụng các stud gia cường,

thì giải pháp sử dụng cốt đai là cốt thép thanh sẵn có sẽ linh hoạt cho thi công và

tiết kiệm hơn so với sử dụng stud. Bên cạnh đó, cách bố trí cốt đai như mẫu thí

nghiệm cho phép hiểu rõ hơn cơ chế phá hoại cuối cùng. Điều này có ý nghĩa quan

trọng trong việc định hướng mô hình phá hoại khi thiết kế để từ đó có cách bố trí

cốt đai gia cường hợp lý giúp kết cấu làm việc hiệu quả hơn.

Cốt thép vòng: Trong liên kết có sử dụng hệ cốt thép vòng, bố trí tại mặt trên

của sàn trong vùng bố trí shear-head, đây là chi tiết khác biệt so với các liên kết

khác. Như đã biết, dưới tác dụng của tải trọng bề mặt trên của sàn có xu hướng giãn

ra gây ứng suất kéo trong bê tông gây ra các vết nứt. Vùng phá hoại đầu tiên là khu

vực xung quanh cột, với việc bố trí cốt vòng vào khu vực đầu cột, nó sẽ tiếp nhận

các ứng suất kéo này (kết quả thí nghiệm tất cả các cốt thép vòng đều đạt trạng thái

chảy dẻo) và hạn chế sự phát triển vết nứt, kìm hãm sự phá hoại bê tông trong vùng

liên kết. Bề mặt sàn trên Hình 2.46 cho thấy được sự toàn vẹn của bê tông vùng liên

kết của mẫu thí nghiệm đề xuất so với các mặt phá hoại của các nghiên cứu khác.

Như vậy, với sự kết hợp của shear-head, tấm thép liên tục, cốt thép đai, cốt

thép vòng trong liên kết đề xuất đã khắc phục các tồn tại của giải pháp liên kết sử

dụng shear-head hiện có, đồng thời tạo ra sự toàn vẹn cho vùng liên kết và xem nó

hoạt động như mũ cột lớn như kết cấu sàn nấm.

2.2. Giải pháp cấu tạo và thực nghiệm liên kết cột giữa ống thép nhồi bê

tông với sàn phẳng bê tông ứng lực trước

Cấu tạo liên kết đề xuất

Liên kết cột giữa ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông ứng lực trước

có cấu tạo tương tự như liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt

thép như Hình 2.9.

Thiết kế và chế tạo mẫu thí nghiệm

Thiết kế mẫu thí nghiệm: Mẫu thí nghiệm cho liên kết cột giữa ống thép nhồi

bê tông với sàn phẳng bê tông ứng lực trước được thiết kế cho hệ sàn có nhịp 9m ×

9m, chiều dày sàn hs = 200mm. Các thông số mẫu thí nghiệm được tính toán, thiết

kế trong Phụ lục 2. Cấu tạo chi tiết liên kết được tóm tắt như sau:

Shear-head: Thép hình số hiệu H100, đoạn vươn tính từ mặt cột L = 400mm,

một phần cánh trên và cánh dưới được cắt bỏ chỉ còn phần bụng l = 50mm đưa vào

trong lõi cột qua các rãnh trên mặt cột như Hình 2.9. Tiết diện H100 được hàn theo

chu vi bên ngoài mặt cột và bố trí lùi xuống phía dưới cách đáy bản sàn 35mm.

Tấm thép liên tục: bề rộng b =50mm, chiều dày t = 10mm, được hàn theo

chu vi của cột tại cánh dưới của H100.

Cốt thép sàn: Cốt thép lớp trên theo hai phương 14a85, ρ = 1,21%, cốt thép

lớp dưới chọn cấu tạo 10a85. Theo mỗi phương bố trí 2 cốt thép xuyên cột bởi các

lỗ 20 được khoan sẵn trên mặt cột. Các lỗ này nằm khác cao trình trên các mặt cột

và đảm bảo khoản cách để không cản trở việc đổ bê tông vào bên trong lòng ống.

Cốt thép đai: để đơn giản cho thi công, giải pháp đai được chọn là cốt thép

đai một nhánh với hai đầu uốn gập một đoạn ≥ 6đ. Chọn thép đai 10, uốn gập một

đoạn 60mm. Lớp cốt đai đầu tiên bố trí cách mặt cột một đoạn d/2 = 75mm, các lớp

cốt đai tiếp theo bố trí khoảng ≤ 3d/4 → chọn 100mm, cốt đai bố trí bên hai cánh

của H100 một đoạn d/2 = 75mm.

Cáp dự ứng lực:

Chọn cáp T13 có các đặc trưng sau:

 Diện tích danh định: Asp = 98,71mm2

 Giới hạn bền: fpu = 1860 MPa

 Giới hạn chảy: fpu = 1670 MPa

 Mô đun đàn hồi: Esp = 200 GPa

Chọn ứng suất căng trước fpi = 0,7fpu = 1300 MPa

Chọn lực căng ban đầu : Asp fpi = 98,71×1300 = 128 kN lấy tròn 130 kN

Kết quả thiết kế mẫu, chọn 16 cáp bố trí thành 4 bó, mỗi bó 4 sợi cáp theo

mỗi phương. Với ứng suất kéo ban đầu 1300 MPa, ứng suất nén trung bình trong

sàn là σcp = 3,8 MPa. Cáp bố trí theo quỹ đạo cong.

Sử dụng ống gen dẹt loại dùng cho bốn sợi. Ống gen được cắt đủ chiều dài

của sàn và bố trí đúng vị trí, quỹ đạo theo thiết kế như Hình 2.47.

Hình 2.47. Quỹ đạo bố trí cáp sàn

Hình 2.48. Bố trí cáp cho mẫu thí nghiệm

Chế tạo mẫu thí nghiệm: Chi tiết liên kết được chế tạo giống với liên kết cột

giữa ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép như Hình 2.12.

Tiến hành đóng ván khuôn, gia công và lắp đặt cốt thép sàn. Trình tự bố trí

gồm: cốt thép lớp dưới, bố trí ống gen và đầu neo theo đúng vị trí thiết kế, lắp đặt

cốt thép lớp trên và sau cùng là bố trí cốt đai C. Các cốt thép này được buộc thành

lưới và thành khối với nhau như Hình 2.49.

Hình 2.49. Bố trí cốt thép sàn

Sau khi bố trí cốt thép sàn, tiến hành lắp đặt các cảm biến (strain gauges) đo

biến dạng cốt thép dọc, cốt đai và shear-head.

Thi công đổ bê tông sàn, sử dụng bê tông có cấp bền B30 (M400) với cấp phối

cho trong Bảng 2.1. Trong quá trình đổ bê tông sàn, thực hiện đúc các tổ mẫu để thí

nghiệm xác định cường độ chịu kéo, chịu nén của bê tông. Bê tông sàn sau khi đổ

được dưỡng hộ trong điều kiện phòng thí nghiệm như Hình 2.50.

Hình 2.50. Dưỡng hộ bê tông sàn

Sau 28 ngày, thực hiện tháo dỡ ván khuôn và tiến hành thi công cáp ứng lực

trước theo trình tự như sau:

Lắp đặt đầu neo: Vì kích thước sàn nhỏ không có không gian cho việc bố trí

đầu neo chết nên hai đầu neo của sàn đều sử dụng đầu neo sống. Cấu tạo hai đầu

neo được mô tả như sau:

Một đầu neo gồm đế neo được cố định vào thành ván khuôn của sàn theo

đúng cao độ và vị trí theo bản vẽ thiết kế. Đuôi của đế neo được nối với ống gen.

Tại giao điểm của trục đường cáp và ván khuôn thành, ván khuôn thành phải được

đục lỗ để cáp có thể luồn qua được. Trục của đế neo được lắp trùng với trục đường

cáp. Tại vị trí liên kết đế neo với ván khuôn và đuôi đế neo với ống gen phải được

bịt kín để không cho vữa bê tông chảy vào bên trong ống ghen cũng như đầu neo

như Hình 2.51.

Hình 2.51. Cấu tạo đầu neo cáp ứng lực trước

Đầu neo còn lại không sử dụng đế neo mà được neo bên ngoài. Tại giao

điểm của ống gen và ván khuôn thành được đục lỗ để luồng cáp. Tại vị trí giao giữa

ống gen và thành ván khuôn được bịt kín để không cho vữa bê tông tràn ra ngoài.

Chi tiết bố trí đầu neo như Hình 2.52.

Hình 2.52. Cấu tạo đầu neo ngoài của cáp ứng lực trước

Kéo cáp ứng lực trước: Khi bê tông đạt cường độ thiết kế, thực hiện kéo cáp.

Các thiết bị như kích và đồng hồ đo lực được kiểm định và hiệu chỉnh để đảm bảo

độ chính xác. Kích được luồn qua sợi cáp, ép sát vào mặt khoá neo rồi tiến hành kéo

căng. Ứng lực trước trong mỗi sợi cáp theo thiết kế là 130 kN. Quá trình kéo cáp

được thực hiện như sau:

Căng cáp đợt đầu: kéo khử chùng với lực kéo 13 kN (10%Ptk) hồi kích về 0

đánh dấu vị trí đo độ giãn dài của cáp;

Kéo cáp với 50% Ptk, hồi kích để đóng neo, dừng lại 5 phút và đo độ dãn dài

của cáp. Quá trình kéo thực hiện theo chu vi sàn;

Kéo cáp đến 100% Ptk cho tất cả sợi cáp ngay sau khi kết thúc giai đoạn kéo

50% Ptk, tiến hành đo độ giãn dài của cáp. Giá trị lực căng cho một tao cáp trong

từng giai đoạn cho trong Bảng 2.5.

Căng 10%Ptk

Căng 50%Ptk

Căng 100% Ptk

Quá trình căng cáp

P1(kN)

P2(kN)

Δl2(mm)

P3(kN)

Δl3(mm)

Tính theo lý thuyết

7,96

130

15,92

8,80

130

17,55

Thí nghiệm Trong đó: Pi (kN) – Lực căng một sợi cáp; Δli độ giãn dài của cáp

Bảng 2.5. Giá trị lực căng cáp

Việc kiểm soát kết quả kéo cáp được thực hiện đồng thời trên đồng hồ đo của

máy bơm và độ giãn dài của cáp.

Để đảm bảo sự ép chặt của các đầu neo, tất cả các đầu cáp đều được kéo. Nếu

tại cấp tải 50%Ptk kéo và đóng neo đầu này thì cấp tải 100%Ptk được kéo và đóng

neo ở đầu còn lại.

Công tác căng kéo được hoàn thành khi tất cả các sợi cáp được kéo đến lực

kéo yêu cầu, độ dãn dài của đường cáp nằm trong giới hạn cho phép là ±10%.

Hình 2.53. Thi công kéo cáp sàn

Bơm vữa ống ghen: Sau khi công tác kéo căng được hoàn thành, cáp thừa

ngoài đầu neo sẽ được cắt bớt và tiến hành bơm vữa ống ghen. Trước khi bơm vữa,

các đường cáp phải được kiểm tra có thông hay không bằng cách thử nước. Cấp

phối vữa bơm cho ống ghen được cho trong Bảng 2.6.

Xi măng

100 kg

Nước

34 lít

Sika Intraplast Z – HV (phụ gia bù co ngót)

0,7 kg

Sikament NN (phụ gia siêu hóa dẻo)

1,1 lít

Bảng 2.6. Cấp phối vật liệu cho vữa bơm ống gen

Thi công bơm vữa được minh họa ở Hình 2.54. Vữa được bơm qua các đế neo

chôn sẵn trong sàn. Độ đầy vữa trong ống ghen được nhận biết khi vữa chảy tràn

qua đầu neo còn lại. Lúc này thực hiện bịt kín các đầu neo để giữ vữa trong ống.

Hình 2.54. Bơm vữa ống gen

Thiết bị và thiết lập thí nghiệm

Thiết bị thí nghiệm được sử dụng gồm các thiết bị gia tải, thiết bị đo biến dạng

cốt thép, biến dạng bê tông và thiết bị thu nhận tín hiệu được lấy giống như trong

thí nghiệm cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép như Bảng 2.2.

Tất cả các thiết bị này đều được kiểm định và hiệu chỉnh để đảm bảo độ chính xác.

Theo thiết kế, mẫu sàn sẽ được neo tại các điểm trên chu vi của sàn theo thiết

kế, 8 thanh neo 36 được xiên qua các lỗ đặt sẵn trên sàn và nối với bộ ngàm neo

bên dưới đế móng, tại mặt trên sàn bố trí tấm đệm tròn 180 dày 20mm và bu lông

neo. Các thiết bị thí nghiệm được bố trí như sau:

Hình 2.55. Sơ đồ bố trí mô hình thí nghiệm

Kích thủy lực P = 2500 kN đặt dưới cột để thực hiện việc gia tải. Tải trọng

thí nghiệm được đo bằng cảm biến đo lực đầu kích được gắn vào trên thân kích.

Một hệ dàn cứng được lắp đặt để đỡ các cảm biến (LVDT) đo chuyển vị đầu

cột (L1, L2), chuyển vị mặt sàn theo phương vuông góc với mặt cột (LH1 - LH4) và

theo phương xiên góc đối với mặt cột (LC1- LC4) như Hình 2.56.

Hình 2.56. Bố trí LVDT đo chuyển vị bề mặt bê tông sàn

Biến dạng bề mặt bê tông được đo bởi 16 strain gauges bố trí vào mặt trên và

mặt dưới của sàn theo phương vuông góc và phương xiên góc với mặt cột để khảo

sát sự thay đổi của biến dạng bê tông theo hai phương như Hình 2.57.

Hình 2.57. Bố trí strain gauge đo biến dạng bề mặt trên và mặt dưới của bê tông

Hình 2.58 là vị trí lắp đặt các cảm biến đo biến dạng của cốt đai. Các cốt đai

được sử dụng với mục đích chống lại phá hoại trên khe nứt nghiêng, hệ các strain

gauge được bố trí trên các cốt đai bên cánh và đỉnh của shear-head (SS1-SS4),

tương tự là các strain gauge bố trí theo phương xiên (SS5-SS7).

Hình 2.58. Bố trí strain gauge đo biến dạng cốt thép đai

Với cốt thép dọc, cần khảo sát biến dạng của cốt thép xuyên cột và cốt thép

không neo qua cột:

Strain gauge SL1 – SL4 dùng để khảo sát sự thay đổi của ứng suất trong một

thanh thép xuyên cột tại các vị trí mặt cột, đỉnh shear-head, tại vị trí cách đỉnh

shear-head một khoảng bằng chiều dày sàn (hs = 200mm) nơi dự đoán tháp cắt

thủng cắt qua và ở mép ngoài của sàn.

- Strain gauge SL5 bố trí trên cốt thép không xuyên cột ở vị trí đỉnh của shear-

head nhằm khảo sát sự phát triển cường độ của cốt thép và đánh giá với biến dạng

trong SL2. Strain gauge SL6 đo biến dạng cốt thép theo phương còn lại tại vị trí gần

mặt cột.

Hình 2.59. Bố trí strain gauge đo biến dạng cốt thép dọc

Shear-head tiết diện H100×100 được nhúng vào trong sàn BTCT, các strain

gauge SH1-SH4 bố trí cánh trên và SB1, SB2 bố trí cánh dưới của shear-head. SW1

và SW2 dùng khảo sát biến dạng bản bụng của shear-head.

Hình 2.60. Strain gauge đo biến dạng bề mặt cánh trên của shear-head

Hình 2.61. Bố trí các cảm biến đo biến dạng trong cốt thép và shear-head

Sau khi lắp đặt mẫu vào hệ gia tải, tiết hành nối các cảm biến đo biến dạng

(strain gauge), cảm biến đo chuyển vị LVDT, cảm biến đo lực về thiết bị nhận dữ

liệu là các data logger rồi kết nối vào máy tính để hiển thị và xuất dữ liệu.

Hình 2.62. Kết nối các cảm biến vào thiết bị nhận dữ liệu Data Loger

Kiểm tra lại quá trình lắp đặt, kết nối thiết bị, thực hiện nâng kích với tải trọng

bằng trọng lượng bản thân sàn, kiểm tra độ cân bằng của sàn tiến hành siết chặt các

bu lông neo trước khi bắt đầu thí nghiệm.

Hình 2.63. Bố trí mô hình thí nghiệm

Thí nghiệm vật liệu

Đúc mẫu thí nghiệm: tiến hành đúc các tổ mẫu trụ kích thước

cùng lúc thi công đổ bê tông sàn. Mẫu được dưỡng hộ trong điều kiện phòng thí

nghiệm và thực hiện thí nghiệm ở tuổi 28 ngày.

Sử dụng máy nén với lực nén P = 1000 kN để thí nghiệm nén và ép chẻ mẫu,

mẫu được capping làm phẳng bề mặt mẫu trước khi nén. Kết quả thí nghiệm được

thống kê trong Bảng 2.7.

Mẫu Kích thước mẫu A(mm2)

Pu, nén (kN)

fc (MPa)

Pu,kéo (kN)

ft (MPa)

150×300

17671

858,52

48,58

254,05

3,59

150×300

17671

867,99

49,12

236,01

3,34

150×300

17671

803,18

45,45

261,71

3,70

Trung bình

47,72

3,55

Trong đó: A (mm2) - diện tích mặt cắt ngang của mẫu trụ; Pu,nén, Pu,kéo (kN) – lực nén và lực

ép chẻ phá hoại mẫu; fc ,ft (MPa) – cường độ nén và kéo của mẫu bê tông hình trụ;

Bảng 2.7. Kết quả thí nghiệm nén, ép chẻ mẫu bê tông trụ 150×300 (mm2)

Thực hiện thí nghiệm kéo mẫu thép. Mỗi loại thép thực hiện thí nghiệm 3 mẫu

và lấy giá trị trung bình được kết quả Bảng 2.8.

Mẫu

A(mm2)

Py(kN)

fy(MPa)

Pu(kN)

fu(MPa)

εu (%)

78,54

28,70

365,4

39,88

507,8

21,9

10

153,94

65,65

426,5

93,06

604,5

20,7

14

H100

192,0

43,14

224,7

71,05

370,1

33,2

Ống thép

272,0

60,56

222,6

97,31

357,8

30,1

Trong đó: A (mm2) - diện tích tiết diện cắt ngang; Pu, Py (kN) – lực kéo giới hạn bền và giới

hạn chảy cốt thép; fu ,fy (MPa) – giới hạn bền và giới hạn chảy của cốt thép; εu (%) - biến dạng

tương đối khi kéo đứt;

Bảng 2.8. Số liệu thí nghiệm kéo cốt thép thanh, thép hình H100 và thép ống

Sử dụng cáp kéo nguội cường độ cao, chùng ứng suất thấp, cấu tạo một tao

cáp gồm 7 sợi trong đó có 6 sợi xoắn quanh một sợi thẳng. Đặc tính kĩ thuật của cáp

tham khảo theo các tiêu chuẩn như Bảng 2.9.

Trong thí nghiệm sử dụng cáp 7 sợi loại cáp T13 lấy theo tiêu chuẩn ASTM

A416 [9] có các đặc trưng cơ bản: diện tích danh định, Asp = 98,71mm2; giới hạn

bền, fpu =1860 MPa; giới hạn chảy, fpu =1670 MPa; mô đun đàn hồi, Esp = 200 Gpa.

Bảng 2.9. Đặc tính kĩ thuật của cáp dự ứng lực lấy theo các tiêu chuẩn

Bên cạnh cáp ứng lực trước, để thi công kết cấu ứng lực trước cần sử dụng các

thiết bị khác như nêm, đầu neo, đế neo, ống gen. Các thiết bị này được kiểm tra

trước khi sử dụng vào thi công ứng lực trước.

a) Đế neo b) Nêm c) Đầu neo

Hình 2.64. Các thiết bị ứng ứng lực trước

Kết quả thí nghiệm

Tải trọng thí nghiệm được thực hiện bởi kích thủy lực có sức nâng P = 2500

kN đặt dưới chân cột. Thực hiện gia tải cho mẫu với mỗi cấp tải Pi = 50 kN, giữ tải

cho đến khi chuyển vị của LVDT và biến dạng trong các strain gauges ổn định rồi

mới thay đổi cấp tải. Diễn biến những ứng xử chính trên mẫu qua các cấp tải quan

sát được như sau:

Vết nứt đầu tiên xuất hiện trên sàn tại mức tải P = 730 kN, vết nứt hình thành

ở mặt trên của sàn tại mặt của cột hướng ra bên ngoài của sàn và là các vết nứt bán

kính (Hình 2.65).

Tăng tải trọng, vết nứt phát triển thêm nhưng số lượng rất ít, chủ yếu là các

vết nứt bán kính và phân bố đều xung quanh chu vi cột. Bề rộng vết nứt khá bé và

độ mở rộng của vết nứt hầu như rất chậm. Tại P = 1230 kN quan sát được vết nứt có

bề rộng lớn nhất trên sàn là w = 0,2mm tại góc của cột (Hình 2.66).

