Tóm tắt Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu ứng dụng vật liệu cốt thanh polyme sợi thủy tinh cho kết cấu bản mặt cầu trên đường ô tô

Chia sẻ: _ _ | Ngày: | Loại File: PDF | Số trang:27

Thêm vào BST

Báo xấu

21
lượt xem 4
download

Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Mục đích nghiên cứu của luận án "Nghiên cứu ứng dụng vật liệu cốt thanh polyme sợi thủy tinh cho kết cấu bản mặt cầu trên đường ô tô" nhằm nghiên cứu ứng dụng cốt thanh GFRP cho kết cấu bản mặt cầu trên đường ô tô. Mời các nạn cùng tham khảo!

Chủ đề:

Bình luận(0) Đăng nhập để gửi bình luận!

Lưu

Nội dung Text: Tóm tắt Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu ứng dụng vật liệu cốt thanh polyme sợi thủy tinh cho kết cấu bản mặt cầu trên đường ô tô

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI NGUYỄN VĂN NGÔN NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG VẬT LIỆU CỐT THANH POLYME SỢI THỦY TINH CHO KẾT CẤU BẢN MẶT CẦU TRÊN ĐƯỜNG Ô TÔ Ngành: Kỹ thuật Xây dựng công trình đặc biệt Mã số: 95.80.2.06 LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT HÀ NỘI - 2022
Công trình được hoàn thành tại Trường Đại học Giao thông Vận tải Người hướng dẫn khoa học: 1. GS.TS. Nguyễn Viết Trung 2. PGS.TS. Phạm Duy Anh Phản biện 1: Phản biện 2: Phản biện 3: Luận án sẽ được bảo vệ trước Hội đồng chấm luận án cấp Trường họp tại: Trường Đại học Giao thông Vận tải vào hồi ...... giờ ...... ngày ...... tháng ...... năm ............ Có thể tìm hiểu luận án tại: 1. Thư viện Trường Đại học Giao thông vận tải 2. Thư viện Quốc gia
1 MỞ ĐẦU 1. Lý do chọn đề tài Bản mặt cầu là bộ phần bị suy thoái nhanh nhất trong các bộ phận của công trình cầu do chịu tác động trực tiếp của các điều kiện môi trường, các tác nhân hóa học và tải trọng xe, tất cả các yếu tố đó dẫn đến làm ăn mòn cốt thép. Hậu quả dẫn đến sự phá hoại lớp bê tông bảo vệ làm phát sinh chi phí sửa chữa và gây gián đoạn giao thông. Do có khả năng chống ăn mòn mạnh, cốt thanh polyme sợi thủy tinh (GFRP) giúp cải thiện độ bền của bản mặt cầu và giảm thiểu chi phí sửa chữa thay thế. Cho đến nay số lượng các nghiên cứu về ứng xử của bản mặt cầu là khá hạn chế. Mặt khác các nghiên cứu đã tiến hành sử dụng vật liệu cốt GFRP được sản xuất theo công nghệ Châu Âu, các kết quả tính toán và so sánh dựa trên các tiêu chuẩn của Châu Âu, Mỹ, Nhật Bản, ... trong khi hiện chưa có nghiên cứu nào tiến hành trên vật liệu thanh GFRP được sản xuất tại Việt Nam nhằm khảo sát ứng xử của kết cấu dựa trên các quan hệ giữa tải trọng - độ võng, tải trọng - biến dạng của bê tông, tải trọng - biến dạng của cốt và khả năng chịu tải. Trên cơ sở phân tích kết quả thực nghiệm, so sánh với lý thuyết đề xuất mô hình dự báo khả năng chịu tải phù hợp áp dụng tại Việt Nam. Do đó luận án lựa chọn đề tài “Nghiên cứu ứng dụng vật liệu cốt thanh polyme sợi thủy tinh cho kết cấu bản mặt cầu trên đường ô tô” làm đề tài của luận án. 2. Mục đích nghiên cứu Nghiên cứu ứng dụng cốt thanh GFRP cho kết cấu bản mặt cầu trên đường ô tô; 3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu Đối tượng nghiên cứu của luận án: Kết cấu bản mặt cầu sử dụng cốt thanh GFRP loại có gờ, sản xuất tại Việt Nam (đạt tiêu chuẩn TCVN 11109:2015). Phạm vi nghiên cứu: - Nghiên cứu xác định ứng xử của kết cấu bản mặt cầu bê tông (có cường độ chịu nén 45 MPa), cốt thanh GFRP sản xuất tại Việt Nam, chịu tác dụng của tải trọng tập trung (thí nghiệm trong phòng). - Nghiên cứu mô hình phá hoại, khả năng chịu tải, ảnh hưởng của hàm lượng cốt lớp dưới theo phương ngang đến khả năng chịu tải, độ võng, nứt, biến dạng của bê tông bản ở mặt trên và biến dạng của cốt ở lớp dưới. 4. Phương pháp nghiên cứu Luận án sử dụng kết hợp các phương pháp nghiên cứu: Phương pháp phân tích, thống kê, kết hợp nghiên cứu lý thuyết; Phương pháp nghiên cứu thực nghiệm; Phương pháp mô phỏng số. 5. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của luận án Ý nghĩa khoa học của luận án: - Xác định được mô hình phá hoại của kết cấu bản mặt cầu và đề nghị công thức điều chỉnh dự báo khả năng chịu tải phù hợp phục vụ tính toán kết cấu bản mặt cầu bê tông cốt thanh GFRP. - Đề nghị phương pháp thiết kế kết cấu bản mặt cầu cốt thanh GFRP và các phương án sử dụng cốt thanh GFRP trong kết cấu bản mặt cầu tại Việt Nam. - Chứng minh hiệu quả của việc ứng dụng cốt thanh GFRP thay thế cốt thép trong kết cấu bản mặt cầu thông qua phân tích chi phí vòng đời. Ý nghĩa thực tiễn của luận án:
2 Luận án đề xuất mô hình dự báo khả năng chịu tải của kết cấu bản mặt cầu bê tông sử dụng loại cốt thanh GFRP sản xuất tại Việt Nam và các phương án sử dụng cốt GFRP trong bản mặt cầu, làm cơ sở cho việc nghiên cứu, ứng dụng cốt GFRP trong xây dựng cầu tại Việt Nam. 6. Cấu trúc của luận án Luận án bao gồm phần mở đầu, 4 chương nội dung chính, phần kết luận kiến nghị, đề xuất hướng nghiên cứu tiếp theo, phần tài liệu tham khảo và phần phụ lục tính toán. CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ VẬT LIỆU CỐT THANH POLYME SỢI THỦY TINH VÀ CÁC NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG TRONG KẾT CẤU BẢN MẶT CẦU 1.1. Khái quát về vật liệu cốt sợi polyme (FRP) Cốt sợi polyme (FRP) là vật liệu hỗn hợp (composit) được tạo thành từ ít nhất hai thành phần vật liệu khác nhau. Phân loại theo cốt sợi vật liệu thanh FRP được chia thành 3 loại là: cốt sợi thuỷ tinh (GFRP), cốt sợi cacbon (CFRP) và cốt sợi aramid (AFRP). Ưu điểm Vật liệu thanh GFRP có cường độ cao, trọng lượng nhẹ, ít bị ăn mòn và không có từ tính. Nhược điểm Cốt thanh GFRP có đun đàn hồi thấp (45 GPa); bị giảm độ bền trong môi trường ẩm, a xít, muối, kiềm, tia UV; hệ số giãn nở nhiệt theo phương vuông góc với các sợi cao hơn so với bê tông, cường độ chịu cắt và cường độ theo hướng ngang sợi thấp; khả năng kháng cháy tương đối thấp; không có giới hạn chảy và bị phá họai khi biến dạng nhỏ; không uốn được tại công trường. 1.2. Các tính chất cơ lý đặc trưng của vật liệu GFRP Cốt thanh GFRP là loại vật liệu có ứng xử đàn hồi tuyến tính cho đến khi phá hoại. Cường độ chịu nén và mô đun đàn hồi nén được lấy tương ứng bằng 45% và 80% từ giá trị cường độ và mô đun đàn hồi chịu kéo [76, 104]. Ứng xử cắt chịu ảnh hưởng chủ yếu bởi các tính chất của thành phần polyme. Thanh GFRP nói chung có khả năng chịu cắt ngang yếu. Cường độ chịu cắt có thể được cải thiện bằng cách bện hoặc quấn sợi bổ sung theo hướng ngang. Cường độ chịu cắt ngang của thanh FRP dao động trong khoảng từ 30 - 50 MPa [58]. 1.3. Độ bền của thanh GFRP Các nghiên cứu đã chứng minh các yếu tố từ môi trường có ảnh hưởng đến độ bền của thanh GFRP làm suy giảm độ bền kéo và mô đun trong các thanh GFRP. Do hiện tại chưa có các ứng dụng thực tế với thời gian dài, thông tin về độ bền của cốt thanh FRP trong các ứng dụng thường được ngoại suy dựa trên kết quả kiểm tra tăng tốc lão hóa ngắn hạn. 1.4. Khái quát các nghiên cứu và ứng dụng cốt thanh GFRP 1.4.1. Khái quát về các tiêu chuẩn, hướng dẫn thiết kế hiện hành Trong khi hướng dẫn thiết kế AASHTO LRFD 2009 chỉ bao gồm phần bản mặt cầu và gờ chắn, phiên bản thứ 2 AASHTO LRFD 2018 đã bao gồm tất cả các bộ phân của công trình cầu. Tài liệu này hướng dẫn thiết kế bản mặt cầu ốt GFRP theo phương pháp thiết kế uốn trên cơ sở lý thuyết tính toán của bản mặt cầu bê tông cốt thép và đưa vào các hệ số xét đến sự khác biệt về ứng xử của cốt GFRP so với cốt thép.
