i

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của riêng tôi. Các số liệu, kết

quả ghi trong luận án là trung thực và chưa từng được ai công bố trong bất kỳ công

trình nào khác.

Tác giả

Nguyễn Chí Thanh

ii

LỜI CẢM ƠN

Với tất cả tình cảm của mình, tác giả xin bày tỏ lòng kính trọng và biết ơn

sâu sắc tới GS.TS Lê Mạnh Hùng, GS.TS Phạm Ngọc Khánh đã tận tình hướng

dẫn, chỉ bảo trong suốt quá trình nghiên cứu hoàn thành luận án.

Tác giả xin trân trọng cảm ơn Cở sở đào tạo Viện Khoa học Thủy lợi Việt

Nam, Viện Thủy Công đã tạo mọi điều kiện thuận lợi cho tác giả học tập và hoàn

thành luận án.

Cuối cùng, xin cảm ơn gia đình, đồng nghiệp và bạn bè đã chia sẻ, động

viên, tạo điều kiện cho tác giả hoàn thành luận án này.

Hà nội, ngày tháng năm 2017

Nguyễn Chí Thanh

iii

MỤC LỤC

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

1. Tính cấp thiết của đề tài....................................................................................... 1

2. Mục đích nghiên cứu ........................................................................................... 2

3. Phương pháp nghiên cứu ..................................................................................... 2

4. Cách tiếp cận ....................................................................................................... 3

5. Phạm vi và đối tượng nghiên cứu ........................................................................ 4

6. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của luận án .......................................................... 5

7. Những đóng góp mới của luận án ....................................................................... 5

8. Bố cục của luận án ............................................................................................... 6

Chương 1: TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU GIA CƯỜNG KẾT CẤU BÊ TÔNG

CỐT THÉP BẰNG TẤM COMPOSITE .................................................................... 8

1.1 Hiện trạng hư hỏng kết cấu bê tông cốt thép công trình thủy lợi ở Việt Nam . 8

1.2 Một số phương pháp gia cường kết cấu bê tông cốt thép ................................ 13

1.2.1 Tóm tắt về một số phương pháp gia cường kết cấu .................................. 13

1.2.2 Phương pháp gia cường kết cấu bằng tấm composite .............................. 14

1.2.3 Vật liệu composite dùng trong gia cường ................................................. 17

1.2.3.1 Đặc tính cấu tạo của tấm composite .................................................. 17

1.2.3.2 Đặc tính vật lý của vật liệu composite ............................................... 17

1.2.3.3 Đặc tính cơ học .................................................................................. 19

1.2.3.4 Ứng xử theo thời gian của kết cấu sau gia cường .............................. 19

1.2.4 Các dạng phá hoại chính của kết cấu sau gia cường bằng phương pháp

dán lớp vật liệu composite ................................................................................. 20

1.3Tình hình nghiên cứu về gia cường kết cấu BTCT bằng tấmcomposite .......... 22

1.3.1 Tình hình nghiên cứu trên thế giới ........................................................... 22

1.3.2 Tình hình nghiên cứu ở trong nước .......................................................... 25

1.3.3Những vấn đề còn tồn tại trong nghiên cứu gia cường KCBTCT bằng

tấmcomposite ..................................................................................................... 26

1.4 Các vấn đề nghiên cứu .................................................................................... 28

iv

Kết luận chương 1 ................................................................................................. 32

Chương 2: CƠ SỞ KHOA HỌC CỦA VIỆC GIA CƯỜNG KẾT CẤU BTCT

BẰNG TẤM COMPOSITE ...................................................................................... 33

2.1 Ứng xử của kết cấu BTCT khi chịu tải trọng .................................................. 33

2.1.1. Ứng xử của vật liệu bê tông ..................................................................... 34

2.1.2 Ứng xử của vật liệu thép ........................................................................... 37

2.1.3 Liên kết giữa bê tông và cốt thép .............................................................. 38

2.2 Tính toán kết cấu BTCT bằng phương pháp số .............................................. 38

2.2.1 Cơ sở khoa học ......................................................................................... 38

2.2.2 Phương pháp phân tích PTHH .................................................................. 41

2.2.2.1 Giới thiệu chung .................................................................................... 41

2.2.2.2Mô hình hóa PTHH ................................................................................ 42

2.3 Ứng dụng phần mềm phân tích phi tuyến kết cấu BTCT ................................ 45

2.3.1 Một số phần mềm ứng dụng điển hình ................................................. 45

2.2.2 Lựa chọn phần mềm mô phỏng ............................................................. 46

2.2.3 Mô hình PTHH với phần mềm ATENA ............................................... 47

2.4 Kiểm định kết quả tính toán bằng phần mềm ATENA ................................... 51

2.3.3 Kết cấu dầm chịu tải trọng phân bố ...................................................... 52

2.3.4 Kết cấu dầm kích thước lớn chịu tải trọng tập trung ............................ 55

2.5 Ứng xử của kết cấu BTCT gia cường bằng tấm composite ............................ 58

Kết luận chương 2 ................................................................................................. 58

Chương3: NGHIÊN CỨU CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN HIỆU QUẢ GIA

CƯỜNG KẾT CẤU BTCT BẰNG TẤM COMPOSITE ......................................... 60

3.1Nghiên cứu ứng xử của kết cấu BTCT gia cường bằng tấm composite theo

phương pháp thực nghiệm ..................................................................................... 60

3.1.1 Giới thiệu chung ....................................................................................... 60

3.1.2 Thí nghiệm xác định ứng xử của dầm chịu uốn ....................................... 61

3.1.2.1 Mục tiêu và các tham số trong thí nghiệm ......................................... 61

3.1.2.2 Mẫu thí nghiệm - Kích thước và vật liệu ........................................... 62

v

3.1.2.3. Kết quả thí nghiệm và thảo luận ....................................................... 65

3.1.3. Thí nghiệm xác định ứng xử của tấm chịu uốn ....................................... 70

3.1.3.1. Mục tiêu của thí nghiệm và các tham số ........................................... 70

3.1.3.2. Mẫu thí nghiệm - Kích thước và vật liệu ......................................... 71

3.1.3.3. Thực hiện thí nghiệm ........................................................................ 72

3.1.3.4. Kết quả thí nghiệm ............................................................................ 73

3.1.3.4. Nhận xét ............................................................................................ 77

3.1.4 Kết luận phần nghiên cứu thực nghiệm .................................................... 77

3.2 Nghiên cứu ứng xử của kết cấu bê tông cốt thép gia cường bằng

tấmcomposite theo phương pháp số ...................................................................... 78

3.2.1Kết cấu dầm ........................................................................................... 78

3.2.2 Kết cấu bản ............................................................................................ 81

3.3 Xây dựng công thức tính toán sức kháng cắt của kết cấu bê tông cốt thép gia

cường chịu uốn ...................................................................................................... 87

3.3.1 Sơ lược về sức kháng cắt .......................................................................... 87

3.3.2 Đề xuất công thức tính toán mới về sức kháng cắt cấu kiện bê tông cốt

thép ..................................................................................................................... 91

3.4 Nghiên cứu yếu tố ảnh hưởng đến khả năng chịu uốn của kết cấu được gia

cường bằng tấm composite .................................................................................... 94

3.4.1Giới thiệu chung ........................................................................................ 94

3.4.2 Các tham số ảnh hưởng tới sức chịu tải của hệ kết cấu gia cường ........... 95

3.4.2.1Ảnh hưởng của mức độ gia cường ...................................................... 96

3.4.2.2Ảnh hưởng của cường độ bê tông ..................................................... 100

3.4.2.3Ảnh hưởng của hàm lượng của cốt thép chịu lực ............................. 102

3.4.2.4Ảnh hưởng của chiều dày lớp bê tông bảo vệ ................................... 104

3.5Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến khả năng chịu chịu cắt của kết cấu được

gia cường chịu uốn bằng tấm composite ............................................................. 106

Kết luận chương 3 ............................................................................................... 109

vi

Chương 4: ÁP DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VÀO TÍNH TOÁN CHO

CÔNG TRÌNH THỰC TẾ ...................................................................................... 111

4.1 Đặc điểm kết cấu và điều kiện làm việc của CTTL ...................................... 111

4.2 Quy trình tính toán gia cường KC BTCT bằng tấm composite cho CTTL... 113

4.3 Công trình cống Liệt Sơn .............................................................................. 116

4.3.1 Hiện trạng về công trình cống Liệt Sơn .................................................. 116

4.3.2 Tính toán gia cường kết cấu cống ........................................................... 118

4.3.2.1 Mô hình vật liệu ............................................................................... 118

4.3.2.2 Mô hình tải trọng .............................................................................. 119

4.3.2.3 Mô hình hóa hình học kết cấu .......................................................... 120

4.3.3 Kết quả tính toán ..................................................................................... 120

4.3.3.1 Kết cấu trước khi gia cường ............................................................. 120

4.3.3.2 Kết cấu sau khi gia cường ................................................................ 122

4.3.3.3 Khảo sát các tham số ........................................................................ 122

4.3.4 Đánh giá sức chịu tải của kết cấu sau khi gia cường .............................. 123

4.4 Công trình cầu máng ..................................................................................... 126

4.4.1 Sơ lược về kết cấu cầu máng và trình tự thi công .................................. 126

4.4.2 Tính toán kết cấu theo giai đoạn thi công ............................................... 129

4.4.3 Tính toán gia cường cho dầm chính cầu máng ....................................... 134

Kết luận chương 4 ............................................................................................... 137

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ................................................................................. 139

I. Kết luận ............................................................................................................ 139

II. Kiến nghị ......................................................................................................... 143

TÀI LIỆU THAM KHẢO ....................................................................................... 145

PHỤ LỤC ................................................................................................................ 153

Phụ lục A: Kết quả thí nghiệm của nghiên cứu sinh ........................................... 153

Phụ lục B: Tổng kết ngân hàng dữ liệu thí nghiệm từ các tài liệu tham khảo .... 164

Phụ lục C: Kết quả tính toán gia cường kết cấu bằng tấm composite ................. 168

vii

DANH MỤC CÁC ĐỊNH NGHĨA, KÝ HIỆU, CHỮ VIẾT TẮT

1. Một số định nghĩa

Sức kháng Là khả năng chịu lực lớn nhất của kết cấu hoặc thành phần kết cấu

dưới tác dụng của tải trọng cơ học

Sức kháng uốn Là khả năng chịu mô men uốn lớn nhất của kết cấu hoặc thành

phần kết cấu

Sức kháng cắt Là khả năng chịu cắt lớn nhất của kết cấu hoặc thành phần kết cấu

Composite Là vật liệu chịu lực được tạo bởi một hỗn hợp các vật liệu chịu lực

cơ bản. Theo đó, cũng có thể hiểu bê tông là một loại vật liệu

composite khi xét kỹ lưỡng từng thành phần cấu tạo như đá, xi

măng, cát, nước và các hạn mịn cũng như các loại vật liệu tạo phụ

gia khác

Tấm composite Trong luận án này, tấm composite được hiểu là loại vật liệu tổng

hợp từ vật liệu phi kim cường độ cao như sợi các-bon, sợi thủy

tinh, sợi aramid và keo dính cũng như vữa kết nối đặc biệt

Sợi trực hướng Khi sử dụng tấm composite được tạo bởi lưới sợi vật liệu được đan

vuông góc với nhau với mục đích tạo khả năng chịu lực theo hai

phương thì được gọi là sợi trực hướng

Gia cường Là việc sử dụng các giải pháp về mặt kết cấu nhằm duy trì hoặc

nâng cao sức kháng của kết cấu theo một yêu cầu được đặt ra

Mức độ gia

cường

Là mức độ yêu cầu của việc gia cường. Ví dụ, gia cường để làm

tăng khả năng chịu lực của kết cấu thêm 50%, gia cường để đảm

bảo bề rộng vết nứt nhỏ hơn 30%, gia cường để độ võng được giảm

đi 70% dưới tác động của tải trọng,…

Ứng xử của kết

cấu

Là tập hợp các phản ứng của kết cấu dưới tác dụng của tải trọng

hoặc tác động. Nó thường được thể hiện thông qua sự phân bố ứng

suất-biến dạng, chuyển vị, phản lực, vết nứt,.. theo các trạng thái

chịu lực.

viii

Phá hoại uốn Là phá hoại trong kết cấu bê tông cốt thép do tác động của mô men

uốn là chủ đạo, ở đây có hai trường hợp phá hoại điển hình: phá

hoại xảy ra khi cốt thép bị kéo chảy vượt quá giá trị biến dạng giới

hạn (khoảng 25% hoặc 50% tùy theo loại cốt thép); hoặc bê tông

vùng nén bị nén quá giá trị biến dạng nén giới hạn (khoảng -3,5%).

Phá hoại cắt Đối với kết cấu bê tông, phá hoại cắt xảy ra sau khi các vết nứt

xiên phát triển tới một trạng thái giới hạn. Các vết nứt xiên này

hình thành do mô men uốn lớn tác động hơn mô men uốn gây nứt

và lực cắt có giá trị lớn. Nói chung, phá hoại cắt thường gây ra do

cả lực cắt và mô men uốn, nên cũng có thể gọi là phá hoại cắt uốn

kết hợp

Mô phỏng kết

cấu

Là việc sử dụng các phương pháp phân tích tính toán kết cấu để tạo

dựng lại các trạng thái chịu lực của kết cấu theo các giai đoạn tác

động của tải trọng hoặc thời gian. Trong luận án này, mô phỏng kết

cấu được hiểu là việc sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để

tính toán, phân tích các trạng thái ứng suất, biến dạng cũng như các

vấn đề cơ học nhằm lý giải ứng xử của kết cấu một cách đầy đủ, rõ

ràng và thuyết phục.

Hàm lượng cốt

thép có hiệu

Là hàm lượng cốt thép trong kết cấu bê tông thực sự tham gia vào

việc chịu lực được xem xét nào đó. Ví dụ, nó bao gồm cốt thép dọc

đã có trong kết cấu và tấm composite được gia cường.

Trạng thái giới

hạn

Là trạng thái mà kết cấu có đại lượng nghiên cứu đạt tới giá trị giới

hạn được giả định trước.

Trạng thái giới

hạn cường độ

Là trạng thái mà sức kháng của kết cấu đạt tới giá trị lớn nhất

Trạng thái giới

hạn sử dụng

Là trạng thái mà biến dạng, bề rộng vết nứt,.. của kết cấu đạt tới

giá trị qui định trước

ix

2. Chữ viết tắt

ABAQUS Chương trình phân tích phần tử hữu hạn phi tuyến do công ty

Simulink phát triển

AFRP Aramid Fiber Reinforced Polymer

ASTM American Society for Testing and Materials, hiệp hội Mỹ về thí

nghiệm và vật liệu

ATENA Chương trình phân tích phần tử hữu hạn phi tuyến do công ty

Cervenka phát triển, được dùng trong luận án

ATENA 2D Chương trình phân tích phần tử hữu hạn chuyên dụng cho phần tử

phẳng do công ty Cervenka phát triển

ATENA 3D Chương trình phân tích phần tử hữu hạn chuyên dụng cho phần tử

không gian do công ty Cervenka phát triển

BTCT Bê tông cốt thép

CFRP

CTTL

Các bon Fiber Reinforced Polymer

Công trình thủy lợi

DIANA Chương trình phân tích phần tử hữu hạn phi tuyến do công ty

DIANA phát triển

FRP Fiber Reinforced Polymer

GFRP

PTHH

Grass Fiber Reinforced Polymer

Phần tử hữu hạn

3. Các ký hiệu

Hệ số dãn nở nhiệt của vật liệu theo phương dọc và phương ngang

Biến dạng của bê tông hoặc cốt thép

Biến dạng giới hạn thiết kế của cốt vật liệu gia cường

Biến dạng phá hoại của lớp vật liệu gia cường

Hệ số biến thiên của sai số mô hình, là tỷ số giữa độ lệch tiêu

chuẩn và giá trị trung bình

Góc ma sát trong tự nhiên của đất

x

Đường kính cốt thép

Hệ số an toàn

Dung trọng riêng của lớp đất thứ i

Dung trọng riêng tự nhiên của đất

Dung trọng riêng của đất khi bão hòa

đ Dung trọng đẩy nổi

Sai số mô hình, được tính là tỷ số giữa kết quả sức kháng từ thí

nghiệm và kết quả sức kháng tính toán. Ví dụ, đối với đánh giá sức

kháng cắt thì í ê í á

Sai số trung bình của mô hình

Hàm lượng cốt thép dọc của cấu kiện, là tỷ số diện tích cốt thép

dọc và diện tích mặt cắt bê tông chịu lực,

Hàm lượng cốt thép có hiệu theo phương dọc, được tính là tỷ số

giữa diện tích cốt thép dọc và diện tích mặt cắt bê tông chịu lực

Ứng suất của bê tông hoặc cốt thép

Độ lệch chuẩn của sai số mô hình

Hệ số nở ngang của bê tông

a Khoảng cách tải trọng tập trung và gối dầm đơn giản

aL Khoảng cách tải trọng tương đương trong tính toán sức kháng cắt

của cấu kiện

b Bề rộng mặt cắt bê tông cốt thép

c Khoảng cách mép ngoài thớ chịu kéo của mặt cắt bê tông và trọng

tâm cốt thép dọc vùng bê tông chịu kéo

d Chiều cao tính toán chịu lực của mặt cắt bê tông cốt thép, được tính

từ thớ chịu nén nhiều nhất đến vị trí cốt thép dọc chịu lực trong

vùng bê tông chịu kéo,

′ Cường độ lăng trụ tiêu chuẩn của bê tông chịu nén

Cường độ chịu nén lăng trụ của bê tông ứng với xác suất giá trị

xi

giới hạn dưới là 5%

Cường độ chịu nén lăng trụ trung bình của bê tông

Cường độ chịu nén lập phương của bê tông

Cường độ chịu kéo trung bình của bê tông

h Chiều cao mặt cắt bê tông cốt thép

Số lớp vật liệu gia cường

Áp lực theo phương ngang (của nước, đất lên thành cống)

q Áp lực theo phương đứng (của nước, đất lên trần hoặc đáy cống)

Bề dày một lớp vật liệu gia cường

Bề rộng vết nứt lớn nhất của kết cấu bê tông đang xét

Biến dạng nén giới hạn của bê tông

Diện tích mặt cắt ngang cốt thép dọc chịu lực sử dụng trong tính

toán mặt cắt chịu lực bê tông cốt thép

Diện tích mặt cắt ngang bê tông, được tính là

Diện tích mặt cắt ngang của tấm composite trong tính toán mặt cắt

chịu lực của kết cấu gia cường

BDi Vị trí đo biến dạng thứ i

BO1-BO4 Ký hiệu mẫu thí nghiệm bản bê tông cốt thép

DO1-DO6 Ký hiệu mẫu thí nghiệm dầm bê tông cốt thép

Mô đun biến dạng (cũng là mô đun đàn hồi) của bê tông

Mô đun đàn hồi trung bình của bê tông

Mô đun đàn hồi của cốt thép

Mô đun đàn hồi của tấm composite theo phương chịu lực được xét

(khi tính toán trong mặt cắt bê tông cốt thép được gia cường)

Mô đun đàn hồi của vật liệu gia cường

Năng lượng phá hủy của bê tông

Khoảng cách điểm cuối lớp gia cường tới điểm mô men uốn bằng

không

xii

Nhiệt độ giới hạn của vật liệu kết dính

Sức kháng cắt của cấu kiện bê tông cốt thép

Sức kháng cắt thiết kế của cấu kiện bê tông cốt thép, là sức kháng

cắt tính toán sau khi đã xem xét các hệ số an toàn

Sức kháng cắt trung bình của cấu kiện bê tông cốt thép, ứng với hệ

số an toàn bằng 1, được sử dụng khi tính toán so sánh với kết quả

thực nghiệm

Chiều dày lớp đất thứ i

xiii

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1: Ưu nhược điểm của các phương pháp gia cường kết cấu 13

Bảng 1.2: Khối lượng riêng của các loại vật liệu composite 18

Bảng 1.3: Hệ số dãn nở nhiệt của các loại vật liệu composite 18

Bảng 2.1: Tham số vật liệu bê tông theo ATENA 48

Bảng 2.2: Sự biến thiên ngẫu nhiên của các tham số vật liệu 49

Bảng 2.3: So sánh kết quả thí nghiệm và tính toán với dầm cao 4m 58

Bảng 3.1: Các thông số của mẫu thi nghiệm 62

Bảng 3.2: Kết quả thí nghiệm của mẫu bê tông 65

Bảng 3.3:Các thông số của chương trình thí nghiệm 71

Bảng 3.4: Kết quả thí nghiệm của mẫu bê tông 73

Bảng 3.5: So sánh kết quả tính toán theo các công thức khác nhau 93

Bảng 4.1: Ảnh hưởng của các tham số tới ứng xử của kết cấu 123

Bảng 4.2: So sánh giữa các kết quả đo và tính toán 125

Bảng A3.1: Kết quả thí nghiệm bê tông phục vụ cho việc tính toán 158

Bảng A6.1: Kết quả tính chuyển vị phụ thuộc tải trọng của bản bê tông cốt thép

không gia cường 162

Bảng A6.2: Kết quả tính biến dạng thớ trên và thớ dưới giữa bản bê tông cốt

thép sau khi gia cường 163

Bảng B1: Bảng dữ liệu các thí nghiệm cho dầm chịu cắt được gia cường 165

xiv

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ

Hình 1.1a: Bê tông bị ăn mòn (trái) và nứt vỡ bê tông dàn van (phải) cống

Cổ Tiêu 11

Hình 1.1b: Bê tông thành cầu máng bị nứt vỡ khi chịu tải trọng - Cầu máng trên

kênh tưới hồ Tà Keo - Lạng Sơn 11

Hình 1.1c: Bê tông cống bị tróc rỗ bề mặt (trái) và nhũ vôi, đùn rỉ thép (phải)-

Cống lấy nước dưới đập thuộc hồ chứa nước Liệt Sơn, tỉnh Quảng Ngãi 12

Hình 1.2: Ứng suất-biến dạng của vật liệu cốt sợi carbon và sợi thủy tinh 15

Hình 1.3: Gia cường kết cấu dầm bê tông cốt thép về kháng uốn 16

Hình 1.4: Gia cường kết cấu dầm, cột BTCT tăng khả năng chịu cắt 16

Hình 1.5: Các dạng phá hoại điển hình của cấu kiện chịu uốn được gia cường bằng

tấm sợi tổng hợp 21

Hình 2.1: Biểu đồ lực - chuyển vị của ứng xử một chiều 33

Hình 2.2: Ứng xử của mẫu bê tông chịu kéo theo Hillerborg (1983) 34

Hình 2.3: Thí nghiệm nén mẫu bê tông hình trụ 35

Hình 2.4: Bê tông bị kéo nén ba trục 36

Hình 2.5: Bê tông chịu kéo nén 2 trục 37

Hình 2.6: Thí ngihệm kéo đối với mẫu thép có chiều dài tự do 750mm 37

Hình 2.7: Quan hệ dính bám giữa bê tông và cốt thép 38

Hình 2.8: Một số phần tử hữu hạn thông dụng 43

Hình 2.9: Sơ đồ kết cấu dầm 53

Hình 2.10: Sự phân bố vết nứt ở trạng thái phá hoại 53

Hình 2.11: Sự phân bố vết nứt ở trạng thái phá hoại theo kết quả tính toán 54

Hình 2.12: Biến dạng tại vị trí giữa bản phụ thuộc vào tải trọng 55

Hình 2.13: Hình ảnh thí nghiệm và cấu tạo của dầm 56

Hình 2.14: Hình ảnh vết nứt của dầm trong thí nghiệm cắt 56

Hình 2.15: Hình ảnh thí nghiệm và cấu tạo của dầm 57

Hình 2.16: Biểu đồ tải trọng tập trung tác dụng và chuyển vị 57

Hình 3.1: Mô hình thí nghiệm và các điểm đo chuyển vị và biến dạng 63

xv

Hình 3.2: Dầm bê tông thí nghiệm theo sơ đồ 4 điểm 64

Hình 3.3: Biểu đồ quan hệ chuyển vị phụ thuộc vào tải trọng 67

Hình 3.4: Biểu đồ biến dạng của mặt cắt giữa dầm D02 (gia cường 1 lớp) 68

Hình 3.5: Biểu đồ biến dạng của mặt cắt giữa dầm D05 (gia cường 4 lớp) 68

Hình 3.6: Sự gia tăng sức chịu tải của dầm với các mức độ gia cường 69

Hình 3.7: Mô hình thí nghiệm bản (tấm) chịu uốn 72

Hình 3.8: Thí nghiệm bản bê tông cốt thép gia cường bằng tấm composite 72

Hình 3.9: Hình ảnh kết quả thí nghiệm của bản ở trạng thái phá hoại 74

Hình 3.10: Dạng phá hoại của bản gia cường 75

Hình 3.11: Biểu đồ quan hệ chuyển vị-tải trọng ở vị trí giữa bản 76

Hình 3.12: Biểu đồ biến dạng của mặt cắt giữa bản B03 76

Hình 3.13: Biểu đồ vết nứt của dầm dưới tác dụng của tải trọng uốn 78

Hình 3.14: Biểu đồ phân bố vết nứt và bề rộng vết nứt của dầm. 79

Hình 3.15: Biểu đồ ứng suất cốt thép trong dầm 79

Hình 3.16: Hình ảnh vết nứt của dầm được gia cường 80

Hình 3.17: Sự phát triển vết nứt do lực cắt tại khu vực không gia cường 80

Hình 3.18: Ứng suất trong cốt thép 80

Hình 3.19: Quan hệ tải trọng – chuyển vị tại vị trí giữa dầm 81

Hình 3.20: Vết nứt và ứng suất dọc của bản trước khi gia cường 82

Hình 3.21: Vết nứt và biến dạng dẻo chính của bản trước khi gia cường 82

Hình 3.22: Ứng suất trong cốt thép của bản trước khi gia cường 83

Hình 3.23: Sơ đồ kết cấu mô phỏng bằng phương pháp phần tử hữu hạn 83

Hình 3.24: Chuyển vị, vết nứt và biến dạng dẻo của bản tại tải trọng cực hạn 84

Hình 3.25: Chuyển vị, vết nứt và ứng suất dọc của bản tại tải trọng cực hạn 84

Hình 3.26: Chuyển vị phụ thuộc tải trọng của kết cấu bản không gia cường 84

Hình 3.27: Chuyển vị, vết nứt và ứng suất theo phương X của bê tông bản tại tải

trọng cực hạn 85

Hình 3.28: Chuyển vị tại vị trí giữa bản B02 phụ thuộc vào tải trọng 85

Hình 3.29: Chuyển tại vị trí giữa bản B03 phụ thuộc vào tải trọng 86

xvi

Hình 3.30: Biến dạng tại vị trí giữa bản phụ thuộc vào tải trọng 86

Hình 3.31: Cấu kiện dạng bản được gia cường bằng tấm composite 87

Hình 3.32: Quan hệ giữa tỷ số a/Le và hệ số điều chỉnh tính toán 92

Hình 3.33: Vết nứt tại trạng thái giới hạn phụ thuộc vào mức độ gia cường 97

Hình 3.34: Quan hệ chuyển vị và tải trọng giới hạn phụ thuộc vào mức độ gia

cường 98

Hình 3.35: Quan hệ tải trọng giới hạn và mức độ gia cường 99

Hình 3.36: Quan hệ chuyển vị và tải trọng giới hạn phụ thuộcvào cường độ

bê tông 101

Hình 3.37: Quan hệ tải trọng giới hạn và cường độ bê tông 102

Hình 3.38: Quan hệ tải trọng và chuyển vị phụ thuộc vào hàm lượng cốt thép 103

Hình 3.39: Quan hệ tải trọng giới hạn và hàm lượng cốt thép thường 103

Hình 3.40: Quan hệ chuyển vị và tải trọng giới hạn phụ thuộc vào chiều dày

lớp bê tông bảo vệ 105

Hình 3.41: Quan hệ tải trọng giới hạn và chiều dày lớp bê tông bảo vệ 105

Hình 3.42: Sự phát triển của vết nứt và trạng thái ứng suất trong dầm 104

Hình 3.43: Quan hệ tải trọng giới hạn và chiều dài đoạn bê tông không

gia cường 109

Hình 4.1: Hiện trạng cống trước và sau khi gia cường 117

Hình 4.2: Sơ đồ tải trọng của kết cấu 119

Hình 4.3: Ứng suất trong cốt thép và vết nứt của kết cấu trước khi gia cường 121

Hình 4.4: Kiểm nghiệm thực tế, đo biến dạng kết cấu 124

Hình 4.5: Cầu máng trong quá trình thi công 128

Hình 4.6: Vết nứt thẳng đứng trong dầm chủ 129

Hình 4.7: Mô hình phân tích phần tử hữu hạn 3D 130

Hình 4.8: Sơ đồ tính phần tử hữu hạn cho dầm và thành biên cầu máng 132

Hình 4.9: Sơ đồ tính phần tử hữu hạn cho dầm và thành biên cầu máng

(ATENA 2D) 132

Hình 4.10: Hình ảnh vết nứt của kết cấu theo tính toán ở bước tải 2 133

xvii

Hình 4.11: Hình ảnh vết nứt và phân bố ứng suất trong cốt thép ở tải 3 133

Hình 4.12: Biểu đồ tải trọng-độ võng của dầm biên 134

Hình 4.13: Phương án gia cường kết cấu cho dầm chủ 136

Hình A.1.1: Mẫu thí nghiệm kéo để xácđịnh giới hạn bền và môđun đàn hồi

của vật liệu 153

Hình A1.2: Hai khối bê tông khi chưa nối 154

Hình A1.3: Hai khối bê tông đãđược dán vào nhau bởi keo Epoxy

và sợi thuỷ tinh 154

Hình A1.4: Bê tông bị phá hoại, liên kết còn nguyên 155

Hình A2.1: Ứng suất – biến dạng của cốt thép xác định qua thí nghiệm 156

Hình A3.1: Ứng suất – biến dạng của bê tông xác định qua thí nghiệm 156

Hình A4.1: Mô hình thí nghiệm và các điểm đo chuyển vị và biến dạng 159

Hình A4.2: Ván khuôn và cốt thép (trái), đổ bê tông (phải) 159

Hình A4.3: Đổ bê tông (trái), dỡ ván khuôn (phải) 160

Hình A4.4: Thí nghiệm dầm bê tông gia cường chịu uốn 160

Hình A6.1: Sơ đồ và kết quả thí nghiệm bản bê tông cốt thép chịu uốn 161

Hình A6.2: Hình ảnh kết quả thí nghiệm bản bê tông cốt thép chịu uốn 161

Hình C1: Mô hình phân tích phần tử hữu hạn cho dầm được gia cường không kín

lớp dưới 168

Hình C2: Biến dạng dẻo chính và vết nứt trong dầm tại trạng thái giới hạn, dầm

không gia cường 169

Hình C3: Biến dạng dẻo chính và vết nứt trong dầm tại trạng thái giới hạn, lớp gia