Hình 2.65. Vết nứt trên sàn P = 730 kN Hình 2.66. Vết nứt trên sàn P = 1230 kN

Tiếp tục tăng tải thí nghiệm, quan sát trên bề mặt sàn thấy được các vết nứt

theo phương bán kính phát triển thêm nhiều, các vết nứt chạy dài ra đến cạnh sàn,

tuy nhiên bề rộng các vết nứt này bé và tốc độ mở rộng của vết nứt chậm. Tại cấp

tải P = 1730 kN đo được vết nứt lớn nhất tại vị trí góc cột là w = 2,5mm, trong khi

đó tại mặt dưới sàn xảy ra sự nén vỡ bê tông tại mặt cột (Hình 2.68).

Hình 2.67. Vết nứt trên sàn P=1730 kN Hình 2.68. Vết nứt dưới sàn P=1730 kN

Tiếp tục tăng tải thấy chuyển vị của cột tăng rất nhanh, tải trọng tăng đến

1780 kN thì không tăng nữa và quay chiều giảm nhanh, chứng tỏ liên kết cột với

sàn không còn chịu tải nữa, sàn bị phá hoại. Chuyển vị lớn nhất đạt được của sàn là

46,1mm. Quan sát bề mặt sàn thấy được các vết nứt trên sàn chủ yếu là các vết nứt

bán kính, xuất phát xung quanh chu vi cột lan ra đến cạnh sàn.

Hình 2.69. Bề mặt trên của sàn lúc phá hoại

Bê tông tại mặt dưới của sàn (bê tông vùng nén) bị nén vỡ theo các phương

vuông góc với mặt cột.

Hình 2.70. Phá hoại bê tông tại mặt dưới của sàn

Như vậy, qua quá trình thí nghiệm cho thấy tác dụng của ứng lực trước làm

hạn chế sự hình thành, phát triển và mở rộng vết nứt của sàn. Cốt thép ứng lực trước

ngăn cản sự phát triển của khe nứt nghiêng lên mặt sàn.

Sau khi mẫu bị phá hoại thực hiện cắt sàn theo hai mặt cắt vuông góc với mặt

cột theo mặt cắt A-A, B-B như Hình 2.71a. Quan sát thấy mô hình phá hoại là cắt

thủng và hai trường hợp phá hoại cần được phân tích như sau: (1) mặt cắt thủng

nằm ngoài vùng bố trí cốt đai; (2) mặt phá hoại cắt thủng cắt qua các cốt đai.

a) Vị trí cắt sàn

b) Mặt cắt A-A

c) Mặt cắt B-B

Hình 2.71. Các trường hợp phá hoại tại liên kết

Trường hợp phá hoại 1: Quan sát mặt cắt A-A (Hình 2.71b) thấy có rất nhiều

vết nứt nghiêng cắt qua cả vùng bố trí cốt đai (vết nứt 1, 2) và các vết nứt nghiêng

nằm ngoài vùng bố trí cốt đai (vết nứt 3, 4) với góc nghiêng của các vết nứt dao

động  = 250 ÷400. Dễ dàng nhận thấy rằng, các vết nứt 1, 2 cắt qua các cốt đai có

bề rộng và chiều dài vết nứt nhỏ hơn nhiều so với vết nứt 4 không cắt qua cốt đai.

Như vậy, trong trường hợp này các vết nứt 1, 2 bị giữ lại bởi hệ cốt đai ngăn cản sự

phát triển và mở rộng của vết nứt gây phá hoại cho sàn. Khi các vết nứt này bị kìm

hãm sự phát triển thì ứng suất sẽ tập trung vào những vết nứt khác có sức kháng cắt

yếu hơn làm cho các vết nứt này phát triển nhanh cả về bề rộng và chiều dài. Vết

nứt số 4 xuất phát từ chân nhóm cốt đai ngoài cùng phát triển lên mặt trên của sàn

và không cắt qua cốt đai nào có bề rộng và chiều dài vết nứt lớn nhất, sự phá hoại

cũng xảy ra trên vết nứt này. Trong trường hợp này sự phá hoại nằm ngoài vùng bố

trí cốt đai.

Trường hợp phá hoại 2: Quan sát trên mặt cắt B-B (Hình 2.71c) thấy có các

vết nứt nghiêng với góc nghiêng khoảng  ≈ 300. Các vết nứt này có thể cắt qua cốt

đai (vết nứt 1) và phát triển ngoài vùng bố trí cốt đai (vết nứt 2). Tuy nhiên, khảo

sát chi tiết cho thấy chỉ có vết nứt nghiêng 1 với bề rộng vết nứt phát triển lớn và

vết nứt kéo dài từ đầu shear-head đến mặt trên của sàn mới làm tách bê tông sàn

thành hai phần gây phá hoại cắt cho sàn. Vết nứt nghiêng 1 được gọi là vết nứt chủ

đạo. Với vết nứt nghiêng 2, do sự phá hoại tập trung vào vết nứt nghiêng 1 nên vết

nứt không phát triển và mở rộng thêm. Như vậy, qua phân tích có thể nhận thấy

rằng sự phá hoại cắt xảy ra trên tiết diện nghiêng cắt qua cốt đai.

Như vậy, với sự có mặt của cốt đai sẽ làm tăng khả năng chịu cắt thủng cho

sàn. Tùy thuộc vào vị trí của vết nứt phá hoại mà khả năng chịu cắt tính toán cho

sàn có thể tính chỉ do bê tông chịu hoặc cả bê tông và cốt thép chịu.

Hình 2.72. Hình ảnh phá hoại mặt trên của sàn và xét tương quan miền phá hoại

mặt trên sàn với hệ cốt đai, shear-head và cáp ứng lực

Tại mặt trên của sàn, các vết nứt cắt nghiêng được sự hỗ trợ của lưới thép sàn

lan ra rất xa đến vùng gối tựa. Tuy nhiên, các vết nứt này bị cản trở bởi cốt thép ứng

lực trước nên không lan lên mặt sàn một cách rõ rệt mà chỉ tồn tại ở dạng các vết

nứt tiếp tuyến. Các vết nứt này được xét trong tương quan với hệ cốt đai, cáp ứng

lực và shear-head như Hình 2.72.

Phân tích mô hình phá hoại từ thực nghiệm cho thấy các vết nứt nghiêng hình

thành và phát triển đầu tiên trong vùng bố trí cốt đai, tuy nhiên sự có mặt của hệ cốt

đai đã kìm hãm sự phát triển, mở rộng của vết nứt và nâng cao sức kháng cắt trên

tiết diện nghiêng có cốt đai cắt qua. Lúc đó, sự phá hoại sẽ chuyển sang cho những

vết nứt nghiêng còn lại có khả năng chịu cắt bé hơn (trong thí nghiệm này thì mặt

phá hoại được chuyển ra khỏi vùng bố trí cốt đai, nơi chỉ có bê tông tham gia chịu

cắt). Như vậy, kết quả thí nghiệm đã chỉ ra sự phụ thuộc cao của mặt phá hoại cắt

thủng với chiều dài nhúng của shear-head và hệ cốt đai, lúc đó khả năng chịu cắt

của sàn được xác định trên tiết diện nghiêng có sức kháng cắt nhỏ hơn trong các tiết

diện nghiêng được xem xét.

Đồ thị tải trọng – chuyển vị đầu cột: Trên Hình 2.73 mô tả mối quan hệ tải

trọng và chuyển vị đứng của cột, kết quả chuyển vị đầu cột ghi lại từ 2 LVDT cho

thấy sàn bị phá hoại đạt giá trị lực lớn nhất P = 1780 kN tương ứng với chuyển vị

đứng của sàn là δ = 46,1mm.

Hình 2.73. Đồ thị tải trọng – chuyển vị đứng đầu cột

Tải trọng – chuyển vị bề mặt sàn: Kết quả nhận được từ chuyển vị của các

LVDT trên mặt sàn theo các phương là giống nhau (Hình 2.74) chứng tỏ bề mặt sàn

nâng lên rất đều, không có sự khác biệt về ngăn cản chuyển vị theo hai phương.

Hình 2.74. Đồ thị tải trọng – chuyển vị bề mặt sàn

Tải trọng – biến dạng bê tông mặt dưới sàn: Trên Hình 2.75 là biến dạng của

bê tông mặt dưới sàn theo phương vuông góc và xiên góc với mặt cột. Đồ thị cho

thấy quy luật biến dạng của bê tông là tương tự, biến dạng nén tăng dần rồi sau đó

đảo chiều giảm và có thể chuyển thành biến dạng kéo. Đồ thị còn cho thấy, biến

dạng nén lớn nhất ở gần mặt cột và giảm dần khi ra xa khỏi cột. Giá trị biến dạng

nén lớn nhất ở vị trí gần mặt cột trong vùng bê tông chứa shear-head khoảng ε =

1,3‰. Biến dạng nén của bê tông theo phương vuông góc với mặt cột lớn hơn so

Hình 2.75. So sánh biến dạng bê tông mặt dưới của sàn theo hai phương

với phương xiên.

Tải trọng – biến dạng cốt đai: Đối với cấu kiện bê tông cốt thép, cốt đai đóng

vai trò quan trọng khi tham gia vào khả năng chịu cắt của sàn. Khi sàn chịu lực cắt

sẽ xuất hiện nhiều vết nứt nghiêng với chiều dài và bề rộng khác nhau. Khả năng

chịu cắt lớn nhất của cốt đai được tính toán dựa vào vết nứt cắt qua cốt đai có bề

rộng lớn nhất. Như vậy, tùy thuộc vào vị trí vết nứt cắt qua cốt đai mà ứng suất có

Hình 2.76. Tải trọng – biến dạng trong cốt thép đai

sự phân bố khác nhau trên chiều dài của cốt đai.

Trên đồ thị Hình 2.76 cốt đai SS2 bố trí 2 strain gauge, kết quả thí nghiệm cho

thấy phản ứng biến dạng là giống nhau vì hai vị trí đo biến dạng của SS2 đều có vết

nứt cắt qua. Trong giai đoạn ban đầu đến cấp tải P = 1400 kN các cốt đai biến dạng

rất ít, sau cấp tải này biến dạng tăng nhanh chứng tỏ có các vết nứt cắt qua cốt đai

và bề rộng vết nứt phát triển nhanh, biến dạng lớn nhất trong cốt đai tại thời điểm

phá hoại P = 1780 kN là ε = 1,87‰, vượt quá giới hạn chảy của cốt thép 10 (fy =

365,4 MPa, ε = 1,83‰).

Với cốt đai SS3 và SS4 bố trí ở đầu của shear-head, đồ thị tải trọng – biến

dạng cho ứng xử tương tự như cốt đai SS2, tuy nhiên thời điểm tăng biến dạng là trễ

hơn so với cốt đai SS2. Như vậy, các cốt đai SS3 và SS4 đều bị khe nứt cắt qua và

biến dạng lớn nhất thu được là 1,21‰.

Từ kết quả thí nghiệm cho thấy, các cốt đai đều biến dạng khi có vết nứt cắt

qua và tùy thuộc vào bề rộng vết nứt mà cốt đai có thể đạt trạng thái chảy dẻo. Điều

đó chứng tỏ giải pháp sử dụng thép thanh với móc neo hai đầu làm cốt đai thay thế

cho các stud (đinh chống cắt) là hợp lý.

Tải trọng - biến dạng của shear-head: đồ thị Hình 2.77 cho thấy biến dạng

cánh trên của shear-head đều là biến dạng kéo trong đó vị trí gần mặt cột có biến

dạng cao nhất và giảm dần khi ra đến đỉnh shear-head. Tại đầu mút shear-head cánh

trên hầu như không biến dạng.

Giá trị biến dạng lớn nhất tại vị trí mặt cột đo được từ strain gauge SH1 là ε

= 2‰ tại mức tải trọng khoảng 1600 kN. Giá trị biến dạng này cho thấy shear-head

đạt đến ứng suất chảy dẻo của thép.

Hình 2.77. Tải trọng – biến dạng của shear-head

Với cánh dưới, biến dạng trong giai đoạn đầu là chịu nén, đến mức tải

khoảng 980 kN biến dạng nén giảm nhanh dần và chuyển qua biến dạng kéo. Ứng

xử tại vị trí này tương đồng với bê tông mặt dưới của sàn tại mặt cột.

Từ kết quả thí nghiệm cho liên kết cột giữa ống thép nhồi bê tông với sàn

phẳng bê tông có và không có ứng lực trước cho thấy với cấu tạo liên kết cho hai

mẫu thí nghiệm là giống nhau (kích thước và hình dạng shear-head, tấm thép liên

tục, cốt thép sàn, bố trí cốt đai) thì mô hình phá hoại cuối cùng của hai mẫu thí

nghiệm đều là cắt thủng. Cơ chế phá hoại là tương tự nhau. Hình ảnh phá hoại cho

thấy có hai trường hợp phá hoại xảy ra hoặc sự phá hoại cắt qua cốt đai, hoặc sự phá

hoại xảy ra bên ngoài vùng bố trí cốt đai. Các biến dạng của cốt đai cắt qua các mặt

phá hoại đều đạt đến trạng thái chảy dẻo. Tuy nhiên, với mẫu sàn ứng lực trước, sự

có mặt của cáp ứng lực trước làm cho các vết nứt hình thành và mở rộng rất chậm

so với mẫu sàn bê tông cốt thép thường và sự phân tách hai phần sàn bởi các vết nứt

cắt thủng cũng khó xảy ra hơn so với sàn bê tông thường ngay cả khi sàn phá hoại

hoàn toàn.

2.3. Giải pháp cấu tạo và thực nghiệm liên kết cột biên, cột góc ống thép

nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép

Đối với cột góc và cột biên, do sự không đối xứng về mặt hình học nên trong

liên kết ngoài chịu tải trọng đứng nó luôn chịu mô men không cân bằng chuyển vào

cột. Theo tiêu chuẩn ACI 318-14, phần mô men không cân bằng sẽ làm tăng tác

động của lực cắt trên tiết diện tới hạn cũng như làm ảnh hưởng đến hình dạng của

tiết diện tới hạn. Hiện nay, chưa có nghiên cứu nào về liên kết giữa cột biên, cột góc

ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép. Các ứng xử cũng như mô

hình phá hoại cho sàn chưa được hiểu rõ. Do đó, trong nội dung của phần này sẽ

thực hiện chương trình thực nghiệm cho cột biên và cột góc ống thép nhồi bê tông

với sàn phẳng nhằm cung cấp bộ số liệu thực nghiệm về ứng xử của liên kết làm tài

liệu tham khảo nhằm phục vụ cho các nghiên cứu tiếp theo chứ chưa đi sâu vào

phân tích mô hình phá hoại có thể xảy ra với mẫu cột biên và cột góc là gì và điều

kiện nào để xảy ra hình thức phá hoại đó cũng như các phân tích chuyên sâu để lựa

chọn mô hình phá hoại hợp lý cho cột biên và cột góc.

Cấu tạo liên kết đề xuất

1. Cột CFST; 2. Shear-head; 3. Tấm liên tục; 4. Lỗ khoan sẵn Hình 2.78. Cấu tạo liên kết cột biên, cột góc CFST – sàn phẳng BTCT

Liên kết cột biên, cột góc ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt

thép có cấu tạo tương tự như liên kết cột giữa ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng

bê tông cốt thép gồm: Chi tiết shear-head là thép hình chữ H hoặc I được hàn vào

mặt cột và nhúng vào trong bê tông sàn; tấm thép liên tục theo chu vi cột; cốt đai

dạng C, cốt thép vòng và cốt thép dọc xuyên cột như Hình 2.78 .

Thiết kế và chế tạo mẫu thí nghiệm

Cơ sở để chọn mẫu thí nghiệm: dựa vào điều kiện làm việc tương đương với

khả năng chịu tải của liên kết cho ô sàn có kích thước 6m × 6m (Hình 2.5).

Kích thước mẫu thí nghiệm: Kích thước mẫu được chọn dựa vào vị trí các

điểm trên sàn có mô men âm bằng không. Chọn biên của mẫu không mô men, kích

thước mẫu sàn cột biên được chọn là 1,5m × 2,7m và mẫu sàn cột góc là 1,5m ×

1,5m như Hình 2.79.

Thực hiện mô phỏng riêng biệt từng mẫu thí nghiệm để xác định vị trí những

điểm neo trên sàn để với lực dọc V(kN) tác dụng vào cột tạo ra giá trị mô men tương

đương với giá trị mô men tại vị trí mặt cột trong mô hình sàn 6m × 6m. Kết quả

phân tích chọn được vị trí bố trí điểm neo trên sàn như Hình 2.79.

Hình 2.79. Kích thước mẫu thí nghiệm cho cột biên, cột góc

Thiết kế mẫu thí nghiệm: Sử dụng tiêu chuẩn Mỹ, ACI 318-14 [11] để thiết kế

mẫu thí nghiệm. Quá trình tính toán thiết kế hai mẫu được trình bày ở Phụ lục 2.

Phần dưới đây tóm tắt các thông số của hai mẫu thí nghiệm như sau.

Cột ống thép hộp vuông có cạnh 300mm, chiều dày thành ống 10mm. Chiều

cao cột phần phía trên và phía dưới sàn dài 1,2m. Chiều dày sàn dày 200mm.

Shear-head: Thép hình số hiệu H100, đoạn vươn tính từ mặt cột L = 600mm,

một phần cánh trên và cánh dưới được cắt bỏ chỉ còn phần bụng l = 50mm đưa vào

trong lõi cột qua các rãnh trên mặt cột. Tiết diện H100 được hàn vào mặt ngoài cột

ống thép bởi đường hàn có chiều cao 8mm và bố trí lùi xuống phía dưới cách đáy

bản sàn 35mm.

Tấm thép liên tục: bề rộng b = 50mm, chiều dày t = 10mm, được hàn theo

chu vi của cột tại cánh dưới của H100.

Cốt thép sàn: cốt thép lớp trên đường kính 14a85 cho đoạn gần cột và

14a170 cho đoạn còn lại, cốt thép lớp dưới bố trí đều 10a100. Trên mỗi mặt cột

có 2 thanh thép xuyên cột.

Cốt thép đai: Chọn thép đai 10 dạng chữ C, uốn gập 900 hai đầu một đoạn

60mm. Lớp cốt đai đầu tiên bố trí cách mặt cột một đoạn d/2 = 75mm (d = 150mm

chiều cao làm việc của sàn), các lớp cốt đai tiếp theo bố trí khoảng cách 100mm (≤

3d/4 = 112,5), cốt đai bố trí hai bên cánh của H100×100 một đoạn 75mm.

Cốt thép vòng: chọn 10a100 bố trí lớp trên cùng. Tại các vị trí đặt tải bổ

sung lưới thép 8a50.

Hình 2.80. Cấu tạo chi tiết liên kết

Chế tạo mẫu thí nghiệm: Từ các thông số thiết kế, chi tiết liên kết cột biên, cột

góc CFST với sàn phẳng bê tông cốt thép được chế tạo như Hình 2.81. Tại chân cột

100

được hàn một bản thép 340×340(mm) dày 20mm để đặt kích gia tải, đầu cột để

trống để đổ bê tông.

Hình 2.81. Bố trí cốt thép cho liên kết cột biên, cột góc CFST – sàn phẳng BTCT

Hình 2.82. Dưỡng hộ bê tông sàn sau khi đổ

101

Tiến hành gia công và lắp đặt cốt thép cho sàn. Cốt thép sàn được bố trí theo

trình tự cốt thép lớp dưới, cốt thép lớp trên, cốt thép vòng và sau cùng là bố trí cốt

đai C. Tại vị trí neo sàn, gia cường lưới thép 8a50 (Hình 2.81).

Sau khi bố trí cốt thép sàn, tiến hành lắp đặt các cảm biến (strain gauges) đo

biến dạng cốt thép dọc, cốt đai, cốt vòng và shear-head.

Thực hiện đổ bê tông cho sàn, cấp phối thiết kế dự kiến là bê tông cấp B30

(M400). Cấp phối cho 1m3 bê tông cho trong Bảng 2.1. Bê tông sàn sau khỉ đổ được

dưỡng hộ trong điều kiện phòng thí nghiệm như Hình 2.82.

Thiết bị và thiết lập thí nghiệm

Thiết bị thí nghiệm: được lấy giống với thiết bị sử dụng thí nghiệm cho cột

giữa ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép (Xem mục 2.1.3).

Thiết lập thí nghiệm: theo thiết kế, bản sàn sẽ được neo giữ bởi các thanh neo

được nối vào đế khung gia tải. Mẫu cột biên sử dụng 4 thanh neo 36, cột góc sử

dụng 2 thanh neo 36 được xiên qua các lỗ đặt sẵn trên sàn và nối với bộ ngàm neo

bên dưới đế móng, tại mặt trên sàn bố trí tấm đệm tròn 180 dày 20mm và bu lông

neo. Đầu trên và đầu dưới của cột bố trí bộ neo giữ được chế tạo bởi các thanh tròn

gối tựa trên các ổ bi nhằm đảm bảo cho cột trượt tự do theo phương thẳng đứng và

hạn chế được ma sát với thành cột Hình 2.83.