3 Bên cạnh đó Tiêu chuẩn thiết kế cầu của Canada (CAN/CSA S6) cho phép thiết kế bản mặt cầu cốt GFRP theo 2 phương pháp: phương pháp thiết kế uốn và phương pháp kinh nghiệm. 1.4.2. Một số nghiên cứu sử dụng cốt thanh FRP cho kết cấu bản mặt cầu Các nghiên cứu trên công trình cầu thực tế Benmokrane và cộng sự [29], Ahmed và cộng sự [23] đã tiến hành khảo sát trên các công trình cầu thực tế có bản mặt cầu sử dụng cốt GFRP. Kết quả thu được cho thấy kết cấu thỏa mãn các điều kiện giới hạn quy định. Dựa trên kết quả đo đạc, Ahmed cho rằng phương pháp thiết kế uốn của AASHTO và CHBDC (CAN/CSA S6) cho kết quả dự tính mô men uốn thiết kế lớn hơn thực tế. Kết quả này là do ảnh hưởng của hiệu ứng vòm nén trong kết cấu bản mặt cầu [23], [29]. Kết quả thử nghiệm cũng cho thấy bản mặt cầu sử dụng kết hợp cốt thép và thanh GFRP cũng có ứng xử tương tự như trường hợp sử dụng hoàn toàn bằng thanh GFRP hoặc cốt thép [23]. Các nghiên cứu trên mô hình bản mặt cầu trong phòng thí nghiệm El-Gamal và cộng sự [50], Bouguerra và cộng sự [30] đã tiến hành thí nghiệm trên mô hình bản mặt cầu bê tông cốt thanh GFRP. Các mẫu bản có kích thước dài 3,0 m, rộng 2,5 m và cao 0,2 m, được bố trí cốt GFRP với hàm lượng khác nhau. Mẫu bản thí nghiệm được liên kết với hai dầm thép đặt cách nhau 2,0 m bằng bu lông. Tải trọng thí nghiệm đặt tại giữa nhịp được truyền lên một tấm thép có kích thước (600x250)mm để mô phỏng vệt bánh xe. Kết quả thực nghiệm cho thấy tất cả các mẫu thử đều có dạng phá hoại cắt hai chiều (punching shear), với khả năng chịu tải đạt gấp khoảng 3 lần tải trọng tính toán thiết kế theo CHBDC (CAN/CSA S6). Chiều rộng vết nứt và độ võng lớn nhất đo được ứng với mức tải sử dụng đều nhỏ hơn giới hạn cho phép. So sánh với thực nghiệm, kết quả dự báo khả năng chịu tải theo ACI 440.1R cho giá trị thấp hơn trung bình 2,66 đến 3,17 lần. Nghiên cứu về hiệu ứng vòm nén trong kết cấu bản mặt cầu Zheng và cộng sự [108] nghiên cứu thực nghiệm trên mô hình bản mặt cầu cốt GFRP có tỉ lệ 1/3, với việc khảo sát ảnh hưởng của các thông số như chiều rộng dầm đỡ (100, 150, 200)mm, loại cốt (GFRP, thép) và tỷ lệ cốt (0,5 - 1,0)% đối với ứng xử của bản. Dựa trên kết quả thực nghiệm, Zheng cho rằng khả năng chịu tải của kết cấu bản mặt cầu được xác định bằng tổng sức kháng uốn của vật liệu (Mb) và sức kháng uốn tăng cường do hiệu ứng vòm nén (Ma) được hình thành từ liên kết giữa bản mặt cầu với các dầm đỡ. Tỷ lệ cốt có ảnh hưởng không đáng kể đến khả năng chịu tải của kết cấu bản mặt cầu, trong khi chiều rộng dầm đỡ ảnh hưởng đáng kể đến (Ma). Nghiên cứu dự báo khả năng chịu tải bằng mô phỏng số El-Gamal [47] đã khảo sát ứng xử của kết cấu bản mặt cầu bằng phân tích phi tuyến phần tử hữu hạn, sử dụng phần mềm phân tích kết cấu bê tông ANATECH 3.0 (ANATECH Corp., San Diego - Mỹ). Kết quả phân tích so sánh với kết quả thực nghiệm khá phù hợp với kết quả thực nghiệm với sai lệch < 4% đối với tải trọng nứt, tải trọng phá hoại. Đối với bản (CFRP), độ võng ứng với tải trọng thiết kế và tải trọng phá hoại có sai lệch 1%, biến dạng của cốt ứng với tải trọng thiết kế và tải trọng phá hoại có sai lệch tương ứng 11% và 3%. Đối với bản (GFRP), độ võng ứng với tải trọng thiết kế và tải trọng phá hoại có sai lệch tương ứng 6% và 1%, biến dạng của cốt ứng với tải trọng thiết kế và tải trọng phá hoại có sai lệch tương ứng 4% và 7%.