cường có độ cứng E1 169

Hình C4: Biến dạng dẻo chính và vết nứt trong dầm tại trạng thái giới hạn, lớp gia

cường có độ cứng E2 170

Hình C5: Biến dạng dẻo chính và vết nứt trong dầm tại trạng thái giới hạn, lớp gia

cường có độ cứng E3 170

Hình C6: Biến dạng dẻo chính và vết nứt trong dầm tại trạng thái giới hạn, lớp gia

cường có độ cứng E4 171

xviii

Hình C7: Biến dạng dẻo chính và vết nứt trong dầm tại trạng thái giới hạn, lớp gia

cường có độ cứng E5 171

Hình C8. Sơ đồ mặt cắt tính toán 174

Hình C9: Sơ đồ tải trọng tác dụng lên cống 176

Hình C10: Sơ đồ lực cuối cùng tác dụng lên cống 179

Hình C11: Ứng suất và vết nứt trong kết cấu cống trước khi gia cường 181

Hình C12: Ứng suất và vết nứt trong kết cấu cống sau khi gia cường 182

1

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của đề tài

Việt Nam có điều kiện thời tiết phức tạp, bất lợi cho công trình xây dựng nói

chung và kết cấu bê tông cốt thép nói riêng. Sự xâm thực mạnh của môi trường gây

ra hiện tượng rỉ thép, bong tróc lớp bê tông bảo vệ và làm giảm sức chịu tải của hệ

thống kết cấu chịu lực bằng bê tông cốt thép. Trong kết cấu công trình thủy lợi, sự

xâm thực đã làm cho nhiều công trình có kết cấu bằng bê tông cốt thép như các

cống dưới đê, đập,… xuống cấp nghiêm trọng, không đảm bảo tuổi thọ thiết kế.

Ngoài ra, những thay đổi do yêu cầu sử dụng thường có xu hướng bất lợi đối với kết

cấu công trình hiện hữu đòi hỏi việc thực hiện các giải pháp sửa chữa, nâng cấp

hoặc thậm chí thay mới kết cấu công trình. Khi đó, sửa chữa và nâng cấp thường là

giải pháp hữu hiệu vì việc thay mới hàng loạt công trình đòi hỏi khoản tài chính rất

lớn, khó có thể đáp ứng được. Việc nghiên cứu các giải pháp công nghệ sửa chữa,

gia cường để duy trì và phục hồi sự làm việc bình thường của kết cấu công trình

thủy lợi bằng bê tông cốt thép là một yêu cầu cấp thiết.

Gần đây, ở nước ta bắt đầu tiếp cận một giải pháp gia cường kết cấu công trình

bê tông cốt thép bằng vật liệu composite sợi các bon, thủy tinh và aramid (từ đây trở

đi để tiện cho việc trình bày sẽ gọi ngắn gọn là vật liệu composite). Tuy nhiên, việc

nghiên cứu về giải pháp gia cường: dùng loại vật liệu nào, dán bao nhiêu lớp, dán

theo phương pháp nào, kích thước bao nhiêu là phụ thuộc vào tình trạng chịu lực,

tình trạng phá hủy của kết cấu. Nghiên cứu về ứng xử của kết cấu sau khi gia cường

vẫn còn nhiều thách thức, đặc biệt là về các trạng thái phá hủy của kết cấu mới

thường đột ngột (phá hoại giòn do phá hoại lớp keo dính bám hoặc bóc tách lớp bê

tông bảo vệ) nên việc kiểm soát ứng xử của kết cấu vẫn còn là một thách thức. Để

đánh giá hiệu quả của việc gia cường, các thông số như vật liệu, trạng thái chịu lực

trước khi gia cường cần được phân tích kỹ lưỡng, nhất là việc xem xét tới ảnh

hưởng của đoạn không gia cường, mức độ gia cường (số lớp và loại vật liệu gia

cường) đến dạng phá hoại và sức chịu tải giới hạn của kết cấu. Vì phương pháp dán

lớp vật liệu gia cường composite thường được áp dụng ở bề mặt cấu kiện chịu kéo,

2

nên việc này cũng đã làm gia tăng mật độ vật liệu chịu kéo nhiều hơn, dẫn tới việc

phân bố lại ứng suất biến dạng trong mặt cắt cấu kiện, và cụ thể là bê tông vùng

chịu nén có thể bị phá hoại giòn nếu số lớp vật liệu gia cường đủ dày. Do vậy, việc

xác định ứng xử của hệ thống kết cấu trước và sau khi gia cường dưới tác dụng của

tải trọng cũng như sức chịu tải của nó là rất cần thiết, không chỉ ảnh hưởng trực tiếp

đến việc lựa chọn mức độ và phương án gia cường mà còn giúp việc quản lý khai

thác được hiệu quả về kỹ thuật và kinh tế.

2. Mục đích nghiên cứu

Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến khả năng chịu lực của kết cấu bê tông

cốt thép được gia cường bằng tấm composite ứng dụng cho công trình thủy lợi. Đề

xuất cơ sở cho việc xây dựng qui trình và phương pháp tính toán thiết kế gia cường

kết cấu bê tông cốt thép bằng tấm composite.

3. Phương pháp nghiên cứu

Phương pháp nghiên cứu tài liệu: Nghiên cứu, phân tích các thông tin kỹ

thuật liên quan được công bố qua các tài liệu như sách, báo, tiêu chuẩn thiết kế… ở

trong và ngoài nước.

Phương pháp mô hình vật lý:

Mục đích của nghiên cứu thực nghiệm nhằm kiểm định đánh giá, so sánh kết

quả với tính toán bằng mô hình số, qua đó để khẳng định mô hình số hoàn toàn có

thể mô phỏng chính xác ứng xử của kết cấu gia cường bằng tấm composite.

Nghiên cứu thực nghiệm được tiến hành trên 6 dầm bê tông cốt thép kích

thước b x h x L = 150 x 250 x 3000 (mm) với các mức độ gia cường khác nhau; 2

bản bê tông cốt thép kích thước a x b x h = 600 x 1000 x 60 (mm). Ngoài ra các thí

nghiệm liên quan như nén mẫu bê tông, kéo thép, kéo mẫu composite cũng được

tiến hành. Theo quan điểm của tác giả, hình dạng, kích thước, cường độ bê tông và

điều kiện tải trọng như trình bày trong luận án có thể mô phỏng đúng điều kiện làm

việc của công trình thủy lợi.

3

Phương pháp thực nghiệm hiện trường:

Phương pháp thực nghiệm hiện trường do tác giả thực hiện thông qua dự án

thử nghiệm khoa học đã khẳng định việc gia cường kết cấu composite cho công

trình thủy lợi là khả thi và có hiệu quả kinh tế kỹ thuật cao.

Trong khuôn khổ nghiên cứu của luận án, hai công trình điển hình cho kết cấu

công trình thủy lợi là cống lấy nước dưới đập thuộc hồ chứa nước Liệt Sơn, tỉnh

Quảng Ngãi được gia cường, theo dõi, đo đạc và đánh giá về chất lượng cũng như

hiệu quả của việc gia cường về mặt sức kháng, và đặc biệt về mặt điều kiện khai

thác; Luận án cũng tập trung phân tích một công trình cầu máng có kích thước rất

lớn về ứng xử cơ học cũng như lý giải những tồn tại của công trình trong giai đoạn

thi công, đánh giá sức kháng trong giai đoạn khai thác và đánh giá hiệu quả ứng

dụng giải pháp gia cường bằng tấm composite cho kết cấu cầu máng khẩu độ lớn.

Phương pháp thực nghiệm hiện trường là một phần quan trọng của luận án nhằm

khảo sát, đánh giá các công trình thật, có kích thước lớn nhằm kiểm định các kết

quả phân tích bằng phương pháp số cũng như các chất lượng tính toán mà luận án

thực hiện.

Phương pháp mô hình toán:

Sử dụng phần mềm chuyên dụng tính toán kết cấu bê tông cốt thép, với việc

lựa chọn mô hình làm việc hợp lý của các phần tử vật liệu cho kết cấu hỗn hợp như

phân tích trong luận án hoàn toàn có thể mô phỏng đúng đắn ứng xử của kết cấu bê

tông cốt thép gia cường bằng tấm composite.

Sau khi kiểm định mô hình với kết quả thực nghiệm, luận án tiếp tục sử dụng

phương pháp mô phỏng số để giải quyết các bài toán phức tạp hơn, mà mô hình vật

lý không thực hiện được.

4. Cách tiếp cận

Ứng xử của kết cấu bê tông cốt thép gia cường bằng tấm composite rất phức

tạp, nhưng chưa được nhiều người nghiên cứu như kết cấu bê tông cốt thép. Đặc

biệt, giải pháp này chủ yếu để gia cường cho kết cấu hiện hữu, do đó nó phụ thuộc

vào tình trạng hiện hữu của kết cấu như về ứng suất, biến dạng, cường độ bê tông,

4

môi trường làm việc,… Luận án từng bước làm rõ các yếu tố ảnh hưởng theo sơ đồ

tiếp cận như sau.

5. Phạm vi và đối tượng nghiên cứu

Về đối tượng nghiên cứu: công trình thủy lợi bằng BTCT, các cấu kiện

dầm, tấm, bản.

Về bê tông và thép: bê tông và thép cường độ trung bình, thép dùng

trong công trình thủy lợi.

Về vật liệu gia cường: vật liệu tấm composite từ nhà sản xuất Fyfe với

chủng loại SEH-25A có bề dày 0,635mm, cường độ chịu kéo 521 MPa,

mô đun đàn hồi 26,1 GPa và độ dãn dài cực hạn 2%. Keo dính có

cường độ chịu kéo là 72,4 MPa, mô đun đàn hồi 3,18 GPa và độ dãn

dài 5,0%.

Ứng dụng để sửa chữa, nâng cấp công trình thủy lợi.

5

6. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của luận án

Kết cấu bê tông cốt thép công trình thủy lợi có những đặc điểm khác so với

công trình xây dựng và giao thông như: cường độ nén của bê tông khoảng từ

20MPa đến 40MPa, môi trường làm việc ẩm ướt, thường xuyên tiếp xúc với các tác

nhân xâm thực,…Do vậy cường độ bê tông suy giảm nhanh theo thời gian, kết cấu

bị hư hỏng dẫn đến tuổi thọ của công trình có xu hướng ngắn hơn tuổi thọ thiết

kế.Việc gia cường kết cấu bê tông cốt thép trong công trình thủy lợi là hết sức cần

thiết.

Với nhiều ưu điểm về hiệu quả kỹ thuật và công tác thi công, giải pháp gia

cường kết cấu bê tông cốt thép bằng tấm composite đã được ứng dụng ở nhiều nơi

trên thế giới và bước đầu đang được ứng dụng trong lĩnh vực giao thông, xây dựng

ở Việt Nam.Tuy nhiên, trong lĩnh vực kết cấu công trình thủy lợi thì việc nghiên

cứu ứng dụng giải pháp này còn để ngỏ. Là nghiên cứu tiên phong trong lĩnh vực

gia cường công trình thủy lợi ở Việt Nam với phương pháp dán tấm compotite, đề

tài luận án tập trung nghiên cứu ứng xử của kết cấu công trình thủy lợi BTCT trước

và sau gia cường nhằm làm rõ khả năng ứng dụng trong công trình thủy lợi với môi

trường nước (có độ ẩm cao), hiệu quả của phương pháp gia cường, phương pháp

tính toán kết cấu gia cường cũng như phạm vi áp dụng hiệu quả của phương pháp.

Kết quả nghiên cứu đóng góp cơ sở khoa học cho việc tiến tới xây dựng quy trình

tính toán thiết kế gia cường kết cấu BTCT bằng tấm composite cho các công trình

thủy lợi. Chính vì vậy mà vấn đề nghiên cứu của luận án có ý nghĩa khoa học và

thực tiễn cao.

7. Những đóng góp mới của luận án

1) Luận án đã xây dựng được quan hệ giữa khả năng chịu lực của kết cấu

(chuyển vị và tải trọng giới hạn) với mức độ gia cường khác nhau; đã xây dựng

quan hệ giữa khả năng chịu lực của kết cấu gia cường với các tham số ảnh hưởng

như: cường độ bê tông, hàm lượng cốt thép và chiều dày lớp bê tông bảo vệ.

2) Luận án đã đề xuất được công thức tính toán sức kháng cắt có xét tới

khoảng cách đoạn không gia cường cho kết cấu dạng tấm bản không cốt đai; công

6

thức này cho phép quyết định phạm vi gia cường nhanh chóng và đơn giản hơn các

công thức hiện có.

3) Luận án đã ứng dụng kết quả nghiên cứu để gia cường kết cấu cho cống

dưới đập hồ Liệt Sơn, thi công trong điều kiện ẩm ướt, cường độ của bê tông thấp.

Luận án đã đề xuất các khuyến cáo kỹ thuật phục vụ cho việc xây dựng qui trình và

phương pháp tính toán thiết kế gia cường kết cấu bê tông cốt thép bằng tấm

composite ứng dụng cho công trình thủy lợi.

8. Bố cục của luận án

Bố cục của luận án, ngoài phần mở đầu, kết luận, tài liệu tham khảo và các

phụ lục, như sau:

Chương 1: Tổng quan về nghiên cứu gia cường kết cấu bê tông cốt thép bằng

tấm composite

Chương này trình bày về hiện trạng hư hỏng cũng như tính cấp thiết của việc

sửa chữa gia cường kết cấu bê tông cốt thép CTTL ở nước ta; tổng quan về một số

giải pháp gia cường kết cấu bê tông cốt thép trong đó tập trung vào phương pháp

dán lớp vật liệu composite; những tiến bộ trong nghiên cứu về ứng xử của kết cấu

gia cường mà trọng tâm là sự làm việc chung giữa các lớp vật liệu cũ và vật liệu gia

cường đã được thực hiện trong và ngoài nước.

Chương 2: Cơ sở khoa học của việc gia cường kết cấu bê tông cốt thép bằng

tấm compoiste.

Chương này trình bày những ứng xử cơ bản của vật liệu bê tông cốt thép và

nội dung của phương pháp số trong tính toán phân tích kết cấu BTCT. Để kiểm

nghiệm kết quả tính toán với phương pháp số, một số tính toán so sánh với kết quả

thực nghiệm được thực hiện. Mục đích của việc tính toán này là chứng minh mô

hình tính toán dự kiến sử dụng trong phạm vi luận án ở các chương tiếp theo là

đúng đắn và hoàn toàn có thể thích hợp khi phân tích các công trình có kích thước

trung bình và lớn dưới tác dụng của cả tải trọng tập trung và tải trọng phân bố.

Chương 3: Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến hiệu quả gia cường kết cấu

BTCT bằng tấm composite

7

Trong phần này sẽ trình bày chương trình nghiên cứu thực nghiệm vật lý và

nghiên cứu mô phỏng số về ứng xử của kết cấu bê tông cốt thép gia cường bằng tấm

composite. Về nghiên cứu thực nghiệm, trình bày cơ sở để thiết kế các mẫu thí

nghiệm, nội dung thí nghiệm và các bố trí đo đạc. Về nghiên cứu mô phỏng số,

trình bày việc xây dựng các mô hình tính toán cũng như phương pháp mô phỏng số.

Các kết quả thu được từ thí nghiệm vật lý và mô phỏng số do nghiên cứu sinh thực

hiện sẽ được tổng hợp phân tích và so sánh. Ngoài ra, một số kết quả thí nghiệm

khác trên thế giới cho cấu kiện chịu tải trọng phân bố, cấu kiện có kích thước lớn,

điều mà trong khuôn khổ luận án không có điều kiện thực hiện được, cũng sẽ được

bổ sung nhằm đánh giá mô hình tính toán.Trên cơ sở đó khẳng định độ tin cậy của

phương pháp tính cho trường hợp kết cấu bê tông cốt thép được gia cường bằng tấm

composite cường độ cao, từ đó có thể tiến hành nghiên cứu ứng xử của kết cấu thực,

đặc biệt cho các dạng chịu lực mà trong khảo sát vật lý chưa thể tiến hành được.

Ngoài ra, chương này cũng trình bày kết quả nghiên cứu về sức kháng cắt của

cấu kiện dạng tấm bản, được gia cường chịu uốn bằng phương pháp dán lớp vật liệu

composite; đã xây dựng công thức tính sức kháng cắt nhằm giúp đơn giản hóa việc

tính toán.

Chương 4: Áp dụng kết quả nghiên cứu vào tính toán cho công trình thực tế

Tính toán gia cường kết cấu BTCT bằng tấm composite đòi hỏi những phân

tích đầy đủ để đạt được hiệu quả về mặt kỹ thuật - kinh tế. Chương này trình bày

quy trình tính toán gia cường kết cấu BTCT bằng tấm composite cho công trình

thủy lợi. Để minh họa cho việc tính toán này, hai công trình điển hình là cống ngầm

và cầu máng được lựa chọn với những tính toán cũng như đánh giá hiệu quả gia

cường.

Phần kết luận và kiến nghị: Tổng kết những nội dung chính, điểm mới và

các kiến nghị quan trọng của luận án.

Phần tài liệu tham khảo: 10 tài liệu bằng tiếng Việt, 77 tài liệu bằng tiếng

Anh đã được sử dụng để hoàn thành luận án.

Phần phụ lục: Trình bày các bảng biểu, kết quả khảo sát phân tích số, dữ liệu

thí nghiệm được sử dụng trong luận án.

8

Chương 1: TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU GIA CƯỜNG KẾT CẤU BÊ TÔNG

CỐT THÉP BẰNG TẤM COMPOSITE

Chương này trình bày tổng quan về hiện trạng hư hỏng kết cấu bê tông cốt

thép trong công trình thủy lợi (CTTL) ở nước ta, đồng thời về một số giải pháp gia

cường kết cấu bê tông cốt thép trong đó tập trung vào phương pháp dán lớp vật liệu

tấm composite cường độ cao. Những tiến bộ trong nghiên cứu về ứng xử của kết

cấu gia cường, trong đó trọng tâm là sự làm việc chung giữa các lớp vật liệu cũ và

vật liệu gia cường đã được thực hiện trong và ngoài nước.

1.1 Hiện trạng hư hỏng kết cấu bê tông cốt thép CTTL ở Việt Nam

1.1.1. Phân loại các cấu kiện BTCT trong CTTL:

* Phân loại cấu kiện BTCT theo mức độ sức huy động (khả năng chịu lực)

của vật liệu:

- Cấu kiện chịu uốn là cấu kiện cơ bản rất hay gặp trong thực tế xây dựng

công trình thuỷ lợi; đó là các dầm, bản của cầu máng, cống lấy nước dưới đê, đập,

kênh dẫn nước, dầm cầu công tác, giàn thả phai,...Các thành phần nội lực xuất hiện

trong cấu kiện chịu uốn gồm có mô men uốn và lực cắt. Về mặt hình dáng có thể

chia cấu kiện chịu uốn ra hai loại: bản và dầm. Các bản làm việc theo một phương

cũng được đưa về tính toán như dầm với bề rộng một đơn vị.

Phạm vi nghiên cứu của đề tài luận án chỉ đi sâu vào nghiên cứu cấu kiện bản

và dầm, chịu uốn thuần túy, và xuất hiện chủ yếu trong các CTTL sau:

+ Cống dưới đê đập (hở và kín);

+ Cầu máng mặt cắt chữ nhật (hở và kín);

+ Tường cánh, tường ngực;

+ Bản mặt trần cống, sàn cầu công tác, sàn tầng hầm nhà trạm bơm

tưới tiêu, cầu giao thông trên cống hoặc tràn;

+ Dầm chịu lực phổ biến như dầm cầu công tác, dầm thả phai, dầm

nhà trạm bơm tưới tiêu ...

9

Trên cơ sở các số liệu thu thập được có thể đánh giá đặc điểm (hình dạng, lực

tác dụng, hình thức bố trí cốt thép) của các kết cấu bản và dầm đã được sử dụng

trong công trình thuỷ lợi ở trong nước như sau:

* Các kết cấu bản thuần tuý:

- Bản là kết cấu phẳng có chiều dầy khá bé so với chiều dài và chiều rộng.

Trong các kết cấu công trình thuỷ lợi, cụ thể là, đối với các kết cấu cầu máng loại

vừa và nhỏ, chiều dày bản (thành và đáy máng) biến động trong khoảng từ 8cm đến

15cm; nhịp máng biến đổi từ 8m đến 10m. Đối với những cầu máng có nhịp lớn từ

15m đến 20m, chiều dày đáy và thành máng biến đổi từ 40m đến 60cm (điển hình

như cầu máng tại K18+206 trên kênh chính Văn Phong - Hồ chứa nước Định Bình,

tỉnh Bình Định). Vật liệu bê tông thường có mác từ 200 -300.

- Lực tác dụng chủ yếu là áp lực ngang và đứng của nước, đất; ngoài ra còn

có tải trọng bản thân, tải trọng gió, người đi lại, ...

- Cốt thép trong bản gồm có cốt chịu lực và cốt phân bố bằng thép nhóm A-I,

đôi khi là thép A-II. Cốt chịu lực đặt trong vùng chịu kéo do mô men gây ra.Số

lượng cốt chịu lực được xác định theo tính toán và được thể hiện qua đường kính và

khoảng cách giữa hai cốt cạnh nhau. Khoảng cách giữa trục hai cốt thép chịu lực,

đặt trong vùng có mô men lớn, từ 15cm đến 20cm.

Như vậy, các kết cấu bản thuần tuý được sử dụng chủ yếu ở các loại công

trình: Cầu máng (thành và bản đáy), cống dưới đê đập (thành cống, trần cống, tường

ngực), sàn cầu công tác, sàn nhà trạm bơm tưới tiêu.

* Các kết cấu dầm thuần tuý:

- Dầm là cấu kiện mà chiều cao và chiều rộng của tiết diện ngang khá nhỏ so

với chiều dài của nó. Tiết diện ngang của dầm có thể là chữ nhật, chữ T, chữ I, hình

thang, hình hộp,... Thường gặp nhất là tiết diện chữ nhật và chữ T (phổ biến ở dầm

thả phai, dầm cầu công tác, dàn van ở các cống và tràn xả lũ, dầm tầng hầm, nhà

trạm bơm tưới tiêu). Nhịp dầm biến đổi từ 7m đến 9m, chiều cao dầm phụ thuộc

vào đặc điểm làm việc của từng dầm.

- Cốt thép trong dầm gồm có cốt dọc chịu lực, cốt dọc cấu tạo, cốt đai và cốt

xiên. Cốt dọc chịu lực đặt ở vùng kéo của dầm, đôi khi cũng có cốt dọc chịu lực đặt

10

tại vùng nén. Diện tích tiết diện ngang của chúng được xác định theo mô men uốn.

Đường kính cốt dọc chịu lực thường từ d=10-25mm.

1.1.2. Hiện trạng hư hỏng kết cấu bê tông cốt thép trong CTTL:

Hiện trạng hư hỏng của các kết cấu bê tông cốt thép (BTCT) công trình thủy

lợi như: cống dưới đê đập, cầu máng dẫn nước, các đường hầm tuy nen,…sau một

thời gian sử dụng thường xuất hiện các vết nứt, rỗ bề mặt, bê tông bị bào mòn do

dòng chảy, xuất hiện các hiện tượng nhũ vôi, hoặc hư hỏng ở các bộ phận nối tiếp

giữa các kết cấu trong giai đoạn thi công. Có rất nhiều nguyên nhân gây ra vết nứt

và hư hỏng như do co ngót, từ biến, cường độ chịu kéo kém của bê tông hoặc do

chất lượng thi công kém… Hậu quả là xuất hiện dòng thấm, rò rỉ qua công trình,

làm suy giảm khả năng chịu lực của công trình, và dẫn đến làm ảnh hưởng đến mức

độ an toàn và quá trình khai thác, vận hành của công trình. Mặt khác, hiện nay việc

nâng cấp, sửa chữa công trình đầu mối thủy lợi là một yêu cấp thiết đặt ra. Cụ thể

là: gia cường kết cấu bê tông cốt thép của các công trình cống dưới đê, đập, các kết

cấu cầu máng, công trình trên hệ thống kênh tưới,…; xử lý chống thấm tại các vết

nứt, các vị trí khớp nối, khe co dãn bị hư hỏng… của các cống dưới đê đập. Ở nước

ta, có khoảng 7000 hồ chứa nước thủy điện và thủy lợi đã được xây dựng; trong đó,

số lượng công trình được xây dựng cách đây từ 20-30 năm chiếm khoảng 80% và

hầu hết các cống dưới đập đã có biểu hiện xuống cấp từ nhẹ đến nặng; mặt khác,

đối với kết cấu cống dưới đê, đập, do nhu cầu nâng cấp mở rộng mặt cắt đê, đê kết

hợp giao thông, hay các hồ chứa cần nâng cao trình đập để tăng dung tích trữ, làm

gia tăng tải trọng lên công trình dẫn đến yêu cầu về sửa chữa, gia cường cống dưới

đê đập ngày càng lớn. Do đặc điểm về địa lý, mức độ xâm thực của môi trường ở

nước ta là rất lớn;theo một số nghiên cứu cho thấy hầu hết các công trình vùng ven

biển đều bị ăn mòn phá hủy ở mức độ trung bình đến nặng, các công trình đều bị

xuống cấp do sự ăn mòn phá hủy sau khoảng 5-10 năm đưa vào sử dụng [1]. Đây là

một thách thức lớn trong việc giải quyết bài toán kinh tế - kỹ thuật và làm nhức nhối

các kỹ sư xây dựng, các nhà nghiên cứu cũng như các nhà quản lý công trình ở

nước ta. Ngoài các công trình cống dưới đập, các công trình thủy lợi khác bằng bê

11

tông cốt thép như công trình cầu máng dẫn nước, các dàn van, cầu công tác trên

cống, dầm sàn nhà trạm bơm tưới tiêu, … với số lượng hàng nghìn chiếc cũng đang

trong tình trạng xuống cấp; kết cấu bị nứt, rỗ, bong tróc, bê tông thấm nước làm suy

giảm sức chịu tải, ảnh hưởng đến điều kiện làm việc bình thường của công trình

(hình 1.1a, b, c). Như vậy, nhu cầu sửa chữa, nâng cấp các công trình cống dưới đê

đập nói riêng, các kết cấu bê tông cốt thép trong công trình thủy lợi nói chung là rất

lớn.