Hình 2.83. Chi tiết neo đầu cột

Kích thủy lực có sức nâng P = 2500 kN được đặt dưới cột để thực hiện việc

gia tải. Một hệ giàn cứng đỡ các cảm biến LVDT đo chuyển vị đầu cột và chuyển vị

mặt sàn. Các strain gauge đo biến dạng bê tông được dán vào mặt trên và mặt dưới

102

sàn theo phương vuông góc và xiên góc. Mô hình bố trí thí nghiệm cho cột biên và

cột góc như Hình 2.84.

Hình 2.84. Thiết lập thí nghiệm cho cột biên, cột góc

Nối các strain gauges vào thiết bị đo và nối vào máy tính. Kiểm tra lại thiết bị

đo, thiết lập các đồng hồ đo, tham số đo cho máy tính trước khi thực hiện thí

nghiệm. Kiểm tra lại quá trình lắp đặt, kết nối thiết bị, thực hiện nâng kích với tải

103

trọng bằng trọng lượng bản thân sàn, kiểm tra độ cân bằng của sàn tiến hành siết

chặt các bu lông neo trước khi bắt đầu thí nghiệm.

Thí nghiệm vật liệu

Vì mẫu cột giữa, cột biên, cột góc được thi công cùng một thời điểm nên các

đặc trưng vật liệu sử dụng cho thí nghiệm gồm bê tông, cốt thép thanh và vật liệu

thép ống, shear-head lấy tương tự như trong thí nghiệm mẫu cột giữa (mục 2.1.4).

Kết quả thí nghiệm

Thực hiện gia tải cho mẫu với mỗi cấp tải Pi = 20 kN, thời gian giữ tải ở mỗi

cấp là 5 phút, quan sát ứng xử trên mẫu thấy được:

Tại cấp tải P = 140 kN xuất hiện vết nứt đầu tiên mặt trên của sàn, vết nứt

vuông góc với mặt cột hướng ra bên ngoài. Tiếp tục tăng tải trọng quan sát thấy các

vết nứt xuất hiện nhiều hơn, các vết nứt tiếp tục phát triển và chạy dài ra đến đầu

mút của shear-head. Mặt bên của sàn xuất hiện các vết nứt nghiêng từ góc cột với

góc 450. Cấp tải P = 400 kN các vết nứt mở rộng tại các vị trí gần mặt cột với bề

rộng vết nứt khoản 3mm.

Tiếp tục tăng tải trọng, chuyển vị của sàn tăng nhanh, vết nứt tại mép cột

phát triển mạnh, các vết nứt bên ngoài tăng không đáng kể. Tại P = 430 kN sàn

chuyển vị nhanh và tải trọng không tăng nữa, sàn bị phá hoại, hai phần sàn gập về

hai bên so với shear-head (Hình 2.85). Như vậy phá hoại cuối cùng trên mẫu là phá

hoại uốn.

Hình 2.85. Ứng xử của mẫu cột biên sau thí nghiệm

Kết quả thu được từ các thiết bị đo như sau:

104

Đồ thị Hình 2.86a biểu diễn quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị của sàn, giá

trị tải trọng lớn nhất là V = 431,6 kN tương ứng với chuyển vị đầu cột là δ = 43mm.

Hình 2.86b thể hiện đồ thị biến dạng của bê tông tại mặt dưới sàn, biến dạng

nén lớn nhất xảy ra tại vị trí mặt cột và giảm dần khi ra xa khỏi cột. Tại mức tải

a) Đồ thị tải trọng - chuyển vị đầu cột

b) Đồ thị tải trọng - biến dạng BT vùng nén

khoảng 350 kN biến dạng nén không tăng nữa và đảo chiều giảm dần.

a) Đồ thị tải trọng – biến dạng cốt đai

b) Đồ thị tải trọng – biến dạng cốt vòng

Hình 2.86. Đồ thị tải trọng - chuyển vị và tải trọng - biến dạng bê tông vùng nén

Hình 2.87. Đồ thị tải trọng - biến dạng trong cốt thép đai và thép vòng

Với cốt thép đai, Hình 2.87a cho thấy chỉ có hai cốt đai SS1, SS5 tại vị trí

gần cột có biến dạng lớn và đạt đến trạng thái chảy dẻo (εy = 1,98×10-3), các cốt đai

còn lại hầu như không biến dạng. Điều này chứng tỏ có vết nứt nghiêng cắt qua các

cốt đai này.

Biến dạng của cốt thép vòng ở đồ thị Hình 2.87b và ứng xử trên mẫu sau thí

nghiệm ở Hình 2.85 cho thấy các vết nứt hầu như đều cắt qua các cốt thép vòng và

105

tất cả cốt thép vòng đều làm việc tương ứng với độ mở rộng của vết nứt. Ứng suất

trong một số cốt vòng gần cột đạt đến giới hạn chảy của cốt thép (ε > εy = 2,5×10-3).

Thực hiện gia tải tương tự như với trường hợp cột biên với mỗi cấp tải Pi = 20

kN, thời gian giữ tải ở mỗi cấp là 5 phút quan sát ứng xử trên mẫu như sau:

Tại cấp tải P = 43 kN xuất hiện vết nứt đầu tiên mặt trên của sàn tại vị trí góc

cột lan ra cạnh sàn và đối xứng qua đường chéo của sàn.

Tiếp tục tăng tải trọng thấy không có thêm vết nứt mới xuất hiện, chỉ có vài

vết nứt phân tán nằm trong phạm vi bố trí thép vòng. Đến cấp tải P = 113 kN xuất

hiện thêm vết nứt dài song song với vết vứt ban đầu, và đi qua đỉnh của shear-head.

Bề rộng vết nứt ban đầu khoản 0,5mm, bê tông tại mặt cột có sự tách lớn, tại góc

cột bề rộng vết nứt tách khoản 2mm.

Tiếp tục tăng tải trọng, chuyển vị của sàn tăng nhanh, vết nứt tại mép cột

phát triển mạnh, các vết nứt bên ngoài tăng không đáng kể, sàn bị nghiêng lớn và tại

P = 226 kN sàn chuyển vị quá mức và tải trọng không tăng nữa, sàn phá hoại Hình

2.88. Phá hoại cuối cùng trên mẫu là phá hoại uốn.

Hình 2.88. Ứng xử của mẫu cột góc sau phá hoại

Kết quả từ các thiết bị đo:

Đồ thị Hình 2.89a là quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị của sàn, giá trị tải

trọng lớn nhất là V = 226,3 kN tương ứng với chuyển vị đầy cột là δ = 64mm.

Hình 2.89b là đồ thị biến dạng trong các cốt đai, cho thấy chỉ có 2 cốt đai

SS1, SS5 tại vị trí mặt cột có biến dạng lớn (εSS1 =3×10-3; εSS5 =2,24×10-3) và đạt

giới hạn chảy của cốt thép (εy =1,98×10-3), các cốt đai còn lại hầu như không biến

106

dạng. Điều đó chứng tỏ tồn tại vết nứt nghiêng cắt qua cốt đai SS1 và SS5 trong khi

a) Đồ thị tải trọng - chuyển vị

b) Đồ thị tải trọng – biến dạng

đó các cốt đai còn lại không có vết nứt cắt qua.

Hình 2.89. Đồ thị tải trọng - chuyển vị và tải trọng - biến dạng của cốt đai

Như vậy, kết quả phân tích hình dạng vết nứt ở trạng thái phá hoại và ứng xử

của cốt đai cho thấy, cả hai mẫu sàn biên và góc đều xảy ra sự phá hoại tại vị trí gần

mặt cột và đều là phá hoại uốn.

2.4. Kết luận Chương 2

Chương 2 của luận án đã thực hiện các nội dung như sau:

1. Nghiên cứu thực nghiệm trên các mẫu dầm bê tông cốt thép (kết cấu một

phương) với cột ống thép nhồi bê tông với các kiểu hình dạng shear-head khác

nhau. Kết quả ứng xử từ thí nghiệm và phân tích cơ chế truyền tải cho thấy, trường

hợp sử dụng thép hình chữ H hoặc I có cánh dưới mở rộng được xem như điểm tựa

cho các thanh chống nghiêng bê tông làm việc, đảm bảo cơ chế truyền tải từ dầm

vào cột rõ ràng hơn so với sử dụng tấm thép liên kết. Do đó, việc lựa chọn shear-

head là các thép hình tiết diện H hoặc I làm chi tiết liên kết cho cột CFST với sàn

phẳng BTCT là hợp lý.

2. Đề xuất giải pháp cấu tạo cải tiến liên kết cột CFST với sàn phẳng bê tông

cốt thép gồm:

Thép hình chữ H bố trí phần bụng ngàm vào bên trong cột và hàn tại mặt cột

đảm bảo độ tin cậy của liên kết. Bên cạnh đó, việc sử dụng tấm thép liên tục bao

quanh chu vi cột nhằm tăng chiều dài đường hàn liên kết shear-head vào cột góp

phần nâng cao độ an toàn cho liên kết.

107

Bố trí tấm thép liên tục phía dưới của cánh dưới tiết hiện H hoặc I, được hàn

theo chu vi cột nhằm tạo điểm tựa để tiếp nhận tải trọng từ sàn vào cột thông qua

các thanh chống bê tông tại các vị trí góc của cột giúp cơ chế truyền tải từ sàn được

phân bố đều theo chu vi của cột.

Bố trí cốt thép đai hình chữ C nhằm nâng cao khả năng chịu cắt thủng cho

sàn và cải thiện ứng xử của liên kết sau phá hoại.

Mục đích cấu tạo liên kết nhằm tạo ra một vùng cứng tại đầu cột, hoạt động

như mũ đầu cột tiếp nhận trực tiếp tải trọng từ sàn truyền vào cột và tham gia vào

khả năng chịu cắt thủng cho sàn.

3. Nghiên cứu thực nghiệm một cách hệ thống cho liên kết cột giữa, cột biên,

cột góc ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép khi xét tương quan

trong cùng hệ kết cấu. Kết quả nghiên cứu cho thấy:

Cấu tạo liên kết là giống nhau. Tuy nhiên, khi thiết kế liên kết thì chiều dài

shear-head của cột biên và cột góc dài hơn so với cột giữa, do cột biên cột góc bên

cạnh khả năng chịu cắt do lực thẳng đứng thì còn chịu tác động của mô men không

cân bằng làm cho chu vi phá hoại bị đẩy ra xa hơn so với cột giữa.

Kết quả thí nghiệm cho thấy, các liên kết đáp ứng khả năng chịu lực, cụ thể

các giá trị tải trọng thí nghiệm đều lớn hơn so với tải trọng thiết kế mẫu trong phần

phụ lục 2 (Cột biên Vu = 220 kN, cột góc Vu = 105 kN và cột giữa Vu = 440 kN). Mô

hình phá hoại cuối cùng cho mẫu cột giữa là chọc thủng với hai chu vi phá hoại

được quan sát. Trong khi đó mẫu cột biên và cột góc thì xảy ra phá hoại uốn.

4. Nghiên cứu thực nghiệm liên kết cột giữa ống thép nhồi bê tông với sàn

phẳng bê tông ứng lực trước với chi tiết liên kết tương tự như cột giữa CFST với

sàn BTCT. Kết quả thí nghiệm cho thấy sự có mặt của cáp dự ứng lực cải thiện

đáng kể đến sự hình thành, phát triển nứt so với sàn BTCT thường. Bên cạnh đó,

mô hình phá hoại quan sát được là tương tự với mẫu sàn cột giữa BTCT thường,

trạng thái phá hoại cuối cùng của hai mẫu thí nghiệm đều là cắt thủng. Hai trường

hợp phá hoại có thể xảy ra hoặc phá hoại cắt qua cốt đai, hoặc sự phá hoại xảy ra

bên ngoài vùng bố trí cốt đai.

108

CHƯƠNG 3. MÔ PHỎNG SỐ LIÊN KẾT VÀ

MÔ HÌNH TÍNH TOÁN KHẢ NĂNG CHỊU CẮT THỦNG CỦA SÀN TẠI LIÊN KẾT CỘT ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG VỚI SÀN PHẲNG

Mô phỏng số là công cụ hiệu quả nghiên cứu ứng xử của kết cấu. Kết quả

phân tích có thể cung cấp thông tin chi tiết về ứng suất và biến dạng phân bố trong

kết cấu. Những thông tin này thường không đo được chính xác từ thực nghiệm và

do đó nghiên cứu về phương pháp số có thể được sử dụng để bổ sung các số liệu

nhằm cải thiện sự hiểu biết về ứng xử của kết cấu. Hơn nữa nghiên cứu tham số trên

các mô hình phần tử hữu hạn có thể được thực hiện để nâng cao hiệu quả của thiết

kế kết cấu. Hiện nay, phần mềm Abaqus được sử dụng phổ biến cho mô phỏng kết

cấu dựa trên phương pháp phần tử hữu hạn do phạm vi giải quyết vấn đề đa dạng từ

phân tích tuyến tính tương đối đơn giản đến vấn đề mô phỏng phi tuyến phức tạp,

các loại phần tử và mô hình vật liệu phong phú, có thể mô phỏng đa dạng kết cấu.

Chương 3 của luận án sẽ sử dụng phần mềm Abaqus để mô phỏng các mẫu thí

nghiệm liên kết cột giữa ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép và

sàn phẳng bê tông ứng lực trước nhằm: (1) xác minh mô hình thí nghiệm; (2) khảo

sát sâu hơn các ứng xử của liên kết mà trong thí nghiệm không thực hiện được; (3)

khảo sát ảnh hưởng của các tham số quan trọng đến khả năng chịu tải của liên kết.

3.1. Mô phỏng số liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng

Mô phỏng liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông

cốt thép và xác thực với kết quả thí nghiệm

Phần mềm Abaqus [12] có thư viện phần tử mẫu rất phong phú, vì thế việc lựa

chọn phần tử phù hợp cho từng cấu kiện là cần thiết nhằm mô phỏng kết cấu sao

cho gần với thực tế nhất. C3D8R là phần tử khối 8 nút với kỹ thuật giảm điểm tích

phân Gauss xuống còn một điểm với điểm lấy tích phân nằm tại tâm phần tử. Đối

với cấu kiện có dạng khối hay bề dày tương đối lớn việc sử dụng phần tử khối liên

109

tục 8-nút 3D-stress C3D8R là hợp lý, vì phần tử khối sẽ mô tả chính xác ứng xử vật

lý như quan hệ ứng suất-biến dạng ở những thớ kéo và nén với độ chính xác cao.

Hơn nữa, C3D8R là phần tử sử dụng kỹ thuật giảm điểm tích phân do vậy hiện

tượng shear-locking được khắc phục. Do đó, những phần tử này thường là những

lựa chọn tốt nhất cho các bài toán mô phỏng. Các nghiên cứu về mô phỏng số cho

kết cấu sàn và dầm bê tông cốt thép chịu uốn, chịu cắt [18], [14] sử dụng loại phần

tử này cho kết quả chính xác và tin cậy. Do đó, với kích thước hình học cho trong

Bảng 3.1, phần tử C3D8R được lựa chọn để mô phỏng phần tử sàn bê tông, lõi bê

tông cột, ống thép cột, shear-head và các tấm đệm thép vị trí đặt lực.

Phần tử dạng thanh T3D2 (2 nút, 3 bậc tự do mỗi nút) với đặc điểm chỉ tồn tại

ứng suất kéo hay nén dọc trục được sử dụng để mô phỏng cốt thép dọc, cốt thép

vòng, cốt thép đai. Bảng 3.2 minh họa các bộ phận của liên kết khi mô phỏng bằng

Abaqus.

Cấu kiện

Kích thước

Phần tử mô phỏng

Sàn bê tông

2700 × 2700 mm2 dày 200mm

C3D8R

Ống thép hộp

300 × 300 mm2 dày 10 mm

C3D8R

Lõi bê tông cột

200 × 200 mm2

C3D8R

Thép shead-head

H100×100, dài 400 mm

C3D8R

T3D2

Cốt thép lớp trên 14

T3D2

Cốt thép lớp dưới 10

T3D2

Cốt thép vòng, cốt đai 10

Bảng 3.1. Lựa chọn phần tử cho các bộ phận của liên kết sàn – cột CFST

Bảng 3.2. Mô phỏng các bộ phận của kết cấu

Mô phỏng 1/4 sàn bê tông Cốt thép dọc - thép đai - thép vòng

110

Mô phỏng lõi bê tông cột – cột CFST Mô phỏng tấm liên tục bao quanh cột

Mô phỏng tấm đệm gia tải – tấm đế Mô phỏng shear-head (H100)

Trong thực tế, việc xác định chính xác đường cong ứng suất-biến dạng của vật

liệu từ các thiết bị thí nghiệm kéo, nén mẫu là khó. Thông thường, quá trình thí

nghiệm chỉ lấy cường độ chịu kéo, nén của mẫu. Nhưng trong mô phỏng Abaqus

cần phải xác định đúng ứng xử của vật liệu để từ đó đánh giá đúng ứng xử của kết

cấu qua các gia đoạn chịu tải. Do đó, việc xây dựng đường cong ứng suất- biến

dạng là cần thiết. Các nghiên cứu dưới đây sẽ thực hiện thiết lập các quan hệ ứng

suất-biến dạng cho vật liệu bê tông và thép để sử dụng trong mô phỏng Abaqus với

dữ liệu đầu vào chỉ là các giá trị cường độ xác định từ thí nghiệm vật liệu:

Vật liệu bê tông:

Ứng xử của bê tông chịu nén: Dựa vào tiêu chuẩn EC2 [25] và [14] để xây

dựng đường cong quan hệ ứng suất - biến dạng của bê tông khi chịu nén và kéo một

trục. Hình 3.1 ứng xử của bê tông khi nén được mô tả qua 3 gia đoạn như sau:

Hình 3.1. Giả thiết đường cong nén một trục của bê tông [14]

111

Giai đoạn 1: Bê tông làm việc trong miền đàn hồi, biến dạng dư bằng không,

với

quan hệ ứng suất σc - biến dạng εc là tuyến tính theo biểu thức (3.1):

(3.1)

fcm - cường độ chịu nén trung bình mẫu hình lăng trụ xác định từ thí nghiệm.

Giai đoạn 2: Xuất hiện các vết nứt trong bê tông, mô đun đàn hồi giảm, biến

dạng dư tăng dần. Quan hệ ứng suất biến dạng là đường cong và xác định theo công

thức (3.2):

;

với

(3.2)

Trong đó:

(MPa); Eci là mô đul biến dạng,

εcm - biến dạng tương ứng với cường độ chịu nén trung bình fcm. Theo

MC 2010 [38], εcm phụ thuộc vào cấp độ bền của bê tông.

Giai đoạn 3: Biến dạng bê tông tăng nhanh, ứng suất giảm, quan hệ ứng suất

biến dạng là đường cong xác định theo biểu thức (3.3) và (3.4):

(3.3)

(3.4)

Trong đó:

Gch - năng lượng nén vỡ;

leq - chiều dài đặc trưng của phần tử, phụ thuộc vào kích thước chia lưới phần

tử, loại phần tử hữu hạn và hướng của vết nứt;

b - hệ số phá hoại . Dựa trên quan sát từ thực nghiệm b = 0.9 được

giả thiết ban đầu, sau khi xác định các biến phá hoại, xác định lại giá trị của b.

112

Các giá trị biến dạng mô tả trong Hình 3.1 được tính theo biểu thức (3.5):

(3.5)

Trong đó:

el - biến dạng nén vỡ và biến dạng đàn hồi trong vùng bê tông phá hoại;

dc – biến phá hoại cho vùng bê tông chịu nén;

ch, ε0c

el - biến dạng dẻo và đàn hồi hợp thành biến dạng của bê tông vùng nén.

εc

pl, εc

εc

Ứng xử của bê tông khi chịu kéo: Diễn biến quá trình chịu kéo của bê tông

được mô tả qua 2 giai đoạn như Hình 3.2:

Hình 3.2. Giả thiết mô hình kéo một trục của bê tông [14]

Giai đoạn 1: Bê tông chưa xuất hiện vết nứt, quan hệ ứng suất biến dạng là

tuyến tính xác định theo biểu thức:

với

(3.6)

Giai đoạn 2: Vết nứt xuất hiện, ứng suất bê tông giảm, biến dạng tăng, năng

lượng bị tiêu tán làm cho vật liệu bị mềm hóa. Trong giai đoạn này quan hệ ứng

suất biến dạng là đường cong và tỉ số giữa ứng suất kéo σt(w) (w là bề rộng vết nứt)

và cường độ chịu kéo ftm (cường độ chịu kéo trung bình mẫu hình lăng trụ) được

cho bởi biểu thức (3.7):

(3.7)

Trong đó:

113

c1 = 3; c2 = 6,93; wc - vết nứt mở tới hạn.