4 Nghiên cứu về độ bền của cốt thanh GFRP Kết cấu bê tông cốt GFRP sau thời gian khai thác 15 năm chưa bị ăn mòn [61]. Với việc phân tích, tính toán thận trọng các nhà nghiên cứu cho rằng kết cấu bê tông cốt thanh GFRP sẽ có độ bền đến hơn 100 năm [110] và có khả năng chịu tải trọng mỏi vượt trội so với trường hợp sử dụng cốt thép [53]. Các nghiên cứu tại Việt Nam Tại Việt Nam, hiện mới chỉ có các nghiên cứu trên kết cấu dầm, điển hình như nghiên cứu của Vũ Ngọc Anh và cộng sự [5], Cheng Por Eng [6], Nguyễn Hùng Phong [11], Nguyễn Minh Long và cộng sự [19], Phạm Thị Loan và cộng sự [9], Cù Thị Hồng Yến và cộng sự [13]. Các nghiên cứu trên đều khẳng định ứng xử khác biệt của kết cấu dầm bê tông cốt GFRP so với cốt thép về độ võng, nứt, ăn mòn. Nghiên cứu của Đặng Vũ Hiệp và cộng sự [7] về sự thay đổi của độ võng sàn bê tông cốt thanh GFRP kích thước (2200x650x60)mm trong 90 ngày. Kết quả cho thấy giá trị dự báo độ võng theo ACI.440 phù hợp với sàn chưa nứt nhưng lớn hơn nhiều so với độ võng đo được của sàn đã bị nứt chịu tải dài hạn. 1.4.3. Ứng dụng của cốt thanh GFRP Trên thế giới cốt thanh GFRP đã được ứng dụng vào một số hạng mục, bao gồm: mái nhà, mặt cầu; các công trình cầu vượt biển, tường chắn ven biển; kết cấu gờ chắn trên cầu, đường sắt, nhà ga, trong thi công hầm, … Tại Việt Nam đã sử dụng thanh GFRP như: Nhà chiến sĩ cảnh vệ khu tưởng niệm Đại tướng Võ Nguyên Giáp, Vũng Chùa - Quảng Bình; đoạn đường Hồ Tùng Mậu - Cầu Giấy - Hà Nội; ứng dụng trong chế tạo cọc cừ sử dụng kết hợp bê tông cường độ siêu cao và cốt thanh GFRP; tập đoàn Vingroup đã sử dụng thanh GFRP kết hợp với thép thường làm đường dốc tầng hầm cho xe tải vận chuyển đất đào; Công ty BUSADCO - Vũng Tàu đang áp dụng thử nghiệm dùng thanh GFRP cho sản xuất nắp cống và cọc BTCT; Công trình công viên Phù Đổng tại Trần phú, Nha Trang sử dụng thanh GFRP làm bản đáy tầng hầm; Công trình đê biển Cà Mau sử dụng thanh GFRP để thi công thử nghiệm hệ thống rọ đá làm kè biển. 1.5. Định hướng nghiên cứu Trên cơ sở các phân tích trên, trong phạm vi đề tài, tác giả dự kiến các nội dung nghiên cứu như sau: 1. Nghiên cứu lý thuyết tính toán kết cấu bản mặt cầu theo các phương pháp như: của Canada, Mỹ. 2. Nghiên cứu thực nghiệm kết cấu bản mô phỏng điều kiện làm việc của bản mặt cầu sử dụng cốt thanh GFRP, chịu tác dụng của tải trọng bánh xe. Kết quả thí nghiệm xác định các đặc trưng gồm: Mô hình phá hoại và khả năng chịu lực của kết cấu; Quan hệ giữa tải trọng và độ võng; Tải trọng nứt và chiều rộng khe nứt; Quan hệ giữa tải trọng với biến dạng của bê tông mặt trên và biến dạng của cốt lớp dưới; 3. Phân tích, đánh giá kết quả dự tính theo các công thức lý thuyết, so sánh với thực nghiệm, từ đó đề xuất công thức điều chỉnh phù hợp áp dụng trọng tính toán thiết kế kết cấu bản mặt cầu sử dụng cốt thanh GFRP tại Việt Nam. 4. Phân tích hiệu quả khi ứng dụng cốt thanh GFRP thay thế cho cốt thép trong kết cấu bản mặt cầu. 5. Đề xuất một số nội dung điều chỉnh áp dụng khi sử dụng cốt thanh GFRP và tiêu chuẩn thiết kế cầu hiện hành (TCVN 11823: 2017) trong thiết kế bản mặt cầu.
5 Kết luận chương 1 Cốt thanh GFRP với khả năng kháng ăn mòn và độ bền cao hơn cốt thép đã được nghiên cứu và ứng dụng trong xây dựng cầu, nhà ga, tường chắn ven biển, ... Cho đến nay các chỉ dẫn tính toán, thiết kế kết cấu bản mặt cầu cốt thanh GFRP đã được ban hành và áp dụng ở một số nước như Mỹ, Nhật, Canada, ... Các nghiên cứu, ứng dụng đã được thực hiện trên thế giới đều chứng minh việc sử dụng cốt thanh GFRP thay thế một phần hoặc toàn bộ cốt thép trong bản mặt cầu đáp ứng được các yêu cầu thiết kế và tăng độ bền cho công trình. CHƯƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT THIẾT KẾ KẾT CẤU BẢN MẶT CẦU BÊ TÔNG CỐT THANH POLYME SỢI THỦY TINH 2.1. Giới thiệu Chương này trình bày cơ sở lý thuyết và trình tự thiết kế bản mặt cầu sử dụng cốt GFRP theo hướng dẫn của AASHTO LRFD 2018 [16], và theo Tiêu chuẩn thiết kế cầu của Canada CAN/CSA S6.1S1-10 [44]. Ngoài ra, để có cơ sở đề xuất công thức dự báo khả năng chịu tải áp dụng trong thiết kế kết cấu bản mặt cầu sử dụng cốt thanh GFRP, một phân tích, đánh giá các mô hình lý thuyết theo CSA - 2012 [43], ACI 440.1R - 15 [18], AASHTO LRFD 2018 [16]; JSCE - 97 [69]; El-Gamal et al [50], Ospina et al [86], Tiêu chuẩn Anh BS 8110 [35], TCVN 11823: 2017 [2], kết hợp phân tích hồi quy phi tuyến trên các dữ liệu thực nghiệm [30, 46, 49, 50, 52, 62, 63, 72, 92, 105] sẽ được tiến hành. 2.2. Phương pháp thiết kế bản mặt cầu cốt thanh GFRP theo AASHTO LRFD 2018 AASHTO LRFD 2018 hướng dẫn thiết kế kết cấu bản mặt cầu sử dụng cốt GFRP theo phương pháp uốn tương tự như đối với bản mặt cầu bê tông cốt thép quy định tại TCVN 11823: 2017, với các công thức tính toán được điều chỉnh để phù hợp với đặc điểm ứng xử của cốt GFRP. 2.3. Phương pháp thiết kế bản mặt cầu cốt thanh GFRP theo Tiêu chuẩn Thiết kế cầu của Canada (CAN/CSA S6.1S1-10) Tiêu chuẩn thiết kế cầu của Canada cho phép thiết kế bản mặt cầu cốt GFRP theo hai phương pháp. Phương pháp thiết kế chịu uốn tương tự như bản mặt cầu bê tông cốt thép được quy định tại mục 5.7 (CAN/CSA S6.1S1-10) và phương pháp thiết kế kinh nghiệm với điều kiện kết cấu phải đảm bảo các điều kiện về cấu tạo theo quy định và chỉ áp dụng cho phần bản phía trong. Theo phương pháp kinh nghiệm, bản mặt cầu được bố trí 2 lưới cốt, với khoảng hở giữa lưới trên và lưới dưới không nhỏ hơn 55 mm. Lớp cốt GFRP phía dưới theo phương ngang có diện tích tối thiểu được xác định theo (2.70). Af min = 500ds / E f (2.70) Với ds là khoảng cách từ mặt trên của bản đến trọng tâm cốt FRP đặt theo phương ngang ở lớp dưới, mm; Ef là mô đun đàn hồi của cốt thanh GFRP, MPa. Các lớp thanh GFRP còn lại ở lớp trên theo phương ngang và cốt theo phương dọc cả lớp trên và dưới bố trí với hàm lượng tối thiểu (f = 0,0035). 2.4. Đánh giá các công thức dùng trong tính toán khả năng chịu tải của kết cấu bản mặt cầu bê tông cốt GFRP