Hình 1.1a.Bê tông bị ăn mòn (h. trái) và nứt vỡ dàn van cống (h. phải) Cổ Tiêu

Hình 1.1b.Bê tông thành cầu máng bị nứt vỡ khi chịu tải trọng – Cầu máng trên kênh tưới hồ Tà Keo – Lạng Sơn

12

Hình 1.1c. Bê tông cống bị tróc rỗ bề mặt (h. trái) và nhũ vôi, đùn rỉ thép (h. phải) –

Cống lấy nước dưới đập thuộc hồ chứa nước Liệt Sơn, tỉnh Quảng Ngãi

Nói chung, việc gia cường kết cấu BTCT công trình thủy lợi nhằm đảm bảo

hai nội dung sau:

Gia cường đảm bảo khả năng chịu lực: đối với các công trình có sự giảm sút

về mặt sức kháng, như diện tích cốt thép bị giảm do rỉ, liên kết giữa cốt thép chịu

lực và bê tông không được chặt chẽ, công trình chịu tải trọng gia tăng so với thiết kế

ban đầu, công trình có những sai sót trong quá trình thi công nên làm giảm sức chịu

lực của kết cấu,…

Gia cường đảm bảo điều kiện khai thác: các công trình mà sau một thời gian

sử dụng không đảm bảo điều kiện làm việc bình thường như bong bật, bào mòn của

lớp bê tông bảo vệ, rò rỉ, xâm thực của nước trong các khe nứt, cốt thép trong bê

tông bị phồng rộp do bị xâm thực trong môi trường nước, biến dạng của kết cấu lớn

hơn so với yêu cầu, …

13

Trong công trình thủy lợi, do kết cấu thường có kích thước lớn, chịu lực theo

nhiều phương, thường xuyên tiếp xúc với môi trường xâm thực mạnh, nên kết cấu

sau một thời gian nhất định thì điều kiện khai thác thường không đảm bảo, mặc dù

vẫn đảm bảo điều kiện chịu lực. Những công trình có nhu cầu gia cường để đảm

bảo khả năng chịu lực thường là các công trình có hoạt tải thay đổi nhiều, với trị số

lớn.Ví dụ như các công trình cầu máng với tải trọng nước chiếm tỷ lệ lớn, bên cạnh

tải trọng bản thân của kết cấu.

1.2 Một số phương pháp gia cường kết cấu bê tông cốt thép

1.2.1 Tóm tắt về một số phương pháp gia cường kết cấu

Có nhiều phương pháp gia cường kết cấu. Một trong những phương pháp hiệu

quả là việc bổ sung một lớp bê tông đổ tại chỗ ở vùng chịu nén hoặc bê tông cốt thép

có hàm lượng cốt thép cao ở vùng chịu kéo của mặt cắt kết cấu để gia tăng cánh tay

đòn hay khoảng cách giữa trọng tâm vùng bê tông chịu nén và trọng tâm cốt thép

vùng chịu kéo. Điều này sẽ mang lại một khả năng chịu lực uốn lớn hơn cho kết cấu.

Ngoài ra, phương pháp này thường kết hợp với việc bổ sung thêm cốt thép và phun

vữa bê tông bảo vệ ở vùng chịu kéo. Tuy nhiên, giải pháp này dẫn tới việc làm tăng

đáng kể trọng lượng cũng như chiều cao của kết cấu. Việc thi công cũng không được

sạch sẽ và tạo tiếng ồn cũng như tác động tới môi trường. Một phương pháp nổi bật

nữa là việc sử dụng cáp dự ứng lực ngoài. Theo đó, một số ụ neo được làm mới và

gắn vào kết cấu cần gia cường. Các cáp dự ứng lực ngoài được kéo và neo vào các ụ

neo này. Việc gia cường bằng phương pháp sử dụng dự ứng lực ngoài thường áp

dụng cho các cấu kiện có kích thước lớn, ví dụ như dầm cầu, sàn nhà khẩu độ lớn, và

được thực hiện ở vùng chịu kéo do lực dọc và mô men. Ưu nhược điểm chính của

một số phương pháp gia cường kết cấu được trình bày ở bảng 1.1.

Bảng 1.1: Ưu nhược điểm của các phương pháp gia cường kết cấu

Phương

pháp Ưu điểm Nhược điểm

Bổ sung Thi công đơn giản, lớp bê Thời gian thi công lâu, bắt buộc phải

14

thêm lớp

bê tông cốt

thép vào

kết cấu

tông cốt thép thêm mới liên

kết tương đối tốt đối với lớp

bê tông cũ, chống thấm tốt,

khắc phục được các khiếm

khuyết hư hại của lớp bê tông

bảo vệ của cấu kiện chịu lực,

tuổi thọ cao, hiệu quả kỹ thuật

cao đối với việc gia cường

vùng bê tông chịu nén

thi công đổ tại chỗ, việc thi công dễ

gây tác động tới môi trường,đòi hỏi

nhiều lao động và máy móc, làm gia

tăng tải trọng bản thân của kết cấu

chịu lực; đối với các công trình liên

quan tới tĩnh không và thoát nước thì

phương pháp này thường làm thu hẹp

mặt cắt thoáng cũng như làm giảm

khả năng thoát nước của công trình

Dự ứng

lực ngoài

Thích hợp cho việc gia cường

vùng chịu kéo, đặc biệt cho

kết cấu chịu uốn, hiệu quả kỹ

thuật rất cao

Việc thi công đòi hỏi trình độ kỹ

thuật cao cũng như các tính toán

chính xác, cáp dự ứng lực ngoài đòi

hỏi phải được bảo vệ và kiểm soát an

toàn trong quá trình khai thác, đôi

khi khó khăn trong việc thiết kế các ụ

neo cũng như các ụ chuyển hướng

Dán bản

thép

Thích hợp cho việc gia cường

kết cấu chịu uốn, có hiệu quả

kỹ thuật cao, không làm tăng

chiều cao kiến trúc của kết

cấu, không làm thu hẹp tĩnh

không của công trình

Việc thi công phức tạp, lớp thép bên

ngoài dễ bị rỉ và những tổn hại khác

do tác động của môi trường dẫn tới

tuổi thọ khai thác có thể giảm nhanh

1.2.2 Phương pháp gia cường kết cấu bằng tấm composite

Trước đây khoảng 40 năm người ta đã biết đến việc gia cường sức kháng uốn

của kết cấu bằng phương pháp dán bản thép. Do kết cấu thép dễ bị rỉ nên sau một

thời gian khai thác, lực bám dính suy giảm, dẫn đến kết cấu làm việc không được an

toàn. Khoảng 20 năm gần đây, việc sử dụng vật liệu gia cường cốt sợi các bon và

thủy tinh đã thay thế dần các bản thép. Các tấm vật liệu tổng hợp này được chế tạo

từ các cốt sợi phi kim loại cường độ cao (chiếm khoảng 70% thể tích) kết hợp với

15

keo epoxi. Trong các vật liệu cốt sợi thì vật liệu sợi các-bon có các đặc tính tốt hơn

về cường độ chịu lực cũng như mô đun đàn hồi so với các vật liệu cốt sợi khác như

thủy tinh và aramid (hình 1.2).

Hình 1.2: Ứng suất-biến dạng của vật liệu cốt sợi các bon và sợi thủy tinh

Các nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm trước đây về giải pháp gia cường sức

kháng uốn của kết cấu với các tấm vật liệu cốt sợi các bon được thực hiện ở nhiều

nơi, điển hình là ở Thụy Sỹ. Ngày nay thì các tấm gia cường composite này được

sản xuất phổ biến ở Tây Âu, Nhật, Nam Mỹ,..

So sánh với các phương pháp gia cường truyền thống, sử dụng tấm vật liệu

composite thể hiện nhiều lợi thế. Vật liệu composite có ưu điểm là nhẹ, không bị rỉ

và có cường độ chịu kéo cao. Hơn nữa, những vật liệu này có thể được thi công

nhanh chóng theo một số hình dạng tạo thành các tấm composite có thể uốn cuộn

phù hợp với các bề mặt của cấu kiện. Các tấm vật liệu composite có bề dày tương

đối mỏng có thể thỏa mãn yêu cầu về mặt kiến trúc cũng như những tiêu chí khác

liên quan. Việc thi công không phức tạp, thiết bị thi công gọn nhẹ. Ngoài ra, chiều

cao kết cấu được giữ nguyên và tĩnh tải gia tăng không bị ảnh hưởng. Gia cường

bằng vật liệu composite cũng có những điểm hạn chế như: so với giải pháp gia

cường bằng các tấm thép thì vật liệu này đắt hơn; việc thi công cũng đòi hỏi người

có kỹ thuật cao; không thích hợp cho kết cấu chịu nhiệt vì dưới tác dụng của nhiệt

độ cao các keo dính có nhiều vấn đề.

Glass FRP

Thép

Carbon FRP1000

500

0.015 0.03

Biến dạng

Ứng

suấ

t (M

Pa)

0

16

Hình 1.3 thể hiện tấm composite được dán vào mặt ngoài tại các vị trí cần

thiết của kết cấu dầm bê tông để làm tăng khả năng chịu uốn.

Hình 1.3: Gia cường kết cấu dầm bê tông cốt thép để tăng khả năng chịu uốn

Hình 1.4 thể hiện biện pháp gia cường khả năng kháng cắt cho cấu kiện có tiết diện tròn hoặc chữ nhật bằng cách dán vật liệu tấm composite xung quanh cột

hoặc dán 2 đầu dầm tại các vị trí lực cắt lớn.

Hình 1.4. Gia cường kết cấu dầm, cột bê tông cốt thép để tăng khả năng chịu cắt

Dầm tăng cường khả năng chịu cắt

Cột tăng cường khả năng chịu cắt

Tăng cường khả năng chịu moment âm

Tăng cường khả năng chịu moment dương

17

1.2.3 Vật liệu composite dùng trong gia cường

1.2.3.1 Đặc tính cấu tạo của tấm composite

a) Nhựa nền

Chất kết dính được sử dụng để gắn kết tấm vật liệu composite và bề mặt bê

tông của cấu kiện. Chất kết dính cung cấp đường dẫn tải trọng cắt giữa bề mặt bê

tông và hệ thống gia cường tấm vật liệu composite. Chất kết dính cũng được sử

dụng để gắn các lớp vật liệu composite lại với nhau. Vật liệu kết dính được dùng là

keo epoxi, polyester không no hoặc tương tự. Để đóng rắn nhựa nền các chất xúc

tác được sử dụng theo hàm lượng phù hợp.

b) Cốt sợi

Các cốt sợi thủy tinh, aramid và các bon thường được sử dụng với hệ thống

gia cường bằng vật liệu composite. Các cốt sợi này giúp cho hệ thống gia cường về

mặt cường độ và độ cứng.

e) Lớp áo bảo vệ

Lớp áo bảo vệ giúp giữ gìn cốt vật liệu gia cường đã được kết dính khỏi các

tổn hại tiềm năng do tác động môi trường và cơ học. Lớp bảo vệ được sử dụng ở bề

mặt ngoài của hệ thống gia cường; Chúng bao gồm keo epoxy hoặc tương tự, hệ

thống kết dính, lớp bảo vệ chống cháy, tạo màu sắc thẩm mỹ,...

Như vậy, độ bền cũng như khả năng chịu lực của vật liệu composite sẽ phụ

thuộc chủ yếu vào các thành phần chính sau:

- Vật liệu tạo cốt sợi

- Nhựa nền, có thể pha thêm chất độn

- Keo dính giữa lớp vật liệu gia cường và bề mặt bê tông

Ngoài ra, cách gia cố, cách bố trí vật liệu cũng có ảnh hưởng tới hiệu quả của

việc gia cường.

1.2.3.2 Đặc tính vật lý của vật liệu composite

a) Khối lượng riêng

Vật liệucompositecó khối lượng riêng trong khoảng từ 1,2 tới 2,1 g/cm3, theo

đó nhỏ hơn thép từ 4 đến 6 lần tùy thuộc vào loại cốt sợi hoặc chất độn. Việc giảm

18

khối lượng riêng giúp giảm giá thành vận chuyển, giảm phần tĩnh tải gia tăng của

kết cấu và có thể dễ dàng xử lý vật liệu ở công trường.

Bảng 1.2: Khối lượng riêng của các loại vật liệu composite (g/cm3) [11]

Thép Cốt sợi thủy

tinh

Cốt sợi các

bon

Cốt sợi

aramid

7,9 1,2 – 2,1 1,5 – 1,6 1,2 – 1,5

b) Hệ số dãn nở nhiệt

Hệ số dãn nở nhiệt của vật liệu composite chịu lực mỗi chiều khác nhau theo

phương dọc và ngang tùy thuộc vào kiểu loại cốt sợi, cách dệt, loại nhựa nền và tỷ

lệ cốt sợi.

Bảng 1.3: Hệ số dãn nở nhiệt của các loại vật liệu composite [11]

Thép Hệ số dãn nở nhiệt (× 10-6/°C)

GFRP CFRP AFRP

Theo chiều dọc, L 6 tới 10 –1 tới 0 –6 tới –2

Theo chiều ngang, T 19 tới 23 22 tới 50 60 tới 80

Ghi chú: đây là các giá trị điển hình đối với hàm lượng thể tích cốt

sợi thay đổi trong phạm vi 0,5 tới 0,7

c) Ảnh hưởng của nhiệt độ cao

Phụ thuộc vào nhiệt độ giới hạn của vật liệu kết dính Tg, mô đun đàn hồi của

vật liệu polymer bị giảm đáng kể do sự thay đổi cấu trúc vật liệu của nó. Giá trị của

Tg phụ thuộc vào dạng chất dính kết nhưng thông thường nằm trong khoảng từ 60°C

tới 82°C. Các kết quả thí nghiệm cho thấy, ở nhiệt độ 250°C (cao hơn nhiều so với

nhiệt độ giới hạn Tg của vật liệu kết dính) sẽ làm giảm cường độ chịu kéo của các

vật liệu cốt sợi thủy tinh cũng như của các vật liệu cốt sợi các bon tới 20%. Các đặc

tính khác bị tác động bởi sự truyền lực cắt qua phần vật liệu kết dính, chẳng hạn

như cường độ chịu uốn, sẽ bị giảm ở nhiệt độ thấp.

Lực dính bám mặt tiếp xúc giữa bê tông và vật liệu composite là rất quan

trọng. Ở nhiệt độ gần với giá trị nhiệt độ tới hạn của vật liệu kết dính Tg, các đặc

19

tính cơ học của vật liệu composite bị giảm nhiều và mất khả năng chuyển đổi ứng

suất từ bê tông sang vật liệu gia cường.

1.2.3.3 Đặc tính cơ học

a) Cường độ chịu kéo

Ứng xử kéo của vật liệu này được biểu diễn bằng quan hệ ứng suất - biến dạng

đàn hồi tuyến tính đến khi bị phá hoại, và trong trường hợp này sự phá hoại là đột

ngột và giòn (xem hình 1.2).

Cường độ chịu kéo và độ cứng của vật liệu cốt sợi composite phụ thuộc vào

nhiều tham số. Vì các sợi là thành phần chịu tải chính, nên kiểu cốt sợi, chiều sắp

xếp của cốt sợi, lượng cốt sợi và phương pháp cũng như điều kiện chế tạo cốt sợi

ảnh hưởng tới đặc tính chịu kéo của vật liệu này.

b) Ứng xử nén

Mô đun đàn hồi nén thường nhỏ hơn so với mô đun đàn hồi kéo. Các kết quả

thí nghiệm với composite cốt sợi thủy tinh hàm lượng 55-60% trên nền nhựa

polyester cho thấy mô đun đàn hồi có giá trị trong khoảng từ 34000 Mpa đến 48000

MPa. Mô đun đàn hồi nén xấp xỉ 80% mô đun đàn hồi kéo đối với vật liệu GFRP,

85% đối với CFRP và 100% đối với AFRP[11].

1.2.3.4 Ứng xử theo thời gian của kết cấu sau gia cường

a) Phá hoại do từ biến

Vật liệu composite chịu một tải trọng là hằng số sau một thời gian có thể bị

phá hủy. Thời gian này được gọi là tuổi thọ của vật liệu. Dạng phá hoại này được

gọi là phá hoại từ biến. Tuổi thọ giảm trong điều kiện môi trường nhiệt độ tăng, tác

động của tia tử ngoại, hoặc chịu tác động khô ẩm liên tục.

Cốt sợi các bon ít bị phá hoại do từ biến ít nhất. Cốt sợi aramid ở mức trung

bình và cố sợi thủy tinh có nguy cơ cao nhất. Các nghiên cứu về phá hoại từ biến

được thực hiện với cốt sợi thủy tinh, aramid và các bon với nhiều mức tải trọng

khác nhau ở nhiệt độ phòng cho thấy có quan hệ tuyến tính giữa cường độ phá hoại

do từ biến và logarithm của thời gian. Tỷ số ứng suất tại thời điểm phá hoại sau 50

năm so với ứng suất tới hạn khởi điểm của vật liệu GFRP, AFRP và CFRP lần lượt

khoảng 0,3, 0,5 và 0,9.

20

b) Phá hoại do mỏi

Các thí nghiệm cho thấy vật liệu composite có độ bền tương tự như các vật

liệu kim loại[11]. Để đảm bảo tuổi thọ mỏi trong khai thác, biên độ ứng suất trong

vật liệu dưới tác dụng của tải trọng thường được khống chế. Nhờ vật liệu có cường

độ chịu kéo cao, nên những yêu cầu về độ bền mỏi dễ dàng được đảm bảo.

1.2.4 Các dạng phá hoại chính của kết cấu sau gia cường bằng phương

pháp dán lớp vật liệu composite

Các dạng phá hoại sau đây cần được khảo sát đối với mặt cắt cấu kiện được

gia cường bằng tấm composite.

Sự phá hoại của bê tông trong vùng nén trước khi cốt thép trong vùng

chịu kéo bị chảy;

Sự chảy dẻo của thép trong vùng chịu kéo ngay sau khi xảy ra sự phá

hoại của tấm gia cường;

Sự chảy dẻo của thép trong vùng chịu kéo sau khi có sự phá hoại của bê

tông vùng chịu nén;

Sự bóc tách của lớp bê tông bảo vệ, và

Sự bóc tách của lớp vật liệu gia cường khỏi bề mặt bê tông.

Phá hoại do nén của bê tông được giả định là xảy ra nếu biến dạng nén trong

bê tông đạt tới giá trị biến dạng giới hạn ( c = cu = 0,003) [11]. Phá hoại từ lớp gia

cường được giả định là xảy ra khi biến dạng của lớp gia cường đạt tới giá trị biến

dạng tới hạn ( f = fu) trước khi bê tông đạt tới biến dạng cực hạn.

Sự bóc tách của lớp bê tông bảo vệ hoặc của lớp vật liệu gia cường xảy ra nếu

lực trong lớp gia cường vượt qua khả năng chịu đựng của liên kết bề mặt. Với kết

cấu được gia cường lớp ngoài bằng vật liệu composite, phá hủy do sự bóc tách có

thể là chủ yếu (hình 1.4b). Để tránh những dạng phá hủy do bóc tách bởi các vết nứt

xiên, biến dạng giới hạn của vật liệu gia cường không được vượt quá giới hạn mà sự

bóc tách có thể xảy ra, fd. Theo ACI 440.2R-08 (2008) [11] thì giá trị này được xác

định như sau:

21

(1.1)

Trong đó: là biến dạng giới hạn của cốt vật liệu gia cường.

là biến dạng phá hoại của lớp vật liệu gia cường

là cường độ bê tông chịu nén

là mô đun đàn hồi của lớp vật liệu gia cường

là bề dày một lớp vật liệu gia cường

là số lớp vật liệu gia cường

Cũng theo ACI 440.2R-08 (2008), dựa vào kết quả nghiên cứu của Hassan và

Rizkalla (2003), De Lorenzis (2004) và Kotynia (2005), giá trị biến dạng thiết kế

của tấm gia cường có thể được lấy là fd ≤ 0,7 fu. Để đảm bảo phá hoại xảy ra theo

dạng này, thì chiều dài dính bám phải lớn hơn một giá trị tính toán.

a) Ứng xử của cấu kiện bê tông chịu uốn được gia cường

b) Sự bóc tách của lớp gia cường do

vết nứt uốn hoặc cắt

c) Sự bóc tách của lớp bê tông và

vật liệu gia cường

Hình 1.5: Các dạng phá hoại điển hình của cấu kiện chịu uốn được gia cường

bằng tấm composite [11]

22

1.3 Tình hình nghiên cứu về gia cường kết cấu BTCT bằng tấmcomposite

Phương pháp gia cường bằng cách dán tấm composite được phát triển nhằm

thay thế cho phương pháp dán bản thép (thường được sử dụng trong công tác gia

cường kết cấu công trình cầu). Do ưu điểm vượt trội về khả năng thi công với nhiều

hình dạng bề mặt kết cấu nên phương pháp này còn được ứng dụng cho nhiều công

trình khác như nhà cửa và các công trình dân dụng khác. Đối với công trình thủy

lợi, do đặc điểm làm việc trong môi trường nước nên độ ẩm trong kết cấu rất cao,

chất keo dính thông thường không đáp ứng được trong môi trường độ ẩm như vậy,

nên việc ứng dụng trong công trình thủy lợi rất hạn chế vì chỉ có rất ít sản phẩm đáp

ứng được điều kiện này. Có rất ít thông tin trình bày về việc ứng dụng phương pháp

gia cường này trong công trình thủy lợi.

1.3.1 Tình hình nghiên cứu trên thế giới

Ứng xử của kết cấu sau khi được gia cường rất phức tạp, vì nó phụ thuộc vào

trạng thái làm việc trước đó của kết cấu. Ngoài ra, đối với các cấu kiện bằng bê tông

cốt thép, các yếu tố như từ biến, co ngót, phi tuyến vật liệu và ảnh hưởng của các

vết nứt làm cho ứng xử của kết cấu càng thêm phức tạp. Như vậy, trạng thái làm

việc của kết cấu sau khi gia cường dựa trên sự tích lũy ứng suất biến dạng của kết

cấu trước đó và cả sự phân bố lại độ cứng khi tấm gia cường tham gia chịu lực. Do

bê tông trong cấu kiện bị suy giảm về cường độ, nên việc gia cường với mật độ quá

ít hay quá nhiều đều dẫn đến trạng thái phá hoại mới của kết cấu có thể bất lợi và

không hiệu quả trong công tác gia cường. Việc xác định mức độ gia cường hợp lý là

một vấn đề quan trọng quyết định tính hiệu quả của phương pháp này. Trong hướng

dẫn thiết kế và thi công kết cấu gia cường bằng tấmcomposite có đề cập đến việc

giảm tính dẻo của kết cấu bê tông cốt thép và chuyển sang khả năng phá hoại giòn

(khi cốt thép chưa đạt đến giới hạn chảy) [11]. Đây là một trong dạng phá hoại nguy

hiểm và do vậy cần được kiểm soát.

Cũng trong hướng dẫn gia cường bằng tấm composite ACI 440.2R-08 [11], vì

tính phức tạp của ứng xử chịu tải của kết cấu được gia cường nên có một số điểm

trong tính toán thiết kế thông thường đã được bỏ qua nhằm đơn giản hóa việc tính

toán, ví dụ như các điều kiện trong trạng thái giới hạn sử dụng về chuyển vị và bề

23

rộng vết nứt của bê tông vùng chịu kéo. So với kết cấu sử dụng cốt thép bình

thường, việc gia cường bằng tấm composite đã làm thay đổi ứng xử của bê tông

vùng chịu kéo làm xuất hiện hiệu ứng chịu kéo kết hợp giữa bê tông - cốt thép - tấm

composite (effect of tension stiffening). Hiệu ứng này phụ thuộc vào trạng thái biến

dạng của thớ chịu kéo và thể hiện tính phi tuyến ứng xử của kết cấu bê tông cốt thép

được gia cường bằng tấm composite. Cho tới nay, chỉ có rất ít nghiên cứu liên quan

đến vấn đề này [33]. Việc xác định được ứng xử này một cách đầy đủ vẫn còn là

một thách thức.

Một trong số dạng phá hoại điển hình của kết cấu bê tông cốt thép gia cường

bằng tấm composite là sự bóc tách của tấm gia cường khỏi bề mặt cấu kiện. Nó phụ

thuộc vào chất lượng keo dính, độ nhám và chất lượng bê tông bề mặt cấu kiện

vùng gia cường và cường độ tải trọng. Khi kết cấu bị nứt xiên do lực cắt, chuyển vị

không bằng nhau của hai phần cạnh vết nứt có thể tạo ra lực gây tách tấm gia cường

và dẫn đến kết cấu bị phá hoại. Có nhiều nghiên cứu về vấn đề này có thể tìm thấy ở

[15, 22, 23, 24, 30, 31, 43, 44, 45, 60, 62, 63, 64, 76, 82]; Trong đó, [15][23] sử

dụng phương pháp cơ học phá hủy để giải thích hiện tượng bóc tách của tấm

composite; [22] nghiên cứu ảnh hưởng của sự dính bám trong kết cấu bê tông được

gia cường bằng các tấm thép và tấm cốt sợi cường độ cao; [31] trình bày một số thí

nghiệm đánh giá ứng xử liên kết của bê tông và lớp vật liệu composite. Tuy nhiên,

tất cả các nghiên cứu này chưa đề cập sâu tới ảnh hưởng của các giai đoạn chịu tải

của kết cấu gia cường mà cụ thể là sự chuyển tiếp giữa trạng thái trước và sau khi

gia cường.

Marfia, Sacco và Toti (2011) đã giới thiệu một mô hình kết hợp giữa các dạng

phá hoại của kết cấu gia cường [47], Panigrahi (2010) dùng mô hình PTHH 3 chiều

để mô phỏng lớp keo dính bám [65].

Để mô phỏng ứng suất kéo của bê tông có xét đến tương tác dính bám với lớp

gia cường, Ebead và Marzouk (2005) đã dùng chương trình phân tích PTHH

ABAQUS tính lại các kết quả thí nghiệm của bản bê tông cốt thép gia cường bằng

tấm composite. Trên cơ sở đó xây dựng một mô hình quan hệ giữa ứng suất-biến

dạng của vùng bê tông chịu nén dưới dạng hai lần tuyến tính [33]. Các hệ số để xác

24

định các giá trị cực trị của ứng suất biến dạng cho vùng này cũng được xác định từ

khảo sát số, tuy nhiên chúng không mang tính tổng quát và không thể sử dụng cho

các trường hợp tính toán khác được.

Lớp gia cường bằng vật liệu composite không chỉ được dùng cho phần chịu

kéo của kết cấu mà còn có thể dùng như cốt đai giúp cho việc gia tăng sức chịu tải

nén do hiệu ứng nén kiềm chế.Các kết cấu chịu nén lớn như cột bê tông cốt thép,

việc hạn chế biến dạng nở hông có thể làm tăng sức chịu tải của kết cấu. Khi có cốt

đai được đặt trong cấu kiện cột, tải trọng theo phương dọc được phân bố lại cả theo

phương ngang lên các cốt đai. Khi gia cường sức chịu tải của kết cấu cột bằng tấm

composite cũng dựa vào hiệu ứng nén kiềm chế này; lớp gia cường được dán xung

quanh cột với thớ sợi chịu lực đặt theo phương chu vi cột; lớp gia cường lúc này

đóng vai trò như là cốt đai ngăn cản biến dạng nở hông của cột. Nghiên cứu về các

tác dụng này có thể tìm thấy ở [58]. Ở đây, thông qua thí nghiệm, các tác giả đã

khẳng định có sự tham gia của lớp vật liệu gia cường trong quá trình hình thành và

phát triển hiệu ứng nén kiềm chế. Mức độ gia tăng cường độ bê tông do nén kiềm

chế tỷ lệ với mức độ gia cường. Ngoài ra, kích thước của mặt cắt cũng ảnh hưởng

tới hiệu quả của việc gia cường. Mặt cắt có kích thước lớn thường huy động được

nhiều biến dạng ngang theo chu vi và do vậy lớp gia cường làm việc hiệu quả hơn.