Công thức (3.7) cho thấy σt(w = 0) = ftm và σt(wc) = 0. Vì vậy wc có thể xem là

sự mở rộng vết nứt liên quan đến cường độ chịu kéo và năng lượng nứt GF qua biểu

thức (3.8):

(3.8)

Tỉ số giữa năng lượng nén vỡ và năng lượng nứt có thể giả thiết tỉ lệ bình

phương của tỉ số cường độ chịu nén và cường độ chịu kéo (3.9).

(3.9)

Sau giả thiết trên, nhánh giảm của của đường cong ứng suất biến dạng kéo,

biến dạng kéo có thể đạt được từ vết nứt mở tính theo biểu thức sau (3.10):

(3.10)

với

Các giá trị biến dạng mô tả trong Hình 3.4 được tính theo biểu thức (13):

(3.11)

Trong đó:

el - biến dạng nứt và biến dạng đàn hồi trong vùng bê tông phá hoại nứt;

dt – biến phá hoại cho bê tông chịu kéo một trục;

ck, ε0t

el - biến dạng dẻo và đàn hồi hợp thành biến dạng của bê tông vùng kéo.

εt

pl, εt

εt

Áp dụng lý thuyết ở trên để mô hình vật liệu bê tông sử dụng cho mô phỏng

trong Abaqus như sau:

Đường cong ứng suất biến dạng: Từ kết quả thí nghiệm về kéo và nén mẫu bê

tông xác định được cường độ chịu kéo ftm và nén fcm của bê tông cho trong Bảng

3.3 và thiết lập đường cong quan hệ ứng suất biến dạng của bê tông như Hình 3.3.

fcm (MPa)

ftm(MPa)

E0(MPa)

εcm



45,14

3,71

31772,3

0,2

0,0022

Bảng 3.3. Các thông số đặc trưng cho vật liệu bê tông

114

Hình 3.3. Đồ thị ứng suất – biến dạng nén, biến dạng kéo một trục của bê tông

Với giai đoạn sau đàn hồi: mô hình phá hoại hợp lý cho bê tông sẽ là sự nén

vỡ của bê tông vùng nén và phá hoại nứt của bê tông vùng kéo. Trong khi đó mô

hình ứng xử dẻo tốt hơn khi thể hiện sự phá hoại của thép. Vì thép tăng thêm độ dẻo

nên ứng xử của bê tông thuộc kết cấu bê tông cốt thép có thể mong đợi tốt hơn với

mô hình kết hợp phá hoại (nén vỡ hoặc nứt) - dẻo hay còn gọi là mô hình CDP

(Concrete Damage Plastic Model). Đây là mô hình phá hoại dẻo 3D đối với vật liệu

bê tông đề xuất bởi J. Lubiner et.al [33] với đề nghị hiệu chỉnh của J. Lee et.al [34]

có khả năng dự đoán cả hai ứng xử kéo và nén của bê tông dưới áp lực hạn chế nở

hông. Như vậy, để sử dụng mô hình CDP trong mô phỏng số bằng Abaqus cần khai

báo các tham số như Bảng 3.4 và đồ thị quan hệ giữa biến phá hoại kéo dt , biến phá

hoại nén dc với ứng suất của bê tông cho trong Hình 3.4.

Ψ(0)

fb0/fc0

1,16

0,1

0,7

Bảng 3.4. Tham số của mô hình CDP

Các tham số trong Bảng 3.4 được lấy như sau:

Kc - Hệ số điều khiển hình dạng mặt phẳng phá hoại dẻo. Kc nằm giữa 0,5 (bề

mặt chảy dẻo Rankine) và 1(Von-Mises). Theo nghiên cứu của [14] về ứng xử của

kết cấu bê tông cốt thép chịu uốn, nén và cắt thì Kc được lấy là 0,7. Ứng xử này phù

115

hợp với trạng thái làm việc của bê tông lõi cột và bê tông sàn của mẫu thí nghiệm

nên trong mô phỏng Abaqus cho liên kết lấy Kc = 0,7

ψ là góc giãn nở của vật liệu. Theo [14], [54] với vật liệu bê tông lấy ψ =130.

fb0 / fc0 là tỉ số giữa cường độ nén hai trục và một trục của bê tông lấy bằng

1,16 và ϵ = 0,1 là sự lệch của mặt thế năng dẻo (theo [14], [18], [43]).

Hình 3.4. Đồ thị biến dạng – biến phá hoại nén dc, biến phá hoại kéo dt

Vật liệu thép: Sử dụng mô hình đàn hồi - dẻo để mô phỏng ứng xử của cốt

thép và vật liệu thép. Các thông số vật liệu gồm mô đun đàn hồi thép Es, giới hạn

chảy của thép fy, giới hạn bền của thép fu tương ứng với biến dạng εu được xác định

từ kết quả thí nghiệm ở Bảng 2.4.

Trong Abaqus mỗi cấu kiện được xây dựng trong hệ tọa độ cục bộ của nó, độc

lập trong mô hình. Do đó, để kết nối các bộ phận khác nhau thành mô hình hoàn

chỉnh thì chức năng lắp ghép (Assembly) được sử dụng để lắp ghép các cấu kiện rời

rạc lại với nhau như Hình 3.5.

Hình 3.5. Mô hình mô phỏng liên kết sàn BTCT – cột CFST

116

Trong mô phỏng, để kết cấu làm việc đồng thời, các bộ phận của kết cấu phải

liên kết với nhau. Có nhiều hình thức liên kết được Abaqus cung cấp như tương tác

bề mặt (surface to surface), liên kết nhúng (embedded element), liên kết ràng buộc

(tie), v.v. Trong phạm vi của mô phỏng các kiểu tương tác được sử dụng được tóm

tắt trong Bảng 3.5.

STT

Cấu kiện

Cấu kiện tương tác

Dạng tương tác

Sàn BTCT

Cột CFST

Surface to surface

Cột thép hộp CFST

Lõi bê tông

Surface to surface

Shear-head H100

Cột CFST

Tie

Cốt thép dọc Ø10, Ø14

Sàn BTCT

Embedded element

Cốt đai, cốt thép vòng Ø10

Sàn BTCT

Embedded element

Bảng 3.5. Các dạng tương tác sử dụng trong mô phỏng

Mô tả kiểu tương tác Hình ảnh minh họa

- Đối tượng tương tác:

+ Cột với lõi bê tông,

+ Sàn BTCT với mặt ngoài của cột CFST,

+ Shear-head với sàn bê tông.

- Kiểu tương tác: Dùng tương tác mặt Surface to

surface

- Hệ số ma sát: 0.4 [18]

- Đối tượng tương tác: Thép lớp trên, thép lớp

dưới, thép vòng, thép đai nhúng vào bê tông sàn.

- Kiểu tương tác: Dùng tương tác Embedded

element

Để có được kết quả đạt độ chính xác cao và đảm bảo kết quả phân tích hội tụ

cần phải chia nhỏ phần tử. Do liên kết được tạo nên bởi các phần tử khác nhau nên

117

kích thước phần tử được lấy sao cho phù hợp nhất để kết quả phân tích được hợp lý

và không làm tốn nhiều tài nguyên máy tính. Bảng 3.6 là hình ảnh kích thước chia

nhỏ của các phần tử sử dụng cho mô phỏng.

Bảng 3.6. Kích thước chia nhỏ phần tử(mm)

Kích thước chia phần tử Hình ảnh minh họa

- Phần tử chia lưới:

+ Thân cột: 10mm

+ Shear-head: 10mm

+ Tấm liên tục: 10mm

+ Tấm đế: 20mm

- Loại phần tử: C3D8R

- Phần tử chia lưới:

+ Lõi bê tông cột: 30mm

+ Sàn bê tông: 30mm

+ Tấm đặt tải: 15mm

+ Tấm đế: 20mm

- Loại phần tử: C3D8R

- Phần tử chia lưới:

+ Cốt thép lớp trên 14: 10mm

+ Cốt thép lớp dưới 10: 10mm

+ Cốt thép đai 10: 10mm

+ Cốt thép vòng 10: 10mm

- Loại phần tử: T3D2

Sau khi chia lưới phần tử, thực hiện gán các điều kiện biên. Điều kiện biên ở

đây gồm điều kiện biên về liên kết và điều kiện biên về tải trọng. Để tiết kiệm tài

nguyên máy tính và thời gian tính toán, chỉ 1/4 mô hình được phân tích. Điều kiện

đối xứng trên các mặt được minh họa như Hình 3.6.

118

Điều kiện gia tải trong mô phỏng được thực hiện theo điều kiện chuyển vị. Vị

trí đặt chuyển vị tại các tấm gia tải với giá trị chuyển vị biến thiên theo thời gian và

tăng theo từng cấp tải.

Để hệ không biến hình và không bị lỗi trong phân tích, tại chân cột được khai

báo điều kiện khống chế chuyển vị theo các phương. Kiểu gia tải này tương đương

với mô hình thí nghiệm được thực hiện.

Hình 3.6. Điều kiện biên, điều kiện chuyển vị cho kết cấu

Sau khi gán các điều kiện biên cho mô hình, thực hiện phân tích bài toán.

Thuật toán giải phi tuyến bằng phương pháp điều khiển chuyển vị được sử dụng để

giải quyết bài toán.

Kết quả mô phỏng gồm các đồ thị quan hệ tải trọng - biến dạng, tải trọng -

chuyển vị được so sánh với kết quả thí nghiệm như Hình 3.7 đến Hình 3.10.

Hình 3.7. Đồ thị tải trọng – chuyển vị đứng của sàn theo thí nghiệm và mô phỏng

119

Hình 3.8. Đồ thị tải trọng – biến dạng của bê tông mặt dưới sàn theo phương

vuông góc với mặt cột từ kết quả thí nghiệm và mô phỏng

Hình 3.9. Đồ thị tải trọng – biến dạng của cốt thép dọc trong sàn từ kết quả thí

nghiệm và mô phỏng

120

Hình 3.10. Đồ thị tải trọng – chuyển vị của sàn theo phương vuông góc với mặt cột

theo kết quả thí nghiệm và mô phỏng

Mô phỏng liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông

ứng lực trước và xác thực với kết quả thí nghiệm

Trình tự thực hiện mô phỏng liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng

bê tông ứng lực trước được thực hiện theo các bước tương tự như liên kết cột CFST

với sàn phẳng bê tông cốt thép. Tuy nhiên, quá trình mô phỏng có những điểm được

bổ sung cho phù hợp với mô hình như sau:

Trong phần xây dựng mô hình, bổ sung phần tử C3D8T để mô phỏng cáp

ứng lực trước. Cáp ứng lực trước được mô phỏng bằng cách quy đổi về diện tích

tương đương. Với mỗi ống ghen bố trí 4 sợi cáp T13 có tổng diện tích là 394,8mm2,

thì tiết diện cáp quy về tiết diện chữ nhật tương đương là 12,7×31(mm).

Hình 3.11. Mô hình mô phỏng mẫu thí nghiệm sàn ứng lực trước – cột CFST

121

Mô hình vật liệu: bê tông áp dụng trong Abaqus được xây dựng từ kết quả

thí nghiệm về nén và kéo của mẫu bê tông hình trụ. Đường cong quan hệ ứng suất

– biến dạng của bê tông được thiết lập dựa vào Eurocode 2 [25] và nghiên cứu của

B. Alfarah [14]. Quan hệ σ - ε được định nghĩa bởi cường độ chịu nén của bê tông

fcm = 47,72 Mpa tương ứng với biến dạng nén là εcm = 0,0022 và cường độ chịu kéo

của bê tông ftm = 3,55 Mpa. Các đường cong ứng suất – biến dạng mô tả trong Hình

3.12. Mô hình phá hoại dẻo của bê tông Concrete Damaged Plasticity Model (CDP)

được sử dụng để mô phỏng ứng xử ba trục của bê tông. Bề mặt phá hoại dẻo được

định nghĩa bởi đường cong quan hệ ứng suất – biến dạng và tỉ số giữa cường độ

chịu nén 2 trục và nén một trục của bê tông fb0/fc0 = 1,16, hệ số điều khiển hình

dạng mặt phẳng phá hoại, Kc = 0,7, góc giãn nở của vật liệu φ = 200 và độ lệch của

dòng năng lượng Є = 0,1.

Hình 3.12. Đồ thị ứng suất – biến dạng nén, kéo một trục của bê tông

Điều kiện tương tác: Ngoài những kiểu tương tác đã đề cập trong phần mô

phỏng cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép, phần này còn có

thêm tương tác giữa cáp ứng lực trước với bê tông sàn. Sử dụng kiểu tương tác bề

mặt (surface to surface) với hệ số ma sát giữa cáp và bê tông sàn là μ = 0,2.

Gán điều kiện biên cho kết cấu: Điều kiện biên ở đây gồm điều kiện biên về

liên kết và điều kiện biên về tải trọng. Chỉ 1/4 mô hình được phân tích. Điều kiện

đối xứng được gán trên các mặt đối xứng. Tại chân cột được khai báo điều kiện

122

khống chế chuyển vị theo các phương. Điều kiện gia tải trong mô phỏng được thực

hiện theo chuyển vị. Vị trí đặt chuyển vị tại các tấm gia tải (Hình 3.13) với giá trị

chuyển vị biến thiên theo thời gian.

Hình 3.13. Điều kiện biên mô phỏng

Về cách tạo ứng suất trước cho sàn, mô hình thay đổi nhiệt độ được sử dụng

để tạo ứng lực trước trong cáp [21]. Các sợi cáp được bố trí đúng với vị trí thiết kế

và được gắn chặt bằng liên kết “tie – liên kết gắn chặt” với tấm thép neo được áp

chặt vào thành sàn. Gán điều kiện tương tác tiếp xúc giữa cáp và bê tông (surface to

surface) với hệ số ma sát 0,2. Sau đó bằng cách giảm nhiệt độ, cáp sẽ co lại nhưng

bị cản trở bởi các tấm thép neo ở đầu sàn nên tạo ra ứng suất trước trong cáp, gây ra

lực nén trước cho bê tông sàn. Nhiệt độ thay đổi trong cáp để tạo ra ứng suất cần

thiết được xác định thông qua biểu thức sau:

(3.12)

Với mô đun đàn hồi của cáp Esp = 200 GPa, hệ số giãn vì nhiệt của cáp α =

1,15×10-5 (1/oC) và ứng suất kéo cáp ban đầu là 1300 MPa, thì độ giảm nhiệt độ cần

thiết sử dụng trong mô phỏng là ΔT = -565,2 oC.

Sau khi mô phỏng kết quả được so sánh với thực nghiệm gồm: các đồ thị quan

hệ tải trọng - biến dạng, tải trọng – chuyển vị của bê tông và thép được so sánh với

kết quả thí nghiệm cũng như các ứng xử trong các bộ phận của liên kết.

123

Hình 3.14. Đồ thị tải trọng – chuyển vị của sàn theo thí nghiệm và mô phỏng

Hình 3.15. Đồ thị tải trọng – chuyển vị của sàn theo phương vuông góc với mặt cột

theo kết quả thí nghiệm và mô phỏng

124

Hình 3.16. Đồ thị tải trọng – biến dạng của bê tông mặt dưới

Hình 3.17. Đồ thị tải trọng – biến dạng của cốt thép đai

Nhận xét: kết quả so sánh mô phỏng số liên kết cột giữa ống thép nhồi bê

tông với sàn phẳng BTCT và sàn phẳng bê tông ứng lực trước với thực nghiệm là

tương đồng, chứng tỏ độ tin cậy của mô hình mô phỏng và nó làm cơ sở để khảo sát

các ứng xử khác của lên kết mà trong thực tế thí nghiệm không khảo sát được.

125

Khảo sát ảnh hưởng của các tham số đến liên kết

Với giải pháp cấu tạo liên kết đề xuất, kết quả thí nghiệm cho thấy sự toàn vẹn

của vùng liên kết sau phá hoại và xem nó hoạt động như mũ cột lớn. Như vậy, kích

thước của vùng liên kết sẽ ảnh hưởng đến khả năng chịu cắt thủng của sàn. Qua

phân tích cơ chế phá hoại cho thấy chi tiết shear-head hoạt động như một gối tựa

tiếp nhận tải trọng từ sàn truyền vào cột đồng thời hỗ trợ sự làm việc của cốt đai, do

đó có thể xem sự mở rộng của vùng liên kết phụ thuộc vào chiều dài vươn của

shear-head và để đáp ứng vai trò làm gối tựa của shear-head thì nó phải đảm bảo

được độ cứng cần thiết. Mô phỏng số được thực hiện để khảo sát ảnh hưởng độ mở

rộng của liên kết thông qua sự thay đổi của chiều dài shear-head. 4 mẫu có chiều dài

shear-head lần lượt là L = 1dv =100mm; 2,5dv=250mm; 4dv = 400mm; 5dv =500mm

(dv = 100mm là chiều cao làm việc chịu cắt của sàn, được định nghĩa ở mục 3.2.1)

được sử dụng để khảo sát. Cốt thép vòng, cốt đai được bố trí theo chiều dài của

shear-head như Hình 3.18. Các tham số khác được lấy giống với mẫu thí nghiệm.

Hình 3.18. Cấu tạo vùng liên kết theo chiều dài của shear-head

Hình 3.19 minh họa ứng xử phá hoại của sàn (DAMAGET – phá hoại do biến

dạng kéo) và Hình 3.20 là đồ thị quan hệ tải trọng chuyển vị của sàn với các chiều

dài khác nhau của shear-head. Phân tích kết quả thấy:

Khả năng chịu cắt của sàn tăng khi tăng chiều dài shear-head, trong tất cả các

trường hợp mặt phá hoại sau cùng đều nằm phía ngoài của shear-head. Điều đó cho

thấy với sự có mặt của shear-head vùng phá hoại được đẩy ra xa khỏi mặt cột và

khả năng chịu cắt thủng của sàn tăng.

126

Hình 3.19. Hình ảnh phá hoại sàn Hình 3.20. Đồ thị tải trọng - chuyển vị sàn

theo chiều dài của shear-head khi thay đổi chiều dài shear-head

Đồ thị Hình 3.20 cho thấy, tại mức chiều dài shear-head L = 5dv = 500mm,

khả năng chịu lực của sàn lớn hơn không đáng kể so với chiều dài L = 400mm. Có

thể hiểu rằng với một mức chiều dài nào đó của shear-head thì nó mới phát huy tác

dụng chịu cắt và làm gối tựa cho sàn và giới hạn làm việc của shear-head được chọn

theo đồ thị là 400mm, tương ứng với L = 4dv. Bên cạnh đó, tham khảo tiêu chuẩn

ACI 318-14 cho giải pháp gia cường khả năng chịu cắt thủng cho sàn bê tông cốt

thép sử dụng thép hình. Giá trị chiều dài hiệu quả của shear-head đề cập là 4d (d là

chiều dài làm việc chịu uốn của sàn). Do đó, giá trị lớn nhất của chiều dài shear-

head đề xuất là 4dv.

Một tham số quan trọng của shear-head cần được khảo sát là kích thước tiết

diện ngang. Theo ACI 318-14, ảnh hưởng tiết diện ngang của shear-head được đánh

giá qua tương quan độ cứng của tiết diện thép hình với vùng bê tông xung quanh thể

hiện bởi tỉ số giữa độ cứng αv được định nghĩa bởi biểu thức (3.13) và để shear-head

đáp ứng được vai trò làm gối tựa cho sàn thì giá trị nhỏ nhất của αv là 0,15.

(3.13)

Trong đó:

Es, Is – mô đun đàn hồi và mômen quán tính của shear-head;

127

Ec, Ic – mô đun đàn hồi và mômen quán tính của phần tiết diện bê tông bao

quanh shear-head. Tiết diện bê tông bao gồm bề rộng cột cộng với chiều cao làm

việc của sàn (Hình 3.21).

Hình 3.21. Mô hình xác định tương quan độ cứng của shear-head với bê tông

Thực hiện khảo sát 2 trường hợp tiết diện ngang của shear-head bằng Abaqus

gồm H100 (chiều dày cánh tf =8mm, chiều dày bản bụng tw=6mm); H80 (tf =6mm,

tw=5.5mm). Giá trị αv tính theo ACI 318-14 tương ứng cho hai trường hợp của

shear-head (H100, H80) lần lược là 0,337; 0,182. Các shear-head được bố trí lùi

xuống so với trọng tâm sàn, cánh dưới của shear-head cách mặt dưới sàn 35mm.

Các tham số khác của mô hình được lấy giống mô hình thí nghiệm.