6 2.4.1. Khái quát về các công thức dự báo Khả năng chịu tải của kết cấu bản bê tông cốt thanh GFRP có thể được dự tính bằng cách sử dụng công thức của ACI 440.1R 2015 [18], AASHTO LRFD 2018 [16]; JSCE - 97 [69]; El-Gamal et al [50], Ospina et al [86], Tiêu chuẩn Anh BS 8110 (BSI 1997) [35]. Ngoài ra, để nhận thấy sự khác khác biệt về khả năng chịu tải khi sử dụng cốt GFRP thay thế cốt thép trong kết cấu bản mặt cầu, công thức dự báo của Tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ TCVN 11823: 2017 [2] cũng được đưa vào phân tích. ACI 440.1R - 2015 [18] (2.71); k = 2  f n f + (  f n f ) −  f n f 4 ' 2 Vc. ACI = fc bo .c (2.72) 5 Trong đó: c là chiều cao trục trung hòa của mặt cắt nứt quy đổi, c = k.d, mm; bo là chu vi của tiết diện nguyên ở khoảng cách bằng d/2 tính từ tải trọng tập trung, mm; nf là tỷ số mô đun đàn hồi; f là hàm lượng cốt GFRP; AASHTO LRFD 2018 [16] Vc. LRFD = 0,84 f c' bo .c (2.73) Trong đó: f’c tính bằng (MPa); bo và c tính bằng (mm); JSCE - 97 [69] Vc. JSCE =  d  p  r f pcd bo d (2.74)  100  f E f 1/3   100 1/ 4  Với:  d = min   ,1.5 (2.75);  p = min   ,1.5 (2.76)  d       Es     1 u = 2(cx + cy) (2.77);  r = 1 + (2.78)  u  1 + 0.25   d ( f pcd = min 0.2 fc' ,1.2 ) (2.79) Ospina et al [86] ( ) 1/3 Ef Vc.Osp = 2, 77  f f c' b1.5 d (2.80) Es Trong đó: b1.5 là chi vi tiết diện tháp chọc thủng ở độ sâu 1,5d tính từ bề mặt chịu tải, mm. El-Gamal et al [50] Vc. El = 0.33 f c' bo d (1.2) N (2.81) 1/3  E f   8d  Với:  = 0.62   f  1 +  (2.82)  1000   bo  N: là hệ số xét đến tính liên tục, N = 0 với bản một nhịp; N = 1 với bản liên tục theo một phương; N = 2 với bản liên tục theo hai phương. Tiêu chuẩn Anh BS 8110 (BSI 1997) [35] 1/3   E f  1/3  f c'  1/ 4  400  Vc. BS = 0, 79 100  f       b1.5 d (2.83)    Es     25   d  TCVN 11823: 2017 [2]
7  0,33  Vc.TCVN =  0,17 +  f c' bo d v  0,33 f c' bo d v (2.84)  c  Trong đó: c là tỷ số cạnh dài trên cạnh ngắn của hình chữ nhật mà qua đó tải trọng truyền lên bản; dv là chiều cao chịu cắt hữu hiệu (dv = d), mm. 2.4.2. Đánh giá các công thức dự báo Tiến hành đánh giá các công thức lý thuyết dựa trên các số liệu thực nghiệm đã được tiến hành của các tác giả [30, 46, 49, 50, 52, 62, 63, 72, 92, 105]. Kết quả được tổng hợp đánh giá ở Bảng 2.5 và Hình 2.3. Bảng 2.5. Đánh giá mức độ phù hợp của các công thức lý thuyết Số hiệu VTN/ VTN/ VTN/ VTN/ VTN/ VTN/ VTN/ TT mẫu bản Vc.TCVN Vc.ACI Vc.LRFD Vc.JSCE Vc.Op Vc.El Vc.BS 1 G-200-N 0,87 2,05 1,95 1,27 1,10 1,04 1,52 2 G-175-N 0,82 1,85 1,76 1,07 1,06 1,04 1,39 3 G-150-N 0,78 1,75 1,67 1,05 1,05 1,04 1,31 4 G-175-H 0,88 2,28 2,17 1,54 1,25 1,11 1,65 5 G-175-N-0,7 0,76 2,41 2,29 1,44 1,25 1,15 1,64 6 G-175-N-0,35 0,69 3,06 2,91 1,66 1,44 1,32 1,89 7 G-S1 0,92 2,35 2,24 1,43 1,25 1,17 1,70 8 G-S2 0,94 1,81 1,73 1,15 1,06 1,41 1,41 9 G-S3 0,94 2,21 2,10 1,38 1,21 1,64 1,64 10 C-S1 0,80 2,11 2,01 1,27 0,93 1,51 1,51 11 C-S2 1,00 1,88 1,79 1,19 0,91 1,48 1,48 12 D1 1,07 3,06 2,91 1,62 1,47 2,11 2,11 13 D2 1,23 2,57 2,45 1,48 1,35 1,93 1,93 14 1 1,17 2,27 2,16 1,54 1,03 1,72 1,72 15 2 1,40 2,72 2,59 1,85 1,23 2,07 2,07 16 3 1,55 3,01 2,87 2,05 1,36 2,29 2,29 17 G-S4 0,95 2,19 2,08 1,33 1,20 1,63 1,63 18 G-S5 0,99 2,27 2,17 1,38 1,25 1,70 1,70 19 1 1,37 2,41 2,29 1,49 1,45 1,89 1,89 20 1 1,24 4,38 4,17 2,07 1,58 2,42 2,42 21 2 1,39 4,91 4,68 2,32 1,77 2,71 2,71 22 3 1,15 4,05 3,85 1,91 1,46 2,23 2,23 23 4 1,06 3,76 3,58 1,78 1,36 2,07 2,07 24 5 0,72 2,53 2,41 1,36 1,12 1,71 1,71 25 SG1 0,46 2,33 2,22 0,97 0,87 1,16 1,16 26 SC1 0,61 2,23 2,13 1,02 0,79 1,22 1,22
8 27 SG2 0,62 2,37 2,26 1,16 0,96 1,28 1,28 28 SG3 0,67 2,32 2,21 1,10 0,97 1,29 1,29 29 SC2 0,91 2,16 2,05 1,14 0,86 1,33 1,33 30 G(0.7)30/20 0,68 1,93 1,84 1,02 0,94 1,26 1,26 31 G(1.6)30/20 0,85 1,73 1,65 1,01 0,92 1,24 1,24 32 G(1.6)30/20-H 0,77 1,68 1,60 1,21 0,85 1,18 1,18 33 G(1.2)30/20 0,87 1,74 1,65 1,01 0,89 1,25 1,25 34 G(0.7)30/20-B 0,81 2,37 2,25 1,27 1,16 1,54 1,54 35 G(0.7)45/20 0,78 2,35 2,24 1,31 1,14 1,52 1,52 36 G(0.7)45/20-B 1,09 2,25 2,14 1,34 1,22 1,61 1,61 37 G(1.6)30/20-B 1,06 2,09 1,99 1,24 1,15 1,51 1,51 38 G(1.6)45/20 0,90 1,78 1,69 1,12 1,07 1,41 1,41 Trung bình 0,94 2,45 2,34 1,38 1,16 1,08 1,64 Độ lệch chuẩn (SD) 0,244 0,734 0,699 0,330 0,227 0,153 0,373 Hình 2.3. So sánh mức độ phù hợp của các công thức lý thuyết so với kết quả thực nghiệm Bảng 2.5 và Hình 2.3 cho thấy kết quả dự báo theo công thức của El-Gamal gần với giá trị thực nghiệm nhất với chênh lệch trung bình 8%, thiên về an toàn và có độ lệch chuẩn thấp nhất (0,153). Các công thức của ACI 440.1R 2015, AASHTO LRFD 2018, JSCE, Tiêu chuẩn Anh đều cho kết quả dự báo nhỏ hơn giá trị thực nghiệm, với mức chênh lệch tương ứng 145%, 134%, 38%, 16%, 64% và độ lệch chuẩn tương ứng là 0,734, 0,699, 0,33, 0,227, 0,373. Công thức của TCVN 11823: 2017 cho kết quả dự báo lớn hơn thực nghiệm, với chênh lệch trung bình 6%. Nguyên nhân của sự sai lệch này là do công thức của TCVN 11823: 2017 quy định đối với cốt thép có mô đun đàn hồi lớn hơn mô đun đàn hồi của thanh GFRP 4,44 lần. Nhằm mục đích đề nghị công thức dự báo khả năng kháng chọc thủng của kết cấu bản mặt cầu bê tông cốt GFRP, nghiên cứu sinh đã sử dụng phương pháp hồi quy phi tuyến dựa trên các số liệu mẫu ở Bảng 2.5. Công thức của Ospina (2.80) được lựa chọn để tiến hành phân tích điều chỉnh, do công thức này đã xét đến đầy đủ các yếu tố ảnh hưởng đến khả năng chịu tải của kết cấu bản mặt cầu sử dụng cốt GFRP thay thế cốt