Để đảm bảo yêu cầu làm việc lâu dài của kết cấu sau khi gia cường thì liên kết

giữa bê tông và lớp gia cường cần được ổn định và đủ bền trong thời gian khai thác

mong muốn. Đối với các kết cấu chịu tải trọng lặp nhiều lần hoặc với cường độ tải

trọng thay đổi lớn, sự dính bám giữa bê tông và cốt thép cũng như độ bền mỏi của

bản thân vật liệu gia cường sẽ quyết định tuổi thọ của kết cấu. Nghiên cứu về sự phá

hủy ở trạng thái giới hạn về cường độ do mỏi có thể tìm thấy ở [82]; các tác giả sử

dụng phương pháp số để mô phỏng sự làm việc của kết cấu gia cường bằng lớp vật

liệu composite chịu tải trọng lặp. Kết quả cho thấy, kết cấu gia cường đảm bảo độ

bền mỏi dưới tác dụng của tải trọng với biên độ dao động thông thường.

Ngoài ra, các ứng xử phụ thuộc thời gian như ảnh hưởng của từ biến, co ngót

của lớp kết dính cũng đã được nghiên cứu [25]. Những ảnh hưởng này không tác

động nhiều tới sự làm việc chung của kết cấu, vì khi gia cường, lớp bê tông chịu lực

25

thường đã có thời gian đủ dài được khai thác và bản thân nó đã ổn định về các biến

dạng từ biến và co ngót. Lớp kết dính có bề dày rất nhỏ và có cường độ chịu kéo

cao hơn nhiều so với bê tông, sự suy giảm liên kết do co ngót của lớp này sẽ tạo ra

sức chịu kéo trong lớp gia cường không đủ làm cho kết cấu bị phá hoại.

Như vậy, có thể thấy phương pháp gia cường kết cấu bê tông cốt thép bằng

cách dán lớp composite nhận được nhiều sự quan tâm trong các nghiên cứu ứng

dụng, đặc biệt đối tượng ứng dụng chủ yếu là công trình cầu hầm và xây dựng dân

dụng. Các nghiên cứu tập trung vào từng khía cạnh ứng xử chịu lực cũng như độ

bền của lớp gia cường. Các thí nghiệm khảo sát sức chịu tải của kết cấu sau khi gia

cường thông thường được thực hiện với các dầm chịu uốn đơn giản chịu tải trọng

tập trung một điểm hoặc hai điểm. Thí nghiệm với tải trọng phân bố ít được sử dụng

vì hệ thống điều khiển quá trình chất tải rất phức tạp. Mô hình thí nghiệm tải trọng

phân bố với các bao khí bơm ép đều cho tiếp xúc với bề mặt cấu kiện hay được lựa

sử dụng. Dù sử dụng phương pháp nào thì việc thiết kế hệ thống thí nghiệm tải

trọng phân bố là không đơn giản và đòi hỏi nhiều thiết bị phức tạp cũng như chi phí

rất tốn kém. Đây là một hạn chế trong công tác thí nghiệm mà không dễ dàng khắc

phục theo hướng trực tiếp được.

1.3.2 Tình hình nghiên cứu ở trong nước

Mặc dù phương pháp gia cường kết cấu bê tông cốt thép bằng cách dán lớp vật

liệu có cường độ cao như bản thép đã được ứng dụng ở Việt Nam cho nhiều công

trình cầu và một vài công trình nhà, nhưng các nghiên cứu về phương pháp dán bản

thép (và gần đây là dán tấm vật liệu composite) mới chỉ dừng ở mức độ hạn chế.

Các tài liệu đã được công bố chủ yếu mang tính chất giới thiệu và cung cấp thông

tin kết quả nghiên cứu của nước ngoài như [2][3][4][7][9][10]. Nguyễn Việt Hùng

và Lưu Quang Thìn [5] trình bày mô hình tính toán PTHH cho kết cấu bê tông cốt

thép được gia cường bằng dán bản thép, tuy nhiên mới chỉ dừng ở việc phân tích

tuyến tính nên không phản ánh sát được sự làm việc của kết cấu gia cường. Mới đây

nhất, trong khuôn khổ đề tài nghiên cứu về giải pháp gia cường kết cấu BTCT công

trình thủy lợi bằng cách dán vật liệu composite, Nguyễn Chí Thanh [6] đã thực hiện

một chương trình khảo sát và thí nghiệm kết cấu nhằm xác định các ứng xử cơ bản

26

của hệ thống gia cường và sơ bộ định lượng khả năng nâng cao sức chịu tải của kết

cấu. Kết quả nghiên cứu cho thấy việc sử dụng lớp vật liệu cốt sợi cường độ cao có

thể nâng cao đáng kể sức chịu tải của kết cấu, tùy thuộc vào mức độ gia cường, sức

kháng uốn của kết cấu dạng dầm, bản bê tông cốt thép sau khi gia cường có thể lớn

gấp hai đến ba lần so với ban đầu.

1.3.3 Những vấn đề còn tồn tại trong nghiên cứu gia cường kết cấu bê

tông cốt thép bằng tấm composite

Từ các tài liệu trong và ngoài nước thu thập được cho thấy: đối với công trình

thủy lợi có rất ít nghiên cứu sự làm việc của kết cấu sau khi gia cường. Công trình

thủy lợi luôn tiếp xúc với môi trường nước. Nước đồng thời vừa là tải trọng tác

động, vừa là yếu tố gây phá hoại công trình. Trong điều kiện thi công ở khu vực có

độ ẩm cao, hoặc ngập dưới nước, thì chất lượng gia cường có đảm bảo được không?

Về mặt vật liệu, hiện nay một số nhà sản xuất đã tự làm thí nghiệm và khẳng định

công nghệ này có thể thích hợp với công trình dưới nước hoặc tiếp xúc với nước,

nơi có độ ẩm 100%. Nhưng hiện tại chưa có nghiên cứu đầy đủ nào cho công trình

cống dưới đê đập nói riêng, công trình thủy lợi nói chung.

Một điểm hạn chế quan trọng, như đã trình bày ở trên, đó là các kết quả

nghiên cứu thường từ thí nghiệm trên kết cấu dầm đơn giản chịu tải trọng tập trung,

trong thực tế hầu hết ở kết cấu chịu tải trọng phân bố. Đặc biệt trong công trình

cống dưới đê đập, áp lực đất tác dụng lên thành ngoài cống cũng như áp lực nước

trong lòng cống đều là các tải trọng phân bố. Liệu tải trọng phân bố có gây ra các

tác động khác so với tải trọng tập trung? Về mặt phân tích kết cấu có thể thấy rõ là

có, vì tải trọng phân bố không tạo ra mô men tập trung lớn xuất hiện cùng với lực

cắt lớn đồng thời tại một mặt cắt như đối với kết cấu chịu tải trọng tập trung. Các

ngẫu lực do mô men ở thớ chịu nén trong cấu kiện chịu tải trọng phân bố có xu

hướng tạo cho kết cấu có chiều cao chịu nén thường lớn hơn so với khi kết cấu chịu

tải trọng tập trung. Sự sai khác về tải trọng vì thế có thể tạo ra những nhận định

khác về trạng thái phá hoại cũng như khả năng chịu lực của công trình khi được gia

cường. Do vậy, rất cần các nghiên cứu về ảnh hưởng của loại tải trọng cũng như sự

27

phân bố tải trọng tới sức chịu tải của công trình khi gia cường bằng phương pháp

dán tấm composite.

Một đặc điểm ở công trình dạng cống dưới đê, đập là các cấu kiện có dạng tấm

bản chiếm chủ yếu. Trong điều kiện nằm trong lòng đất, khi kết cấu bị suy giảm sức

chịu tải, khả năng gia cường chỉ có thể thực hiện ở phía trong lòng cống. Ở đây, có

hai trạng thái chịu lực cơ bản cần được quan tâm, đó là khả năng chịu uốn và khả

năng chịu cắt. Bằng cách dán lớp vật liệu ở bề mặt của tấm bản có thể thấy rõ khả

năng kháng uốn sẽ được tăng cường cho những mặt cắt ở vùng giữa của tường và

trần cống, nơi có mô men lớn gây kéo ở thớ bên trong lòng cống. Tuy nhiên, do

không thể tăng cường khả năng kháng cắt bằng cách dán lớp vật liệu theo thớ chịu

cắt như thực hiện đối với các dầm mảnh (như trong công trình cầu hoặc dầm trong

công trình nhà), nên chỉ có thể xem xét khả năng kháng cắt được tăng cường đồng

thời nhờ lớp gia cường theo phương dọc của cốt thép chịu lực cũng như của tấm

bản. Nghiên cứu về việc đánh giá sức kháng cắt nhờ việc gia cường về kháng uốn

hiện tại còn bỏ ngỏ. Theo đó, đối với công trình cống, việc tối ưu sức kháng uốn và

cắt đồng thời cần được thực hiện thế nào để kết cấu có thể làm việc an toàn và tối

ưu về kinh tế; khi mà khả năng nâng cao sức chịu tải của kết cấu về mặt kháng uốn

được thực hiện thuận lợi và có thể có hiệu quả cao, trong khi khả năng gia cường

sức kháng cắt lại bị hạn chế. Việc gia cường thiên cho kháng uốn sẽ làm cho kết cấu

có xu hướng chuyển dần nguy cơ phá hoại sang cắt và do vậy, sức kháng cắt cũng

cần được quan tâm đúng mức.

Vì vậy, trong công trình cống cần thiết phải nghiên cứu xem việc gia cường

nên thực hiện ở vị trí nào và với mức độ gia cường là bao nhiêu để đảm bảo không

chỉ tăng khả năng kháng uốn mà còn tăngkhả năng kháng cắt cho toàn bộ cấu kiện

chịu lực. Việc tối ưu mức độ gia cường dựa trên cơ sở phân tích mức độ suy giảm

sức kháng ở từng mặt cắt và theo từng trạng thái phá hoại sẽ giúp cho công tác đánh

giá lựa chọn giải pháp gia cường thỏa mãn các yêu cầu về kinh tế - kỹ thuật.

Trong công trình xây dựng cũ ở nước ta, đặc biệt là trong công trình thủy lợi,

các cấu kiện bê tông cốt thép thường sử dụng cốt thép có cường độ giới hạn chảy

thấp (xấp xỉ 300 MPa), trong khi độ bền chịu kéo của lớp vật liệu gia cường

28

composite lại rất cao. Tùy theo từng loại cốt sợi mà cường độ chịu kéo của chúng

có thể gấp 2 tới 5 lần cường độ chịu kéo của cốt thép, đặc biệt là cốt thép cũ ở công

trình nước ta. Khi gia cường kết cấu, về nguyên tắc có thể cho phép cốt thép trong

bê tông bị chảy, tuy nhiên, khi cốt thép bị chảy thì bề rộng vết nứt phát triển nhanh

đột ngột. Do mô đun đàn hồi của vật liệu gia cường thường khá nhỏ so với kết cấu

thép, nên vật liệu gia cường chỉ có thể giúp tăng cường độ cứng khi sử dụng với

hàm lượng lớn. Sự ngăn cản vết nứt trong trường hợp cốt thép thường đã bị chảy

nói chung là không cao. Kết cấu có thể không bị phá hoại theo trạng thái cường độ,

nhưng ở trạng thái khai thác lại không còn đảm bảo yêu cầu. Do vậy, cũng cần phải

có giới hạn gia cường để đảm bảo cốt thép có trong kết cấu công trình không bị

chảy hoặc phá hoại. Với đặc điểm công trình bê tông ở nước ta, và nhất là cường độ

chịu kéo thấp của cốt thép (hiện nay theo các tiêu chuẩn của thế giới thông thường

là 550 MPa, cao gấp xấp xỉ 2 lần so với công trình cũ ở Việt Nam), thì các tính toán

thiết kế gia cường cần xem xét biến dạng giới hạn của cốt thép chịu lực trong sự

tương đồng với biến dạng của lớp gia cường. Theo đó, yêu cầu về gia cường có xu

hướng cao hơn so với các công trình ở nước ngoài và các tính toán thiết kế cần phải

thay đổi cho phù hợp.

Đề tài luận án nghiên cứu và tìm lời giải cho các vấn đề còn tồn tại ở trên. Đối

tượng nghiên cứu chính là phương pháp gia cường kết cấu bằng cách dán lớp vật

liệu composite cường độ cao ứng dụng cho kết cấu bê tông cốt thép trong công trình

thủy lợi trong điều kiện Việt Nam.

1.4 Các vấn đề nghiên cứu

Trên cơ sở phân tích những vấn đề còn tồn tại trong tình hình nghiên cứu về

phương pháp gia cường kết cấu bê tông cốt thép trong công trình thủy lợi với công

nghệ dán lớp vật liệu composite, luận án sẽ làm rõ các vấn đề cần nghiên cứu sau:

(a) Làm rõ ứng xử chịu tải của kết cấu công trình bê tông cốt thép sau khi gia

cường:

Sự phân bố ứng suất và biến dạng trong kết cấu dưới tác dụng của tải trọng cũ

và mới như thế nào? Dạng phá hoại của nó là gì? Ở đây, cần phân tích sự phát triển

29

các vết nứt chính gây phá hoại. Thông qua thí nghiệm vật lý và phân tích mô phỏng

số có thể giải quyết được việc này.

(b) Về khả năng bám dính trong môi trường ẩm ướt và độ bền lớp kết dính giữa

bê tông và vật liệu gia cường:

Như đã trình bày ở phần phân tích trước, trong công tác gia cường kết cấu

không chỉ nhằm mục đích gia tăng sức kháng khi chịu lực của kết cấu mà còn cần

làm cho kết cấu đảm bảo điều kiện khai thác với tuổi thọ như kỳ vọng. Trong công

trình thủy lợi, do có sự tiếp xúc với nước thường xuyên nên việc khống chế mức độ

thấm trong kết cấu bê tông là rất cần thiết. Trong trường hợp xảy ra nứt nẻ đối với

kết cấu bê tông cốt thép, nước và các yếu tố xâm thực có thể gây bất lợi cho cốt

thép chịu lực, làm cốt thép bị rỉ, diện tích có hiệu của cốt thép giảm sút, lớp bê tông

bảo vệ có thể bị bong bật do sự trương nở của rỉ từ cốt thép. Khi đó, công trình có

những nguy cơ không đảm bảo tuổi thọ như thiết kế. Do vậy, vấn đề quan trọng là

liệu với công nghệ gia cường này thì có đem lại khả năng chống thấm và độ bền của

hệ gia cường, đặc biệt là khả năng bám dính của lớp kết dính giữa bê tông cốt thép

và vật liệu gia cường như thế nào? Để trả lời câu hỏi này, cần có những khảo sát đặc

biệt, ví dụ có thể tiến hành thực nghiệm tại các công trình thủy lợi như cống dưới đê

đập có độ ẩm cao, áp lực nước lớn và có sự rò rỉ, thấm nước.

(c) Về khả năng thi công trong môi trường độ ẩm cao, môi trường nước:

Có thể nói đây là một yếu tố quyết định tới tính khả thi công việc ứng dụng

công nghệ gia cường vào công trình thủy lợi. Như đã trình bày ở các phần trước về

những tiến bộ trong nghiên cứu, rất nhiều nghiên cứu chỉ tập trung vào việc nếu độ

dính bám giữa lớp gia cường và bề mặt bê tông được đảm bảo thì ứng xử của kết

cấu sẽ như thế nào. Như vậy, có thể thấy công nghệ xuất phát từ việc nhu cầu gia

cường cho các công trình như kết cấu cầu, kết cấu nhà cửa, ở các nước có độ ẩm

tương đối thấp, thông thường là khoảng 40%. Do đó, có thể nói việc ứng dụng trong

công trình thủy lợi hoàn toàn phụ thuộc vào công nghệ của keo dán. Hiện nay, có

nhiều sản phẩm keo dán chất lượng không đồng đều. Tuy nhiên, trong khuôn khổ

luận án sử dụng loại keo dán do công ty Fyfe sản xuất với kỳ vọng là có thể đáp ứng

được yêu cầu thi công trong môi trường nước. Theo đó, luận án sẽ tiến hành thi

công trong môi trường nước cho công trình thực tế để có thể khẳng định được khả

năng thích ứng của công nghệ đối với công trình thủy lợi.

30

(d) Hiệu quả về mặt chịu lực cũng như độ bền khai thác của CTTL khi ứng dụng

phương pháp gia cường kết cấu này:

Đối với các công trình có khiếm khuyết về khả năng chịu lực hoặc có sự thay

đổi gia tăng về tải trọng, việc gia cường với mục đích làm gia tăng sức kháng và

đảm bảo khả năng chịu lực trong một thời gian dài là vấn đề quan trọng. Những

nghiên cứu khảo sát từ các thí nghiệm vật lý và mô phỏng số có thể cho lời giải đáp.

Luận án cũng sẽ thực hiện theo hướng tiếp cận này.

(e) Khả năng ứng dụng của phương pháp đối với công trình thủy lợi:

Trong công trình thủy lợi, tác động của tải trọng sẽ không giống như trong các

công trình như cầu, nhà cửa. Tải trọng tác động phần lớn dưới dạng phân bố (do áp

lực của đất và nước). Ngoài ra, tỷ lệ giữa hoạt tải và tĩnh tải cũng khác nhau. Ví dụ,

đối với công trình cầu bê tông cốt thép, hoạt tải xe chỉ chiếm thông thường bằng

30% so với toàn bộ tải trọng. Trong khi ở công trình thủy lợi, ví dụ như cầu máng,

hoạt tải có thể chiếm nhiều hơn so với tĩnh tải, nghĩa là có thể chiếm nhiều hơn 50%

so với tổng tải trọng. Mặt khác, ở công trình cầu máng có cùng khẩu độ nhịp đối với

công trình cầu ô tô, tổng tải trọng của cầu máng có thể gấp 10 lần tới 30 lần tổng tải

trọng của cầu ô tô. Do đó, khi gia cường bằng phương pháp này, phần sức kháng

cần bổ sung trong trường hợp công trình bị xuống cấp có thể là rất lớn; và cần phải

đánh giá hiệu quả của việc gia cường, bên cạnh khả năng thi công trong môi trường

nước như đã trình bày ở trên. Để thực hiện được điều này, cần phải có các thí

nghiệm vật lý và khảo sát mô phỏng số.

(f) Ảnh hưởng của cường độ bê tông đến hiệu quả gia cường:

Trong công trình thủy lợi, do bê tông luôn tiếp xúc với nước nên cường độ bê

tông có xu hướng bị giảm so với bê tông trong môi trường khô như nhà cửa. Khi đó,

khả năng huy động sức kháng trong vùng bê tông chịu nén và khả năng đảm bảo

không bị phá hoại trong vùng bê tông chịu kéo khi liên kết với vật liệu composite

cần phải được nghiên cứu, đánh giá. Việc khảo sát với nhiều trường hợp bê tông có

cường độ chịu lực khác nhau (nhiều mác) nếu dùng phương pháp thí nghiệm vật lý

sẽ rất tốn kém vì cần phải thực hiện nhiều mẫu thử, do đó trong khuôn khổ luận án

này sẽ sử dụng phương pháp mô phỏng số để khảo sát, đánh giá và tìm câu trả lời

cho câu hỏi này.

(g) Ảnh hưởng của hàm lượng cốt thép đến hiệu quả gia cường:

31

Cũng tương tự, hàm lượng cốt thép vốn có trong kết cấu bê tông quyết định tới

trạng thái chịu lực, hay sự phân bố ứng suất trong vùng bê tông chịu nén. Khi có

thêm sự có mặt của lớp vật liệu chịu kéo cường độ cao thì sẽ làm gia tăng khả năng

chịu kéo, một cách tương ứng khả năng chịu nén cũng cần có sự huy động sức

kháng phù hợp. Do đó, câu hỏi này nhằm tìm ra khả năng dự trữ sức kháng của bê

tông trong vùng chịu nén tương ứng với hàm lượng cốt thép đã cho.

(h) Ảnh hưởng của bề dày lớp bê tông bảo vệ đến hiệu quả gia cường:

Bề dày lớp bê tông bảo vệ có thể ảnh hưởng tới hiệu quả của việc gia cường vì

nó quyết định khoảng cách giữa lớp gia cường và trục trung hòa, hoặc trọng tâm của

vùng bê tông chịu nén. Đối với kết cấu có kích thước lớn, ví dụ trên 1m, thì vì chiều

dày lớp bê tông bảo vệ luôn bị hạn chế (thông thường là dưới 5cm) nên mức độ ảnh

hưởng của nó đến hiệu quả gia cường về mặt sức kháng là nhỏ. Tuy nhiên, đối với

các cấu kiện dạng bản mỏng thì nó có thể chiếm tỷ lệ hình học đủ lớn. Tương tự

như vấn đề f) và g), việc mô phỏng số sự làm việc của kết cấu bê tông cốt thép được

gia cường với các điều kiện về chiều dày lớp bê tông bảo vệ khác nhau sẽ làm rõ

vấn đề này.

(i) Khả năng gia cường sức kháng cắt cho bản bê tông cốt thép không cốt đai:

Trong công trình thủy lợi cũng có nhiều cấu kiện dưới dạng bản, ví dụ như cầu

máng bản mỏng, cống bản,… Đối với các bản này do kích thước bề dày hạn chế nên

thường không bố trí được thép cốt đai chịu cắt. Như vậy, sức kháng cắt sẽ chủ yếu

do bê tông và cốt dọc chịu. Việc gia tăng vật liệu chịu kéo (đóng vai trò như cốt

dọc) qua công tác gia cường sẽ làm tăng khả năng chịu cắt của bản. Tuy nhiên, khả

năng gia cường sức kháng theo cách này sẽ là thế nào.

(j) Ảnh hưởng của loại vật liệu và số lớp vật liệu gia cường đến hiệu quả gia

cường:

Đây là vấn đề mang tính chất kỹ thuật và kinh tế. Việc gia cường với nhiều

lớp vật liệu có thể không kinh tế bằng gia cường với một số ít hơn lớp vật liệu

nhưng với loại vật liệu có cường độ cao hơn. Để đánh giá được nên chọn số lớp gia

cường là bao nhiêu cần phải khảo sát với nhiều trường hợp gia cường để biết được

sức kháng tiềm năng của bê tông có thể huy động tối đa là như thế nào. Thông qua

thí nghiệm vật lý và mô phỏng số sẽ tìm được câu trả lời cho câu hỏi này.

32

(k) Phương pháp PTHH có phản ánh được chính xác ứng xử của kết cấu bê tông

trước và sau khi gia cường?

Trong công tác gia cường kết cấu, việc đánh giá trạng thái chịu lực, những

khiếm khuyết đã xảy ra trong công trình cũ là một việc cần thiết và đôi khi là bắt

buộc. Vì kết cấu bê tông cốt thép làm việc nói chung là phi tuyến, đặc biệt khi có

những vết nứt xảy ra, nên để có được các khảo sát phân tích với độ tin cậy cao thì

cần lựa chọn phương pháp mô phỏng số một cách thích hợp. Đây có thể nói là nội

dung quyết định tới chất lượng và hiệu quả của việc gia cường kết cấu. Luận án sử

dụng phương pháp PTHH với các mô hình tính toán vật liệu phi tuyến để thực hiện

công tác mô phỏng số ứng xử của kết cấu công trình thủy lợi trước và sau khi gia

cường. Bằng việc lựa chọn nhiều trường hợp tính toán khác nhau, với nhiều điều

kiện biên khác nhau và so sánh với các kết quả từ thí nghiệm trong phòng hoặc thực

nghiệm tại hiện trường, câu hỏi này sẽ được trả lời.

Ở các chương tiếp theo sẽ lần lượt trình bày các khảo sát, đánh giá và phân

tích để tìm ra các câu trả lời cho các vấn đề nghiên cứu trên.

Kết luận chương 1

Gia cường kết cấu bê tông cốt thép bằng tấm composite là một công nghệ mới,

nhất là ở Việt Nam.

Kết cấu bê tông cốt thép trong công trình có những đặc điểm (về hình thức kết

cấu, về tải trọng, về môi trường tiếp xúc,…) khác với công trình cầu và công

trìnhxây dựng dân dụng. Việc gia cường kết cấu bê tông cốt thép trong công trình

thủy lợi chưa được nghiên cứu nhiều, đặc biệt là kết cấu dạng tấm bản.

Các dạng phá hoại của kết cấu bê tông cốt thép sau gia cường phụ thuộc nhiều

yếu tố, trong đó cường độ bê tông, cường độ cốt thép bị suy giảm của công trình

thủy lợi, môi trường bề mặt luôn ẩm ướt là những yếu tố ảnh hưởng lớn đến hiệu

quả gia cường.

33

Chương 2: CƠ SỞ KHOA HỌC CỦA VIỆC GIA CƯỜNG KẾT CẤU BTCT BẰNG

TẤM COMPOSITE

Trong chương này sẽ trình bày tổng quan về ứng xử của vật liệu và kết cấu bê

tông cốt thép, là hai loại vật liệu quan trọng cho kết cấu chịu lực hiện hữu của công

trình thủy lợi BTCT. Phương pháp số (phương pháp PTHH) được lựa chọn sử dụng

trong nghiên cứu. Phương pháp mô hình hóa kết cấu mà nghiên cứu sinh sử dụng sẽ

được kiểm tra thông qua các ví dụ tính toán điển hình trên cơ sở so sánh giữa kết

quả tính toán và kết quả thí nghiệm từ tài liệu tham khảo. Đây là cơ sở khoa học

chính trong phạm vi nghiên cứu của đề tài luận án.

2.1 Ứng xử của kết cấu BTCT khi chịu tải trọng

Dưới tác dụng của tải trọng, kết cấu bê tông cốt thép có ứng xử phi tuyến.

Điều này xuất phát từ đặc tính cố hữu của vật liệu. Dưới đây trình bày chi tiết các

mô hình ứng xử của vật liệu bê tông và cốt thép.

Để mô tả ứng xử của các vật liệu này, thông thường được thể hiện thông qua

quan hệ giữa độ lớn của ứng suất - biến dạng hoặc lực - chuyển vị, những quan hệ

này có thể xác định thông qua các thí nghiệm thích hợp.

Hình 2.1: Biểu đồ lực – chuyển vị của ứng xử một chiều

Hình 2.1 minh họa các quan hệ khác nhau giữa tải trọng và chuyển vị, như

trong các thí nghiệm kéo và nén. Các biểu đồ thể hiện không chỉ quan hệ trong quá

trình gia tải đơn mà còn cả trong trường hợp giảm tải (đường nét đứt). Hình 2.1a thể

hiện ứng xử đàn hồi. Chuyển vị được phục hồi hoàn toàn khi giảm tải, và không có

34

sự mất mát năng lượng. Hình 2.1b và 2.1c thể hiện ứng xử vật liệu đàn dẻo. Đường

quan hệ tải trọng và chuyển vị không trở lại hoàn toàn và sau khi giảm tải tồn tại

một biến dạng dư không phục hồi. Diện tích phần xám thể hiện phần năng lượng bị

phân tán.

2.1.1. Ứng xử của vật liệu bê tông

a) Ứng xử chịu kéo một trục

Ở đây sẽ trình bày ứng xử ứng suất – biến dạng của bê tông trong trường hợp

chịu tải một trục. Ứng xử của bê tông dưới tác động kéo của tải trọng trong trường

hợp không có cốt thép đã có rất nhiều nghiên cứu. Sự phát triển của nó được thực

hiện thông qua từng bước tiến bộ trong kỹ thuật thí nghiệm. Ngày nay có thể có

được những máy móc thí nghiệm mẫu lớn và các kỹ thuật đo đạc cao. Sự phát triển

về lý thuyết trong việc mô hình hóa vết nứt cho phép cơ học phá hủy phi tuyến phát

triển.

Hình 2.2: Ứng xử của mẫu bê tông chịu kéo theo Hillerborg (1983)

Mô hình vật lý đơn giản mô tả sự phát triển vết nứt đã được Hillberborg và

những người khác (1976) đề xuất (xem hình 2.2). Với mô hình nứt giả định này

(theo Hillberborg 1983) thì có thể nói, sự dãn dài của thanh bê tông chịu kéo thông

qua ứng xử biến dạng của thanh không bị nứt và phần vùng nứt.

b) Ứng xử chịu nén một trục

Bằng việc nghiên cứu thực nghiệm về ứng xử biến dạng của bê tông dưới tác

dụng của tải trọng nén có thể quan sát được sự giảm cường độ của bê tông sau khi

35

đạt tới giá trị lớn nhất. Cũng trong trường hợp này thì ứng xử đo đạc được là ứng xử

của mẫu bê tông theo chiều gia tải.