Hình 3.22. Hình ảnh phá hoại sàn Hình 3.23. Đồ thị tải trọng - chuyển vị sàn

phụ thuộc tiết diện ngang shear-head khi thay đổi kích thước shear-head

Kết quả mô phỏng trên Hình 3.22 và đồ thị Hình 3.23 cho thấy, với sự thay

đổi kích thước tiết diện của shear-head, ứng xử mặt phá hoại cuối cùng đều nằm

ngoài shear-head và khả năng chịu tải trọng của sàn trong 2 trường hợp của kích

128

thước shear-head chênh lệch không đáng kể. Điều này có thể hiểu là do các shear-

head bố trí lệch xuống phía dưới của sàn, nên nó hoàn toàn nằm trong miền trung

hòa của sàn, lúc này shear-head chỉ thực hiện vai trò gối tựa tiếp nhận tải trọng và

ngăn cản chuyển vị đứng của sàn trong khi đó khả năng chịu mô men hạn chế. Do

đó, shear-head không bị phá hoại uốn sớm mà vẫn hoạt động đến cuối quá trình

chịu tải của sàn. Như vậy, trong tính toán thiết kế liên kết, kích thước shear-head

nên chọn sao cho αv ≥ 0,15.

Để hiểu vai trò của cốt thép dọc đến khả năng chịu cắt của sàn cần phân tích

cơ chế ảnh hưởng. Thực hiện khảo sát sự làm việc của sàn tại liên kết dưới tác dụng

của tải trọng. Sau khi các vết nứt nghiêng hình thành, tác dụng của lực cắt làm cho 2

phần sàn có xu hướng chuyển dịch tương đối theo phương của lực cắt. Trong trường

hợp không có mặt của cốt đai cắt qua khe nứt nghiêng, thì khả năng chịu lực cắt của

sàn là sự đóng góp của bê tông và cốt thép dọc cắt qua khe nứt thông qua cơ chế

hoạt động của dowel (là các cốt thép dọc sẽ tạo thành các chốt ngăn cản sự di

chuyển của sàn theo phương lực cắt)

Khi lực cắt tăng lên, vết nứt nghiêng mở rộng và phát triển đến vùng bê tông

chịu kéo làm tăng ứng suất kéo trong cốt thép dọc và gây ra những vết nứt tách bê

tông dọc theo cốt thép làm mất lực dính giữa cốt thép và bê tông như Hình 3.24 .

Hình 3.24. Cơ chế ảnh hưởng của cốt thép dọc đến sức kháng cắt của sàn [15]

129

Như vậy, để kể đến sự hoạt động của cốt thép dọc, cần yêu cầu một mức

chuyển vị Δdow của cốt dọc nghĩa là chuyển vị tương đối của hai phần sàn qua khe

nứt nghiêng sẽ tạo ra đường cong trong cốt thép dọc và nó đóng vai trò như cốt thép

xiên chịu cắt tại vị trí vết nứt. Cơ chế chịu cắt của cốt dọc gồm sự uốn của dowel

cùng với các hiệu ứng thứ cấp là sức kháng cắt của đệm bê tông hình nêm nằm bên

dưới cốt thép và sự kháng cắt gây ra sự tách lớp bê tông bảo vệ tại trạng thái tới

hạn.

Với phân tích ở trên cho thấy, mặc dù cốt thép dọc bố trí vuông góc với lực cắt

nhưng nó vẫn tham gia vào khả năng chống cắt qua cơ chế dowel, phân tích cho

thấy hai cơ chế thứ cấp chỉ xảy ra khi có sự uốn trong dowel. Với trường hợp sử

dụng shear-head làm chi tiết liên kết, vết nứt nghiêng phá hoại phát triển ra khỏi

vùng bố trí shear-head tại đó giá trị mô men giảm rất nhiều so với tại vị trí mặt cột

nên ứng suất dư còn lại trong cốt thép còn nhiều và sẽ đóng góp đáng kể vào sức

kháng cắt của cốt dọc. Như vậy, có thể nói cốt thép dọc tham gia vào khả năng chịu

cắt của sàn tuy nhiên mức độ đóng góp phụ thuộc vào mật độ cốt thép cắt qua khe

nứt. Nếu hàm lượng cốt thép lớn thì sự đóng góp là đáng kể, các cơ chế thứ cấp

chưa bị phá hoại, trường hợp hàm lượng cốt thép nhỏ thì ứng suất dư trong cốt thép

sẽ nhỏ và cơ chế thứ cấp dễ xảy ra và sức đóng góp là nhỏ.

Hình 3.25. Đồ thị khảo sát ảnh hưởng của hàm lượng cốt thép

130

Thực hiện mô phỏng số khảo sát khả năng chịu cắt thủng của sàn theo các

mức hàm lượng khác nhau. Ở đây mô hình khảo sát giữ nguyên các tham số giống

với mẫu thí nghiệm chỉ thay đổi hàm lượng cốt thép. Kết quả đồ thị tải trọng –

chuyển vị của sàn (Hình 3.25) cho thấy với sự tăng hàm lượng cốt thép dọc thì khả

năng chịu cắt thủng tăng tương ứng. Tại mức hàm lượng 0,2%, 0,3% sự khác biệt

về khả năng chịu cắt là không lớn, hai đường đồ thị gần như tiệm cận nhau, điều đó

chứng tỏ với một mức hàm lượng nào đó của cốt thép dọc thì sự đóng góp của nó

vào khả năng kháng cắt là giống nhau. S. Guandalini et al [27] khảo sát hàm lượng

cốt thép dao động khoảng 0,25% đến 0,3%. Thí nghiệm cho thấy sự phá hoại xảy ra

chủ yếu là uốn. Do đó trong biểu thức thiết kế khi hàm lượng cốt thép nhỏ hơn

0,2% thì xem xét bỏ qua ảnh hưởng của cốt thép dọc đến khả năng chịu cắt của sàn.

Giá trị hàm lượng lớn nhất được giới hạn là 2% theo tiêu chuẩn châu Âu EC2.

Hiện nay, trong các mô hình tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn, cường

độ bê tông là một tham số quan trọng tham gia vào các biểu thức tính toán. Để đánh

giá mức độ ảnh hưởng cường độ bê tông, thực hiện mô phỏng số cho mô hình với 5

trường hợp cường độ bê tông khác nhau đó là 20, 25, 30, 45, 50 (MPa). Các tham số

khác của mô hình không đổi.

Kết quả mô phỏng số Hình 3.26 cho thấy sự tăng của cường độ bê tông sàn

làm tăng khả năng chịu cắt thủng của sàn.

Hình 3.26. Đường cong tải trọng - chuyển vị theo sự thay đổi cường độ bê tông

131

Ảnh hưởng của cường độ bê tông đến khả năng chịu cắt của sàn có thể giải

thích bởi cơ chế truyền tải từ sàn vào cột thông qua mô hình giàn ảo như Hình 3.27.

Kết cấu cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng được kết nối bởi chi tiết liên kết là

các shear-head tiết diện H được hàn cứng vào thành ống thép và nhúng vào bê tông

sàn. Qua mô hình truyền tải ta thấy tải trọng trên sàn được chuyển qua hệ giàn ảo

không gian truyền về gối tựa là cánh dưới của shear-head và truyền trực tiếp đến

cột. Mô hình giàn ảo bao gồm các thanh chịu nén, các thanh giằng chịu kéo và giao

nhau tại vùng nút. Quan điểm chịu lực của giàn ảo là xem bê tông chịu nén trong

các thanh chống và cốt thép chịu kéo trong các thanh giằng. Sự phá hoại xảy ra khi

bê tông trong thanh chống bị nén vỡ và cốt thép trong thanh giằng bị chảy dẻo. Điều

đó chứng tỏ khả năng chịu cắt của sàn phụ thuộc vào sức chịu đựng của các thanh

chống bê tông nghĩa là phụ thuộc vào cường độ của bê tông. Và khi cường độ bê

tông càng cao thì sức chịu đựng của các thanh chống càng lớn làm tăng khả năng

chịu cắt của sàn.

Hình 3.27. Cơ chế truyền lực cắt trong sàn qua mô hình giàn ảo

Đối với kết cấu bê tông cốt thép, cốt đai đóng vai trò quan trọng tham gia vào

khả năng chịu cắt của cấu kiện, chống lại sự phá hoại trên khe nứt nghiêng. Sự đóng

góp vào vào khả năng chịu cắt chỉ xảy ra khi có khe nứt cắt qua cốt đai, lúc đó cốt

đai bị biến dạng và tham gia chịu kéo. Đối với cốt đai các khía cạnh cần được khảo

sát như sau:

Vị trí bố trí cốt đai: để khai thác tốt nhất vai trò chịu cắt của cốt đai, cần bố

trí nó vào những vùng có ứng suất cắt lớn. Căn cứ vào sự phân bố ứng suất trong

sàn (Hình 3.28) hai vị trí tập trung ứng suất cắt cần được phân tích như sau:

132

(1) vùng ứng suất tập trung theo chu vi của shear-head vì tải trọng trên sàn được

chuyển về cánh dưới của shear-head làm hình thành các thanh chống rõ rệt;

(2) vùng ứng suất tại góc cột do sự hỗ trợ của tấm liên tục nên thanh chống được

hình thành từ tấm thép liên tục hướng ra bên ngoài sàn. Bên cạnh đó, kết quả thí

nghiệm Hình 2.44 cho thấy các cốt đai được khảo sát đều đạt đến trạng thái chảy

dẻo của nó. Do đó, thay vì bố trí cốt đai ngẫu nhiên, thì các cốt đai sẽ được định

hướng bố trí xung quanh shear-head và theo phương xiên góc của sàn.

Hình 3.28. Phân bố ứng suất trong sàn

Hình thức cốt đai: hiện nay theo các nghiên cứu, cốt đai bố trí trong sàn

thường sử dụng các định cắt (stud) có hai đầu mở rộng để neo. Tuy nhiên, với điều

kiện thi công thực tế việc sử dụng các thép thanh có sẵn là cần thiết. Hình thức cốt

đai sử dụng thép thanh uốn móc 2 đầu với chiều dài móc neo lớn hơn 6 lần đường

kích cốt đai( ≥ 6ϕđ theo ACI 318-14) tạo cốt đai có hình dạng C hoặc Z. Các kết

quả phân tích cho thấy các cốt đai hoạt động đến giới hạn chảy chứng tỏ chi tiết neo

là đảm bảo.

Khoảng cách bố trí cốt đai: Mật độ cốt đai quyết định đến khả năng chịu cắt

và mô hình phá hoại cuối cùng của sàn. Căn cứ vào phân bố ứng suất, các cốt đai

được bố trí xung quanh các cánh và đỉnh shear-head một khoảng d/2 (d là chiều cao

làm việc của sàn). Lớp cốt đai đầu tiên bố trí cách mặt cột một đoạn d/2, các lớp cốt

đai tiếp theo bố trí khoảng ≤ 3d/4 (ACI 318-14). Cách bố trí này cho thấy sự phù

hợp thông qua kết quả thí nghiệm khi các cốt đai đều phát triển cường độ và cốt đai

đạt đến trạng thái chảy dẻo của cốt thép.

Để kiểm chứng ảnh hưởng của cốt đai đến khả năng chịu cắt của sàn, mô

phỏng số được thực hiện trên 3 mẫu gồm: mẫu không bố trí cốt đai, 2 mẫu bố trí cốt

đai với khảng cách 50mm và 100mm.

133

Hình 3.29. Đường cong tải trọng - chuyển vị ảnh hưởng cốt thép đai

Kết quả cho thấy mẫu không bố trí cốt đai SW0 có khả năng chịu tải thấp hơn

đáng kể, chỉ khoảng 85,7% so với mẫu SW10. Trong khi đó hai mẫu SW10 và SW5

thì mức độ chênh lệch không lớn, điều này có thể giải thích như sau: với mẫu SW10

thực nghiệm cho thấy mặt phá hoại xảy ra bên ngoài vùng bố trí cốt đai. Do đó, với

một mật độ cốt đai dày hơn của mẫu SW5 thì mặt cắt sự phá hoại cũng bên ngoài

cốt đai. Sự phá hoại là tương tự cho hai trường hợp nên khả năng chịu tải cuối cùng

là tương đương.

Như vậy, qua phân tích ứng xử bằng mô phỏng kết hợp với thực nghiệm cho

thấy được hiệu quả của việc bố trí cốt đai gia cường khả năng chịu cắt cho sàn. Từ

đó các yêu cầu cấu tạo của cốt đai cũng được làm rõ.

3.2. Mô hình tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn phẳng tại liên kết

với cột giữa ống thép nhồi bê tông

Đối với sàn phẳng ứng xử quan trọng của sàn tại vị trí liên kết sàn – cột là

chọc thủng. Khả năng chịu cắt thủng của sàn phẳng BTCT không bố trí cốt đai

thường là tức thời và đặc trưng bởi sự phân tách hai khối bê tông bởi bề mặt hình

côn. Trước khi phá hoại lực được chuyển từ sàn phẳng đến cột thông qua thanh nén

không gian phát triển từ chân cột (với các góc nghiêng biến thiên từ 200-450) đến

cốt thép chịu kéo của sàn và khi ứng suất kéo chính lớn, những vết nứt nghiêng

trong thanh chống được kích hoạt và cuối cùng dẫn đến phá hoại. Lúc đó khả năng

134

chịu cắt thủng của sàn là hàm số của chiều dày sàn, hàm lượng cốt thép chịu uốn và

đặc trưng của vật liệu. Trong những mẫu thí nghiệm tách ra từ hệ sàn toàn khối thì

sự chuyển của lực cũng ảnh hưởng bởi tỉ số nhịp và điều kiện biên.

Trường hợp ứng xử của sàn tại liên kết với cột ống thép nhồi bê tông, thực

nghiệm quan sát đã chỉ ra rằng sự chuyển lực cắt và phá hoại cắt phát triển một cách

tương tự như trong sàn bê tông cốt thép thường. Nghĩa là các shear-head hoạt động

như một gối tựa hay “cột lớn” - cột có kích thước bằng cột ống thép nhồi bê tông

cộng với chiều dài đoạn vươn của shear-head và lúc đó sự chuyển lực từ shear-head

vào những phần tử bê tông cốt thép được huy động thông qua thanh chống nghiêng

được đỡ bởi cánh dưới của shear-head. Sự phá hoại cắt xảy ra trong hệ liên hợp do

sự mở rộng của vết nứt cắt chủ đạo phát triển bên dưới thanh chống và đỉnh phía

dưới của shear-head.

Như đã phân tích trong phần thí nghiệm, mô hình phá hoại cuối cùng của sàn

phẳng bê tông cốt thép và sàn phẳng bê tông ứng lực trước tại liên kết với cột ống

thép nhồi bê tông là tương tự nhau đều là phá hoại cắt thủng. Mô hình phá hoại cho

cả hai thí nghiệm giống nhau, mặt phá hoại có thể cắt qua cốt đai hoặc xảy ra bên

ngoài vùng bố trí cốt đai. Các biến dạng của cốt đai cắt qua các mặt phá hoại đều

đạt đến trạng thái chảy dẻo. Do đó, trong phần này sẽ trình bày mô hình tính toán

cho hai trường hợp thí nghiệm cột ống thép nhồi bê tông liên kết với sàn phẳng có

hay không có cáp ứng lực trước.

Đề xuất chu vi tiết diện tới hạn

Để tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn phẳng bê tông cốt thép cần phải

xác định chu vi tiết diện tới hạn. Đối với kiểu liên kết sử dụng kết hợp shear-head

và cốt đai, chu vi tiết diện tới hạn phụ thuộc vào chiều dài của shear-head được

nhúng trong sàn và số lượng, cách bố trí cốt đai. Từ kết quả thí nghiệm cho thấy,

với sự có mặt của cốt đai sự phá hoại có thể xảy ra trên hai tiết diện tới hạn, do đó

cần xác định vị trí của từng chu vi cắt thủng. Dựa vào kết quả thí nghiệm và mô

phỏng số, chu vi trung bình của tháp cắt thủng được đề xuất cho từng tiết diện tới

hạn như sau:

135

Trường hợp 1: Mặt cắt thủng nằm ngoài vùng bố trí cốt đai. Kết quả đo từ

thực nghiệm và mô phỏng số ở Hình 3.30a, Hình 3.31 cho thấy mặt phá hoại nằm

ngoài vùng bố trí cốt đai và các điểm gãy khúc tại mặt trên tháp cắt thủng nằm phía

đỉnh của các hàng cốt đai. Vị trí chu vi trung bình cách cốt đai ngoài cùng một

a) Mặt phá hoại nằm ngoài vùng cốt đai

b) Mặt phá hoại cắt qua cốt đai

(1) Shear –head; (2) Đỉnh shear – head; (3) Chu vi trung bình của mặt phá hoại; (4) Mặt phá hoại; (5) Chu vi cốt đai ngoài cùng; (6) dv khoảng cách từ cánh dưới của shead-head đến trọng tâm cốt thép chịu uốn

khoảng kdv lấy k = 2,0 (dv là chiều cao làm việc chịu cắt của sàn).

Hình 3.30. Phân tích các chu vi tới hạn của sàn phẳng bê tông cốt thép

136

Hình 3.31. Phân tích các chu vi tới hạn của sàn phẳng bê tông ứng lực trước

Trường hợp 2: Mặt cắt thủng xuất phát từ mút dưới shear-head và cắt qua cốt

đai. Phân tích từ kết quả thí nghiệm và mô phỏng số Hình 3.30, Hình 3.31 cho thấy

chu vi tiết diện tới hạn được xác định là chu vi trung bình của đáy trên và đáy dưới

của tháp cắt thủng. Vị trí này cách đỉnh shear-head trung bình khoảng dv/2 và được

(3.14)

tính theo công thức sau:

Trong đó: bc – bề rộng cột; bs – bề rộng lớp cốt đai ở đỉnh shear-head; lv –

chiều dài đoạn shear-head nhúng trong sàn tính từ mặt cột; dv – chiều cao làm việc

chịu cắt của sàn, được xác định từ cánh dưới của shead-head đến trọng tâm lớp cốt

thép chịu uốn Hình 3.32 và được xác định theo công thức: (dfb -

khoảng cách từ đáy cánh dưới shear-head đến mép bê tông vùng nén; tfb - chiều dày

cánh dưới của shear-head).

137

a) b)

c) a) Xác định dv cho sàn bê tông cốt thép; b) Xác định bề rộng bs; c) Xác định dv cho sàn bê tông ứng lực trước

Hình 3.32. Chiều cao làm việc chịu cắt dv xác định từ kết quả thí nghiệm

Từ các kết quả phân tích ở trên, hai chu vi phá hoại đề xuất được mô tả trên

a) Chu vi phá hoại ngoài vùng cốt đai

b) Chu vi phá hoại cắt qua cốt đai

mặt bằng như Hình 3.33.

Hình 3.33. Đề xuất chu vi phá hoại

Công thức (3.14) được thiết lập từ kết quả nghiên cứu thực nghiệm và mô

phỏng số cho phạm vi cấu tạo liên kết và được áp dụng cho các trường hợp như sau:

138

Cột tiết diện hình vuông;

Chiều dài của shear-head không lớn hơn 4dv;

Tỉ số độ cứng của shear-head với vùng bê tông quy ước αv ≥ 0,15;

Mỗi mặt cột bố trí một shear-head;

Tuân theo yêu cầu bố trí cốt đai như sau:

+ Hình thức: đai một nhánh dạng chữ C hoặc Z, hai đầu uốn một đoạn ≥6đ

+ Bố trí: lớp cốt đai đầu tiên cách mặt cột một đoạn d/2 (d - chiều cao làm

việc của sàn), các lớp cốt đai tiếp theo bố trí khoảng cách ≤ 3d/4; cốt đai bố

trí hai bên cánh và đỉnh của shear-head một đoạn d/2.

Công thức (3.14) cũng dựa trên cơ sở phân tích cơ chế làm việc chịu cắt của

bê tông đó là các vết nứt nghiêng xuất phát từ shear-head với góc nghiêng từ θ =

200-450 hướng ra bên ngoài của sàn và trong luận án đã đề xuất chu vi phá hoại

tương ứng với góc nghiêng θ = 450, đề xuất này cho kết quả thiên về an toàn khi

tính toán. Do đó, công thức (3.14) cũng dùng để tham khảo cho việc xác định chu vi

tới hạn cho các trường hợp cấu tạo liên kết tương tự. Ví dụ như trường hợp cột tiết

diện tròn bằng cách quy đổi về tiết diện hình vuông tương đương.