9 thép như mô đun đàn hồi của cốt, hàm lượng cốt, kích thước vệt tải. Bên cạnh đó công thức của Ospina có dạng tương đối đơn giản hơn so với các công thức khác (ACI 440.1R 2015, AASHTO LRFD 2018, JSCE, El-Gamal, BS 8110). Công thức (2.81) được biến đổi để đưa về dạng hàm số phi tuyến dạng tích (2.86). y = bo ( x1 ) 1 ( x2 ) b b2 (2.86) Tiến hành phân tích kết quả thu được các hệ số: bo = 2,94; b1 = 0,32; b2 = 0,45. Thay các hệ số vào (2.86), công thức điều chỉnh được viết thành (2.89). 0,45  Ef  ( ) 0,32 Vc. P = 2,94  f f c '   b1.5 d (2.89)  Es  Kết quả đánh giá công thức điều chỉnh được đề nghị (2.89) cho thấy khả năng dự báo gần với kết quả thự nghiệm hơn các công thức lý thuyết đã có, với mức chênh lệch trung bình 1% thiên về an toàn và có độ lệch chuẩn bằng 0,198. Phân tích tương quan giữa các đặc trưng về độ võng và chiều rộng vết nứt tương ứng với mức tải tác dụng từ các nghiên cứu [30], [49], [50], [105], được tổng hợp ở Bảng 2.8 cho thấy giới hạn về độ võng cho phép (điều kiện kiểm soát trong thiết kế kết cấu bản mặt cầu bê tông cốt GFRP), tương ứng với mức tải khai thác trung bình cho phép đạt 30% của mức tải gây phá hoại mẫu. Bảng 2.8. Phân tích tương quan giữa tải trọng phá hoại và mức tải tương ứng với điều kiện giới hạn về độ võng Các nghiên Mẫu d f'c Ef f VTN V[ V[/ TT cứu bản (mm) (MPa) (GPa) (%) (kN) (kN) VTN 1 G-200-N 165 49,1 44,5 1,20 732 210,6 0,29 2 G-175-N 142 35,2 41,6 1,20 484 166,4 0,34 3 Bouguerra et G-150-N 117 35,2 41,6 1,20 362 123,5 0,34 4 al, (2011) G-175-H 142 64,8 41,6 1,20 704 200,0 0,28 5 [30] 142 53,1 41,6 0,70 549 146,6 0,27 G-175-N-0,7 6 G-175-N-0,35 144 53,1 41,0 0,35 506 136,9 0,27 7 El Gamal et G-S1 159 49,6 44,6 1,00 740 196,6 0,27 8 al, (2005) G-S2 159 44,3 38,5 1,99 712 196,6 0,28 9 [49] G-S3 156 49,2 46,5 1,20 732 212,4 0,29 10 El Gamal et G-S4 156 44,1 44,5 1,20 707 215,3 0,30 al, (2007) 11 [50] G-S5 156 44,1 44,5 1,20 735 195,6 0,27 12 You et al, D1 182 30 47,8 0,55 755 250,3 0,33 13 (2008) [105] D2 182 30 47,8 1,09 870 353,2 0,41 Trung bình 0,30 Độ lệch chuẩn 0,04 Chú thích: VTN, V[w] ,V[] tương ứng là giá trị tải trọng gây phá hoại mẫu, tải trọng ứng với giới hạn về chiều rộng vết nứt cho phép (0,7 mm) và độ võng cho phép (L/800) theo hướng dẫn của AASHTO LRFD 2018 [16].
10 2.5. So sánh thiết kế kết cấu bản mặt cầu khi sử dụng cốt thanh GFRP thay thế cốt thép Kết cấu bản mặt cầu có mặt cắt ngang rộng B = 7,0 m + 2x1,0 m, với các số liệu sau: Tải trọng thiết kế HL93; Tiêu chuẩn thiết kế: TCVN 11823: 2017 [2], chỉ dẫn của AASHTO LRFD 2018 [16]; B ê tông: f’c = 45 MPa; Ec = 31,98.103 MPa; cu = 0,003; cốt thanh GFRP: ffu = 900 MPa; Ef = 45 GPa; CE = 0,7. Kết quả tính toán bố trí cốt được tổng hợp so sánh ở Bảng 2.9 cho thấy diện tích cốt GFRP cần thiết gấp 2,8 so với cốt thép, do mô đun đàn hồi của cốt GFRP chỉ bằng 1/4,4 so với mô đun đàn hồi của cốt thép nên cần diện tích cốt lớn hơn để đảm bảo điều kiện độ võng. Bảng 2.9. Tổng hợp bố trí cốt thép (GFRP) cho bản mặt cầu Cốt dọc cầu Cốt ngang Tổng cộng Chênh Loại cốt Đỉnh Đáy Đỉnh Đáy (mm2/m2) lệch (lần) Cốt thép 10a200 12a200 16a200 16a200 2967,3 2,8 Cốt thanh GFRP 16a200 16a100 20a100 20a100 8289,6 Kết luận chương 2 Kết cấu bản mặt cầu sử dụng cốt thanh GFRP có thể được thiết kế theo hai phương pháp: (1) Phương pháp thiết kế chịu uốn được chấp nhận bởi Tiêu chuẩn Thiết kế cầu của Canada và chỉ dẫn thiết kế kết cấu bản mặt cầu sử dụng cốt thanh GFRP của AASHTO LRFD 2018, với trình tự tiến hành tương tự như bản mặt cầu bê tông cốt thép; (2) Phương pháp thiết kế kinh nghiệm được quy đinh tại Tiêu chuẩn Thiết kế cầu của Canada, với quy đổi tương đương với hàm lượng cốt thép về độ cứng dọc trục tính đổi (E) của cốt đối với lớp dưới theo phương ngang cầu và tương đương về cường độ chịu kéo dọc trục tính đổi đối với các lớp còn lại. Ứng dụng phương pháp thiết kế uốn, khi thay thế cốt thép bằng cốt thanh GFRP theo hướng dẫn của AASHTO LRFD 2018 [16] dựa trên tương quan về độ cứng dọc trục tính đổi của cốt (E), điều này dẫn đến phải sử dụng hàm lượng cốt thanh GFRP lớn hơn do thanh GFRP có mô đun đàn hồi nhỏ hơn cốt thép. Công thức dự báo khả năng chịu tải của bản mặt cầu được đề nghị trên cơ sở điều chỉnh từ công thức của Ospina và mức tải khai thác cho phép cần được kiểm chứng, đánh giá bằng thực nghiệm để có cơ sở ứng dụng trong công tác thiết kế kết cấu bản mặt cầu cốt thanh GFRP tại Việt Nam. CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM KẾT CẤU BẢN MẶT CẦU BÊ TÔNG CỐT THANH POLYME SỢI THỦY TINH 3.1. Giới thiệu Các cơ sở tiến hành thí nghiệm - Các tiêu chuẩn: TCVN 7572-2006, ACI 211.1-97, Tiêu chuẩn thiết kế cầu TCVN 11823: 2017. - Các nghiên cứu về ứng xử của kết cấu bản mặt cầu bê tông cốt thép và bê tông cốt GFRP, chịu tải trọng tập trung đã công bố trên thế giới [30, 49, 50, 80, 105] Mục đích của thí nghiệm