Hình 2.3: Thí nghiệm nén mẫu bê tông hình trụ. a) Đường quạn hệ tải trọng và

chuyển vị; b) ứng xử bê tông vùng sau khi đạt cường độ lớn nhất; c) Phân bố biến

dạng đo được theo chiều cao mẫu thí nghiệm

Hình 2.3c mô tả sự phân bố biến dạng của mẫu trụ có các đường kính khác nhau

trong miền giảm cường độ với khoảng 0,6fc. Trong hình 2.3b là các đường thể hiện

quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị.

c) Ứng xử nén ba trục

Dưới tác dụng của tải trọng nén ba trục thì ứng xử biến dạng và ứng xử phá

hoại của bê tông thay đổi phụ thuộc vào cường độ cũng như độ lớn của tải trọng khi

đạt giá trị lớn nhất. Trong biểu đồ trên hình 2.4a thể hiện đường cong ứng suất biến

36

dạng từ thí nghiệm theo giá trị tương đối. Các kết quả này là từ thí nghiệm của

Richart, Brandtzaeg và Brown (1928) cho mẫu bê tông hình trụ với độ mảnh l/d = 2.

Hình 2.4: Bê tông bị kéo nén ba trục. a) đường quan hệ ứng suất - biến dạng theo

kết quả thí nghiệm của Richart, Brandtzaeg và Brown (1928) đối với mẫu trụ với d

= 102mm và l = 203 mm; (b) Kết quả thí nghiệm của Menne (1977) đối với mặt

chảy.

d) Ứng xử trong trạng thái ứng suất phẳng

Vì trong kết cấu bê tông, nhiều phần tử chịu tải, hoặc vùng kết cấu chịu tải có

thể được lý tưởng hóa theo các kết cấu phẳng, thì ứng xử của bê tông dưới tác dụng

của tải trọng hai trục được đặc biệt chú ý. Hình 2.5 là kết quả thí nghiệm của Kupfer

(1973). Trong khuôn khổ loạt thí nghiệm này có tổng cộng 240 tấm bê tông với các

kích thước từ 200x200x50 (mm) được nghiên cứu. Cũng tương tự, các thí nghiệm

của Von Mier (1986) cũng được trình bày có kết quả sát với của Kupfer (1973).

37

Hình 2.5: Bê tông chịu kéo nén 2 trục. a) Các kết quả thí nghiệm của Kupfer (1973),

Von Mier (1986); b) Giới hạn chảy lý tưởng

2.1.2 Ứng xử của vật liệu thép

Trong tính toán thiết kế kết cấu bê tông cốt thép thường được hiểu là cốt thép

chỉ chịu lực dọc theo chiều dài thanh hay cáp, do đó được xem là chịu lực một trục.

Trong hình 2.6 thể hiện các quan hệ tải trọng – chuyển vị điển hình của các loại cốt

thép trong thí nghiệm kéo một trục (Sigrist và Marti, 1993). Đường cong trong hình

6a thể hiện ứng xử của thép tự nhiên trong khi hình 6b thể hiện ứng xử của thép kéo

nguội.

Hình 2.6: Thí nghiệm kéo đối với mẫu thép có chiều dài tự do 750mm a) Thép tự nhiên và b) Thép kéo nguội

38

2.1.3 Liên kết giữa bê tông và cốt thép

Liên kết giữa bê tông và cốt thép quyết định tới sự làm việc chung của hai vật

liệu này trong kết cấu chịu lực. Liên kết này được thể hiện thông qua các khảo sát

về khả năng dính bám của chúng.

Hình 2.7:Quan hệ dính bám giữa bê tông và cốt thép

Hình 2.7 minh họa quan hệ dính bám giữa bê tông và cốt thép. Khi chưa có vết

nứt xảy ra, bê tông và cốt thép có cùng biến dạng khi chịu lực. Khi xuất hiện vết

nứt, lực kéo trong bê tông ở bờ vết nứt bị giảm, tạo nên các biến dạng khác nhau

trong bê tông và cốt thép. Sự chênh lệch biến dạng này làm cho bê tông và cốt thép

có chuyển vị tương đối với nhau. Chuyển vị này tăng khi lực kéo trong cốt thép

tăng. Ứng suất tiếp theo chu vi của cốt thép cũng tăng nhưng chỉ tới một giá trị nhất

định, sau đó bị giảm nhưng không hoàn toàn trở về giá trị 0. Chính đặc điểm này thể

hiện giữa các vết nứt vẫn tồn tại các ứng suất tiếp xúc giữa bê tông và cốt thép. Như

vậy, lực kéo trong cốt thép được truyền vào bê tông và bê tông vẫn tiếp tục tham gia

chịu kéo. Hiệu ứng này được gọi là hiệu ứng làm việc chung giữa bê tông và cốt

thép (tension stiffening effect). Theo lẽ tự nhiên, cốt thép có gờ có dính bám tốt hơn

cốt thép trơn. Trong kết cấu xây dựng, cốt thép có gờ được sử dụng rộng rãi hơn cốt

thép tròn trơn.

2.2 Tính toán kết cấu BTCT bằng phương pháp số

2.2.1 Cơ sở khoa học

Để nghiên cứu ứng xử chịu tải của kết cấu bê tông cốt thép được gia cường

bằng tấm composite thì ngoài phương pháp thực nghiệm, phương pháp mô phỏng số

39

cũng được sử dụng. Phương pháp này cho phép khảo sát nhiều tham số ảnh hưởng

giúp cho việc phân tích ứng xử của kết cấu được đầy đủ. Ưu điểm nổi bật của

phương pháp số là cho phép giảm rất nhiều chi phí so với việc sử dụng phương

pháp thực nghiệm với nhiều mẫu thử.

Về cơ sở khoa học, phương pháp số được phát triển dựa vào các lý thuyết cơ

học và liên tục được kiểm chứng bởi các kết quả thí nghiệm. Tùy theo từng điều

kiện chịu lực của kết cấu, các lý thuyết tính toán có thể phát huy được tính ưu việt

của mình một cách thích hợp. Ví dụ, đối với kết cấu bê tông cốt thép khi chưa xảy

ra nứt thì có thể chỉ cần sử dụng lý thuyết đàn hồi trong phân tích là đủ. Tuy nhiên,

kết cấu bê tông thực sự chỉ phát huy được hiệu quả của việc kết hợp giữa một vật

liệu có khả năng chịu nén tốt nhưng chịu kéo kém (bê tông) và vật liệu có khả năng

chịu kéo tốt (cốt thép, vật liệu gia cường cốt sợi cường độ cao); trong quá trình làm

việc khai thác được sức kháng tiềm tàng khi bê tông bị nứt và cốt thép được thực sự

kích hoạt để nhận tải trọng. Trong trường hợp này, kết cấu có ứng xử phi tuyến vật

liệu. Do đó cần sử dụng phương pháp phân tích thích hợp cho các trạng thái chịu

lực này. Phân tích phi tuyến trong kết cấu bê tông cốt thép (vật liệu và hình học) là

phân tích có những thách thức rất lớn đối với các nhà nghiên cứu và các kỹ sư kết

cấu. Một trong những điểm mấu chốt là bản thân vật liệu bê tông cốt thép có nhiều

đặc tính ngẫu nhiên với biên độ phân tán lớn. Trạng thái chịu lực của kết cấu rất đa

dạng. Hơn nữa, khi có một dạng kết cấu mới, ví dụ như kết cấu bê tông cốt thép sử

dụng vật liệu gia cường cốt sợi cường độ cao, thì thông thường sẽ có nhiều nghiên

cứu tập trung vào việc xây dựng, điều chỉnh các mô hình vật liệu của cả bê tông lẫn

các vật liệu liên kết với nó.

Với sự đóng góp của nhiều kết quả nghiên cứu, hiện nay đã có những mô hình

vật liệu bê tông đủ tốt để sử dụng trong các tính toán kỹ thuật công trình. Tuy nhiên,

hiện cũng chưa thể có một mô hình vật liệu vạn năng để mô tả ứng xử cơ học của bê

tông cho mọi trường hợp chịu tải. Do đó, chất lượng của các phân tích kết cấu nói

chung vẫn còn phụ thuộc nhiều vào sự hiểu biết, kỹ năng và kinh nghiệm của bản

thân người sử dụng.

40

Phương pháp tiếp cận hiệu quả là trước khi thực hiện tính toán cho một kết

cấu nào đó, mô hình tính cần được kiểm nghiệm thông qua các kết cấu có dạng chịu

tải tương tự và có kết quả thí nghiệm đo đạc được. Sau khi mô hình tính được kiểm

nghiệm, thậm chí có thể được điều chỉnh để phù hợp với trường hợp tính, thì mô

hình này nói chung có thể sử dụng cho các tính toán với kết cấu tương tự.

Ưu điểm của phương pháp số là tranh thủ được những tiến bộ khoa học của

nhiều nghiên cứu từ trước tới nay. Những tri thức này liên tục được bổ sung, tích

lũy trong các mô hình tính toán. Điều này cho thấy, nếu chỉ sử dụng một số kết quả

nghiên cứu thực nghiệm riêng biệt làm cơ sở để nghiên cứu các kết cấu khác nhau,

ví dụ cho các công trình thủy lợi, thì cách thức này thể hiện một hạn chế lớn và

thậm chí có thể dẫn tới những kết quả sai lệch.

Đây chính là lý do luận án lựa chọn phương pháp phân tích số là công cụ cũng

như cách tiếp cận chính để phân tích, nghiên cứu ứng xử của kết cấu bê tông cốt

thép được gia cường bằng tấm composite. Các công trình thủy lợi nói chung rất đa

dạng và chịu lực phức tạp, luôn tiếp xúc với môi trường đất và nước;các kết cấu có

thể có kích thước nhỏ, nhưng cũng có thể có kích thước rất lớn. Kết cấu bê tông cốt

thép trong công trình thủy lợi thường nặng nề, ưu điểm là đảm bảo về mặt ổn định,

nhưng đồng thời trọng lượng bản thân của cũng cũng đóng vai trò là tải trọng lớn.

Đối với những công trình dẫn nước như cầu máng thì ngoài tải trọng bản thân, kết

cấu phải chịu một phần hoạt tải rất lớn. Do tính đa dạng trong chịu lực cũng như

trong cấu tạo, công trình thủy lợi vì thế cần phải có những nghiên cứu cơ bản để

trên cơ sở kết quả thu được có thể có những mô hình tính toán thích hợp với độ

chính xác đảm bảo yêu cầu.

Vấn đề thách thức đối với phương pháp số là do đặc tính ứng xử cơ học phức

tạp của vật liệu, đặc biệt là các trạng thái phá hoại cũng như ứng xử cục bộ ở các

vùng liên kết giữa các phần kết cấu có vật liệu khác nhau. Hơn nữa, việc gia cường

thường được thực hiện sau khi kết cấu đã chịu tải. Điều này kéo theo việc trong kết

cấu đã tồn tại ứng suất biến dạng trước khi thực hiện gia cường. Trong các công

trình chịu tác động nhiều của hoạt tải biến đổi, ví dụ như công trình cầu cống, kênh

máng dẫn nước,.. thì tải trọng do nước và tải trọng xe cộ bên trên làm cho kết cấu

41

có trạng thái ứng suất biến dạng thường xuyên thay đổi (kết cấu chịu tải trọng lặp).

Trong trường hợp bất lợi, với tải trọng lặp có sự thay đổi lớn về giá trị hoạt tải, thì

có thể gây ra mỏi trong vật liệu của kết cấu, nhất là đối với cốt thép vốn thường

phải làm việc trong môi trường ăn mòn cao.

Các phân tích ở trên chỉ ra rằng, ứng xử thực tế của kết cấu công trình trong

điều kiện khai thác là rất phức tạp, điều mà không dễ dàng khảo sát được với

phương pháp thí nghiệm vật lý. Với việc sử dụng mô phỏng số thì các ứng xử phức

tạp với điều kiện biên đa dạng như vậy hoàn toàn có thể khảo sát được. Điều này

một lần nữa cho thấy ưu điểm nổi bật của phương pháp số so với phương pháp thực

nghiệm.

Trong khuôn khổ luận án này, để xây dựng cơ sở khoa học cho việc tính toán

kết cấu các CTTL bằng bê tông cốt thép được gia cường bằng vật liệu composite,

một số bài toán tính toán cơ bản được sử dụng nhằm kiểm định mô hình tính. Đó là:

bài toán dầm chịu tải trọng tập trung, bản chịu tải trọng tập trung, dầm chịu tải trọng

phân bố, và kết cấu có chiều cao rất lớn. Như đã phân tích ở chương 1, các bài toán

này phản ánh những yêu cầu nghiên cứu, đánh giá quan trọng nhằm đánh giá khả

năng ứng dụng của phương pháp trong công trình thủy lợi.

Để đạt được mục đích trên, phần này được thực hiện với nội dung sau: 1) kiểm

tra mức độ chính xác của phương pháp số so với thực nghiệm và 2) tiến hành tính

toán với nhiều trường hợp mà thực nghiệm không thể tiến hành được, nhằm mục

đích nghiên cứu đánh giá tình trạng chịu lực của kết cấu trước và sau khi gia cường

để thiết kế phương án gia cường và kiểm tra kết quả sau gia cường.

2.2.2 Phương pháp phân tích PTHH

2.2.2.1 Giới thiệu chung

Ý tưởng chính của phương pháp PTHH là tìm một lời giải cho một hệ thống

kết cấu lớn bằng cách tính toán nhiều lời giải cho các kết cấu thành phần. Theo đó,

kết cấu lớn sẽ được rời rạc hóa thành một số lượng hữu hạn các phần tử, sao cho

mỗi phần tử có thể giải được một cách dễ dàng. Các phần tử được liên kết với nhau

thông qua điểm nút. Đối với việc tính toán mỗi phần tử thì nói chung phương pháp

42

Galerkin được sử dụng. Phương pháp Galerkin là một phương pháp số cho phép tìm

lời giải gần đúng thông qua các phương trình sai phân từng phần. Theo đó thì các

phương trình sai phân tương ứng với các hàm dạng cho mỗi kiểu phần tử sẽ được

chọn. Đối với một số phần tử đặc biệt, ví dụ như phần tử thanh, có thể có nhiều lời

giải khác nhau được sử dụng, ví dụ như lời giải chính xác theo lý thuyết dầm. Do

các chuyển vị nút trong phương pháp PTHH thường được chọn là các ẩn, do đó

phương pháp này trong hệ thống kết cấu tổng thể có thể hiểu như là phương pháp

chuyển vị. Phương pháp chuyển vị cho phép xây dựng ma trận độ cứng của các

phần tử thanh. Điều này được trình bày cụ thể hơn ở mục 2.4.

Trong các kết cấu phức tạp với nhiều miền vật liệu khác nhau và có nhiều điều

kiện biên phức tạp, thì việc sử dụng mô hình 2D hoặc 3D có thể là bắt buộc, đặc

biệt khi cần nghiên cứu chi tiết ứng xử cục bộ của kết cấu. Trong phần này sẽ trình

bày về phương pháp mô hình hóa PTHH kết cấu bê tông cốt thép gia cường bằng

tấm composite.

2.2.2.2Mô hình hóa PTHH

Việc mô hình hóa kết cấu được tiến hành đối với từng nhóm: mô hình hóa

hình học, mô hình hóa vật liệu, mô hình hóa liên kết và mô hình hóa tải trọng. Sau

đây trình bày các điểm chính nội dung mô hình hóa này.

a) Mô hình hóa hình học

Việc mô hình hóa hình học chính là việc rời rạc hóa kết cấu thành các PTHH,

trong đó sự lựa chọn loại PTHH là rất quan trọng không chỉ trong việc quyết định

chất lượng phân tích mà còn cả tới hiệu quả phân tích về thời gian và không gian

lưu trữ trên máy tính. Hình 2.8 giới thiệu một số dạng phần tử hay sử dụng trong

phân tích kết cấu tổng quát.

43

Hình 2.8: Một số PTHH thông dụng

Trong công trình thủy lợi bằng bê tông cốt thép thường có kích thước kết cấu

dày hoặc to lớn. Trong nhiều trường hợp, việc sử dụng các phần tử 2D (phần tử

phẳng) hoặc 3D (phần tử khối) là đòi hỏi bắt buộc. Đối với các công trình có tính

chất đối xứng, dạng dải, ví dụ như công trình cống, thì việc sử dụng một mô hình

phân tích phẳng có thể là hiệu quả. Ngoài ra, để tăng thêm hiệu quả trong tính toán

phân tích, thì nếu kết cấu đối xứng chịu tải trọng đối xứng, chỉ cần xem xét mô

phỏng một nửa kết cấu.

Trong phân tích không gian, bê tông nói chung được mô phỏng thông qua việc

sử dụng các phần tử khối (tứ diện, lục diện, bát diện,..). Trong khi đó, cốt thép

thường được mô phỏng bởi phần tử thanh qua các điểm nút giao với phần tử bê tông

khi cần xét chi tiết sự dính bám giữa bê tông và cốt thép. Đối với một số phần mềm

tiên tiến, các thành phần cốt thép có thể được mô phỏng lồng trong các phần tử

không gian theo mô hình nhúng. Ở đây, việc tính toán phần tử khối sẽ xem xét ảnh

hưởng của thành phần cốt thép nhúng (giao cắt với nó).

Đối với tấm vật liệu gia cường, thì việc mô hình hóa có thể thực hiện thông

qua các phần tử tấm trong mô hình không gian. Việc sử dụng phần tử tấm sẽ đem

lại nhiều hiệu quả, vì chiều dày của tấm gia cường thường rất nhỏ so với các kích

thước cấu kiện bê tông. Theo đó, việc chia nhỏ lớp vật liệu gia cường thành các

phần tử khối là không cần thiết.

b) Mô hình hóa vật liệu

44

Trong tính toán gia cường, các kết cấu sau một thời gian khai thác đã có sự

suy giảm nhất định về cường độ vật liệu, đặc biệt là bê tông. Do đó, việc lựa chọn

giá trị tính toán là rất quan trọng và nói chung cần dựa vào kết quả đo đạc. Những

giá trị đo đạc thường chỉ được xác định một trạng thái của vật liệu ứng với tải trọng

tại thời điểm đo. Để có được một mô hình tính toán ứng với các vật liệu thì có thể

sử dụng các mô hình tính toán đã phát triển phổ biến trong các phần mềm phân tích

PTHH. Ở đây, trạng thái hay tiêu chuẩn phá hoại của vật liệu thường được quan

tâm. Đối với các vật liệu thông thường như bê tông và cốt thép, hoặc vật liệu có ứng

xử đơn giản như là tấm gia cường cường độ cao, thì các mô hình tính toán trong các

phần mềm đã có thể đảm bảo cho chất lượng phân tích đủ độ tin cậy.

c) Mô hình hóa liên kết

Mô hình hóa liên kết là một điểm quan trọng trong mô hình hóa kết cấu. Đối

với kết cấu bê tông cốt thép gia cường bằng tấm vật liệu cường độ cao, liên kết giữa

bề mặt bê tông và tấm gia cường hay được quan tâm. Tuy nhiên, với sự phát triển

vượt bậc của chất lượng keo dính, ngày nay có thể tạo ra các keo có cường độ chịu

lực lớn hơn nhiều so với bê tông. Các thí nghiệm cũng cho thấy, sự phá hoại do kéo

trượt không xảy ra ở lớp keo dính nữa mà trong trường hợp này, thường xảy ra

trong phần bê tông bảo vệ, bị bóc tách khỏi lớp cốt thép chịu lực.

Điều này cho phép việc mô hình hóa liên kết giữa bề mặt bê tông và tấm gia

cường thông qua một mô hình liên kết kết dính lý tưởng, làm đơn giản hóa việc tính

toán rất nhiều và vẫn đảm bảo độ chính xác cần thiết.

Các phần tử liên kết có thể thực hiện thông qua việc sử dụng các phần tử liên

kết điểm nút, liên kết đường và liên kết mặt. Có thể nói, về mô hình hình học của

phần tử thì tương đối giống với các phần tử thông thường. Điểm khác biệt là các

phần tử liên kết có các ứng xử được định trước với các tham số thích hợp theo từng

mô hình tính toán được chọn.

d) Mô hình hóa tải trọng

Việc mô hình hóa tải trọng được thực hiện căn cứ vào đặc tính tác động của tải

trọng. Trong trường hợp phân tích tĩnh, nói chung các tải trọng có thể qui đổi về

45

hình dạng cố định và được gán vào phần tử (đối với trọng lượng bản thân) hoặc bề

mặt phần tử (đối với các tải trọng tương tác).

Trong kết cấu công trình thủy lợi, khi mà kết cấu chịu lực bê tông cốt thép

được xem là trọng tâm phân tích, thì các phần vật liệu khác như đất, nước, có thể

được xem xét như là tải trọng tác dụng lên kết cấu. Việc qui đổi lực tương tác này

có thể thực hiện thông qua các giả thiết cơ học được trình bày trong các lĩnh vực cơ

học chuyên ngành như: cơ học đất, thủy lực,..

Trong phần tiếp theo sẽ trình bày về một số phần mềm phân tích kết cấu sử

dụng phương pháp PTHH, các mô hình vật liệu, mô hình phân tích kết cấu bằng

phương pháp PTHH cho kết cấu bê tông cốt thép.

2.3 Ứng dụng phần mềm phân tích phi tuyến kết cấu BTCT

2.3.1 Một số phần mềm ứng dụng điển hình

Ngày nay, với sự phát triển nhanh chóng của công nghệ tính toán cũng như

phương pháp số, rất nhiều hệ thống phân tích PTHH phức tạp được phát triển.

Trong phần này sẽ giới thiệu tóm tắt một số hệ thống phần mềm phân tích PTHH

mạnh trong phân tích kết cấu nói chung và đặc biệt cho kết cấu bê tông cốt thép.

a) ATENA

ATENA [16] là phần mềm phân tích phi tuyến PTHH do công ty Cervenka

của Tiệp phát triển bắt đầu từ năm 1992. Phần mềm này chuyên dụng cho kết cấu

bê tông cốt thép. ATENA có khả năng phân tích ứng xử thật của bê tông và bê tông

cốt thép bao gồm sự phát triển nứt, sự phá hoại do bê tông và sự chảy dẻo của thép.

Với hệ thống giao diện thân thiện và phương pháp mô hình kết cấu dựa theo đối

tượng, việc mô hình hóa kết cấu bằng ATENA được thực hiện rất dễ dàng, thuận lợi

và chính xác. Trong phần mềm ATENA, các mô hình vật liệu dùng mô phỏng cho

bê tông bao gồm mô hình Drucker-Pragner, mô hình cơ học phá hủy Nonlinear 2,

mô hình đa mặt nhỏ (microplane) M4 và M7. Để mô phỏng cốt thép ATENA cho

phép mô phỏng quá trình chảy dẻo của thép. Ngoài ra, ATENA cũng có thể mô

phỏng chi tiết sự dính bám giữa bê tông và cốt thép.

46

b) DIANA

DIANA (Displacement ANAlyzer) [74] là một chương trình phân tích PTHH

đa mục đích, đặc biệt tập trung vào lĩnh vực kỹ thuật xây dựng. DIANA được phát

triển từ năm 1972 tại Viện nghiên cứu xây dựng và nhà cao tầng ở Hà Lan. Với một

thư viện phong phú về các mô hình vật liệu như Drucker-Pragner, Mohr-Colum, đặc

biệt là cho bê tông cốt thép, đất và tương tác chất lỏng với kết cấu đất, DIANA cho

phép mô phỏng các ứng xử đa dạng của kết cấu xây dựng. Tuy nhiên, DIANA

không có các mô hình bê tông tiến bộ như ở ATENA, bao gồm Nonlinear 2 và mô

hình đa mặt nhỏ (microplane).

c) ABAQUS

ABAQUS [68] là hệ thống phần mềm phân tích PTHH đa dạng, với nhiều mô

đun tính toán cho mục đích khác nhau, đồng thời cho phép mô phỏng hệ thống đa

vật lý. Hệ thống phân tích PTHH ABAQUS cho phép các phân tích chính xác, tự

động và đưa ra các lời giải cho các vấn đề khó khăn như phân tích phi tuyến, các

ứng dụng động tuyến tính tỷ lệ lớn,… ABAQUS có thể hoạt động trong hệ máy tính

tính toán song song, cho phép người dùng giảm thiểu các giả thiết trong tính toán,

cũng như cho phép người dùng can thiệp vào hệ thống lõi của chương trình để điều

khiển thông qua việc lập trình kết nối hoặc mô tả bởi các dòng lệnh. Đối với kết cấu

bê tông cốt thép, ABAQUS cũng cho phép mô phỏng các ứng xử phức tạp với các

mô hình vật liệu phong phú, điển hình là mô hình vật liệu kể đến sự suy giảm vật

liệu (Damaged Concrete Model).

2.2.2 Lựa chọn phần mềm mô phỏng

Trong những phần mềm phân tích PTHH ứng dụng cho kết cấu bê tông cốt

thép, với thư viện mô hình vật liệu cơ học được phát triển chủ yếu cho bê tông,

phần mềm ATENA được ưa chuộng hơn cả, được sử dụng nhiều ở các đơn vị

nghiên cứu trên thế giới và đặc biệt được sử dụng trong việc nghiên cứu ứng xử của

kết cấu bê tông cốt thép. Các kết quả phân tích ATENA thể hiện độ chính xác cao

ứng xử của kết cấu so với kết quả thí nghiệm cho kết cấu bê tông cốt thép có gia

cường với việc sử dụng mô hình bê tông Nonlinear 2 và mô hình đa mặt nhỏ

(microplane). Do ATENA được thiết kế chuyên dụng nên có nhiều tính năng tự

47

động, giao diện thân thiện với người dùng, cho phép xây dựng mô hình tính và thực

hiện phân tích nhanh kết cấu tương đối đơn giản, không phức tạp như các phần

mềm tính toán khác. Để mô phỏng kết cấu, ATENA cho phép mô phỏng 2 chiều

(bài toán phẳng) hoặc 3 chiều (bài toán không gian) và hoàn toàn thích hợp cho kết

cấu CTTL như kết cấu cống dưới đê đập, kết cấu cầu máng được gia cường bằng

tấm composite. Với những ưu điểm trên, cùng với kinh nghiệm riêng của tác giả,

phần mềm ATENA được lựa chọn để thực hiện các nghiên cứu phân tích cơ học

trong khuôn khổ luận án này.

2.2.3 Mô hình PTHH với phần mềm ATENA

Phân tích phi tuyến ứng xử chịu tải của kết cấu bê tông cốt thép luôn là một

thách thức lớn đối với các kỹ sư và cả những nhà nghiên cứu. Một yếu tố quyết định

đến độ chính xác của các mô hình tính phụ thuộc rất lớn vào khả năng của mô hình

vật liệu bê tông cũng như cốt thép của phần mềm, đặc biệt phụ thuộc vào kinh

nghiệm và hiểu biết của người sử dụng trong việc mô hình hóa và phân tích kết cấu

phi tuyến.

a) Mô hình vật liệu bê tông

Tùy theo dạng phá hoại của kết cấu mà các tham số vật liệu có thể thể hiện

mức độ ảnh hưởng một cách tương ứng. Trong kết cấu bê tông cốt thép, sự phát

triển của vết nứt thường dẫn tới những phá hoại. Điều này đúng không chỉ đối với

kết cấu chịu uốn mà còn đối với kết cấu chịu cắt, xoắn. Những tham số quan trọng

quyết định tới ứng xử của vật liệu bê tông là: mô đun đàn hồi, cường độ chịu nén,

cường độ chịu kéo, năng lượng phá hủy (fracture energy), biến dạng phá hoại, độ

cứng kháng cắt, liên kết giữa bê tông và cốt thép và kích thước của hạt cốt liệu lớn

nhất trong thành phần bê tông.