Mô hình tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn phẳng bê tông

cốt thép và so sánh kết quả với thí nghiệm

Hiện nay, các tiêu chuẩn chưa đề cập đến việc tính toán khả năng chịu cắt

thủng của sàn phẳng sử dụng kiểu liên kết shear-head kết hợp với cốt đai. Từ kết

quả nghiên cứu thực nghiệm và mô phỏng số cho thấy, khả năng chịu cắt của sàn

gồm các thành phần kháng cắt trên khe nứt nghiêng đóng góp vào khả năng chịu cắt

và nó là hàm số của chiều dày sàn, hàm lượng cốt thép chịu uốn, tác dụng của ứng

lực trước và đặc trưng của vật liệu. So với tiêu chuẩn ACI 318-14 thì tiêu chuẩn

EC2 đã đề cập đầy đủ các tham số trên vào biểu thức xác định khả năng chịu cắt của

sàn. Do đó, luận án sẽ sử dụng EC2 để tính khả năng chịu cắt của sàn tại liên kết

sàn với cột ống thép nhồi bê tông với các chu vi phá hoại đề xuất. Kết quả tính toán

được xác nhận với kết quả thực nghiệm cũng như mô phỏng số để kiểm chứng mô

hình tính đề xuất.

139

Để tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn, giả thiết hệ shear-head ứng xử

như cột có kích thước lớn với kích thước cột mở rộng tính bằng kích thước cột ống

thép nhồi bê tông cộng với chiều dài shear-head theo mỗi phương. Lúc đó có thể

tính khả năng chịu cắt như sàn bê tông cốt thép thông thường với chu vi tới hạn

tương ứng.

Trường hợp 1: Mặt cắt thủng nằm ngoài vùng bố trí cốt đai. Trong trường hợp

này sức kháng cắt trên tiết diện nghiêng được tính theo công thức sau:

(3.15)

Trong đó:

1 + (200/d)1/2  2.0 - ảnh hưởng kích thước sàn;

ρ - hàm lượng cốt thép chịu uốn;

fc - cường độ chịu nén đặc trưng của bê tông;

d - chiều cao làm việc của sàn bên ngoài vùng bố trí cốt đai;

b0,out – chu vi tiết diện phá hoại xác định như Hình 3.33a.

Trường hợp 2: Mặt cắt thủng xuất phát từ đỉnh shear-head và cắt qua cốt đai.

Sức kháng cắt trên tiết diện phá hoại là sự đóng góp khả năng chịu cắt của bê tông

Vc và cốt đai Vsw theo công thức sau:

(3.16)

+ Khả năng chịu cắt của bê tông có xét đến ảnh hưởng của cốt thép dọc:

(3.17)

Trong đó:

dv - chiều cao làm việc chịu cắt trên tiết diện phá hoại;

b0,in – chu vi tiết diện phá hoại.

+ Khả năng chịu cắt của cốt đai trên tiết diện nghiêng:

(3.18)

Trong đó: Asw – diện tích của một chu vi cốt đai; fyw – cường độ chảy dẻo của

cốt thép (MPa); sw – khoảng cách giữa các chu vi cốt đai.

140

Trong công thức trên, λ là hệ số kể đến sự có mặt của cốt đai ảnh hưởng đến

khả năng chịu cắt của bê tông. Trong nghiên cứu này lấy λ=1. Vậy khả năng chịu

cắt danh nghĩa của sàn sử dụng shear-head và cốt đai là VR = min(VR,in, VR,out)

Để xác minh mô hình tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn cho hai mặt

phá hoại đề xuất, thực hiện các tính toán để so sánh với kết quả thực nghiệm, mô

phỏng số và từ các nghiên cứu khác. Thông số chi tiết của các mẫu cho Bảng 3.7

Bảng 3.7. Thông số của các mẫu thí nghiệm và mô phỏng số tính toán cường độ

chịu cắt thủng của sàn phẳng bê tông cốt thép

Mẫu

c1 (mm)

c2 (mm)

h (mm)

lv (mm)

d (mm)

dv (mm)

ρ (%)

S0-L40-C45-SW10-1.27

300

200

400

150

105

1,27

S1-L25-C45-SW10-1.27

300

200

250

150

105

1,27

S2-L50-C45-SW10-1.27

300

200

500

150

105

1,27

S3-L40-C20-SW10-1.27

300

200

400

150

105

1,27

S4-L40-C30-SW10-1.27

300

200

400

150

105

1,27

S5-L40-C45-SW05-1.27

300

200

500

150

105

1,27

S6-L40-C45-SW10-1.56

300

200

400

150

105

1,56

S7-L40-C45-SW10-0.78

300

200

400

150

105

0,78

HS13-0T

240

280

225

370

172

116

1,35

HS13-CT

240

280

225

370

178

116

1,36

Mẫu

số đai n

sw (mm)

f'c (MPa)

fy (MPa)

fwy (MPa)

sw (mm)

bs (mm)

S0-L40-C45-SW10-1.27

45,14

545,02

421,02

100

250

S1-L25-C45-SW10-1.27

45,14

545,02

421,02

100

250

S2-L50-C45-SW10-1.27

45,14

545,02

421,02

100

250

S3-L40-C20-SW10-1.27

20,00

545,02

421,02

100

250

S4-L40-C30-SW10-1.27

30,00

545,02

421,02

100

250

S5-L40-C45-SW05-1.27

45,14

545,02

421,02

250

S6-L40-C45-SW10-1.56

45,14

545,02

421,02

100

250

S7-L40-C45-SW10-0.78

45,14

545,02

421,02

100

250

HS13-0T

27,90

577,00

566,00

150

240

HS13-CT

29,10

577,00

566,00

150

240

Ghi chú: S0 thông số của mẫu thí nghiệm; HS13-0T, HS13-CT mẫu thí nghiệm của D.V.

Bompa [16]; Các mẫu từ S1 đến S7 dùng mô phỏng số; Kí hiệu mẫu: S1-L25-C45-SW10-1.27

(Tên mẫu – Chiều dài shear-head - Cường độ bê tông – Khoảng cách cốt đai - Hàm lượng thép dọc)

141

Vcal

Bảng 3.8. So sánh kết quả tính toán với thực nghiệm

Mẫu

b0,in (mm)

b0,out (mm)

V0,out (mm)

V0,in (kN)

Vcal (kN)

Vtest (kN)

Vtest

S0-L40-C45-SW10-1.27 3701,1

5360,0

1126,7

1593,4

1126,7

- - -

0,901

3862,0

5209,0

1250,0

- - - -

Stest (mẫu thí nghiệm)

Ghi chú: Vtest là kết quả thí nghiệm; Vcal là kết quả tính toán mẫu thí nghiệm sử dụng mô

hình tính với hai chu vi phá hoại đề xuất.

Vcal

Bảng 3.9. So sánh kết quả tính toán với nghiên cứu của D.V. Bompa [16]

Mẫu

b0,in (mm)

b0,out (mm)

V0,out (mm)

V0,in (kN)

Vcal (kN)

Vtest (kN)

Vtest

HS13-0T

3437,7

1516,7

1655,0

0,92

- - - -

HS13-CT

3437,7

1563,3

1830,0

0,85

- - - -

Vcal

Bảng 3.10. So sánh kết quả tính toán với kết quả mô phỏng số Abaqus

Mẫu

b0,in (mm)

b0,out (mm)

V0,out (mm)

V0,in (kN)

Vcal (kN)

Vabaqus (kN)

Vabaqus

S1-L25-C45-SW10-1.27

2852,6

4200,0

942,2

1486,8

942,2

1153,0

0,82

S2-L50-C45-SW10-1.27

4266,8

5608,0

1258,0

1732,1

1258,0

1315,0

0,96

S3-L40-C20-SW10-1.27

3701,1

5360,0

916,6

1481,4

916,6

1034,3

0,89

S4-L40-C30-SW10-1.27

3701,1

5360,0

1049,3

1552,2

1049,3

1156,7

0,91

S5-L40-C45-SW05-1.27

4266,8

5360,0

1202,4

2724,1

1202,4

1279,6

0,94

S6-L40-C45-SW10-1.56

3701,1

5360,0

1287,7

1679,5

1287,7

1391,3

0,93

S7-L40-C45-SW10-0.78

3701,1

5360,0

1022,0

1537,7

1022,0

1000,7

1,02

Nhận xét:

Bảng 3.8 kết quả tính toán cho mẫu thí nghiệm sử dụng mô hình giải tích đề

xuất so sánh với kết quả thực nghiệm cho mẫu cột giữa ống thép nhồi bê tông với

sàn phẳng bê tông cốt thép. Kết quả cho thấy, chu vi tới hạn từ mô hình đề xuất cho

chu vi tới hạn thứ nhất và thứ hai tương ứng là b0,out = 5360mm, b0,in = 3701,1mm,

142

o,out = 5209mm, btest

o,in

giá trị này tương đương với kết quả đo từ thực nghiệm là btest

= 3862mm. Kết quả tính toán sức kháng cắt tính được trên chu vi tháp cắt thủng cắt

qua cốt đai ở đỉnh của shear-head lớn hơn so với chu vi tháp cắt thủng bên ngoài

vùng cốt đai (V0,in = 1593,4 kN>V0,out = 1126,7 kN). Điều này chứng tỏ mặt phá hoại

sẽ diễn ra ở tiết diện bên ngoài vùng cốt đai trước. Kết quả này phù hợp với kết quả

thí nghiệm khi mô hình phá hoại xảy ra tại tiết diện bên ngoài vùng bố trí cốt đai.

Bảng 3.9 tính toán cho hai mẫu thí nghiệm của tác giả D.V Bompa [16],

trong mô hình thí nghiệm tác giả bố trí cốt đai phân bố khắp mặt sàn đến vùng gối

tựa, nên mặt phá hoại chỉ xác định cho trường hợp cắt qua cốt đai. Kết quả tính toán

cũng phù hợp với mô hình tính đề xuất.

Bảng 3.10 trình bày kết quả tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn so

sánh với kết quả mô phỏng số. Các mẫu khảo sát gồm ảnh hưởng của cường độ bê

tông, chiều dài shear-head, cốt đai và hàm lương cốt thép dọc. Kết quả tính toán cho

thấy phù hợp của mô hình tính với kết quả mô phỏng số.

Như vậy, biểu thức tiên đoán khả năng chịu cắt thủng của sàn sử dụng các chu

vi tiết diện tới hạn đề xuất cho kết quả tính phù hợp với các mô hình thực nghiệm

và mô phỏng số. Điều đó cho thấy mô hình tính toán là đảm bảo độ tin cậy.

Mô hình tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn phẳng bê tông

ứng lực trước và so sánh kết quả với thí nghiệm

Với trường hợp sàn sử dụng ứng lực trước, cường độ chịu cắt thủng của sàn

chịu sự ảnh hưởng của cáp ứng lực trước. Sự đóng góp của nó vào khả năng chịu

cắt thủng của sàn bao gồm:

Ảnh hưởng của lực nén trước trong bê tông làm tăng khả năng chịu cắt của

bê tông nâng cao khả năng chịu cắt thủng cho sàn;

Do cáp bố trí nghiêng nên sẽ gây ra hợp lực theo phương đứng ngược chiều

với tải trọng ngoài. Sự đóng góp này xảy ra khi quỹ đạo cáp cắt qua các chu vi cắt

thủng của sàn.

Như vậy, khả năng chịu cắt của sàn là sự đóng góp của cốt đai, bê tông và ứng

lực trước trong cáp và ảnh hưởng của shear-head. Để tính toán khả năng chịu cắt

143

thủng của sàn, giả thiết hệ shear-head ứng xử như cột có kích thước lớn tính bằng

kích thước cột ống thép nhồi bê tông cộng với chiều dài shear-head theo mỗi

phương. Lúc đó có thể tính khả năng chịu cắt như sàn bê tông cốt thép thông

thường. Khả năng chịu cắt thủng của sàn qua phân tích mẫu thí nghiệm sẽ gồm hai

trường hợp như sau:

Trường hợp 1: Mặt cắt thủng nằm ngoài vùng bố trí cốt đai. Trong trường hợp

này sức kháng cắt trên tiết diện nghiêng chỉ có bê tông và ảnh hưởng của cáp ứng

lực trước và tính theo công thức sau:

(3.19)

Khả năng chịu cắt của bê tông xét ảnh hưởng của cốt thép dọc là:

(3.20)

Trong đó:

1 + (200/dv)1/2  2,0 - ảnh hưởng kích thước sàn;

ρ - hàm lượng cốt thép chịu uốn;

σcp = ( σcx + σcy)/2;

σcx, σcy - ứng suất nén trung bình trong bê tông theo hai phương;

b0,out - chu vi tiết diện phá hoại xác định theo chu vi cắt thủng Hình 3.33.

Khả năng chịu cắt cáp ứng lực theo phương đứng:

(3.21)

Trong đó:

Asp – Diện tích mỗi bó cáp cắt qua khe nứt nghiêng trên chu vi b0,out (mm2)

fyp - ứng suất hiệu quả trong cáp (MPa),

θ – góc nghiêng giữa cáp với phương ngang

Trường hợp 2: Mặt cắt thủng xuất phát từ đỉnh shear-head và cắt qua cốt đai.

Sức kháng cắt trên tiết diện phá hoại là sự đóng góp khả năng chịu cắt của bê tông

Vc và cốt đai Vsw và ảnh hưởng của cáp ứng lực trước theo công thức:

(3.22)

144

Khả năng chịu cắt của bê tông có xét đến ảnh hưởng của cốt thép dọc là:

(3.23)

Trong đó:

dv - chiều cao làm việc chịu cắt trên tiết diện phá hoại Hình 3.32;

b0,in – chu vi tiết diện phá hoai xác định theo công thức.

Khả năng chịu cắt của cốt đai trên tiết diện nghiêng:

(3.24)

Trong đó:

Asw – tổng diện tích cốt đai cắt qua khe nứt nghiêng trên chu vi b0,in (mm2)

fyw - cường độ chịu kéo của cốt đai (MPa),

sw - khoảng cách giữa các lớp cốt đai (mm)

Khả năng chịu cắt cáp ứng lực theo phương đứng được tính theo công thức

(3.21), trong đó Asp là diện tích mỗi bó cáp cắt qua khe nứt nghiêng trên chu vi mặt

phá hoại b0,in như Hình 3.33.

Vậy khả năng chịu cắt danh nghĩa của sàn bê tông ứng lực trước sử dụng

shear-head và cốt đai là VR = min(V0,in, V0,out)

Để kiểm chứng mô hình tính khả năng chịu cắt của sàn cho các chu vi tới hạn

đề xuất, thực hiện các tính toán để so sánh với kết quả thí nghiệm và mô phỏng số.

Bảng 3.11 trình bày các thông số đầu vào của mẫu thí nghiệm và các mẫu sử

dụng để mô phỏng số Abaqus. Bảng 3.12, Bảng 3.13 so sánh kết quả tính toán với

thực nghiệm và mô phỏng số.

Bảng 3.11. Thông số của mẫu thí nghiệm và các mẫu mô phỏng số sử dụng để

tính toán cường độ chịu cắt thủng của sàn phẳng bê tông ứng lực trước

Mẫu

c1 (mm)

c2 (mm)

h (mm)

lv (mm)

d (mm)

dv (mm)

ρ (%)

S0-C47-1.27

300

200

400

150

105

1,27

S1-C30-1.27

300

200

400

150

105

1,27

S2-C35-1.27

300

200

400

150

105

1,27

145

Mẫu

c1 (mm)

c2 (mm)

h (mm)

lv (mm)

d (mm)

dv (mm)

ρ (%)

S3-C40-1.27

300

200

400

150

105

1,27

S4-C47.7-0.49

300

200

400

150

105

0,49

S5-C47.7-0.78

300

200

400

150

105

0,78

Mẫu

sw (mm)

fc (MPa)

fyp (MPa)

fwy (MPa)

số đai n

sw (mm)

bs (mm)

S0-C47-1.27

47,72

1300

365,4

100

250

S1-C30-1.27

30,00

1300

365,4

100

250

S2-C35-1.27

35,00

1300

365,4

100

250

S3-C40-1.27

40,00

1300

365,4

100

250

S4-C47.7-0.49

47,72

1300

365,4

100

250

S5-C47.7-0.78

47,72

1300

365,4

100

250

Ghi chú: S0 thông số của mẫu thí nghiệm; Các mẫu từ S1 đến S5 dùng mô phỏng số;

Kí hiệu mẫu: S1-C30-1.27 (Tên mẫu – Cường độ bê tông – Hàm lượng thép dọc)

Vcal

Bảng 3.12. So sánh kết quả tính toán với thực nghiệm

Mẫu

σx = σy (MPa)

b0,in (mm)

b0,out (mm)

V0,out (mm)

V0,in (kN)

Vcal (kN)

Vtest (kN)

Vtest

θ (o)

S0-C47-1.27

3701

5360

3,0

3,80

1888,4 1699,9 1699,9

- - -

0,955

1780

- - - -

- - -

- - - -

Stest

Ghi chú: Vtest là kết quả thí nghiệm; Vcal là kết quả tính toán sử dụng mô hình tính với hai

chu vi phá hoại đề xuất.

Vcal

Bảng 3.13. So sánh kết quả mô phỏng với công thức tính đề xuất.

Mẫu

b0,in (mm)

b0,out (mm)

σx = σy (MPa)

V0,out (mm)

V0,in (kN)

Vcal (kN)

Vabaqus (kN)

Vabaqus

θ (o)

S1-C30-1.27

3701

5360

3,0

3,80

1602,6 1711,2 1602,6 1596,9

1,004

S2-C35-1.27

3701

5360

3,0

3,80

1634,3 1766,5 1634,3 1664,6

0,982

S3-C40-1.27

3701

5360

3,0

3,80

1663,2 1816,8 1663,2 1680,8

0,990

S4-C47.7-0.49

3701

5360

3,0

3,80

1512,4 1554,1 1512,4 1491,3

1,014

S5-C47.7-0.78

3701

5360

3,0

3,80

1598,2 1703,6 1598,2 1600,5

0,999

146

Nhận xét:

Bảng 3.12 là kết quả tính toán cho mẫu thí nghiệm sử dụng mô hình giải tích

với hai chu vi phá hoại đề xuất như Hình 3.33 được so sánh với kết quả thí nghiệm

cho mẫu cột giữa ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông ứng lực trước. Kết

quả cho thấy giá trị tải trọng tới hạn từ các biểu thức tính toán và kết quả thí nghiệm

là gần giống nhau (Vcal = 1699,9 kN< Vtest = 1780 kN; Vcal/Vtest = 0,955) và kết quả

tính toán đã xác nhận mặt phá hoại xảy ra trên chu vi phá hoại cắt qua cốt đai ở đỉnh

của shear-head (V0,in = 1699,9 kN < V0,out = 1888,4 kN), giá trị này phù hợp với mô

hình phá hoại quan sát từ thực tế khi mặt phá hoại cuối cùng cắt qua nhóm cốt đai

Bảng 3.13 trình bày các kết quả tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn bê

tại đỉnh shear-hear như Hình 2.71.

tông ứng lực trước sử dụng mô hình tính đề xuất so sánh với kết quả mô phỏng số

bằng Abaqus. Ở đây các mẫu mô phỏng khảo sát ảnh hưởng của cốt thép dọc và

cường độ bê tông. Kết quả so sánh cho thấy, sự phá hoại của tất cả các mẫu đều xảy

ra bên ngoài vùng bố trí cốt đai và giá trị tải trọng phá hoại phù hợp với kết quả mô

phỏng với tỉ số Vcal/Vabaqus dao động từ 0,982 đến 1,014.

Như vậy, qua đánh giá kết quả tính toán khả năng chịu lực của sàn từ mô hình

tính trên các chu vi phá hoại đề xuất cho thấy được sự phù hợp với kết quả thí

nghiệm và mô phỏng Abaqus. Điều này chứng tỏ mô hình tính toán đề xuất đảm

bảo độ tin cậy.

3.3. Kết luận Chương 3

1. Trong chương này đã trình bày quy trình mô phỏng số cho liên kết cột ống

thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép và sàn phẳng bê tông ứng lực

trước. Kết quả mô phỏng phù hợp với kết quả thí nghiệm cho thấy quy trình mô

phỏng là hợp lý để áp dụng thiết kế cho kiểu chi tiết liên kế đã đề xuất.

2. Từ kết quả mô phỏng và thí nghiệm cho thấy ứng xử của sàn phụ thuộc vào

shear-head, hàm lượng cốt thép dọc, cốt đai, cáp ứng lực trước. Mô hình phá hoại

của sàn trong hai trường hợp thí nghiệm là chọc thủng. Sự có mặt của shear-head

làm chu vi phá hoại cắt thủng bị đẩy ra xa khỏi mặt cột và hệ cốt đai làm cho vết

147

nứt phá hoại cắt thủng có thể xảy ra theo hai trường hợp: vết nứt cắt qua lớp cốt đai

hoặc phá hoại ngoài vùng bố trí cốt đai. Hai chu vi phá hoại cắt thủng được đề xuất

tương ứng với hai trường hợp phá hoại.

3. Việc tính toán khả năng chịu cắt thủng của sàn khi xem hệ shear-head hoạt

động như một mũ cột lớn, tham khảo tiêu chuẩn Eurocode 2 để tính toán khả năng

chịu cắt thủng của sàn với hai chu vi tới hạn đề xuất. Kết quả tính toán cường độ

chịu cắt thủng trên tiết diện tới hạn phù hợp với kết quả thí nghiệm. Điều đó chứng

tỏ mô hình ứng xử và tính toán là tin cậy.