11 Thí nghiệm tiến hành trên mô hình bản mặt cầu sử dụng cốt thép hoặc thanh GFRP chịu tải trọng tập trung (mô phỏng vệt bánh xe) nhằm xác định ứng xử của kết cấu dựa trên các số liệu sau: - Dạng phá hoại của kết cấu, tải trọng gây nứt, tải trọng gây phá hoại, chiều rộng vết nứt ứng với các mức tải tiêu chuẩn, mức tải tính toán quy định tại TCVN 11823:2017. Quan hệ giữa tải trọng với các tham số: độ võng, biến dạng của cốt lớp dưới theo ngang cầu, biến dạng của mặt bê tông chịu nén, trên các mẫu có hàm lương cốt ở lớp dưới theo phương ngang cầu đối với các nhóm mẫu cốt GFRP 0,4%, 1,0% và 1,2% và trên nhóm mẫu cốt thép có hàm lượng 0,4%. - Trên cơ sở phân tích kết quả thực nghiệm, tiến hành đánh giá khả năng dự báo của công thức đã đề nghị (công thức 2.89). 3.2. Lựa chọn mô hình thí nghiệm Tham khảo các nghiên cứu đã được tiến hành trên thế giới [30, 49, 50] và Tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ TCVN 11823: 2017, lựa chọn mô hình thí nghiệm là kết cấu bản có kích thước (2,5x2,5x0,2)m, được liên kết (bằng bu lông) với hai dầm đỡ, khoảng cách giữa hai tim dầm là 2,0 m. Tải trọng thí nghiệm là tải tập trung được truyền lên giữa nhịp bản thông qua tấm thép đệm có kích thước mô phỏng vệt bánh xe (510x362)mm. 3.3. Công tác chuẩn bị thí nghiệm Vật liệu Sử dụng là cốt GFRP có đường kính 10 mm, 16 mm và 20 mm với bề mặt thanh có dạng gờ xoắn được cung cấp từ Công ty Cổ phần Cốt sợi Polyme Việt Nam (FRP VIETNAM.JSC) (Hình 3.2), với một số chỉ tiêu cơ lý: f*fu = 900 MPa; Ef = 45 GPa; fu = 0,02. Mẫu đối chứng sử dụng cốt thép có đường kính 14 mm cho lớp chịu lực chính và 10 mm cho các lớp còn lại. Một số đặc trưng của cốt thép: fy = 420 MPa, Es = 200 GPa. a) GFRP - 10 b) GFRP - 16 c) GFRP - 20 Hình 3.2. Cốt thanh GFRP dùng cho thí nghiệm Bê tông được thiết kế có cường độ chịu nén ở 28 ngày tuổi đạt 45 MPa (mẫu trụ), với thành phần chi tiết ở Phụ lục 5. Thiết bị thí nghiệm Đề tài sử dụng bộ thu nhận và xử lý số liệu được kết nối với các cảm biến và máy tính phục vụ cho việc thu thập số liệu thí nghiệm. Mẫu thí nghiệm Toàn bộ thí nghiệm gồm 4 nhóm (12 mẫu) có cấu tạo chi tiết như Hình 3.6, chi tiết bố trí cốt tổng hợp ở Bảng 3.3. Độ võng được đo bằng 3 LVDT với độ chính xác 0,001 mm, được lắp đặt ở bề mặt trên của các mẫu. Biến dạng nén ở bề mặt bê tông được đo bằng 04 cảm biến điện trở đặt ở các vị trí khác nhau. Biến dạng của cốt thép hoặc cốt GFRP ở lớp dưới được đo bằng 03 cảm biến đã được dán sẵn vào cốt trước khi đổ bê tông (Hình 3.8).
12 Chiều rộng vết được đo ở mặt dưới của mẫu bản bằng cách sử dụng thước mẫu đo nứt chuyên dụng. MÉu S1 MÉu G1 10@200 14@250 10@200 16@250 25 30 25 30 200 200 50 50 50 50 2500 2500 MÉu G2 MÉu G3 10@200 16@100 10@200 20@125 25 30 25 30 200 200 50 50 50 50 2500 2500 Hình 3.6. Cấu tạo chi tiết các mẫu thử nghiệm Bảng 3.3. Chi tiết bố trí cốt trong các mẫu thí nghiệm Nhóm Loại Lưới dưới Lưới trên mẫu cốt Cốt dọc Cốt ngang Cốt dọc Cốt ngang 1 Cốt thép 1310@200 1114@250 1310@200 1310@200 2 GFRP 1310@200 1116@250 1310@200 1310@200 3 GFRP 1310@200 2516@100 1310@200 1310@200 4 GFRP 1310@200 2120@125 1310@200 1310@200 Bố trí các thiết bị đo đạc Các thiết bị đo đạc được bố trí như Hình 3.8. 250 362 50 50 2500 2000 510 50 50 250 250 2500 C¶m biÕn ®o biÕn d¹ng cèt thÐp líp d-íi ThiÕt bÞ ®o ®é vâng cña b¶n (LVDT) C¶m biÕn ®o biÕn d¹ng bª t«ng mÆt trªn Hình 3.8. Sơ đồ bố trí các thiết bị đo 3.4. Phương pháp tiến hành thí nghiệm Sơ đồ thí nghiệm
13 Hình 3.9. Sơ đồ bố trí thí nghiệm Trình tự thí nghiệm Quá trình gia tải khống chế tốc độ 5 kN/phút, ghi lại giá trị tải trọng nứt, đo chiều rộng vết nứt ứng với tải trọng khai thác và tải trọng thiết kế. Ngoài ra dạng phân bố vết nứt và mô hình phá hoại cũng được thu thập. 3.5. Kết quả thí nghiệm và phân tích Kết quả thí nghiệm nén mẫu bê tông được đúc cùng với quá trình đúc mẫu bản thu được f’c = 45,2 MPa. Mô hình phá hoại và dạng vết nứt Kết quả thí nghiệm các nhóm mẫu được tổng hợp ở Bảng 3.5, 3.6. Dạng phá hoại ở mặt trên và mặt dưới của bản như Hình 3.11, 3.12. Bảng 3.5. Tổng hợp kết quả thí nghiệm các mẫu bản về tải trọng và độ võng Mẫu Pcr Pmax  (mm) Dạng phá hoại bản (kN) (kN) Ps Pc Pmax S1a 132,2 655 0,58 1,5 22,79 S1b 131,3 665 0,45 1,01 19,98 Chọc thủng S1c 132,8 660,1 0,49 1,11 21,98 S1-TB 132,1 660,1 0,51 1,21 21,58 G1a 118,3 505,2 0,59 1,73 28,67 G1b 116,5 501,5 0,57 1,82 34,03 Chọc thủng G1c 121,4 498,4 0,58 1,79 30,92 G1-TB 118,7 501,7 0,58 1,78 31,21 G2a 138,5 717,6 0,57 1,45 29,26 G2b 137,5 724,9 0,56 1,61 30,84 Chọc thủng G2c 136,6 722,2 0,55 1,52 29,39 G2-TB 137,5 721,5 0,56 1,53 29,83 G3a 134,3 731,1 0,52 1,51 25,61 G3b 133,6 745,0 0,54 1,52 27,94 Chọc thủng G3c 133,2 761,1 0,53 1,50 26,25 G3-TB 133,7 745,7 0,53 1,51 26,60