Trong thư viện vật liệu của phần mềm ATENA có những mô hình vật liệu bê

tông sau: Contructive Model SBETA, Fracture-Plastic Constructive Model, Von

Mises Plasticity Model, Drucker-Prager Plasticity Model, Microplane Material

Model.Mỗi mô hình có những ưu điểm cũng như hạn chế riêng. Trong tính toán kết

cấu bê tông cốt thép nói chung thì mô hình vật liệu với sự kết hợp của lý thuyết phá

48

hủy và lý thuyết dẻo (Fracture-Plastic Constructive Model) tỏ ra có nhiều ưu việt

hơn cả. Các thông số vật liệu dễ dàng kiểm soát và chất lượng phân tích về cơ bản

đáp ứng được đa số yêu cầu kỹ thuật của người kỹ sư. Do vậy, trong phần này tập

trung giới thiệu mô hình vật liệu Fracture-Plastic Constructive Model. Hầu hết các

tham số này điều có mối quan hệ với nhau, đặc biệt là các giá trị trung bình. Ví dụ,

mô đun đàn hồi tuyến tính của bê tông có thể tính thông qua cường độ chịu nén của

bê tông. Năng lượng phá hủy có thể tính thông qua cường độ chịu nén của bê tông

và kích thước hạt cốt liệu lớn nhất trong thành phần bê tông,…Bảng dưới đây tổng

kết các quan hệ này và những giá trị này sẽ được dùng trong các tính toán của luận

án này khi sử dụng phần mềm ATENA.

Bảng 2.1: Tham số vật liệu bê tông theo ATENA [16]

Tham số Công thức

Cường độ nén lăng trụ (MPa)

Cường độ chịu kéo (MPa)

Mô đun đàn hồi tiếp tuyến (MPa)

Hệ số nở ngang

Biến dạng nén giới hạn

Kiểu hiệu ứng giảm kéo khi bê tông bị

nứt

1 – hàm lũy thừa, phụ thuộc vào GF

Hệ số suy giảm cường độ nén khi bê

tông nứt

c = 0,8

Ứng suất kéo suy giảm

Hệ số suy giảm sức kháng cắt thay đổi

Dạng hàm kéo-nén tuyến tính

Năng lượng phá hủy Gf

Hệ số định hướng biến dạng cục bộ

Bê tông thực chất là một vật liệu không đồng nhất. Các tham số vật liệu bê

tông không phải là các hằng số mà chúng thay đổi phụ thuộc vào nhiều đại lượng

như hàm lượng nước và xi măng thực tế, điều kiện môi trường, điều kiện thi công,

49

điều kiện bảo dưỡng, phương pháp đổ bê tông, cách thức đầm,... Mức độ biến thiên

được thể hiện thông qua hệ số biến động là tỷ số giữa phương sai và giá trị trung

bình. Các tham số có độ biến thiên lớn được tổng hợp trong bảng 2.2.

Bảng 2.2: Sự biến thiên ngẫu nhiên của các tham số vật liệu

Tham số Hệ số biến động Hàm phân bố

Cường độ nén 0,15 Lognormal

Mô đun đàn hồi 0,10 Normal

Cường độ kéo 0,30 Lognormal

Năng lượng phá hủy GF 0,30 Lognormal

Ngoài ra, sự phân bố của vật liệu bê tông với các đặc tính là không đều trong

kết cấu. Ở vị trí này có thể có giá trị cường độ cao hơn hoặc thấp hơn so với các vị

trí khác. Trong tính toán kết cấu, việc mô tả sự không đồng nhất về vật liệu ít được

thực hiện vì tính phức tạp của nó. Do đó, kết cấu thường được lý tưởng hóa với giả

thiết vật liệu đồng nhất, thậm chí cả đẳng hướng. Vết nứt trong kết cấu bê tông

thường xảy ra tại vị trí có lực kéo lớn nhất. Nếu lực kéo này là không đổi (ví dụ

trong đoạn dầm có mô men uốn thuần túy) thì vết nứt xuất hiện tại vị trí có cường

độ bê tông chịu kéo nhỏ hơn so với giá trị trung bình. Do đó không thể kỳ vọng

rằng kết quả tính toán số sẽ cho dạng vết nứt hoàn toàn giống như trong kết cấu

thực thế.

b) Mô hình vật liệu cốt thép

Cốt thép chịu lực có thể mô tả với mô hình vật liệu tuyến tính, phi tuyến tùy

theo định nghĩa từ người dùng. Thông số đầu vào là mô đun đàn hồi, giới hạn chảy

hoặc đường cong ứng suất – biến dạng của cốt thép.

c) Mô hình dính bám giữa bê tông và cốt thép

Có nhiều cách để mô hình hóa sự dính bám giữa bê tông và cốt thép trong

phần mềm ATENA. Thông thường, có thể sử dụng các định nghĩa sẵn có từ tiêu

chuẩn Model Code 1990 hoặc Model Code 2010, cũng như theo luật dính bám của

Bigaj [87]. Ngoài ra, người dùng có thể tự định nghĩa một luật dính bám riêng, hoặc

50

đường cong dính bám (quan hệ giữa độ trượt và ứng suất tiếp) thu được từ thực

nghiệm.

Trên cơ sở luật dính bám này, cũng có thể mô tả được dính bám giữa bê tông

và lớp vật liệu gia cường cốt sợi composite.

d) Mô hình phần tử bê tông và cốt thép

ATENA cho phép mô phỏng bê tông và cốt thép với các phần tử riêng rẽ. Đối

với bê tông, có thể sử dụng các phần tử phẳng hoặc phần tử khối, tùy theo dạng chịu

lực của kết cấu. Nếu kết cấu chịu lực trong mặt phẳng và có độ dày tương đối đồng

đều thì có thể sử dụng mô hình phẳng 2D để tăng hiệu quả việc tính toán. Theo đó,

tốc độ tính toán sẽ nhanh hơn.Ưu điểm của cách mô hình này là nhờ vào lợi thế về

tốc độ tính toán cho phép mô tả chi tiết các vùng chịu lực của cấu kiện. Ví dụ có thể

sử dụng một lưới PTHH mật độ cao để thu được chính xác hơn sự phân bố ứng suất

và biến dạng, cũng như trạng thái của các vết nứt và sức kháng của kết cấu.

Khi kết cấu làm việc nhiều phương và có dạng hình học phức tạp thì có thể sử

dụng mô hình 3D. Ở mô hình này, số lượng PTHH thường lớn nếu cần mô tả cả hệ

kết cấu lớn.Thời gian tính toán cho một kết cấu như một nhịp cầu máng có thể kéo

dài nhiều ngày. Trong trường hợp này, việc mô phỏng kết cấu có thể chia thành

nhiều phần: mô hình hóa tổng thể, mô hình hóa cục bộ. Theo đó, việc mô hình hóa

tổng thể nhằm xác định tương đối chính xác tác động của tải trọng đến một vùng

nào đó được quan tâm. Mô hình hóa cục bộ cho phép phân tích sâu hơn vùng này

với việc chia nhiều PTHH hơn và các điều kiện liên kết hình học được thực hiện

mịn màng đảm bảo độ liên tục tốt hơn.

Các phần tử phẳng bao gồm phần tử tam giác, phần tử tứ giác. Các phần tử

khối gồm có phần tử tứ diện, phần tử lục diện. Ngoài ra, chương trình tính ATENA

cho phép mô tả phần tử tuyến tính và phần tử bậc cao. Khi sử dụng phần tử bậc cao,

một số nút được tự động bổ sung trong phần tử cơ bản giúp mô tả tốt hơn sự biến

thiên của ứng suất biến dạng trong không gian phần tử. Theo đó, có thể giảm bớt số

lượng phần tử mà vẫn đảm bảo được chất lượng tính toán như mong muốn.

Việc mô tả ứng xử của cốt thép có thể thông qua các phần tử thanh; các thanh

cốt thép trong bê tông được tự động chia ra thành nhiều đoạn nhỏ nối liên tục với

51

nhau qua các điểm nút. Về nguyên tắc, các điểm nút mô tả thanh cốt thép cần được

nối với các điểm nút mô tả bê tông. Với việc chia lưới tùy ý xảy ra tình trạng các

điểm nút mô tả cốt thép thường không trùng với các điểm nút mô tả bê tông. Trong

chương trình ATENA một thuật toán được sử dụng nhằm xác định chuyển vị của

các điểm nút mô tả cốt thép phụ thuộc vào các điểm nút của bê tông. Nghĩa là,

chúng không nhất thiết trùng nhau nhưng có quan hệ ràng buộc về mặt biến dạng,

chuyển vị nhất định. Thuật toán này giúp cho việc mô tả bê tông và cốt thép diễn ra

rất thuận lợi. Người sử dụng chỉ việc mô tả bê tông và khai báo vị trí của cốt thép.

Các nút của bê tông và cốt thép sẽ được tự động phát sinh và kết nối với nhau theo

những ràng buộc cơ học.

Trong trường hợp có xét tới ứng xử của liên kết giữa bê tông và cốt thép thì

những ràng buộc về mặt chuyển vị theo các điều kiện phi tuyến hình học sẽ được tự

động thực hiện. Nói chung, khi xảy ra sự trượt giữa bê tông và cốt thép thì sức

kháng của kết cấu có xu hướng suy giảm. Đối với kết cấu lớn với mật độ cốt thép

dày, cốt thép trong xây dựng thường là loại thép có gờ thì liên kết giữa bê tông và

cốt thép tương đối được đảm bảo. Việc mô tả liên kết phi tuyến có thể không cần

thiết vì ít làm thay đổi kết quả tính toán. Do vậy, trong trường hợp này có thể mô tả

liên kết giữa bê tông và cốt thép với mô hình liên kết lý tưởng (không cho phép sự

trượt tương đối giữa hai loại vật liệu). Đối với kết cấu hay cấu kiện có kích thước

bé, hoặc chiều cao thấp thì liên kết giữa bê tông và cốt thép có thể ảnh hưởng đáng

kể tới ứng xử chịu tải của kết cấu. Khi đó, việc mô tả chi tiết liên kết có thể là cần

thiết.

2.4 Kiểm định kết quả tính toán bằng phần mềm ATENA

Trong phân tích phi tuyến kết cấu, việc kiểm nghiệm mô hình tính là cần thiết

và thậm chí hết sức quan trọng vì nó xác định được độ tin cậy của mô hình. Sự tích

lũy kinh nghiệm có thể hỗ trợ tích cực đến chất lượng của việc tính toán. Một điều

có thể nhận ra rằng một mô hình tính có thể đúng cho trường hợp này nhưng rất có

thể không còn đúng cho trường hợp khác. Theo thời gian, các mô hình vật liệu liên

tục được cải thiện và chỉnh sửa để thu được một mô hình tính toán tốt phù hợp cho

nhiều bài toán với nhiều điều kiện biên khác nhau. Để thuận tiện và hiệu quả trong

52

việc ứng dụng phần mềm, có thể sử dụng những dạng kết cấu tương tự như kết cấu

cần tính toán cho mục đích kiểm nghiệm và tinh chỉnh mô hình tính. Trong CTTL

với vật liệu bê tông cốt thép, ngoài việc mô hình vật liệu cần đảm bảo phản ánh

được ứng xử cơ bản của kết cấu, điều kiện biên về tải trọng cũng cần được lưu ý.

Thông thường, các thí nghiệm trong phòng thường chỉ thực hiện được với các cấu

kiện chịu tải trọng tập trung, trong khi công trình thực tế lại thường xuyên chịu tải

trọng phân bố. Do vậy, nếu điều kiện cho phép thì nên sử dụng các kết quả thí

nghiệm với tải trọng phân bố để kiểm nghiệm thêm cho mô hình tính.

Một điểm cần lưu ý là trong kết cấu bê tông, ứng xử của kết cấu kích thước

lớn thường khác so với kết cấu nhỏ. Ví dụ, khi thí nghiệm cường độ kháng uốn của

bê tông đối với các mẫu dầm bê tông có các kích thước khác nhau, thì kích thước

mẫu lớn cho giá trị cường độ bê tông kháng uốn bé hơn so với các mẫu nhỏ. Hiện

tượng này được biết đến với tên gọi là hiệu ứng kích thước hình học của kết cấu. Do

điều kiện thí nghiệm thường chỉ thực hiện được với các mẫu cấu kiện có kích thước

nhỏ, nên các lý thuyết tính toán kết cấu phần lớn chỉ được kiểm định, đánh giá cho

các cấu kiện có kích thước nhỏ. Khi dùng lý thuyết tính toán đó và tính cho kết cấu

kích thước lớn mà không thể làm thí nghiệm để kiểm chứng được thì cần có sự hiểu

biết rất rõ về mô hình vật liệu cũng như các giả thiết của phương pháp tính. Ở

trường hợp này, việc tính toán bằng phương pháp số được xem như bước ngoại suy

dựa trên cơ sở của các lý thuyết cơ học được kiểm chứng với kết cấu nhỏ.

Trong khuôn khổ luận án này, như đã trình bày ở chương 1 về phương pháp

nghiên cứu, phương pháp mô phỏng số được xem là công cụ chính để thực hiện các

nghiên cứu tính toán đánh giá kết cấu trước và sau khi gia cường. Do vậy, các tính

toán tiếp theo sẽ được trình bày nhằm chứng minh mô hình tính toán cũng như kỹ

thuật mô phỏng số của nghiên cứu sinh là tin cậy.

2.3.3 Kết cấu dầm chịu tải trọng phân bố

Như đã trình bày ở chương 1, việc bố trí thực hiện thí nghiệm kết cấu với tải

trọng phân bố đòi hỏi kỹ thuật và thiết bị đặc biệt, trong khi với tải trọng tập trung

thì yêu cầu đơn giản hơn rất nhiều. Do vậy, thực tế chỉ có một số ít phòng thí

nghiệm thực hiện được thí nghiệm với tải trọng phân bố, và cũng chủ yếu là tải

53

trọng phân bố đều. Đối với CTTL thì tải trọng phân bố chiếm đa số. Đây chính là

đặc điểm làm việc của công trình vốn tiếp xúc với môi trường tải trọng đất và nước.

Do đó, để đảm bảo rằng phương pháp cũng như phần mềm tính toán mà luận án lựa

chọn sử dụng cũng đem lại chất lượng phân tích tin cậy như đối với trường hợp chịu

tải trọng tập trung ở trên, trong phần này trình bày một tính toán so sánh với kết quả

thí nghiệm đối với tải trọng phân bố cho một dầm bê tông cốt thép giản đơn [85].

Hình 2.9: Sơ đồ kết cấu dầm

Kết cấu dầm có chiều dài nhịp là 5m, chiều cao dầm 0,5m và bề rộng dầm

0,17m. Chiều dày lớp bê tông bảo vệ là 0,025m. Cường độ bê tông chịu nén lăng trụ

trung bình là 33,8 MPa. Dầm có hai thanh cốt thép được bố trí ở mỗi vùng chịu kéo

và vùng chịu nén với đường kính tương ứng là 18mm và 12mm. Tải trọng phân bố

được bố trí như ở hình 2.9. Việc gia tải được thực hiện nhờ máy nén trên ống hơi

đặt trên bề mặt trên của dầm.

Tại thời điểm phá hoại, dầm có vết nứt như hình 2.10. Nói chung dầm có vết

nứt đối xứng. Hai vết nứt xiên lớn xuất hiện ở khu vực đầu dầm dẫn tới trạng thái

phá hoại. Trong trường hợp này, dầm đã bị phá hoại do cắt. Tải trọng lớn nhất kết

cấu chịu được là P = 141,7 kN.

Hình 2.10: Sự phân bố vết nứt ở trạng thái phá hoại

54

Sử dụng sơ đồ tính 2D để tính toán sức chịu tải của kết cấu; lưới PTHH với

kích thước trung bình là 25mm x 25mm được sử dụng để mô tả bê tông. Cốt thép

được mô tả thông qua các phần tử thanh với việc xem xét luật dính bám giữa bê

tông và cốt thép theo Model Code 1990. Do không có kết quả thí nghiệm về cường

độ chịu kéo của bê tông nên trong phân tích này sử dụng công thức tính toán qui đổi

về cường độ chịu nén phụ thuộc vào cường độ chịu uốn .

Hình ảnh tính toán độ võng và các vết nứt ở trạng thái giới hạn được trình bày

ở dưới đây. Theo kết quả tính toán, các vết nứt có dạng đối xứng. Phá hoại xảy ra

cũng ở vị trí gần gối và vết nứt phá hoại rất phù hợp với kết quả thí nghiệm. Tải

trọng tính toán lớn nhất là 139,68 kN. Như vậy chênh lệch giữa hai kết quả tính

toán là 1,4%.

Hình 2.11: Sự phân bố vết nứt ở trạng thái phá hoại theo kết quả tính toán

Biểu đồ tải trọng – chuyển vị theo kết quả thí nghiệm và tính toán được trình

bày trên hình 2.12. Ở đây có thể thấy hai kết quả cũng có dạng đường cong giống

nhau. Kết quả về chuyển vị của dầm từ thí nghiệm có phần lớn hơn so với kết quả

tính toán số. Tải trọng gây nứt đối với dầm thí nghiệm nhỏ hơn so với kết quả tính

toán số. Như vậy, cường độ chịu kéo tính toán theo đó lớn hơn so với cường độ chịu

kéo thực tế mà dầm thể hiện. Tuy nhiên, sự chênh lệch này không gây ra sự chênh

lệch lớn trong toàn bộ ứng xử chung của kết cấu, bởi nó tác dụng mang tính chất

cục bộ nhiều hơn.Trạng thái phá hoại về mặt vết nứt và tải trọng cực hạn của hai kết

quả rất phù hợp với nhau.

55

a) Kết quả thí nghiệm b) Kết quả tính toán

Hình 2.12: Biến dạng tại vị trí giữa bản phụ thuộc vào tải trọng

Kết quả phân tích cho thấy mô hình tính toán phản ánh tốt ứng xử thực của kết

cấu dầm chịu tải trọng phân bố.

2.3.4 Kết cấu dầm kích thước lớn chịu tải trọng tập trung

Một vấn đề nữa là các thí nghiệm ở trên đều là các dầm hoặc bản có kích

thước nhỏ. Trong thực tế CTTL thường có kết cấu lớn hơn rất nhiều; ví dụ như các

công trình cầu máng có chiều cao kết cấu mặt cắt lên tới 7m. Câu hỏi tiếp theo đặt

ra là liệu phương pháp tính được lựa chọn có tiếp tục đảm bảo độ tin cậy khi tính

toán cho kết cấu lớn. Để trả lời cho câu hỏi này trong phần này trình bày một tính

toán và so sánh với kết quả thí nghiệm cho một dầm bê tông lớn nhất hiện nay

(được thí nghiệm trong phòng) chịu tải trọng tập trung. Thí nghiệm này được thực

hiện ở Toronto (Canada) vào tháng 5, 2015 [86]. Đây là dầm bê tông nhịp giản đơn

có bề rộng 0,25m, chiều cao 4m, chiều dài nhịp 19m chịu tải trọng tập trung tại vị

trí cách gối đầu tiên là 7m. Kết cấu có cốt thép dọc chịu kéo gồm 9 thanh đường

kính 30mm và ở vùng bê tông chịu nén gồm 3 thanh đường kính 20mm. Để chủ

động tập trung thí nghiệm sức kháng cắt cho cấu kiện không có cốt đai, một bên

dầm được bố trí cốt đai và một bên không bố trí cốt đai. Ngoài tải trọng bản thân,

tải trọng tập trung lớn nhất tác động mà kết cấu chịu được (khi thí nghiệm) có giá trị

là 688 kN.

56

Hình 2.13: Hình ảnh thí nghiệm và cấu tạo của dầm

Kết cấu có sự phân bố vết nứt như sau:

Hình 2.14: Hình ảnh vết nứt của dầm trong thí nghiệm cắt

Với việc mô phỏng PTHH cho kết cấu này thông qua chương trình ATENA,

sơ đồ PTHH cũng như kết quả phân tích vết nứt như trên hình 2.15. Các vết nứt từ

kết quả tính toán tương đồng với vết nứt từ kết quả thí nghiệm. Vết nứt cắt xuất

phát từ các vết nứt uốn phát triển theo phương xiên đi vào vùng bê tông chịu nén

theo hướng về phía vị trí tải trọng tập trung tác dụng.

57

Hình 2.15: Hình ảnh thí nghiệm và cấu tạo của dầm

Biểu đồ tải trọng và chuyển vị tính toán được thể hiện như trên hình 2.16.

Theo kết quả thí nghiệm, chuyển vị ứng với tải trọng lớn nhất là 10,5mm, trong khi

theo kết quả tính toán, giá trị này là 10,2mm.

Hình 2.16: Biểu đồ tải trọng tập trung tác dụng và chuyển vị

tính bằng phần mềm ATENA

Kết quả tính toán cho thấy lực tập trung lớn nhất theo kết quả tính toán là

672,2 kN. Chênh lệch so với kết quả thí nghiệm là 1,8%. Như vậy, kết quả này cũng

minh chứng rằng việc sử dụng mô hình phân tích số (ATENA) cũng có thể áp dụng

cho kết cấu lớn. Những kết quả thí nghiệm và tính toán được tổng hợp theo bảng

dưới đây:

58

Bảng 2.3: So sánh kết quả thí nghiệm và tính toán với dầm cao 4m

Đại lượng Thí nghiệm Tính toán Chênh lệch

Chuyển vị lớn nhất tại điểm

đặt lực

10,5mm 10,2mm -2,8%

Tải trọng gây nứt 201 kN 200 kN -0,5%

Tải trọng lớn nhất 688 kN 672,2 kN -1,8%

2.5 Ứng xử của kết cấu BTCT gia cường bằng tấm composite

Kết cấu BTCT gia cường bằng tấm composite về cơ bản có ứng xử tương tự

như kết cấu bê tông cốt thép thuần túy. Lớp vật liệu gia cường có cường độ cao

đóng vai trò là vật liệu tăng cường cho vùng chịu kéo của kết cấu bê tông. Do kết

cấu bê tông cốt thép thường được thiết kế tối ưu về điều kiện chịu lực, có nghĩa là ở

trạng thái giới hạn cốt thép ở thớ chịu kéo bị chảy và bê tông vùng chịu nén đạt tới

biến dạng nén giới hạn, nên việc bổ sung thêm vật liệu chịu kéo sẽ làm thay đổi

quan hệ về mặt sức kháng giữa vùng nén và kéo. Kết cấu sau gia cường bên cạnh có

sự gia tăng cường độ chịu lực thì cũng có sự suy giảm về độ dẻo dẫn tới kết cấu có

xu hướng bị phá hoại dòn. Do đó, việc gia cường kết cấu cần cân nhắc giữa hiệu

quả về mặt gia cường về sức kháng trên cơ sở cho phép kết cấu vẫn đảm bảo cấp độ

dẻo cần thiết để tránh kết cấu có thể bị phá hoại đột ngột.

Ở một khía cạnh khác, vì bê tông thường giới hạn ứng suất chịu nén khi chịu

tải ở mức độ khoảng 45% cường độ chịu nén lớn nhất của bê tông trong điều kiện

khai thác thông thường, nhằm tránh kết cấu có diễn biến từ biến phi tuyến, điều mà

khó kiểm soát trong tính toán thiết kế, nên bê tông luôn thể hiện khả năng chịu lực

tiềm tàng. Nếu kết cấu khi thiết kế có hàm lượng cốt thép vùng chịu kéo nhỏ thì khả

năng chịu lực tiềm tàng của bê tông càng lớn và do vậy biên độ gia cường cho phép

càng cao. Kết cấu sau gia cường có khả năng chịu lực lớn hơn nhiều lần so với kết

cấu ban đầu.

Kết luận chương 2

Tính toán kết cấu BTCT xét đến tính phi tuyến của vật liệu là một bài toán

phức tạp, phải giải quyết bằng phương pháp mô phỏng số. Hiện có nhiều phần mềm

59

có thể giải quyết bài toán này, tuy nhiên phần mềm ATENA có nhiều ưu điểm nhất,

đặc biệt là mô hình vật liệu bê tông và bê tông cốt thép phản ánh rất tốt ứng xử thật

của kết cấu BTCT.

Tuy nhiên, do việc khai báo mô hình vật liệu của người tính sẽ quyết định độ

chính xác của kết quả tính. Việc kiểm định kết quả tính thường được thông qua so

sánh với kết quả thí nghiệm, hoặc kết quả đo đạc từ công trình thực tế. Trong

chương này, tác giả luận án đã sử dụng hai kết quả thí nghiệm của nước ngoài để

chứng minh tính đúng đắn của mô hình tính sử dụng trong luận án.

Việc phân tích ứng xử của kết cấu gia cường bằng tấm composite được tác giả

trình bày trong chương 3 tiếp theo sẽ được phân tích và làm sáng rõ dựa trên

phương pháp nghiên cứu thực nghiệm kết hợp với mô phỏng số bằng mô hình phần

mềm đã được kiểm định ở chương này.

60

Chương 3: NGHIÊN CỨU CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN HIỆU QUẢ GIA

CƯỜNG KẾT CẤU BTCT BẰNG TẤM COMPOSITE

Trong chương này nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến hiệu quả gia cường

kết cấu BTCT bằng tấm composite. Cả hai cách tiếp cận thông qua nghiên cứu thực

nghiệm vật lý và nghiên cứu mô phỏng số về ứng xử của kết cấu bê tông cốt thép

gia cường bằng tấm composite đều được sử dụng. Về nghiên cứu thực nghiệm, trình

bày cơ sở để thiết kế các mẫu thí nghiệm, nội dung thí nghiệm và các bố trí đo đạc.

Về nghiên cứu mô phỏng số, trình bày việc xây dựng các mô hình tính toán cũng

như phương pháp mô phỏng số. Các kết quả thu được từ thí nghiệm vật lý và mô

phỏng do nghiên cứu sinh thực hiện sẽ được tổng hợp phân tích và so sánh. Trên cơ

sở đó khẳng định độ tin cậy của phương pháp tính, và tiến hành nghiên cứu ứng xử

của kết cấu thực, đặc biệt cho các dạng chịu lực mà trong khảo sát vật lý chưa thể

tiến hành được; từ đó đưa ra được các kết luận quan trọng về các yếu tố ảnh hưởng

đến hiệu quả gia cường kết cấu BTCT bằng tấm composite.

3.1 Nghiên cứu ứng xử của kết cấu BTCT gia cường bằng tấm composite

theo phương pháp thực nghiệm

3.1.1 Giới thiệu chung

Do đặc tính ứng xử chịu lực của kết cấu BTCT nói chung và kết cấu sau khi

gia cường nói riêng rất phức tạp, nên việc nghiên cứu thực nghiệm sẽ là cơ sở để

giải thích cơ chế phá hoại cũng như xác định khả năng chịu lực của kết cấu này.

Trong chương này sẽ trình bày một số thí nghiệm trong phòng để nghiên cứu ứng

xử cơ bản của cấu kiện bê tông cốt thép (uốn và cắt) được gia cường bằng lớp vật

liệu composite do tác giả thực hiện. Vì mục tiêu của luận án nghiên cứu hướng tới

việc ứng dụng phương pháp gia cường trong CTTL, và tập trung là công trình cống

dưới đê đập và kết cấu cầu máng khẩu độ lớn, nên các mẫu được sử dụng trong thực

hiện thí nghiệm là kết cấu bản và dầm bê tông cốt thép. Kết cấu bản thể hiện sự làm

việc theo diện rộng, phản ánh các cấu kiện thành cống, trần cống, bản đáy của

61

cống,... Do hạn chế của thiết bị thí nghiệm nên không thể cho phép thực hiện thí

nghiệm với bản rộng và dày, do vậy trong nghiên cứu thí nghiệm có thực hiện thêm

các thí nghiệm về dầm có chiều cao tương xứng với kết cấu bản của cống trong thực

tế và với độ mảnh đủ lớn. Thí nghiệm uốn 4 điểm được thực hiện với dầm và bản

theo sơ đồ dầm giản đơn; mẫu thí nghiệm được đặt lên hai gối tựa. Tải trọng tập

trung được đặt đối xứng theo phương dọc tại 2 điểm có khoảng cách tới gối bằng

nhau. Khoảng cách giữa 2 điểm đặt lực bằng 1/3 chiều dài tính toán của mẫu thí

nghiệm. Thí nghiệm này cho phép có một đoạn cấu kiện sẽ có mô men uốn thuần

túy, loại bỏ được yếu tố lực cắt. Việc đo đạc các biến dạng uốn trong đoạn này cho

phép đánh giá được độ cứng của mặt cắt liên hợp (mặt cắt bê tông cốt thép và lớp

gia cường) theo tải trọng. Việc tính toán hiệu ứng giảm độ cứng chịu kéo trong bê

tông cốt thép theo đó có thể thực hiện được dễ dàng. Hai đầu cấu kiện sẽ có ứng xử

cắt uốn đồng thời. Tùy theo mức độ gia cường, loại keo dán, các điều kiện về vật

liệu và tải trọng, dự kiến thu được các phá hoại do uốn hoặc cắt đối với các mẫu thí

nghiệm này.