148

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Kết luận

Kết quả nghiên cứu của đề tài đã hoàn thành các mục tiêu đề ra, cụ thể:

Đề xuất giải pháp cấu tạo cải tiến liên kết cột CFST với sàn phẳng:

Giải pháp cấu tạo liên kết gồm: (1) shear-head là các thép hình H, (2) tấm thép

liên tục, (3) cốt thép đai, (4) cốt thép vòng và (5) cốt thép dọc xuyên cột. Trong đó:

Liên kết đã kế thừa việc sử dụng shear-head làm chi tiết liên kết và xác định

được hình dạng hợp lý của shear-head là các thép hình H dựa vào kết quả phân tích

thực nghiệm ảnh hưởng hình dạng shear-head đến ứng xử của dầm bê tông cốt thép

và cơ chế truyền tải từ dầm vào cột theo mô hình giàn ảo.

Bổ sung các chi tiết để cải tiến liên kết sàn phẳng – cột CFST, cụ thể: cấu

tạo bản bụng của shear-head ngàm vào bên trong lõi cột nhằm tăng độ tin cậy cho

liên kết. Thêm tấm thép liên tục xung quanh chu vi cột góp phần đảm bảo cơ chế

truyền tải từ sàn vào cột được liên tục. Bố trí cốt thép đai và cốt thép vòng giúp gia

cường khả năng chịu cắt cho sàn.

Nghiên cứu thực nghiệm liên kết cột CFST với sàn phẳng:

Thực hiện thiết kế, chế tạo khung gia tải chuyên dụng cho thí nghiệm liên

kết cột CFST với sàn phẳng nhằm mô phỏng chính xác ứng xử của mẫu thí nghiệm

so với trạng thái làm việc thật của liên kết xét trong hệ kết cấu tổng thể.

Nghiên cứu thực nghiệm trên 03 mẫu có kích thước lớn gồm: mẫu cột giữa,

cột biên, cột góc CFST với sàn phẳng bê tông cốt thép được xét trong cùng một hệ

kết cấu. Kết quả thí nghiệm mẫu cột giữa cho thấy: (1) ứng xử từ thực nghiệm minh

chứng cho sự hợp lý của các chi tiết cấu tạo được bố trí để cải tiến liên kết như giúp

tăng độ tin cậy, đảm bảo cơ chế truyền lực liên tục và nâng cao khả năng chịu cắt

cho sàn; (2) mô hình phá hoại cuối cùng là cắt thủng; (3) cơ chế phá hoại cho phép

xác định hai trường hợp phá hoại hoặc mặt phá hoại xuất phát từ đỉnh của shear-

head cắt qua cốt đai, hoặc mặt phá hoại xảy ra bên ngoài vùng bố trí cốt đai. Đối với

mẫu cột biên, cột góc: (1) kết quả thí nghiệm xác nhận khả năng chịu lực của liên

kết là đảm bảo, chi tiết liên kết đáp ứng được vai trò kết nối sàn – cột; (2) mô hình

149

phá hoại của cột biên và cột góc là phá hoại uốn.

Nghiên cứu thực nghiệm liên kết cột giữa ống thép nhồi bê tông với sàn

phẳng bê tông ứng lực trước. Kết quả thí nghiệm cho thấy: (1) sự có mặt của cốt

thép ứng lực trước cải thiện đáng kể ứng xử của sàn như nâng cao tải trọng gây nứt,

hạn chế bề rộng vết nứt và biến dạng của sàn sau phá hoại; (2) mô hình phá hoại

cuối cùng và cơ chế phá hoại tương tự như mẫu cột giữa CFST liên kết với sàn

phẳng bê tông cốt thép.

Nghiên cứu mô phỏng số liên kết cột CFST với sàn phẳng:

Mô phỏng số liên kết cột giữa CFST với sàn phẳng bê tông cốt thép và sàn

phẳng bê tông ứng lực trước bằng phần mềm Abaqus. Chương trình mô phỏng giúp:

hiểu sâu hơn các ứng xử của liên kết mà thực nghiệm không thực hiện được và cho

phép khảo sát ảnh hưởng của các tham số quan trọng đến sự làm việc của liên kết

như: Với shear-head, chiều dài làm việc hiệu quả là 4dv (dv – chiều cao làm việc của

sàn khi chịu cắt), tỉ số độ cứng của shear-head với tiết diện bê tông quy ước αv ≥

0,15 để nó đáp ứng vai trò làm gối tựa cho sàn. Về ảnh hưởng của cốt thép dọc, khi

tăng hàm lượng thì khả năng chịu tải trọng của sàn tăng và khi hàm lượng cốt thép ≤

0,2% thì xem xét bỏ qua ảnh hưởng của nó đến khả năng chịu cắt của sàn. Đối với

cốt đai khảo sát cho thấy sự có mặt của nó giúp nâng cao khả năng chịu cắt cho sàn.

Về ảnh hưởng của bê tông, nếu tăng cường độ thì khả năng chịu cắt của sàn cũng

tăng tương ứng.

Đề xuất công thức xác định chu vi phá hoại của tháp cắt thủng sàn và xác

định khả năng chịu cắt thủng của sàn dựa vào công thức của tiêu chuẩn (EC2).

Kết quả nghiên cứu thực nghiệm và mô phỏng số cho thấy khả năng chịu cắt

thủng của sàn phụ thuộc vào các tham số như chiều dày sàn, hàm lượng cốt thép

chịu uốn, tác dụng của ứng lực trước và đặc trưng của vật liệu. Tiêu chuẩn EC2 đã

đề cập tất cả các tham số này trong biểu thức xác định khả năng chịu cắt thủng của

sàn. Do đó, luận án đã tham khảo EC2 để tính khả năng chịu cắt của sàn tại liên kết

với cột giữa ống thép nhồi bê tông với các chu vi phá hoại đề xuất. Sự phù hợp giữa

kết quả tính toán từ mô hình giải tích với kết quả thí nghiệm và mô phỏng số chứng

150

tỏ mô hình tính với các chu vi phá hoại đề xuất là hợp lý và tin cậy.

Kiến nghị

Mục tiêu nghiên cứu liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng BTCT

nhằm ứng dụng hệ kết cấu này vào trong thực kế thiết kế và xây dựng nhà cao tầng.

Tuy nhiên, qua nội dung nghiên cứu còn nhiều khía cạnh khác nhau cần giải quyết

để đưa có thể ứng dụng vào thực tiễn như sau:

Cần thực hiện thêm các khảo sát thực nghiệm để đánh giá sự đóng góp của cốt

thép vòng, tấm thép liên tục đến ứng xử và khả năng chịu lực của liên kết;

Hiện nay, nghiên cứu đã thực hiện cho cột giữa, cột biên, cột góc khi xét trong

cùng hệ kết cấu. Tuy nhiên, cơ chế phá hoại còn chưa thống nhất, phá hoại thủng

cho cột giữa, phá hoại uốn cho cột biên và cột góc. Do đó, cần nghiên cứu thêm để

làm rõ mô hình phá hoại cuối cùng cho cột biên, cột góc là gì. Trường hợp nào xảy

ra và thiết kế với mô hình nào hiệu quả hơn. Bên cạnh đó, tiêu chuẩn ACI 318-14

phân tích tác động của mô men không cân bằng làm tăng ứng suất cắt trên tiết diện

tới hạn, vì vậy chiều dài shear-head lớn hơn so với mẫu cột giữa. Trong trường hợp

này cần có thêm những nghiên cứu tác động của mô men đến hình dạng của chu vi

phá hoại cuối cùng;

Tải trọng thí nghiệm mới chỉ dừng lại ở tải trọng đứng đúng tâm. Cần thực

hiện các nghiên cứu thực nghiệm để đánh giá sự làm việc của liên kết chịu tải trọng

đứng kết hợp tải trọng ngang hay tải trọng động;

Bên cạnh giải quyết mối liên kết sàn cột thì để áp dụng hệ kết cấu cột ống thép

nhồi bê tông với sàn phẳng vào thực tế cần nghiên cứu các giải pháp liên kết cột

CFST với móng;

Như đã biết, cột CFST có nhiều ưu điểm về kĩ thuật và thi công so với kết cấu

bê tông cốt thép. Để khai thác triệt để các ưu điểm này để áp dụng vào kết cấu nhà

nhiều tầng thì cần sử dụng đồng bộ cả kết cấu cột, vách và lõi là kết cấu ống thép

nhồi bê tông. Lúc đó cần nghiên cứu giải pháp liên kết sàn với vách, lõi, sàn với kết

cấu tầng cứng cũng như công cụ phân tích tổng thể ứng xử của toàn hệ để phục vụ

cho công tác thiết kế.

151

PHỤ LỤC 1

NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM LIÊN KẾT

DẦM BÊ TÔNG CỐT THÉP VỚI CỘT ỐNG THÉP NHỒI BÊ TÔNG

Liên kết cột CFST – dầm bẹt BTCT sử dụng tấm thép (Mẫu 1)

Cấu tạo liên kết gồm có: Tấm thép bố trí xuyên cột và được hàn trên mặt ngoài

của cột. Cột ống thép nhồi bê tông liên tục qua vùng nút đảm bảo khả năng chịu lực

dọc trục của cột và thuận lợi cho việc thi công.

Hình 1. Liên kết cột CFST – dầm bẹt BTCT sử dụng shea-head dạng tấm thép

Hình 2. Bố trí cốt thép mẫu thí nghiệm M1

Do ống thép liên tục qua vị trí liên kết nên khi bố trí thép, một phần thép dọc

chịu lực của dầm sẽ xuyên qua ống thép, phần còn lại sẽ được neo vào ống thép

152

nhằm mục đích tạo khoảng không gian đảm báo cho việc thi công đổ bê tông được

dễ dàng. Do đó cần tạo các lổ khoan sẵn trên mặt cột để bố trí cốt thép dọc như

Hình 1.

Trên cơ sở cấu tạo của liên kết mẫu thí nghiệm được chế tạo gồm: Chi tiết liên

kết là các tấm thép phẳng 250×350×15 (mm) được xuyên qua cột thông qua các lổ

khoét sẵn trên mặt cột và được hàn tại bề mặt ngoài của cột, cường độ của tấm thép

fy = 231 MPa. Kích thước dầm bẹt có tiết diện ngang b×h=1050×350(mm), chiều

dài dầm L = 3,1m. Cột được chế tạo từ ống thép vuông kích thước 300mm×300mm

chiều dày thành ống 10mm. Trên thân ống có khoét lổ để đưa cốt thép neo vào cột.

Chân cột được hàn một bản thép vuông cạnh 340mm chiều dày 20mm, đầu cột để

trống để đổ bê tông. Cốt thép dầm gồm cốt thép lớp trên 11ϕ14, cốt thép lớp dưới

11ϕ12 và cốt đai thép ϕ10a50 trong phạm vi tấm thép và ϕ10a150 cho đoạn còn lại

Hình 2. Cường độ chảy dẻo khi kéo của thép dọc và cốt đai là fy = 350 MPa. Bê

tông dầm và bê tông nhồi trong lõi cột có cường độ chịu nén f’c=17 MPa tại ngày

thí nghiệm.

Liên kết cột CFST – dầm bẹt BTCT sử dụng thép hình chữ H (Mẫu 2)

Shear-head là thép hình chữ H hoặc I xem như một cái chốt đảm bảo tính liên

tục giữa dầm và cột CFST. Phần bụng thép chữ H hoặc I được ngàm vào bên trong

cột và hàn tại mặt cột đảm bảo độ tin cậy của liên kết, đồng thời phần này xem như

một chốt gia cường đảm bảo sự làm việc đồng thời của lõi bê tông và vỏ ống thép

khi chịu uốn cũng như chịu nén. Cốt thép dầm được xiên qua cột thông qua các lổ

khoan sẵn trên mặt cột nhằm nâng cao tính liên tục cho liên kết và khả năng chịu

mô men của dầm Hình 3.

Cấu tạo mẫu M2 gồm kích thước dầm b×h = 600×350(mm). Cột sử dụng ống

thép hộp vuông 300×300×10(mm). Shear-head chọn thép hình tiết diện chữ H, với

chiều cao tiết diện dầm h=350mm, chọn H200, đoạn vươn của shear-head lấy

lv=250mm. Shear-head được hàn vào bề mặt ngoài ống thép bằng đường hàn dọc

theo chu vi tiết diện, cánh dưới của shear-head cách mặt dưới của dầm 50mm. Đặc

trưng của cốt thép dọc, cốt đai được tóm tắt trong Bảng 1.

153

Hình 3. Liên kết cột CFST – dầm bẹt BTCT sử dụng shear-head dạng thép chữ H

Cốt thép dọc

Cốt đai

Bê tông

Mẫu

ϕ(mm)

fy(MPa)

ϕ(mm)

fyw(MPa)

f'c(MPa)

ϕ8a150

300

29.7

Lớp trên: 7ϕ22 + 2ϕ20 Lớp dưới: 7ϕ12

454 454

Bảng 1. Đặc trưng cốt thép, bê tông sử dụng cho mẫu thí nghiệm M2

Hình 4. Bố trí cốt thép mẫu thí nghiệm M2

Thiết lập và kết quả thí nghiệm

Mẫu được cố định cột ở giữa và tiến hành gia tải với cấp tải P = 10kN tại hai

đầu của dầm Hình 5.

154

Hình 5. Thiết lập thí nghiệm cho mẫu M1

Khi P = 40 kN, bắt đầu xuất hiện các vết nứt thẳng góc với trục dầm có bề

rộng nhỏ tại mặt cột. Số lượng vết nứt không nhiều, các vết nứt mờ, không liên tục,

đứt đoạn. Tiếp tục gia tải thấy chỉ xảy ra các vết nứt thẳng góc, phân bố đều nhau từ

mặt cột ra bên ngoài, các vết nứt này kéo dài đến mặt dưới của dầm. Vết nứt chủ

yếu phát triển tại khu vực gần mặt cột, đầu shear-head (M1) và tại các khu vực khác

vết nứt phát triển không đáng kể. Đến cấp tải P=128 kN quan sát thấy tải trọng

không tăng, biến dạng dầm tăng nhanh, bề rộng vết nứt tăng. Tiết diện phá hoại

hình thành rõ ở gần vị trí đỉnh của tấm thép và tại vị trí mặt cột. Bề rộng vết nứt lớn

nhất khi phá hoại là 5mm.

Cách bố trí, sắp xếp thí nghiệm được thể hiện trong Hình 6. Mẫu thí nghiệm

M2 được bố trí trên hệ khung gia tải gồm hệ hai thanh neo có đường kính 36mm

được chế tạo bởi thép cường độ cao, một đầu thanh được neo vào dầm một đầu

được neo vào hệ móng bên dưới. Để kiểm tra khả năng chịu tải của hệ thí nghiệm

hệ neo được thực hiện. Thanh giằng 36 được lắp vào bộ ngàm và liên kết với tấm

thép neo bằng chốt thép. Hệ được kéo bởi kích thủy lực với sức nâng 2500 kN. Tải

trọng thí nghiệm được ghi lại bởi cảm biến đo lực Load Cell. Chỉ gia tải đến P =

300 kN, quan sát thấy hệ neo vẫn làm việc bình thường đảm bảo độ tin cậy.

155

Hình 6. Sơ đồ bố trí và thiết lập thí nghiệm mẫu M2

Thực hiện gia tải thí nghiệm mẫu M2 và quan sát thấy: Tại cấp tải P = 200 kN

xuất hiện vết nứt nhỏ ở mặt trên của dầm tại vị trí gần cạnh cột. Tiếp tục tăng tải

trọng, các vết nứt uốn lan trên bề mặt xuống các mặt bên của dầm, xu hướng của vết

nứt là thẳng góc ở trên và xiên dần khi xuống bụng dầm. Các vết nứt nghiêng có xu

hướng nghiêng về cánh dưới của shear-head với góc nghiêng khoảng cr = 450 –

500. Đến cấp tải Pu = 628 kN, vết nứt uốn lớn xảy ra tại cạnh cột wcr = 2mm, các vết

nứt nghiêng lan nhanh về đỉnh của shear-head, bề rộng vết nứt không phát triển

đáng kể với wcr,max = 1,8mm, dầm chuyển vị nhanh và không tiếp nhận thêm tải

trọng, bê tông vùng nén tại mặt dưới của dầm gần mặt cột bị ép vỡ, dầm phá hoại.

156

PHỤ LỤC 2.

THIẾT KẾ MẪU THÍ NGHIỆM

Mẫu thí nghiệm cho liên kết cột giữa, cột biên, cột góc ống thép nhồi bê tông

với sàn phẳng bê tông cốt thép được xét trong cùng một hệ kết cấu với kích thước

nhịp sàn là 6m × 6m như Hình 1. Tải trọng tác dụng lên sàn gồm tĩnh tải gs (kN/m2)

và hoạt tải ps (kN/m2). Xem sàn chịu tải trọng đứng, tải trọng ngang do kết cấu vách

chịu. Chiều dày sàn sơ bộ chọn theo điều kiện hạn chế độ võng theo ACI 318-14 là

hs = (ln/40 ÷ ln/50) lấy hs=200mm. Chọn ống thép hộp vuông kích thước 0,3×0,3(m)

dày 10mm.

Hình 1. Mô hình sàn sử dụng thiết kế mẫu thí nghiệm

Tải trọng tác dụng lên sàn gồm:

Trọng lượng bản thân của sàn: w1 = γbt hs = 5 kN/m2

Tĩnh tải phụ thêm (gạch lát nền, vữa, vách ngăn nhẹ…): w2 = 2,5 kN/m2

Tĩnh tải tiêu chuẩn: wD = w1 + w2 = 7,5 kN/m2

Hoạt tải tiêu chuẩn TCVN 2737-1995: wL = 2,0 kN/m2

Tổng tải trọng tiêu chuẩn: ww = wD + wL = 9,5 kN/m2

Tải trọng tính toán toàn phần lấy theo hệ số tổ hợp của ACI 318-14:

wu = 1,2wD + 1,6wL = 12,2 kN/m2

157

Phân tích sàn bằng phương pháp phần tử hữu hạn xác định các giá trị nội lực

Vu, Mx, My cho mỗi cột như Hình 2.

Hình 2. Phân tích sàn để xác định nội lực

Thiết kế mẫu cột giữa ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép

Chi tiết liên kết được thiết kế theo tiêu chuẩn Hoa Kỳ ACI 318-14.

Kích thước mẫu (m)

hS (mm)

d (mm)

Cột CFST (m×m)

Vu (kN)

MX (kNm)

MY (kNm)

2,7 × 2,7

200

150

0,3 × 0,3

440

175,5

Bảng 1. Thông số thiết kế mẫu

Bê tông

Thép thanh

Thép shear-head

Thép cột

fc’ (MPa)

Ec (MPa)

fy (MPa)

(MPa)

Esh (MPa)

fy (MPa)

Esc (MPa)

27.103

350/280

21.104

220

21.104

220

21.104

Bảng 2. Thông số vật liệu thiết kế

Thiết kế cốt thép dọc theo tiêu chuẩn ACI 318-14 với mô men Bảng 1 được:

 Cốt thép dọc chịu mô men âm theo phương X, Y: ϕ14a85, ρ = 1,21%

 Cốt thép lớp dưới bố trí mẫu nằm trong vùng nén: ϕ10a100

Cấu tạo chi tiết liên kết (Hình 3):

 Shear-head: là thép hình H100×100, chiều dài 400mm, được hàn trực

tiếp trên 4 mặt của cột và bố trí trong phạm vi chiều dày bản sàn và

nằm giữa khoảng thông thủy giữa các lớp thép.

158

 Cốt thép đai: Đường kính 10, dạng chữ C, chiều dài uốn ≥ 6ϕđ =

60mm; lớp cốt đai đầu tiên cách mặt cột một đoạn d/2 = 75mm, các lớp

cốt đai tiếp theo bố trí khoảng ≤ 3d/4 = 112,5→ chọn 100mm; cốt đai

bố trí hai bên cánh của thép hình H100 một đoạn d/2 = 75mm.

 Cốt thép vòng: cốt thép vòng được cấu tạo 10a100

 Tấm thép liên tục: bề rộng b = 50mm, chiều dày t = 10mm

Hình 3. Cấu tạo liên kết cột giữa CFST với sàn phẳng BTCT

Kiểm tra khả năng chịu cắt của sàn

Kiểm tra khả năng chịu mô men của shear-head

Xác định tỷ số độ cứng của shear-head

→ shear-head đảm bảo vai trò liên kết

Đường hàn liên kết shear-head vào cột ống thép nhồi bê tông chịu đồng thời

lực cắt V = 110 kN và mô men Mp = 12,2 kNm. Chọn que hàn N42, chiều cao

đường hàn được thiết kế là 8mm.