14 Chú thích: Pcr là tải trọng gây nứt trên các mẫu bản, Pmax là tải trọng gây phá hoại mẫu. Giá trị độ võng (mm) tại các cột Ps, Pc, Pmax là giá trị độ võng của các mẫu thử tương ứng với tải trọng tiêu chuẩn, tải trọng tính toán và tải trọng gây phá hoại mẫu. Các mẫu bản đều phá hoại do cắt hai chiều (xuyên thủng) và xảy ra đột ngột với khả năng chịu tải trung bình của các nhóm mẫu S1, G1, G2, G3 tương ứng là 660 kN, 501,7 kN, 721,5 kN và 745,7. Mặt trên bị phá hoại chọc thủng theo chu vi của tấm thép truyền tải, các vết nứt ở mặt trên có dạng bao gồm những đường tròn đồng tâm với đường ngoài cùng có đường kính bằng khoảng cách giữa hai dầm đỡ bản và các đường nứt hướng vào tâm của diện chịu tải. Mặt đáy là các vết nứt hướng vào tâm diện chịu tải. Với hàm lượng cốt nhiều hơn, bản thuộc nhóm G3 có nhiều vết nứt phân bố hơn so với bản thuộc nhóm G1 (Hình 3.11b, c). Bảng 3.6. Tổng hợp kết quả thí nghiệm các mẫu bản về biến dạng và nứt Mẫu f () c () wmax (mm) Ghi chú bản Ps Pc Pmax Ps Pc Pmax Ps Pc S1a 222 409 7223 -137 -304 -2630 - 0,34 Trên mẫu chưa xuất hiện S1b 245 450 7631 -112 -237 -2423 - 0,32 vết nứt ứng với mức tải S1c 200 368 6868 -103 -216 -2554 - 0,32 sử dụng S1-TB 222 409 7327 -117 -252 -2560 - 0,33 G1a 373 1461 9818 -193 -521 -2622 - 0,55 Trên mẫu chưa xuất hiện G1b 308 1349 9958 -181 -416 -2811 - 0,58 vết nứt ứng với mức tải G1c 279 891 9842 -165 -500 -2825 - 0,57 sử dụng G1-TB 320 1233 9906 -180 -479 -2753 - 0,57 G2a 197 806 10185 -140 -288 -2762 - 0,37 Trên mẫu chưa xuất hiện G2b 247 748 9834 -151 -283 -2586 - 0,38 vết nứt ứng với mức tải G2c 199 823 9542 -151 -339 -2614 - 0,38 sử dụng G2-TB 214 793 9854 -147 -303 -2654 - 0,38 G3a 224 704 9500 -126 -295 -2590 - 0,35 Trên mẫu chưa xuất hiện G3b 169 538 9101 -107 -281 -2780 - 0,35 vết nứt ứng với mức tải G3c 171 547 9611 -151 -323 -2626 - 0,36 sử dụng G3-TB 188 596 9404 -128 -300 -2665 - 0,35 Chú thích: Giá trị f tại các cột Ps, Pc, Pmax là biến dạng của cốt tương ứng với các mức tải trọng tiêu chuẩn, tải trọng tính toán và tải trọng gây phá hoại mẫu; Giá trị c tại các cột Ps, Pc, Pmax là biến dạng của mặt bê tông chịu nén tương ứng với các mức tải trọng tiêu chuẩn, tải trọng tính toán và tải trọng gây phá hoại mẫu; Giá trị wmax tại các cột Ps, Pc là chiều rộng vết nứt lớn nhất trên mẫu tương ứng với các mức tải trọng tiêu chuẩn, tải trọng tính toán. Tải trọng nứt trung bình trên các nhóm mẫu S1, G1, G2, G3 tương ứng là 132,1 kN, 118,7 kN và 137,5 kN, 133,7 kN, các giá trị này đều lớn hơn tải trọng khai thác tính cho bánh xe hoạt tải thiết kế HL93 (Ps = 1,33x1,0x72,5 = 96,4 kN). Chiều rộng vết nứt đo được với tải trọng tính toán (Pc = 1,33x1,75x72,5 = 168,7 kN) trên các nhóm mẫu S1, G1, G2 và G3 có giá trị trung bình tương ứng là 0,33 mm, 0,57 mm, 0,38 mm và 0,35 mm. Chiều rộng vết nứt phụ thuộc vào độ cứng dọc trục tính đổi (E) của cốt và khoảng cách giữa các thanh cốt.
15 a) Nhóm mẫu S1b b) Nhóm mẫu G1a c) Nhóm mẫu G3b Hình 3.11. Mô hình phá hoại và dạng nứt ở mặt trên của các nhóm mẫu thí nghiệm a) Nhóm mẫu S1a b) Nhóm mẫu G2c c) Nhóm mẫu G3a Hình 3.12. Dạng nứt ở mặt dưới của một số mẫu thí nghiệm Biến dạng của bê tông và cốt Biểu đồ quan hệ giữa tải trọng - biến dạng của cốt; tải trọng - biến dạng của bê tông của các mẫu thí nghiệm được thể hiện trên Hình 3.17. Biến dạng trung bình của cốt thép hoặc cốt GFRP trong các mẫu thử S1, G1, G2, G3, với mức tải tiêu chuẩn tương ứng là 222 , 320 , 214 , 188 , ứng với mức tải tính toán (tính với tải trọng bánh xe thiết kế 3 trục của HL93) tương ứng là 409 , 1233 , 793 , 596 . Các giá trị biến dạng tương ứng với tải trọng thiết kế đạt từ 3,1% đến 9,5% so với giá trị biến dạng giới hạn của cốt thanh GFRP (fd = 0,014). Tại thời điểm các mẫu bản bị phá hoại, biến dạng lớn nhất của cốt đạt từ 64,1% đến 72,6% giá trị biến dạng thiết kế của vật liệu cốt GFRP. Với mức tải trọng tiêu chuẩn (Ps = 96,4 kN), tương ứng với hàm lượng cốt tăng gấp 2,5 lần của nhóm G2 so với nhóm G1, biến dạng của cốt giảm 33,1%, với hàm lượng cốt tăng gấp 3 lần của nhóm mẫu G3 so với G1, biến dạng của cốt giảm 41,2%. Biến dạng của bê tông mặt trên các nhóm mẫu S1, G1, G2, G3 tương ứng với tải trọng tiêu chuẩn là -117 , -180 , -147 , -128 , tương ứng với mức tải tính toán là -252 , -479 , -303 , -300 . Biến dạng lớn nhất của bê tông ở mặt trên ở mức tải thiết kế đạt từ 8,4% đến 16,0% so với biến dạng giới hạn của bê tông (cu = 0,003). Với mức tải gây phá hoại mẫu, biến dạng lớn nhất của bê tông mặt trên của các mẫu bản đạt từ 80,8% đến 93,6% so với biến dạng giới hạn của bê tông. Các mẫu đều bị phá hoại khi biến dạng trong cốt thép hoặc cốt GFRP và bê tông đều nhỏ hơn giá trị biến dạng giới hạn của vật liệu. Ứng xử võng - Biểu đồ quan hệ giữa tải trọng và độ võng Đường cong quan hệ tải trọng - độ võng của các mẫu bản bê tông cốt thép và các mẫu bản bê tông cốt GFRP có dạng gần như tuyến tính trong cả hai giai đoạn trước và sau khi bị nứt (Hình 3.18). Độ võng trung của các nhóm mẫu G1, G2, G3, ứng với tải trọng sử dụng tương ứng là 1,57 mm, 0,73 mm, 0,59 mm, các giá trị này đều nhỏ hơn độ võng cho phép (L/800 = 2,5mm). Với mức tải gây phá hoại mẫu, độ võng trung bình của các nhóm mẫu S1, G1, G2, G3 tương ứng là 21,58 mm, 31,21 mm, 29,83 mm, 26,60 mm. Ứng với mức tải 501,7 kN (tải trọng phá hoại trung bình của nhóm mẫu G1), nhóm mẫu G2 có hàm lượng cốt