3.1.2 Thí nghiệm xác định ứng xử của dầm chịu uốn

3.1.2.1 Mục tiêu và các tham số trong thí nghiệm

Mục tiêu của thí nghiệm là phân tích ứng xử chịu tải của dầm bê tông cốt thép

chịu uốn với sự tham gia của vật liệu gia cường composite cho các mức độ gia

cường khác nhau; nghiên cứu các ảnh hưởng của một số tham số khác nhau tới sức

chịu tải của kết cấu. Tham số đầu tiên là mức độ gia cường kết cấu được thể hiện

thông qua số lớp gia cường ở phía chịu kéo của dầm;tiếp theo lànghiên cứu ảnh

hưởng của cường độ bê tông dầm tới sức kháng uốn và cắt của kết cấu.

Trong phần này trình bày kết quả nghiên cứu của 6 dầm bê tông cốt thép được

gia cường với các mức độ khác nhau. Các thông số của chương trình thí nghiệm

được trình bày trong Bảng 3.1.

62

Bảng 3.1: Các thông số của mẫu thí nghiệm

Dầm số

Mặt cắt (cm2)

Cốt dọc Cốt đai Bề dày bê

tông bảo vệ Kiểu gia cường

Số lớp gia cường

D01 15x25 4 14 6/120mm 20mm - -

D02 15x25 4 14 6/120mm 20mm mặt dưới 1

D03 15x25 4 14 6/120mm 20mm mặt dưới 2

D04 15x25 4 14 6/120mm 20mm mặt dưới 3

D05 15x25 4 14 6/120mm 20mm mặt dưới 4

D06 15x25 4 14 6/120mm 20mm mặt dưới 5

3.1.2.2 Mẫu thí nghiệm - Kích thước và vật liệu

a) Dầm bê tông

Nghiên cứu sức kháng uốn của dầm bê tông gia cường bằng tấm composite

được nghiên cứu với mẫu thí nghiệm dầm có mặt cắt hình chữ nhật kích thước

150mm x 250mm và chiều dài nhịp uốn là 3,0m. Tất cả các dầm được chế tạo cùng

một loại công thức bê tông. Cường độ nén trung bình của mẫu bê tông hình trụ là 37

MPa. Trong thực tế, cường độ chịu lực của vật liệu bê tông ở các dầm sẽ không

hoàn toàn giống nhau do sự phân tán ngẫu nhiên của vật liệu cũng như nhiều yếu tố

ảnh hưởng khác như chất lượng của việc đầm lèn, điều kiện bảo dưỡng. Dầm đầu

tiên không sử dụng tấm gia cường composite và được dùng để làm dầm đối chứng

cho các dầm khác. Tất cả các dầm đều sử dụng cùng một loại cốt thép có cường độ

290 MPa. Đường kính của thép dọc chủ là 14mm, và của thép đai là 6mm. Cốt đai

được bố trí dày hơn ở 1/3 dầm với bước đai 120mm, ở giữa dầm với bước đai là

200mm. Bề dày lớp bê tông bảo vệ là 20mm. Việc mô tả kích thước của dầm cũng

như việc bố trí cốt thép và các điểm đo được thể hiện trên hình 3.1.

63

Hình 3.1: Mô hình thí nghiệm và các điểm đo chuyển vị và biến dạng

b) Lớp vật liệu gia cường composite

Trong các thí nghiệm được thực hiện ở nghiên cứu này, các tấm gia cường

composite được lấy từ nhà cung cấp Fyfe [35] với chủng loại SEH-25A có bề dày

0,635mm, cường độ chịu kéo 521 MPa, mô đun đàn hồi 26,1 GPa và độ dãn dài cực

hạn 2,0%. Keo dính được sử dụng có cường độ chịu kéo là 72,4 MPa, mô đun đàn

hồi 3,18 GPa và độ dãn dài 5,0%. Trong trường hợp chịu uốn, keo dính có cường độ

là 123,4 MPa và mô đun đàn hồi là 3,12 GPa. Trong khuôn khổ thí nghiệm vật lý

này, việc lựa chọn vật liệu gia cường của nhà cung cấp Fyfe mang tính chất minh

họa và điển hình; việc quyết định lựa chọn vật liệu gia cường chỉ dựa vào sự thuận

lợi và hiệu quả kinh tế trong việc đặt hàng cung ứng, hoàn toàn có thể lựa chọn các

vật liệu tương tự ở những nhà sản xuất khác.

c) Thực hiện thí nghiệm

Các dầm được lần lượt gia tải. Nội dung công việc đo đạc kết quả thí nghiệm

bao gồm:

Đo chuyển vị (độ võng) tại mặt cắt trung điểm của dầm. Việc đo đạc

được tiến hành ở cả hai bên mặt dầm để kiểm tra vấn đề xoắn của dầm.

Đầu đo biến dạng kết nối với máy đo chuyển vị và biến dạng tĩnh SDA

830C do Nhật Bản chế tạo. Số liệu đo được ghi tự động vào tệp dữ liệu

lưu trữ trong máy tính điều khiển dụng cụ đo và được ghi theo các bước

thời gian định sẵn.

3000 mm

1000 1000 1000

P

2 Φ 14

2 Φ 14 150

250

250

Φ 6: 120/200 BD1

BD2 CV1 BD3

2 Φ 14

2 Φ 14

Φ 6: k/c 120/200

Mặt cắt ngang ắ

64

Đo các biến dạng từ 4 cảm biến được dán vào bề mặt dầm có sơ đồ như

Hình 3.1. Số liệu cũng được ghi như hình thức ghi số liệu của chuyển

vị. Các cảm biến sử dụng là loại của Nhật sản xuất, có độ dài 5 cm và

sai số là 1‰.

Ngoài ra, các vết nứt và sự mở rộng vết nứt cũng được quan sát và đo

đạc. Thiết bị đo sự mở rộng vết nứt là ten xơ mét đòn sản xuất từ Trung

Quốc.

Các dầm này được thí nghiệm theo phương pháp gia tải cho tới khi phá hoại

(hình 3.2). Việc gia tải bằng máy kéo nén vạn năng HUTM sản xuất từ Mỹ và thí

nghiệm theo tiêu chuẩn ASTM. Quá trình gia tải được lập trình theo ý đồ bằng phần

mềm điều khiển máy HUTM. Số liệu đo về lực và chuyển vị của đầu gia tải cũng

được ghi tự động vào tệp dữ liệu.

Đối với dầm D02, trước khi dán lớp gia cường, dầm được gia tải tới khi xuất

hiện các vết nứt uốn. Mục đích của việc tạo vết nứt trước là nhằm đánh giá khả

năng chịu lực của kết cấu gia cường sau khi nứt, phản ánh công trình trong thực tế

gia cường. Căn cứ vào đặc tính ứng xử của kết cấu từ kết quả thí nghiệm của dầm

D02, các dầm khác đã được quyết định là dán lớp gia cường ngay cả trước khi

không bị nứt. Ở phần kết quả sẽ lý giải chi tiết điều này.

Hình 3.2: Dầm bê tông thí nghiệm theo sơ đồ 4 điểm

65

3.1.2.3. Kết quả thí nghiệm và thảo luận

a). Đặc tính vật liệu

Tương ứng với mỗi dầm có từ 6 tới 12 mẫu thí nghiệm cường độ của bê tông

hình trụ kích thước 150mm x 300mm. Các kết quả tính từ thí nghiệm các mẫu này

được lấy trung bình và tổng hợp trong bảng 3.2. Để phục vụ cho việc mô phỏng lại

ứng xử của các dầm này với việc xem xét tính chất phi tuyến vật liệu, các thông số

còn lại của vật liệu được tính toán theo tiêu chuẩn Model Code 2010 [48]. Như vậy,

ngoài cường độ chịu nén của bê tông có được từ kết quả thí nghiệm nén mẫu, các

thông số vật liệu cần thiết khác như cường độ chịu kéo và mô đun đàn hồi của bê

tông cũng được xác định.

Bảng 3.2: Kết quả thí nghiệm của mẫu bê tông

(thực hiện cùng ngày với thí nghiệm dầm)

Mẫu dầm thí nghiệm Tuổi

(ngày)

Cường độ

chịu nén

danh định,

mẫu hình

trụ

fc,15x30 = fck

(MPa)

Cường độ

chịu nén

trung bình,

mẫu hình

trụ

fcm

(MPa)

Cường độ

chịu kéo

trung

bình,

fctm

(MPa)

Mô đun

đàn hồi

trung

bình

Ecm

(MPa)

D01 (không gia cường) 28 36,00 44,00 3,27 33539

D02 (gia cường 1 lớp) 28 39,73 47,73 3,49 34459

D03 (gia cường 2 lớp) 28 43,95 51,95 3,74 35448

D04 (gia cường 3 lớp) 28 36,12 44,12 3,28 33569

D05 (gia cường 4 lớp) 28 37,15 45,15 3,34 33828

D06 (gia cường 5 lớp) 28 34,22 42,22 3,16 33081

Kết quả thí nghiệm cho thấy, dầm D03 có cường độ vật liệu lớn nhất và dầm

D06 có cường độ vật liệu nhỏ nhất. Sự sai khác về cường độ chịu lực của bê tông ở

các mẫu thí nghiệm là do đặc tính ngẫu nhiên của vật liệu, phụ thuộc vào điều kiện

thi công cũng như điều kiện bảo dưỡng khi làm thí nghiệm.

66

b). Thí nghiệm dầm

Biểu đồ quan hệ giữa chuyển vị tại giữa dầm và tải trọng của các dầm được

tổng hợp trong hình 3.3. Dầm D01 (không được gia cường) có miền chảy dẻo lớn ở

mức tải khoảng 50 kN. Biến dạng của dầm tăng nhanh chóng sau khi gia tải ở mức

này vì cốt thép miền chịu kéo đã bị chảy dẻo. Như đã trình bày ở trên, dầm D02 sau

khi được gia tải với tải trọng bằng 20 kN để tạo vết nứt trước, tải trọng được dỡ

hoàn toàn và thực hiện việc gia cường. Dầm được gia tải trở lại cho tới khi bị phá

hoại. Quan sát từ kết quả biểu đồ tải trọng và chuyển vị cho thấy dưới tác dụng của

tải trọng, đường quan hệ tải trọng và chuyển vị gần như hoàn toàn trùng khớp với

đường quan hệ tương ứng với lần gia tải đầu tiên khi chưa được gia cường với vùng

tải trọng tăng cho tới khi kết cấu bị nứt. Điều này cho thấy tải trọng gây nứt kết cấu

ít ảnh hưởng tới hàm lượng cốt thép cũng như vật liệu gia cường. Kết quả này hợp

lý, vì thực tế ở giai đoạn làm việc tuyến tính cho tới khi xuất hiện vết nứt đầu tiên

(tải trọng gây nứt) thì ứng suất trong cốt thép chịu kéo cũng như trong lớp gia

cường là nhỏ, và sức khác phụ thuộc chính vào diện tích bê tông chịu lực. Do vậy,

mô men uốn gây nứt phụ thuộc chủ yếu vào kích thước mặt cắt cũng như cường độ

chịu kéo của bê tông. Do hàm lượng cốt thép chịu kéo thông thường là nhỏ, nên sự

tham gia về sức kháng trong giai đoạn này của cốt thép là ít. Kết quả này chỉ ra rằng

đối với kết cấu thí nghiệm, việc gia cường trước hay sau khi nứt không làm thay đổi

ứng xử của kết cấu ở giai đoạn sau nứt. Do đó, các dầm tiếp theo được gia cường

ngay từ đầu, trước khi gia tải thí nghiệm.

Với các dầm được gia cường, tải trọng tới hạn được gia tăng lên rất nhiều so

với dầm D01 và trong trường hợp gia cường ở mức cao như 4 hoặc 5 lớp vật liệu

composite (tương ứng với dầm D05 và D06) thì sức chịu tải đạt khoảng 200% so

với dầm không gia cường. So với dầm D05, việc thêm một lớp gia cường của dầm

D06 không làm cải thiện được nhiều sức chịu tải của dầm, vì bê tông dầm đã đạt

đến trạng thái phá hủy. Điều này được giải thích kỹ hơn ở phần sau cùng với hình

3.3 và 3.4.

Với chỉ một lớp gia cường, dầm D02 cho thấy sức chịu tải và độ cứng của dầm

được tăng lên đáng kể so với dầm không gia cường. Một trong những nguyên nhân

67

độ cứng tăng cao hơn là vì cường độ bê tông ở dầm D02 cao hơn so với D01 (xem

bảng 3.2). Dầm D03 có cường độ bê tông cao nhất, và chính điều này đã gây ra

chênh lệch lớn về độ cứng của dầm so với dầm D01. Các dầm D02 và D03 có miền

chảy dẻo ít vì các dầm này bị phá huỷ do sự bong bật của tấm gia cường phía đầu

dầm. Ở dầm được gia cường 3,4 và 5 lớp vật liệu composite có miền dẻo lớn hơn và

có dạng gần với dầm bê tông cốt thép thường không được gia cường. Quan sát từ thí

nghiệm cho thấy, các dầm này bị phá huỷ do mô men uốn lớn ở giữa dầm.

Hình 3.3: Biểu đồ quan hệ chuyển vị ở vị trí giữa dầm phụ thuộc vào tải trọng

Hình 3.4 và Hình 3.5 trình bày kết quả đo biến dạng tại mặt cắt giữa dầm

tương ứng của mẫu D02 với 1 lớp gia cường và D05 với 4 lớp gia cường ứng với

các mức tải trọng khác nhau. Ở các mức tải lớn, khoảng cách giữa hai mặt biến

dạng liên tiếp theo cấp tải càng lớn hơn thể hiện tính phi tuyến của vật liệu. Tuy

nhiên, mặt biến dạng của dầm là phẳng ngay cả ở cấp tải trọng lớn. Ở mức tải trọng

nhỏ (khoảng dưới 60% tải trọng cực hạn) thì chiều cao vùng bê tông chịu nén ít

thay đổi. Ở mức tải trọng lớn hơn, đi cùng với biến dạng lớn ở phía thớ chịu kéo do

giảm mạnh sự làm việc đồng thời của bê tông và tấm gia cường cũng như cốt thép

(tension stifening effect), biến dạng của bê tông vùng chịu nén lớn hơn và chiều cao

vùng chịu nén bị thu lại. Ở trường hợp dầm D02, kết cấu bị phá hủy khi bê tông

0

20

40

60

80

100

120

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Tải

trọn

g (k

N)

Chuyển vị của dầm tại vị trí giữa nhịp (mm)

D01 (không gia cường)D02 (1 lớp gia cường)D03 (2 lớp gia cường)D04 (3 lớp gia cường)D05 (4 lớp gia cường)D06 (5 lớp gia cường)

D01

D02D03

D04

D05

D06

68

vùng chịu nén chưa đạt tới biến dạng cực hạn (ở đây chỉ khoảng 2‰). Trong trường

hợp dầm D05 với 4 lớp gia cường, biến dạng lớn nhất của bê tông vùng chịu nén đã

đạt tới khoảng 3‰ và ở gần giới hạn phá hủy của bê tông (3,5‰).

Hình 3.4: Biểu đồ biến dạng của mặt cắt giữa dầm D02 (gia cường 1 lớp)

Hình 3.5: Biểu đồ biến dạng của mặt cắt giữa dầm D05 (gia cường 4 lớp)

Ngoài ra, việc tăng mức độ gia cường cho thấy sẽ làm tăng chiều cao vùng

chịu nén của bê tông và do đó sức chịu tải của kết cấu tăng lên. Kết quả thí nghiệm

cho thấy, mức độ gia cường càng nhiều thì sức chịu tải của kết cấu càng được cải

thiện (Hình 3.6). Sức chịu tải tăng tương đối tỷ lệ thuận với số lớp tấm gia cường

được sử dụng. Tuy nhiên, sự chênh lệch về sức chịu tải giữa các trường hợp 4 và 5

lớp gia cường là không lớn. Lý do là bê tông vùng chịu nén đã đạt tới ranh giới phá

hoại nên việc tăng thêm mức gia cường (như ở dầm D06) không đem lại hiệu quả

0

5

10

15

20

25

-0.003-0.002-0.0010.0000.0010.0020.0030.0040.0050.0060.0070.008

Vị t

rí th

eo c

hiều

cao

mặt

cắt

(cm

)

Biến dạng

10 kN

20 kN

30 kN

40 kN

50 kN

60 kN

70 kN

-5

0

5

10

15

20

25

-0.003-0.002-0.001-3.4E-170.0010.0020.0030.0040.0050.0060.0070.0080.009

Vị t

rí th

eo c

hiều

cao

mặt

cắt

(cm

)

Biến dạng

10 kN20 kN30 kN40 kN50 kN60 kN70 kN72 kN

69

nữa. Sự gia tăng về khả năng chịu lực của kết cấu được gia cường phụ thuộc vào

các kết cấu và vật liệu cụ thể, kết quả được trình bày ở hình 3.6 là đối với loại dầm

và bê tông được sử dụng trong thí nghiệm.

Trong ứng dụng thực tế, mức độ gia cường cần được tính toán trên cơ sở tối

ưu về kinh tế - kỹ thuật. Luận án kiến nghị hạn chế sử dụng nhiều lớp gia cường.

Trong trường hợp kết cấu đòi hỏi cường độ vật liệu gia cường lớn, thì nên lựa chọn

vật liệu gia cường có mô đun đàn hồi lớn (ví dụ như cốt sợi các-bon) nhằm giảm số

lớp gia cường.

50

64

80 78

100104

0

20

40

60

80

100

120

1 2 3 4 5 6

Khô

nggi

a cườn

g

1lớ

ptă

ng tả

i 28%

2lớ

ptă

ng tả

i 60%

3lớ

ptă

ng tả

i 56%

4lớ

ptă

ng tả

i 100

%

5lớ

ptă

ng tả

i 108

%

Sự gia tăng sức chịu tải (%) so với mẫu không gia cường

Tải

trọn

g tớ

i hạn

(kN

)

Hình 3.6: Sự gia tăng sức chịu tải của dầm với các mức độ gia cường khác nhau

Với việc gia cường bằng tấm composite, sức chịu tải của dầm bê tông cốt thép

được gia tăng lên đáng kể. Trong phạm vi thí nghiệm này, giá trị chịu lực tới hạn

của dầm tăng lần lượt là khoảng 30, 60 và 100% tương ứng với mức gia cường 1

lớp, 2 lớp và 4 lớp vật liệu composite. Sự có mặt của lớp gia cường làm phân bố lại

nội lực trong dầm và đặc biệt là làm tăng chiều cao vùng chịu nén của cấu kiện và

kéo theo sự tăng lên về sức chịu tải của dầm. Lý do là khi vật liệu thớ chịu kéo được

gia tăng, lực kéo tổng trong cốt thép dọc và lớp gia cường tăng, để cân bằng với nó

thì lực nén trong vùng bê tông chịu nén do vậy sẽ tăng theo. Vì độ cứng của cấu

78

70

kiện tăng nên độ cong (do uốn) sẽ có xu hướng tăng chậm theo cấp tải trọng. Vì thế

chiều dày bê tông chịu nén sẽ có xu hướng tăng. Cường độ dính bám giữa bê tông

và tấm gia cường là rất lớn và theo kết quả quan sát trực tiếp từ thí nghiệm, sự dính

bám này ở vị trí có mô men uốn lớn vẫn được duy trì mặc dù bê tông vùng kéo có

thể bị phá hoại hoàn toàn.

Một vấn đề được thấy là ở mức tải trọng đủ lớn, các vết nứt xiên trong dầm

xuất hiện và gây ra hiện tượng bóc tách tấm gia cường ở phía đầu dầm. Nghĩa là sự

tham gia chịu lực của tấm gia cường có thể làm thay đổi trạng thái phá hoại của

dầm chịu uốn thông thường. Vị trí phá hoại có thể bị dịch chuyển về phía đầu dầm

nơi mà lực cắt đủ lớn. Trong trường hợp này, sức chịu tải của dầm được quyết định

bởi sức chịu uốn cắt đồng thời và nói chung là nhỏ hơn so với sức chịu tải do uốn

thuần túy. Sự bóc tách xảy ra khi phát sinh ứng suất kéo và ứng suất giữa lớp gia

cường và bê tông vượt qua cường độ chịu kéo, cắt của bê tông, mặc dù các ứng suất

này còn nhỏ hơn nhiều so với cường độ chịu lực của lớp keo dính. Điều này cho

thấy chất lượng cũng như khả năng của việc gia tăng sức chịu tải của kết cấu khi

thực hiện gia cường phụ thuộc rất nhiều vào cường độ chịu kéo của bê tông. Nghĩa

là, để đảm bảo khả năng sử dụng tối ưu của vật liệu gia cường thì cường độ bê tông

cần đạt được giá trị tối thiểu có thể xác định nhờ khảo sát kỹ thuật. Theo như tiêu

chuẩn ACI440.2R-08 [11] qui định thì cường độ chịu nén tối thiểu của bê tông khi

gia cường là 17 MPa.

Do đó, cần thiết phải lưu ý và xem xét ứng xử của dầm BTCT được gia cường

bằng tấm composite trong trường hợp tải trọng cực hạn. Ở đây, việc chọn mức độ

gia cường quyết định tới trạng thái phá hoại. Việc nghiên cứu ảnh hưởng của mức

độ gia cường tới sự làm việc chung của bê tông vùng chịu kéo là rất cần thiết.

3.1.3. Thí nghiệm xác định ứng xử của tấm chịu uốn

3.1.3.1. Mục tiêu của thí nghiệm và các tham số

Mục tiêu của thí nghiệm là xem xét ứng xử chịu tải của bản bê tông cốt thép

chịu uốn với sự tham gia của vật liệu gia cường composite. Ngoài ra, các vấn đề

được quan tâm là tải trọng lớn nhất mà bản gia cường có thể chịu được cũng như

dạng phá hoại của kết cấu. Trong phần này giới thiệu kết quả nghiên cứu ứng xử

71

của 4 bản bê tông cốt thép trong đó có 3 bản được gia cường 2 lớp vật liệu

composite ở mặt dưới với kiểu bố trí trực hướng. Các thông số của chương trình thí

nghiệm được trình bày trong bảng 3.3.

Việc lựa chọn kích thước hình học của bản BTCT dựa trên khả năng gia tải

của thiết bị thí nghiệm. Ở đây, do bản có chiều rộng lớn nên chiều dày của bản cần

được hạn chế. Vì việc thực hiện gia cường nhiều lớp gia cường không đem lại nhiều

ý nghĩa vì sức kháng tương đối của bản là thấp (phụ thuộc vào chiều cao của bản),

nên chỉ sử dụng tối đa hai lớp và chúng được dán trực hướng. Có 3 bản gia cường

cùng điều kiện nhằm thu được kết quả khảo sát có tính ổn định hơn.

Bảng 3.3: Các thông số của chương trình thí nghiệm

Bản số

Kích thước (cm3)

Cốt dọc Cốt ngang Bề dày bê tông bảo

vệ

Kiểu gia cường

Số lớp gia cường

B01 60x100x6 6/150mm 6/150mm 10mm - -

B02 60x100x6 6/150mm 6/150mm 10mm trực hướng 2

B03 60x100x6 6/150mm 6/150mm 10mm trực hướng 2

B04 60x100x6 6/150mm 6/150mm 10mm trực hướng 2

3.1.3.2. Mẫu thí nghiệm - Kích thước và vật liệu

a). Bản bê tông

Sức kháng uốn của bản bê tông được gia cường bằng tấm composite được

nghiên cứu với mẫu thí nghiệm có kích thước bề rộng 600mm, dài 1000mm và dày

60mm. Tất cả các bản đều được chế tạo cùng một loại công thức bê tông. Để phản

ánh trường hợp bất lợi của chất lượng bê tông đối với kết cấu thực tế khi bị suy

giảm, bê tông được chọn có mác M20 (20 MPa). Một bản không sử dụng bản gia

cường tấm composite và được dùng để làm bản đối chứng khi thí nghiệm cho các

bản khác. Tất cả các bản đều sử dụng cùng một loại cốt thép có cường độ chảy 290

MPa. Giá trị này được xác định từ kết quả thí nghiệm kéo thép. Đường kính của

thép dọc và ngang là 6mm với bước cốt thép 150mm. Bề dày lớp bê tông bảo vệ là

10mm. Các kích thước hình học cũng như việc bố trí cốt thép của mẫu thí nghiệm

được thể hiện trên Hình 3.7.

72

350mm

260m

mGối di động

1000mm

600m

m

CV

Điểm truyền tải

6/15

0mm

60mm

Hình 3.7: Mô hình thí nghiệm bản (tấm) chịu uốn

b). Lớp vật liệu gia cường composite

Tấm composite được lựa chọn cùng loại với vật liệu đã sử dụng trong các mẫu

thí nghiệm dầm.

3.1.3.3. Thực hiện thí nghiệm

Các bản được lần lượt được truyền tải tại bốn điểm đối xứng nhau với giá trị

bằng nhau thông qua một giá phân tải theo nguyên tắc đòn bẩy đến khi bị phá hoại

(xem Hình 3.8)

Hình 3.8: Thí nghiệm bản bê tông cốt thép gia cường bằng tấm composite

73

3.1.3.4. Kết quả thí nghiệm

a). Đặc tính vật liệu

Để xác định đặc tính của vật liệu, tiến hành thí nghiệm 6 mẫu bê tông hình lập

phương kích thước 100mm x 100mm x 100mm. Các kết quả tính từ thí nghiệm các

mẫu này được lấy trung bình và tổng hợp trong Bảng 3.4. Để phục vụ cho việc mô

phỏng lại ứng xử của các bản này với việc xem xét tính chất phi tuyến vật liệu, các

thông số còn lại của vật liệu như mô đun đàn hồi, cường độ chịu kéo và các giá trị

cường độ danh định,được tính toán theo tiêu chuẩn Model Code 2010 [48].

Bảng 3.4: Kết quả thí nghiệm của mẫu bê tông

(thực hiện cùng thời gian với thí nghiệm bản)

Mẫu bản Tuổi

(ngày)

fc,cube (100mm)

(MPa)

fck

(MPa)

fcm

(MPa)

fctm

(MPa)

Ecm

(MPa)

B01 – B04 28 27,82 16,38 24,38 2,33 29383

b). Thí nghiệm bản

Trạng thái phá hủy của mẫu thí nghiệm đối với bản không gia cường và có gia

cường được ghi lại và thể hiện trong Hình 3.9a. Đối với bản không gia cường, dạng

phá hủy là do mô men uốn. Ngay vị trí đặt tải có tải trọng cục bộ đồng thời cũng là

vị trí có mô men lớn nhất và trong trường hợp thí nghiệm bản không gia cường đã

bị phá hủy tại vị trí này ứng với tải trọng P = 16,8 kN (Hình 3.9a). Cốt thép bị chảy

dẻo trong khi bê tông vùng nén vẫn còn có thể chịu lực được.

Không giống như trường hợp với bản B01, các bản có gia cường lớp vật liệu

composite bị phá hoại do sự bong bật của lớp gia cường tại vị trí có mô men và lực

cắt đều lớn. Toàn bộ các bản B02, B03, B04 đều có dạng phá hoại này (Hình 3.9b).

Tải trọng phá hoại xấp xỉ 50 kN.

Việc gia cường cũng có tác dụng làm hạn chế vết nứt, cũng như khả năng

chống nứt. Đối với kết cấu không gia cường, tải trọng tương ứng với vết nứt đầu

tiên là 5kN, trong khi với kết cấu gia cường thì giá trị này là 10kN.

74

a) Dạng phá hoại của bản B01 (không gia cường)

b) Dạng phá hoại của bản B02, B03, B04 (có gia cường)

Hình 3.9: Hình ảnh kết quả thí nghiệm của bản ở trạng thái phá hoại

Để giải thích cho dạng phá hủy này, Hình 3.10a minh họa ngẫu lực trong bản

do mô men gây ra khi gia tải. Dưới tác dụng của tải trọng, kết cấu bị uốn cong theo

hướng xuống dưới. Bê tông ở phần trên chịu nén và cốt thép cũng như bản gia

cường và bê tông ở phần dưới chịu kéo. Hai loại lực này ngược chiều nhau và gây

ra lực trượt giữa bản bê tông và tấm gia cường. Tại vị trí gần gối có lực cắt lớn, thì

lực gây trượt này cũng lớn. Cũng vì các lực ngược chiều này quyết định đến trạng

thái ứng suất của bê tông mà cụ thể là trạng thái ứng suất chính có phương xiên. Khi

ứng suất kéo chính lớn hơn cường độ chịu kéo của bê tông, sẽ tạo ra vết nứt xiên.