159

Hình 4. Bố trí liên kết cột giữa CFST với sàn phẳng BTCT theo kết quả thiết kế

Mẫu cột biên ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép

hS (mm)

KT cột (m×m)

Vu (kN)

MX (kNm/2,4m)

MY (kNm/1,35m)

KT mẫu (m)

200

0,3×0,3

220,0

-85,0

-70,0

1,5×2,7

Bảng 3. Thông số thiết kế mẫu cột biên

Thiết kế cốt thép dọc theo tiêu chuẩn ACI 318-14 với mô men Bảng 1 được:

 Cốt thép chịu mômen âm theo phương X, ϕ14a85, ρ = 1,0%

 Cốt thép chịu mômen âm theo phương Y, ϕ14a170, ρ = 0,68%

 Cốt thép lớp dưới bố trí cấu tạo: ϕ10a100

Theo phương Y mô men chuyển vào cột không cân bằng. Phần mô men này

sẽ tác động lên tiết diện bê tông với bề rộng quy ước của sàn bf = b + 3hs = 900mm

→ Với cốt thép trên bề rộng bf là ϕ14a85 có ФMn = 52,7kNm ≥ 43,3kNm

160

Cấu tạo liên kết (Hình 5):

 Shear –head: Chọn shear-head là thép hình H100, chiều dài 600mm,

được hàn trực tiếp trên 3 mặt của cột.

 Cốt thép đai: Chọn thép đai 10 dạng chữ C, chiều dài uốn ≥ 6ϕđ =

60mm; lớp cốt đai đầu tiên cách mặt cột một đoạn d/2 = 75mm, các lớp

cốt đai tiếp theo bố trí khoảng ≤ 3d/4 = 112,5→ chọn 100mm; cốt đai

bố trí bên hai cánh của H100×100 một đoạn d/2 = 75mm.

 Cốt thép vòng: Cốt thép vòng được cấu tạo 10a100

 Tấm thép liên tục: bề rộng b = 50mm, chiều dày t = 10mm

Hình 5. Cấu tạo liên kết cột biên CFST với sàn phẳng BTCT

Kiểm tra khả năng chịu cắt của sàn: Theo phương Y tồn tại mô men không

cân bằng truyền vào cột. Tác dụng của nó sẽ làm tăng ứng suất cắt trên tiết diện tới

hạn. Do đó, ứng suất cắt trên tiết diện tới hạn sẽ bao gồm ứng suất cắt do lực cắt và

ứng suất cắt do mô men.

 Chu vi tới hạn là b02 = 3030mm.

 Diện tích tiết diện tới hạn: Ac = 454,5×103 mm4

 Tâm của tiết diện tới hạn so với tâm cột: yo = 290,6mm

161

 Mô men quán tính của tiết diện tới hạn: Jx = 4,4895×1010 mm4

 Mô men tại tâm O’:

 Ứng suất cắt trên tiết diện tới hạn:

 Kiểm tra:

Xác định tỉ số độ cứng của shear-head với tiết diện bê tông quy ước:

αv = 0,25 ≥ 0,15 → shear-head đảm bảo vai trò liên kết và chịu cắt

Đường hàn liên kết hf = 8mm (Tính toán tương tự mẫu cột giữa)

Hình 6. Bố trí liên kết cột biên CFST với sàn phẳng BTCT theo kết quả thiết kế

Mẫu cột góc ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép

hS (mm)

KT cột (m×m)

Vu (kN)

MX (kNm/1,35m)

MY (kNm/1,35m)

KT mẫu (m)

200

0,3×0,3

105,6

-44,0

1,5×1,5

Bảng 4. Thông số thiết kế mẫu cột góc

Trình tự thiết kế được thực hiện tương tự như mẫu cột biên, cấu tạo mẫu được

thể hiện trên Hình 7.

162

Hình 7. Thiết kế liên kết cột góc CFST với sàn phẳng BTCT

Mẫu cột giữa ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông ứng lực trước

Nội lực thiết kế mẫu được lấy tương đương với nội lực cho cột giữa của hệ sàn

với kích thước nhịp là 9m × 9m. Thông số mẫu thí nghiệm và đặc trưng vật liệu

được chọn sơ bộ như Bảng 5 và Bảng 6.

Tổ hợp (1.2TT+1.6HT)

Tĩnh tải (TT)

Kích thước mẫu (m)

hS (mm)

Kích thước cột (m×m)

Vu (kN)

Mx = My (kNm/2,4m)

Vu (kN)

Mx = My (kNm/2,4m)

2,7 × 2,7

200

0,3×0,3

1117

-337,6

457,7

-138,3

Bảng 5. Dữ liệu đầu vào thiết kế sàn

Bê tông

Cốt thép thanh

Thép shear-head Ống thép cột

fc’ (MPa)

Ec (MPa)

Es (MPa)

fy (MPa)

Esh (MPa)

fy (MPa)

Esc (MPa)

fy (10) (MPa)

fy (14) (MPa)

31,7×103

365

425

21×104

220

21×104

220

21×104

Bảng 6. Đặc trưng của vật liệu

Cáp ứng lực trước:

 Chọn cáp T12, loại 7 sợi có các đặc trưng sau: Diện tích danh định:

Asp = 98,71mm2; Giới hạn bền: fpu = 1860 Mpa; Giới hạn chảy: fpy =

1670 Mpa; Mô đun đàn hồi: Esp = 200 GPa

 Chọn ứng suất căng trước fpi = 0,7fpu = 1300 MPa

163

 Lực căng ban đầu: Asp fpi = 98,71×1300 = 128 kN

 Theo tài liệu ”Sàn phẳng bê tông ứng lực trước căng sau – GS.TS. Phan

Quang Minh ” lấy tổn hao ứng suất ở giai đoạn buôn neo là 15% (co

ngắn đàn hồi của bê tông, co ngót của bê tông, sự chùng ứng suất của

thép) → Ứng suất hiệu quả của cáp fse = 1100MPa.

Hình 8. Bố trí cáp trong sàn

Tính toán số lượng cáp cần thiết:

 Ứng lực trước của một cáp: P = fse Asp = 108,6 kN

 Bố trí cáp như Hình 8. Độ lệch tâm của cáp e = 65mm

 Lực ứng lực trước yêu cầu (tải trọng cân bằng lấy 80% trọng lượng bản

thân sàn):

 Số cáp yêu cầu: n = 15,7cáp → Chọn 16 cáp.

 Ứng suất nén trung bình trong sàn: σcp = 3,15 Mpa

Kiểm tra ứng suất của bê tông lúc buôn neo:

 Ứng suất kéo:

 Ứng suất nén:

Kiểm tra khả năng chịu mô men của sàn với cốt thép lớp trên 14a85, cốt

thép lớp dưới 10a85 và cáp ứng lực trước:

164

Cấu tạo liên kết (Hình 9):

 Liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông ứng lực trước

được cấu tạo tương tự như với liên kết với sàn bê tông cốt thép thường

gồm: shear-head, tấm thép liên tục, cốt đai, cáp ứng lực trước và cốt

thép sàn xuyên cột. Tuy nhiên, do sự hạn chế chiều cao sàn và sự có

mặt của cáp ứng lực trước nên không bố trí cốt thép vòng.

Hình 9. Cấu tạo liên kết cột giữa CFST với sàn phẳng bê tông ứng lực trước

Kiểm tra khả năng chịu cắt của sàn tại mặt phá hoại bên ngoài vùng bố trí cốt

đai (bỏ qua ảnh hưởng của quỹ đạo cáp nghiêng đến khả năng chịu của cắt sàn):

d = 150mm, fpc = 3,15Mpa, βp =0,29, Lv = 400mm, c1 = 300mm

Xác định tỷ số độ cứng của shear-head:

Chiều cao đường hàn liên kết shear-head vào cột ống thép tính được là 8mm

165

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC

1. Dao Ngoc The Luc, Truong Quang Hai, Truong Hoai Chinh, Dao Ngoc The Vinh, An experimental research on connection of boundary concrete filled steel tube columns and reinforced concrete slab, International Journal of Innovative Technology and Exploring Engineering (IJITEE, Scopus), ISSN: 2278-3075, Số 9(2), 2019.

2. Dao Ngoc The Luc, Truong Quang Hai, Truong Hoai Chinh, Dao Ngoc The Vinh, Concrete filled steel tube column and wide beam connection: proposed structures and experiment, International Journal of Engineering and Advanced Technology (IJEAT, Scopus), ISSN: 2249 – 8958, Số 9(2), 2019.

3. Đào Ngọc Thế Lực, Trương Quang Hải, Trần Quang Khải, Phan Nhật Long, Khả năng chịu cắt tại liên kết cột ống thép nhồi bê tông với dầm bẹt bê tông cốt thép: Phần 1 – Mô hình thí nghiệm, Tạp chí Xây dựng, ISSN 0866-0762, Số 04- 2018, Trang 104-107, 2018.

4. Đào Ngọc Thế Lực, Trương Quang Hải, Trần Quang Khải, Nguyễn Minh Tuấn Anh, Khả năng chịu cắt tại liên kết cột ống thép nhồi bê tông với dầm bẹt bê tông cốt thép: Phần 2 – Cơ chế truyền lực cắt, Tạp chí Xây dựng, ISSN 0866-0762, Số 04-2018, Trang 108-110, 2018.

5. Trương Quang Hải, Đào Ngọc Thế Lực, Trương Hoài Chính, Nguyễn Minh Tuấn Anh, Khảo sát số bằng Abaqus ảnh hưởng của các tham số đến liên kết cột

ống thép nhồi bê tông và sàn phẳng bê tông cốt thép – Phần 1: Ảnh hưởng của kích thước chốt chịu cắt (shear-head), Tạp chí Xây dựng, số 07-2020.

6. Trương Quang Hải, Đào Ngọc Thế Lực, Trương Hoài Chính, Nguyễn Minh Tuấn Anh, Khảo sát số bằng Abaqus ảnh hưởng của các tham số đến liên kết cột

ống thép nhồi bê tông và sàn phẳng bê tông cốt thép – Phần 2: Ảnh hưởng của cường độ bê tông và cốt thép, Tạp chí Xây dựng, số 07-2020.

7. Đề tài khoa học cấp cơ sở (Trường ĐH Bách khoa - ĐH Đà Nẵng): Xây dựng mô

hình thực nghiệm cấu tạo đề xuất liên kết cột ống thép nhồi bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép. Chủ trì: Trương Quang Hải. Thành viên: Đào Ngọc Thế Lực, Trương Hoài Chính. Mã số đề tài: T2018-02-29. Thời gian thực hiện: 12/2017-06/2019.

166

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. Tiếng Việt

[1] Nguyễn Trung Hòa (2003), Kết cấu bê tông cốt thép theo quy phạm Hoa Kỳ,

Nhà xuất bản Xây Dựng, 2003.

[2] Phan Quang Minh, Ngô Thế Phong, Nguyễn Đình Cống, Kết cấu bê tông cốt

thép - Phần cấu kiện cơ bản, Nhà xuất bản Khoa học và Kĩ thuật, 2006.

[3] Đinh Thị Như Thảo, "Ứng xử kháng chọc thủng của liên kết cột ống thép nhồi

bê tông với sàn phẳng bê tông cốt thép", Luận án Tiến sĩ, Đại học Đà Nẵng,

2019.

[4] Trần Việt Tâm, "Nghiên cứu khả năng chống chọc thủng của sàn phẳng bê tông

ứng lực trước", Luận án Tiến sĩ, Đại học Xây dựng, 2019.

[5] Nguyễn Viết Trung, Trần Việt Hùng, Kết cấu ống thép nhồi bê tông, Nhà Xuất

Bản Xây Dựng, 2006.

[6] TCVN 5574-2018, Thiết kế kết cấu bê tông và bê tông cốt thép, 2018

2. Tiếng Anh

[7] ACI 352.1R-89, Recommendation for design of slab-column connections in

monolithic reinforced concrete structures,1988.

[8] ACI 318-05, Building code requirements for structural concrete and

Commentary, American Concrete Institute, 2005.

[9] ASTM A416/A416M-06, Standard specification for steel strand, uncoated

seven-wire for prestressed concrete, ASTM International, 2006.

[10] ACI 318-11, Building code requirements for structural concrete and

commentary, American Concrete Institute, 2011.

[11] ACI 318-14, Building code requirements for structural concrete and

commentary, American Concrete Institute, 2014.

[12] ABAQUS (2014), ABAQUS Analysis user’s manual 6.14-2, DSS, RI, USA.

[13] Ålander, C. (2005), "Advanced systems for rational slab reinforcement",

pp.1-14.

167

[14] Alfarah, B., Almansa, F. L., Oller, S.(2017), "New methodology for calculating

damage variables evolution in Plastic Damage Model for RC structures",

Engineering Structures,132, pp.70-86.

[15] Bompa, D. V., Elghazouli, A.Y. (2015), "Ultimate shear behaviour of hybrid

reinforced concrete beam - to - steel column assemblages", Engineering

Structures, 101 pp.318-336.

[16] Bompa, D.V., Elghazouli, A.Y. (2016), "Structural performance of RC flat

slabs connected to steel columns with shear heads", Engineering Structures,

117, pp.161-183.

[17] Broms, C. E. (2016), "Tangential strain theory for punching failure of flat

slabs", ACI Structural Journal, 113(1), pp.95-104.

[18] Bompa, D.V., Elghazouli, A.Y. (2017), "Numerical modelling and parametric

assessment of hybrid flat slabs with steel shear heads", Engineering Structures,

142, pp.67-83.

[19] Corley, W. G., Hawkins, N. M. (1968), "Shearhead Reinforcement for Slabs",

ACI Journal Proceedings, 65(10), pp.811-824.

[20] Călin, S., Gînţu, R., Dascălu, G. (2009), "Summary of testsand studies done

abroad on the Bubble deck slab system", The Buletinul Institutului Politehnic

din Iaşi, (3), pp.75-84.

[21] Chen, Z., Liu, Z., Sun, G. (2011), "Thermal behavior of steel cables in

prestressed steel structures", Journal of Materials in Civil Engineering, 23(9),

pp.1265-1271.

[22] Clément, T., Ramos, A. P., Ruiz, M. F., Muttoni, A. (2014), "Influence of

prestressing on the punching strength of post - tensioned slabs", Engineering

Structures, 72 pp.56-69.

[23] Chen, Q. J., Cai, J., Bradford, M. A., Liu, X. P., Wu, Y. (2015), "Axial

compressive behavior of through - beam connections between concrete - filled

steel tubular columns and reinforced concrete beams", Journal of Structural

Engineering, 141(10), pp.1-13.

168

[24] Elgabry, A., Ghali, A. (1990), "Design of stud - shear reinforcement for slabs",

ACI Strucrural Journal, 87(3), pp.350-361.

[25] Eurocode 2, Design of concrete structures - Part 1-1: General rules and rules

for buildings, 2004.

[26] Eder, M. A., Vollum, R. L., Elghazouli, A. Y. (2012), "Performance of ductile

RC flat slab to steel column connections under cyclic loading", Engineering

Structures, 36, pp.239-257.

[27] Guandalini, S., Burdet, O. L., Aurelio, M. (2009), "Punching tests of slabs with

low reinforcement ratios", ACI Structural Journal, 106(1), pp.87-95.

[28] Hawkins, N.W., Corley, W.G. (1974), "Moment transfer to columns in slabs

with shearhead reinforcement", ACI Symposium Publication, 42, pp.847-880.

[29] Han, L. H., Li, W., Bjorhovde, R. (2014), "Developments and advanced

applications of concrete - filled steel tubular (CFST) structures", Journal of

Constructional Steel Research, 100, pp.211-228.

[30] Ju, Y. K., Kim, Y. C., Ryu, J. (2013), "Finite element analysis of concrete

filled tube column to flat plate slab joint", Journal of Constructional Steel

Research, 90, pp.297-307.

[31] Kinnunen, S., Nylander, H. S. E. (1960), Punching of concrete slabs without

shear reinforcement, 158, Elanders Boktryckeri Aktiebolag, Göteborg.

[32] Kim, J. W., Lee, C. H., Kang, T. H. K. (2014), "Shearhead reinforcement for

concrete slab to concrete - filled tube column connections", ACI Structural

Journal, 111(3), pp.629-638.

[33] Lubliner, J., Üliver, J., Üller, S., Üñate, E. (1989), "A plastic - damage model

for concrete", International Journal of Solids and Structures, 25(3), pp.299-326.

[34] Lee, J., Fenves, G. L. (1998), "Plastic - damage model for cyclic loading of

concrete structures", Journal of Engineering Mechanics, 124(8), pp.892-900.

[35] Lee, C. H., Kim, J. W., Song, J. G. (2008), "Punching shear strength and post -

punching behavior of CFT column to RC flat plate connections", Journal of

Constructional Steel Research, 64(4), pp.418-428.

169

[36] Lai, T. (2009), "Structural behavior of bubble deck slab and their applications

to lightweight bridge decks", MIT.

[37] Long, N. M, Rovnak, Tran, L. P. (2012), "Punching shear resistance of post -

tensioned steel fiber reinforced concrete flat plates", Engineering Structures, 45,

pp.324–337.

[38] MC2010, Model Code for Concrete Structures, 2010.

[39] Muttoni, A., Schwartz, J. (1991), "Behavior of beams and punching in slabs

without shear reinforcement", 62.

[40] Muttoni, A. (2008), "Punching shear strength of reinforced concrete slabs

without transverse reinforcement", ACI Structural Journal, 105(4), pp.440-450.

[41] Marzouk, H., Rizk, E., Tiller, R. (2010), "Design of shear reinforcement for

thick plates using a strut - and - tie model", Canadian Journal of Civil

Engineering, 37, pp.181-194.

[42] Mostafaei, H., Vecchio, F. J., Gauvreau, P., Semelawy, M. (2011), "Punching

shear behavior of externally prestressed concrete slabs", Journal of Structural

Engineering, 137(1), pp.100-108.

[43] Moharram, M. I., Bompa, D.V., Elghazouli, A.Y. (2017), "Experimental and

numerical assessment of mixed RC beam and steel column systems", Journal of

Constructional Steel Research, 131, pp.51-67.

[44] Nie, J., Bai, Y., Cai, C. S. (2008), "New connection system for confined

concrete columns and beams. I: Experimental study", Journal of Structural

Engineering, 134(2), pp.1787-1799.

[45] Philippe, M. (1996), "Analytical computation of the punching strength of

reinforced concrete", ACI Structural Journal, 93(5), pp.503-511.

[46] Pilakoutas, K., Li, X. (2003), "Alternative shear reinforcement for reinforced

concrete flat slabs", Journal of Structural Engineering, 129(9), pp.1164-1172.

[47] Piel, W., Hanswille, G. (2006), Composite shear head systems for improved

punching shear resistance of flat slabs.

[48] Ruiz, M. F., Aurelio, M. (2009), "Applications of critical shear crack theory to

170

punching of reinforced concrete slabs with transverse reinforcement", ACI

Structural Journal, 106(4), pp.485-494.

[49] SAFE 2000 V12.3.1, Slab Analysis by the Finite Element Method, 2000.

[50] Subedi, N. K., Baglin, P. S. (2003), "Design of slab – column junctions in flat

slabs", Proceedings of The Institution of Civil Engineers - Structures and

Buildings, 156, pp.319-331.

[51] Satoh, H., Shimazaki, K. (2004), "Experimental research on load resistance

performance of cft column/flat plate connection".

[52] Su, Y., Tian, Y. (2009), "Experimental study of RC Slab - CFT column

connections under seismic deformations". Challenges, Opportunities and

Solutions in Structural Engineering and Construction, Las Vegas, USA.

[53] Tassinari, L., Ruiz, M. F., Muttoni, A., Sagaseta, J. (2011), "Non - axis -

symmetrical punching shear around internal columns of RC slabs without

transverse reinforcement", Magazine of Concrete Research, 63(6), pp.441-457.

[54] Vermeer, P. A. (1998), Non - Associated plasticity for Soils, Concrete and

Rock, 350.

[55] Yan, P.Y., Wang, Y.C. (2016), "Hybrid steel tubular column/flat slab

construction - Development of a shearhead system to improve punching shear

resistance", Journal of Constructional Steel Research, 119, pp.154-168.

[56] Yu, J. L., Wang, Y. C. (2018), "Punching shear behavior and design of an

innovative connection from steel tubular column to flat concrete slab", Journal

of Structural Engineering, 144(9), pp.1-13.

[57] Yu, J. L., Wang, Y. C. (2020), "Punching shear behaviour of an innovative

connection between steel tubular column to flat concrete slab", Journal of

Structural Engineering, 146(8), pp.1-14.

[58] http://tuchschmid.ch/en/tatigkeitsbereiche/walm-atlant-2/.

[59] https://vitec.net.vn/ ( Công ty Cổ phần giải pháp công nghệ xây dựng quốc tế

Việt Nam).

[60] https://www4.kke.co.jp/stde/en/consulting/highrise_bldg.html.