16 gấp 2,5 lần so với nhóm mẫu G1 có độ võng thấp hơn 39,1%, mẫu G3 có hàm lượng cốt gấp 3,0 lần so với nhóm mẫu G1 có độ võng thấp hơn 52,4%. a) Cốt thép (GFRP) b) Bê tông Hình 3.18. Quan hệ tải trọng Hình 3.17. Quan hệ tải trọng và biến dạng trung bình của và độ võng của các nhóm mẫu cốt và bê tông các nhóm mẫu Nhóm mẫu bản bê tông cốt thép (S1) có độ võng trung bình nhỏ hơn nhóm G3 mặc dù có hàm lượng cốt nhỏ hơn nhưng độ cứng dọc trục tính đổi của cốt lớn hơn (mẫu S1 có E = 733 MPa, mẫu G3 có E = 525 MPa). So sánh ở giá trị độ võng giới hạn (L/800 = 2,5 mm), tải trọng khai thác cho phép trung bình của các nhóm mẫu G1, G2, G3 tương ứng là 162,5 kN, 213,1 kN, 221,9 kN, vượt từ 1,7 đến 2,3 lần so với giá trị tải trọng khai thác quy định. 3.6. Phân tích đánh giá kết quả thực nghiệm So sánh kết quả thực nghiệm với các công thức lý thuyết Số liệu thực nghiệm được so sánh với nghiên cứu của El-Gamal [49] đối với các mẫu bản có hàm lượng cốt tương đương, chiều dày bản và sơ đồ thí nghiệm tương tự. Kết quả tính toán cho thấy mức chênh lệch khá nhỏ, với mức tải trọng gây phá hoại mẫu, chênh lệch trung bình là - 2,5%, 1,9% tương ứng với nhóm mẫu G2 và G3. So sánh với mức tải khai thác cho phép, chênh lệch trung bình là 8,4%, 4,5% tương ứng với nhóm mẫu G2 và G3 (Bảng 3.7). Bảng 3.7. Tổng hợp so sánh với kết quả thực nghiệm của El-Gamal [49] So sánh với mức tải gây phá hoại So sánh với mức tải khai thác cho Số hiệu mẫu phép TT mẫu VTN [49] Chênh VTN VTN [49] Chênh VTN (kN) (kN) lệch (kN) (kN) lệch 1 G1-TB 501,7 - - 162,5 - - 2 G2-TB 721,5 740,0 -2,5% 213,1 196,60 8,4% 3 G3-TB 745,7 732,0 1,9% 221,9 212,40 4,5% Tiến hành đánh giá khả năng dự báo của công thức điều chỉnh đã được đề nghị (2.89), so sánh với các công thức lý thuyết đã trình bày ở mục 2.6.1. Trên cơ sở so sánh với kết quả thực nghiệm, kết quả được trình bày ở các Bảng 3.9 và trên Hình 3.19. Bảng 3.9. Kết quả so sánh các mô hình dự báo với mức tải gây phá hoại mẫu Số hiệu VTN/ VTN/ VTN/ VTN/ VTN/ VTN/ VTN/ VTN/ TT mẫu bản Vc.TCVN Vc.ACI Vc.LRFD Vc.JSCE Vc.Op Vc.El Vc.BS Vc.P 1 G1a 0,57 2,32 2,21 1,22 1,09 1,51 1,17 0,96 2 G1b 0,56 2,30 2,19 1,21 1,08 1,50 1,16 0,96
17 3 G1c 0,56 2,29 2,18 1,20 1,07 1,49 1,16 0,95 4 G2a 0,80 2,15 2,05 1,27 1,14 1,58 1,23 1,02 5 G2b 0,81 2,17 2,07 1,29 1,15 1,59 1,24 1,03 6 G2c 0,81 2,16 2,06 1,28 1,15 1,59 1,24 1,03 7 G3a 0,83 2,05 1,95 1,24 1,11 1,54 1,18 1,00 8 G3b 0,85 2,08 1,98 1,27 1,13 1,56 1,20 1,02 9 G3c 0,87 2,13 2,03 1,29 1,16 1,60 1,23 1,04 Trung bình 0,74 2,18 2,08 1,25 1,12 1,07 1,55 1,00 Độ lệch chuẩn (SD) 0,135 0,098 0,093 0,036 0,032 0,031 0,044 0,034 Hệ số biến thiên (COV, 18,2 4,5 4,5 2,9 2,9 2,9 2,8 3,4 %) Chú thích: Vc.TCVN, Vc.ACI, Vc.LRFD, Vc.JSCE, Vc.Osp, Vc.El, Vc.BS, Vc.P, VTN, lần lượt là giá trị dự báo khả năng kháng chọc thủng của mẫu bản theo Tiêu chuẩn Thiết kế cầu đường bộ (TCVN 11823:2017), theo Hướng dẫn của ACI (ACI 440.1R 2015), theo Hướng dẫn của AASHTO LRFD (AASHTO LRFD 2018), theo tiêu chuẩn của Nhật Bản (JSCE - 1997), theo đề nghị của Ospina, theo đề nghị của El-Gamal, theo tiêu chuẩn Anh BS 8110, theo đề nghị của luận án và giá trị thực nghiệm. Kết quả phân tích trên Bảng 3.9 và Hình 3.19 cho thấy công thức điều chỉnh được nghiên cứu sinh đề nghị có kết quả dự báo phù hợp với số liệu thực nghiệm và có độ lệch chuẩn nhỏ (0,034). Giá trị dự báo theo các công thức của El-Gamal, Ospina, Tiêu chuẩn Anh, Tiêu chuẩn Nhật Bản, Hướng dẫn của AASHTO LRFD 2018, ACI 440.1R 2015 đều thiên về an toàn với mức chênh lệch tương ứng là 7%, 12%, 55%, 25%, 108%, 118%, điều này được lý giải bởi hiệu ứng vòm nén hình thành từ liên kết giữa bản và các dầm đỡ trong kết cấu bản mặt cầu, dẫn đến khả năng chịu tải thực tế của kết cấu lớn hơn kết cấu bản hai chiều có liên kết tựa thông thường. Tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ TCVN 11823: 2017 cho kết quả dự báo lớn hơn giá trị thực nghiệm, với mức chênh lệch trung bình 26% là do công thức của tiêu chuẩn này quy định đối với cốt thép có mô đun đàn hồi gấp 4,44 lần so với loại cốt GFRP được sử dụng. Hình 3.19. So sánh giá trị dự báo trung bình theo các công thức và thực nghiệm Tiến hành so sánh mức tải giới hạn tương ứng với điều kiện độ võng (L/250) thu được từ thực nghiệm với giá trị dự tính lấy bằng 30% mức tải gây phá hoại mẫu được tính theo công thức điều chỉnh (2.89). Kết quả được trình bày ở Bảng 3.10 cho thấy giá
18 trị dự báo mức tải khai thác cho phép phù hợp với kết quả thực nghiệm, với chênh lệch trung bình 2% và thiên về an toàn. Vì vậy có thể sự dụng phương pháp dự báo này để kiểm tra khi thiết kế kết cấu bản mặt cầu bê tông cốt GFRP theo phương pháp kiểm soát phá hoại cắt hai chiều (chọc thủng). Bảng 3.10. So sánh kết quả dự báo mức tải khai thác cho phép và thực nghiệm Chênh lệch so với TT Số hiệu mẫu VTN (kN) Vc.S (kN) thực nghiệm (%) 1 G1a 165,5 157,3 1,05 2 G1b 159,2 157,3 1,01 3 G1c 162,7 157,3 1,03 4 G2a 215,5 211,3 1,02 5 G2b 210,3 211,3 1,00 6 G2c 213,5 211,3 1,01 7 G3a 223,3 219,9 1,02 8 G3b 215,9 219,9 0,98 9 G3c 226,6 219,9 1,03 Trung bình 1,02 Chú thích: Mức tải khai thác cho phép Vc.S = 0,3Vc.P, với Vc.P xác định theo công thức (2.89). 3.6.2. Phân tích ứng xử của kết cấu bản thí nghiệm bằng phương pháp PTHH Kết cấu bản được mô hình hóa và phân tích bằng phần mềm Abaqus. Kết quả về sự phân bố chuyển vị và ứng suất ở mặt trên và mặt dưới bản như Hình 3.24, 3.25, phù hợp với ứng xử võng và dạng phá hoại của bản khi tiến hành thực nghiệm. a) Mặt trên b) Mặt dưới Hình 3.24. Phân bố chuyển vị ở mặt trên và mặt dưới của bản a) Mặt trên b) Mặt dưới Hình 3.25. Phân bố ứng suất ở mặt trên và mặt dưới của bản Kết quả phân tích ở Bảng 3.12 cho thấy phương pháp mô phỏng số cho kết quả khá phù hợp với thực nghiệm, với chênh lệch từ -4,8% đến 5,2%. Biểu diễn mối quan hệ giữa hàm lượng cốt GFRP và khả năng chịu tải theo các công thức lý thuyết, kết quả thực nghiệm, mô hình số và công thức đề nghị được mô tả