Vết nứt này tiếp tục phát triển theo sự gia tăng của tải trọng. Sự chênh lệch về

chuyển vị của hai phần mép bên trái và phải của vết nứt cũng tạo ra lực kéo bóc

75

tách lớp gia cường khỏi bề mặt bê tông. Lực này kết hợp với lực trượt giữa bê tông

và lớp gia cường khi đủ lớn sẽ tạo ra vết nứt dọc theo lớp dính kết. Khi tải trọng tiếp

tục tăng tới một giá trị đủ lớn, lực bóc tách này tác dụng lên cả mặt liên kết kéo dài

tới điểm cuối cùng của bản (qua điểm gối) và toàn bộ lớp kết dính bị phá hoại (Hình

3.10b). Sự phá hoại này là đột ngột như kết quả thu được ở biểu đồ Hình 3.11. Đây

là phá hoại do cắt uốn.

Liên kết giữa bản gia cườngvà bê tông bắt đầu bị phá vỡ

Vết nứt bị mở rộngở trạng thái phá hoại

a) Trạng thái phát triển vết nứt a) Trạng thái phá hoại

Hình 3.10: Dạng phá hoại của bản gia cường

Các quan hệ chuyển vị - tải trọng của các bản này được thể hiện trên Hình

3.11. Ở đây, bản B01 với chỉ cốt thép thể hiện môt miền chảy dẻo rất lớn và có

chuyển vị ở trạng thái tới hạn là 38mm. Ở trạng thái này, bản có tỷ lệ chuyển vị

tương đối so với chiều dài nhịp uốn là 3,8%. Tải trọng lớn nhất mà bản B01 chịu

được là 15,3 kN. Ngược lại, các bản B02, B03 và B04 gần như không có miền chảy

dẻo do bị phá hoại đột ngột bởi sự bong bật của lớp gia cường. Các đường cong

quan hệ giữa chuyển vị và tải trọng có cùng một dạng và giá trị tải trọng tới hạn

cũng như chuyển vị tới hạn xấp xỉ bằng nhau. Ở đây, giá trị trung bình của tải trọng

tới hạn là xấp xỉ 50 kN, của chuyển vị là 11mm. Như vậy, kết cấu bản được gia

cường có sức chịu tải lớn xấp xỉ bằng ba lần so với kết cấu không gia cường

(300%). Nếu cùng một mức tải trọng, ví dụ như 15 kN trong trường hợp thí nghiệm

này, thì chuyển vị của bản gia cường chỉ bằng 10% bản không được gia cường

(1,5mm so với 15mm).

76

Hình 3.11: Biểu đồ quan hệ chuyển vị-tải trọng ở vị trí giữa bản

Hình 3.12 trình bày kết quả đo biến dạng tại mặt dưới và mặt trên của bản có

gia cường ở vị trí giữa bản. Bê tông chịu nén có biến dạng nén lớn nhất khoảng -

2‰. Lớp vật liệu gia cường có biến dạng ứng với tải trọng phá hoại là 4,4‰. Giá trị

biến dạng này cũng khẳng định là bê tông vùng chịu nén cũng như cốt thép vùng

chịu kéo chưa bị phá hoại (biến dạng phá hoại khi nén của bê tông là -3,5%). Ở bản

không gia cường (B01), biến dạng lớn nhất ở vị trí giữa bản tại thớ chịu nén là -

0,9‰ và ở thớ chịu kéo là 1,2‰. Các giá trị này cho thấy chuyển vị của bản chủ

yếu do biến dạng của cốt thép tại vị trí có vết nứt gây ra, đồng thời là lượng cốt thép

trong bản là nhỏ nên kết cấu chưa khai thác được hết phần bê tông chịu nén.

Hình 3.12: Biểu đồ biến dạng của mặt cắt giữa bản B03

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Tải

trọn

g (k

N)

Chuyển vị tại giữa tấm (mm)

Bản B01 (không gia cường)

Bản B02 (gia cường 2 lớp)

Bản B03 (gia cường 2 lớp)

Bản B04 (gia cường 2 lớp)

0

10

20

30

40

50

60

-03 -02 -01 00 01 02 03 04 05

Tải

trọn

g (k

N)

Biến dạng (mm/m)

BD-1 (mặt dưới, giữa bản)

BD-2 (mặt trên, giữa bản)

77

3.1.3.4. Nhận xét

Sức chịu tải của kết cấu bản được gia cường bằng lớp vật liệu composite được

tăng lên nhiều, trong trường hợp thí nghiệm này là thêm khoảng 200% so với kết

cấu không gia cường. Kết quả thí nghiệm cho thấy toàn bộ các dầm được gia cường

bị phá hoại do sự bong bật của lớp gia cường tại vị trí có mô men và lực cắt tương

đối lớn. Việc nghiên cứu ảnh hưởng của mức độ gia cường tới sự dính bám giữa bê

tông và lớp vật liệu gia cường cùng với ứng xử của vùng chịu cắt và uốn là rất cần

thiết. Để có thể khảo sát và phân tích đầy đủ hơn ứng xử của bản bê tông cốt thép

được gia cường bằng vật liệu composite, các thí nghiệm sau cần tập trung vào xem

xét sự ảnh hưởng của hàm lượng cốt thép thường, ảnh hưởng của cường độ bê tông,

vị trí tác dụng của tải trọng cũng như sự dính bám giữa bê tông và lớp vật liệu gia

cường; do điều kiện kỹ thuật và kinh tế, đề nghị ứng dụng phương pháp mô phỏng

số để nghiên cứu.

3.1.4 Kết luận phần nghiên cứu thực nghiệm

Các kết quả thí nghiệm từ dầm bê tông cốt thép cho thấy:

Sức chịu tải của kết cấu tăng khi sử dụng nhiều lớp gia cường

Sức chịu tải của kết cấu sau gia cường có thể đạt tới giá trị gấp 2 lần so với

kết cấu trước gia cường.

Trong quá trình chịu tải, mặt cắt sau khi gia cường có biến dạng phẳng.

Như vậy, có thể hoàn toàn sử dụng lý thuyết dầm cũng như giả thiết mặt

cắt phẳng để phân tích tính toán cho kết cấu bê tông cốt thép gia cường

bằng tấm composite.

Đối với kết cấu dầm trong chương trình thí nghiệm, việc gia cường trước

hay sau khi nứt không tạo ra sự khác biệt đáng kể trong ứng xử của kết

cấu. Do đó, có thể thí nghiệm dầm được gia cường ngay khi chưa bị nứt.

Các kết quả từ thí nghiệm với tấm bản cho thấy:

Sức kháng của bản sau gia cường có thể gấp 3 lần so với trước gia cường.

Sự phá hoại trong bản trong trường hợp thí nghiệm có dạng cắt uốn.

78

3.2 Nghiên cứu ứng xử của kết cấu bê tông cốt thép gia cường bằng tấm

composite theo phương pháp số

Các thí nghiệm về các kết cấu dầm và bản thực đã trình bày trong phần trên sẽ

được phân tích trên cơ sở mô phỏng PTHH với chương trình ATENA. Trong mô

phỏng số sử dụng các số liệu về kích thước hình học, vật liệu và tải trọng theo số

liệu ở mục 3.1 nghiên cứu theo phương pháp thực nghiệm.

Do sức kháng uốn của kết cấu bê tông cốt thép chỉ phụ thuộc vào cường độ bê

tông chịu nén và hàm lượng cốt thép chịu kéo và ít bị ảnh hưởng bởi cường độ bê

tông chịu kéo, nên việc gia cường trước và sau khi kết cấu bị nứt không tạo ra sự

khác biệt về ứng xử nói chung cũng như sức kháng nói riêng của kết cấu. Điều này

cũng đã được khẳng định thông qua kết của thí nghiệm dầm D01. Do đó, trong

khuôn khổ nghiên cứu ứng xử của kết cấu bê tông cốt thép được gia cường bằng

tấm composite theo phương pháp số, kết cấu bê tông được mô phỏng tương ứng với

việc dán lớp gia cường ngay ở trạng thái chưa bị nứt. Điều này sẽ làm giảm bớt sự

phức tạp không cần thiết trong mô phỏng số bằng phương pháp phần tử hữu hạn.

3.2.1 Kết cấu dầm

Kết cấu dầm chịu uốn theo sơ đồ 4 điểm thể hiện như trên hình 3.13. Dưới tác

dụng của tải trọng, dầm có ứng xử uốn với các vết nứt thẳng đứng đi từ phía dưới

lên trên. Các vết nứt sâu ở khu vực giữa dầm và ít hơn ở khu vực đầu dầm.

Hình 3.13: Biểu đồ vết nứt của dầm dưới tác dụng của tải trọng uốn

79

Biến dạng dẻo thể hiện sự tập trung biến dạng của kết cấu được thể hiện như

trên Hình 3.14. Ứng suất trong cốt thép có phân bố tuyến tính và tương đối không

đổi ở vị trí giữa hai điểm đặt lực (Hình 3.15).

Hình 3.14: Biểu đồ phân bố vết nứt và biến dạng dẻo của dầm.

Hình 3.15: Biểu đồ ứng suất cốt thép trong dầm, cốt thép dưới đạt tới giới hạn chảy

(290 MPa)

Khi dầm được gia cường ở khu vực bụng dầm, các vết nứt tập trung tại vị trí

đầu dầm và xuất phát ở phía hai gối. Đây là các vết nứt xiên do lực cắt và uốn đồng

thời gây ra. Phá hoại cắt được phản ánh trong phân tích số. Kết quả này hoàn toàn

phù hợp với kết quả phân tích thực nghiệm vật lý.

80

Hình 3.16: Hình ảnh vết nứt của dầm được gia cường, hiện tượng bóc tách bê tông

Hình 3.17: Sự phát triển vết nứt do lực cắt tại khu vực không gia cường

Hình 3.18: Ứng suất trong cốt thép

81

Chuyển vị của kết cấu dầm được gia cường 2 lớp vật liệu được thể hiện như

trên hình 3.19.Ở đây cũng tìm thấy sự phù hợp giữa kết quả tính và kết quả thí

nghiệm.Trong trường hợp này, chuyển vị của kết quả mô phỏng số ở trạng thái phá

hoại nhỏ hơn so với kết quả thực nghiệm.

Hình 3.19: Quan hệ tải trọng - chuyển vị tại vị trí giữa dầm

3.2.2 Kết cấu bản

Bản bê tông được mô hình hóa bằng các phần tử khối hình tứ diện. Để tối ưu

lưới PTHH, ở những vùng bê tông không chịu kéo sử dụng các phần tử có kích

thước lớn. Ngược lại, ở các vùng bê tông chịu kéo, đặc biệt là thớ dưới của bản, thì

sử dụng các phần tử có kích thước nhỏ hơn. Do bản có kích thước mỏng, nên kích

thước của phần tử được lấy trên cơ sở lựa chọn số lượng phần tử được dùng theo

chiều dày của bản. Như vậy, bản sẽ được chia đủ nhiều theo chiều dày để phản ánh

được sự phân bố phi tuyến của ứng suất và biến dạng của vật liệu theo chiều dày

bản, cũng như phản ánh tốt hơn sự làm việc chung với cốt thép. Tổng số phần tử

trong mô hình ba chiều của bản là 82200. Kích thước phần tử bé nhất là 10mm, so

với chiều cao của mặt cắt có tỷ lệ là 1/6. Hình 3.20 thể hiện mô hình PTHH cũng

như kết quả tính ứng suất theo phương dọc và sự phân bố vết nứt trong bản.Vì số

82

lượng PTHH nhiều, phân tích thực hiện là phi tuyến nên thời gian tính toán là khá

lớn.Trong trường hợp này là gần 10 giờ đồng hồ.

Hình 3.20: Vết nứt và ứng suất dọc của bản trước khi gia cường

Kết quả biến dạng của bản được thể hiện như trên hình 3.21.Bên cạnh đó, kết

quả tính toán ứng suất trong cốt thép tại trạng thái cực hạn được thể hiện như trên

hình 3.22.Có thể thấy rằng, mặc dù bản chịu tải trọng tập trung (tại 4 điểm đối

xứng) nhưng bản thể hiện ứng xử uốn một phương rất rõ rệt. Kết quả phân tích ứng

suất trong cốt thép chỉ ra rằng theo phương ngang ứng suất gần như không thay đổi.

Hình 3.21: Vết nứt và biến dạng dẻo chính của bản trước khi gia cường

83

Hình 3.22: Ứng suất trong cốt thép của bản trước khi gia cường

Từ những nhận xét trên, có thể thấy rằng việc mô phỏng 2 chiều cho bản là

hoàn toàn hợp lý về mặt cơ học. Cách mô phỏng này có ưu điểm lớn là giảm được

thời gian tính toán rất nhiều và cho phép mô phỏng kỹ hơn ứng xử của lớp vật liệu

gia cường composite.

Với cách mô hình bản theo sơ đồ 2 chiều, các PTHH phẳng được sử dụng thay

vì các phần tử khối như trong trường hợp 3 chiều. Sơ đồ PTHH cho kết cấu bản

được thể hiện như trên hình 3.23.

Hình 3.23: Sơ đồ kết cấu mô phỏng bằng phương pháp PTHH

Kết quả tính toán được trình bày như trên các hình 3.24-3.28. Hình 3.24 biểu

diễn hình ảnh chuyển vị, vết nứt và biến dạng dẻo của bản tại tải trọng phá hoại. Tải

trọng phá hoại của bản chưa gia cường là 15,3 kN, khi cốt thép dọc của bản bị chảy.

84

Hình 3.24: Chuyển vị, vết nứt và biến dạng của bản tại tải trọng cực hạn

Hình 3.25: Chuyển vị, vết nứt và ứng suất dọc của bản tại tải trọng cực hạn

So sánh kết quả tính toán chuyển vị của bản không gia cường với kết quả từ

thí nghiệm có sự tương đồng tương đối tốt (Hình 3.26).

Hình 3.26: Chuyển vị phụ thuộc tải trọng của kết cấu bản không gia cường

85

Khi kết cấu được gia cường, kết quả tính cho thấy các vết nứt được phân bố

đều hơn trong bản, không tập trung tại vị trí đặt lực như ở trường hợp chưa gia

cường. Sức kháng của bản trong trường hợp này theo tính toán là 49,2 kN và sự phá

hoại là đột ngột.

Hình 3.27: Chuyển vị, vết nứt và ứng suất theo phương X của bê tông bản tại tải

trọng cực hạn

Tương tự, kết quả tính toán bản bằng phương pháp số được thể hiện như trên

hình 3.27, 3.28 và 3.29. Kết quả tính toán sức chịu tải so với kết quả thí nghiệm của

bản B03 có phần lớn hơn (khoảng 3%). Chuyển vị tính toán tại giữa bản cũng lớn

hơn tương ứng. Biến dạng tại lớp trên và dưới ở cả hai trường hợp đều phù hợp với

nhau. So sánh giữa kết quả thí nghiệm với kết quả tính toán số về chuyển vị cho

thấy khá phù hợp (hình 3.28).

Hình 3.28: Chuyển vị tại vị trí giữa bản B03 phụ thuộc vào tải trọng

86

Nếu so kết quả tính toán với bản B02, ta thu được biểu đồ như hình 3.29. Biểu

đồ này cũng cho thấy kết quả tính toán phản ánh khá tốt ứng xử của kết cấu bản gia

cường với độ sai lệch nhỏ và trong tính toán kỹ thuật có thể chấp nhận được. Kết

quả so sánh biến dạng tính toán và thí nghiệm được thể hiện như trên hình 3.30.

Hình 3.29: Chuyển tại vị trí giữa bản B02 phụ thuộc vào tải trọng

Hình 3.30: Biến dạng tại vị trí giữa bản phụ thuộc vào tải trọng

Mặt trên (nén) Mặt dưới (kéo)

87

3.3 Xây dựng công thức tính toán sức kháng cắt của kết cấu bê tông cốt

thép gia cường chịu uốn

3.3.1 Sơ lược về sức kháng cắt

Sức kháng cắt của kết cấu bê tông cốt thép có thể chia thành 2 phần: phần sức

kháng phụ thuộc chính vào bê tông và phần sức kháng được quyết định bởi cốt đai

chịu cắt. Đối với kết cấu dạng bản có chiều dày nhỏ (dưới 250mm) thì các cốt thép

đai thường không được sử dụng do sự khó khăn trong cấu tạo và thi công. Trong

trường hợp này sức kháng cắt của cấu kiện phụ thuộc chính vào cường độ chịu lực

của bê tông và cốt thép dọc ở thớ chịu kéo của kết cấu.Luận án sẽ tập trung nghiên

cứu về sức kháng cắt của cấu kiện bê tông cốt thép dạng bản không cốt đai.

Trong các CTTL thì kết cấu có dạng tấm bản được sử dụng nhiều. Ví dụ như

các công trình cống dưới đê đập, công trình cầu máng, cửa van,… Đặc điểm cấu tạo

của các công trình này thường chỉ có cốt thép dọc chịu uốn và không có cốt đai, do

chiều cao mặt cắt không lớn. Như vậy, sức kháng cắt của mặt cắt sẽ phụ thuộc

chính vào cường độ vật liệu bê tông và hàm lượng cốt thép dọc.

Hình 3.31: Cấu kiện dạng bản được gia cường bằng vật liệu tấm composite

Khi thực hiện việc gia cường, nâng cao sức chịu uốn của các cấu kiện này

bằng phương pháp dán lớp vật liệu composite cường độ cao ở mặt chịu kéo, thường

việc dán này không thể kín hết tới phần kết nối sang cấu kiện khác, ví dụ như đối

với kết cấu dạng dầm giản đơn (cầu máng), thì phần khu vực gối sẽ không thể phủ

kín lớp vật liệu này (Hình 3.31). Từ kết quả thí nghiệm dầm, bản gia cường chịu

uốn ở trên có thể thấy khi thực hiện việc gia cường kết cấu bằng phương pháp này,

sức chịu kháng uốn của kết cấu được cải thiện một cách rõ ràng. Vì khi tăng hàm

88

lượng vật liệu chịu kéo thì sẽ làm tăng chiều cao vùng bê tông chịu nén, dẫn tới sức

kháng uốn tăng cùng với độ cứng kháng uốn. Tuy nhiên, việc đánh giá sức chịu cắt

của kết cấu được gia cường hiện vẫn còn bỏ ngỏ hoặc chưa rõ ràng trong các qui

trình cũng như tiêu chuẩn kỹ thuật.

Để làm rõ vấn đề này, trong phần này sẽ trình bày một cách tiếp cận mới để

xác định sức kháng cắt của kết cấu theo phương pháp giải tích kết hợp với ước

lượng thông qua việc đánh giá kết quả thí nghiệm.

Theo Model Code 1990 [29], sức kháng cắt của cấu kiện bê tông cốt thép

không cốt đai chịu một lực tập trung cách gối khoảng cách a được tính như sau:

(3.1)

Trong đó:

sức kháng cắt trung bình của cấu kiện [N]

d chiều cao tính từ mép trên mặt cắt tới trọng tâm cốt thép dọc phía dưới [mm]

a khoảng cách từ điểm đặt lực tới gối [mm]

b bề rộng của mặt cắt [mm]

hàm lượng cốt thép dọc, với là diện tích cốt thép dọc

cường độ chịu nén của bê tông [MPa] ứng với xác suất cận dưới 5%,

cho trường hợp thiết kế thông thường, vật liệu bê tông đổ tại hiện

trường; cho trường hợp bê tông chế tạo tại phòng thí nghiệm,

là cường độ chịu nén trung bình của bê tông với mẫu lăng trụ tiêu chuẩn.

Công thức (3.1) là kết quả của nhiều nghiên cứu bằng phương pháp thực

nghiệm. Trong đó, sức kháng sẽ phụ thuộc vào các đại lượng có nguồn gốc cơ học

như: chiều cao vùng bê tông chịu nén tỷ lệ theo hàm lượng cốt thép , cường

độ chịu kéo của bê tông , hệ số tỷ lệ kích thước (scale effect)

. Hệ số 100 trong công thức đi cùng với hàm lượng cốt thép, được dùng để

qui đổi hàm lượng cốt thép tính theo tỷ lệ phần trăm (%) để tiện cho việc sử dụng

trong tính toán. Mặc dù là công thức thực nghiệm nhưng chất lượng ước lượng sức

chịu cắt của kết cấu bê tông cốt thép không cốt đai rất tốt với sai số nhỏ hơn nhiều

so với các mô hình tính toán khác [29]. Ở đây, sức chịu cắt của cấu kiện phụ thuộc

89

vào chiều cao mặt cắt, bề rộng mặt cắt, hàm lượng cốt thép, cường độ bê tông và vị

trí tải trọng so với gối; Ảnh hưởng của hàm lượng cốt thép dọc và cường độ vật liệu

cũng như chiều cao mặt cắt là chủ yếu đối với sức kháng cắt; trong khi ảnh hưởng

của độ mảnh cắt a/d có mức độ nhỏ hơn.

Trong thực tế ứng dụng, có nhiều trường hợp không biết trước được vị trí đặt

tải tập trung, hoặc chỉ có tải trọng phân bố. Khi đó, nếu áp dụng công thức trên thì

phải tính lặp với việc liên tục giả định vị trí đặt tải (khoảng cách a). Điều này gây

khó khăn khá lớn trong việc tính toán sức kháng cắt của cấu kiện.

Để khắc phục nhược điểm trên, công thức (3.1) thường được lược bớt thành

phần a/d bằng cách đặt tỷ số a/d cố định bằng 3. Khi đó công thức (3.1) được viết

gọn thành công thức (3.2) như dưới đây:

(3.2)

Theo đó, công thức này cho một ước lượng về sức kháng cắt của cấu kiện bê

tông cốt thép không cốt đai và không còn phụ thuộc vào vị trí tải trọng nữa. Sự đơn

giản hóa này làm giảm độ chính xác của kết quả ước lượng ở một mức độ nhất định,

nhưng điều này có thể chấp nhận được vì kết quả thiên về an toàn.

Về mặt cơ học, kết cấu dầm bê tông chịu cắt không cốt đai có ứng xử chịu cắt

phụ thuộc vào sự phân bố của tải trọng. Với tải trọng tập trung có tỷ số a/d < 3, thì

kết cấu làm việc có xu hướng theo sơ đồ dàn, trong đó tải trọng được truyền về gối

qua thanh nén bê tông, do vậy sức kháng cắt phụ thuộc nhiều vào cường độ chịu

nén của bê tông. Sức kháng trong trường hợp này thường không ổn định và có độ

lệch chuẩn tương đối với giá trị lớn. Khi tỷ số a/d ≥ 3 thì dưới tác dụng của tải

trọng, các vết nứt uốn xuất hiện và nếu tải trọng tiếp tục gia tăng thì lực cắt uốn sẽ

tạo các vết nứt xiên dẫn tới phá hoại. Sức kháng cắt trong trường hợp này phụ thuộc

chủ yếu vào cường độ chịu kéo của bê tông. Mặc dù phá hoại đột ngột nhưng sức

kháng có giá trị nhỏ hơn về độ lệch chuẩn tương đối so với trường hợp đầu tiên. Khi

phân tích độ tin cậy để tính toán ra giá trị thiết kế, tỷ số a/d = 3 được chọn với hai

mục đích: a) đơn giản việc tính toán, nghĩa là, không cần biết vị trí của tải trọng, kết

cấu được thiết kế với sức kháng cắt đều cho mọi vị trí, và b) kết hợp được cả hai

90

trường hợp ứng xử chịu lực trong một công thức mà không cần phải thiết kế hai

công thức cho hai trường hợp.

Đối với cấu kiện bê tông cốt thép thường, khi chịu tải trọng cắt ở trạng thái

cực hạn, phá hoại thường xảy ra ở mặt cắt có lực cắt và mô men lớn.Trong trường

hợp này có thể nói dạng phá hoại là uốn cắt đồng thời. Khi kết cấu bê tông được dán

thêm lớp vật liệu gia cường ở bề mặt chịu kéo, sức kháng cắt sẽ tăng vì hàm lượng

cốt thép dọc có hiệu tăng. Khi đó, hàm lượng có hiệu của cốt chịu kéo dọc có thể

tính là tổng của hàm lượng cốt thép dọc và hàm lượng của vật liệu gia cường được

qui đổi về cốt thép theo độ cứng tương đương (ví dụ thông qua việc qui đổi mô đun

đàn hồi tương đương, xem công thức dưới đây).Ký hiệu và tương ứng là

diện tích mặt cắt và mô đun đàn hồi của lớp vật liệu gia cường, ta có

(3.3)

Như vậy, sức kháng cắt của cấu kiện tại vị trí có lớp gia cường có thể tính theo

công thức (3.2) với việc sử dụng hàm lượng cốt thép dọc có hiệu theo công

thức (3.3) thay vì sử dụng .

Trong thực tế thi công, đôi khi không thể bố trí dán hết vật liệu qua khu vực

gối. Giả sử chiều dài đoạn không được dán là Le được tính từ cuối của lớp vật liệu

gia cường tới tâm gối. Các thí nghiệm của Jansze và những người khác [39] cho

thấy sức kháng cắt của kết cấu sau khi gia cường phụ thuộc chính vào chiều dài Le

trong trường hợp hàm lượng vật liệu lớp gia cường đủ nhiều, khi lớp gia cường đủ

đảm bảo không có phá hoại ở mặt cắt được gia cường. Có thể lý giải điều này qua

việc giải thích sự hình thành các vết nứt của kết cấu sau khi gia cường. Dưới tác

dụng của tải trọng, vết nứt uốn cắt được hình thành và xuất phát từ điểm cuối của

lớp gia cường. Vết nứt này quyết định tới khả năng chịu cắt của cấu kiện. Như vậy,

có thể nói vị trí điểm cuối của lớp gia cường sẽ quyết định đường nứt xiên do cắt

uốn. Đường nứt này có dạng cong vòm. Khi không có lớp gia cường, vết nứt được

phát triển tương đối ngẫu nhiên hơn.

Để tính toán sức kháng cắt của kết cấu, có nhiều ước lượng được đưa ra. Tuy

nhiên, cách tiếp cận của Jansze (1997) [39] cho kết quả tốt nhất. Ở đây, Jansze đã

đưa ra một khái niệm là vị trí tải trọng tương đương aL là hàm của d và L, cũng như

91

hàm lượng cốt thép dọc l. Kết quả này được phát triển trên các suy diễn của Kim

và White (1991). Theo đó, khoảng cách tương đương aL được tính như sau:

(3.4)

Việc tính toán sức kháng cắt của cấu kiện được thực hiện bằng cách thay

cho a trong công thức (3.5). Do đã định trước được vị trí vết nứt cắt uốn nên vị trí

tải trọng thực sự không còn cần thiết trong việc tính toán nữa. Kết quả sức kháng sẽ

theo công thức (3.5) như dưới đây:

(3.5)

3.3.2 Đề xuất công thức tính toán mới về sức kháng cắt cấu kiện bê tông

cốt thép

Trong phần này trình bày kết quả nghiên cứu và đề xuất một công thức tính

toán mới cho sức kháng cắt của cấu kiện bê tông cốt thép không cốt đai được gia

cường bằng vật liệu cường độ cao, và công thức này cho kết quả với độ chính xác

cao hơn so với các công thức tính toán hiện nay. Việc đánh giá chất lượng của công

thức tính được thực hiện thông qua so sánh với các kết quả thí nghiệm thu thập

được.

Ở trên, theo công thức tính toán của Jansze thì vị trí tương đương của tải trọng

phụ thuộc vào hàm lượng cốt thép dọc ( ), chiều cao mặt cắt (d) và khoảng cách

điểm cuối lớp gia cường tới gối (Le). Công thức này cho thấy có nhiều tham số liên

quan nhưng cuối cùng lại đưa vào tính toán thông qua tham số đại diện là vị trí tải

trọng trong công thức (3.1).

Với ý tưởng là sức kháng cắt trong trường hợp gia cường này sẽ phụ thuộc vào

tỷ số giữa khoảng cách tải trọng tới gối a và chiều dài tính từ điểm cuối lớp gia

cường tới gối Le, một hệ số điều chỉnh kg cho kết quả của việc áp dụng công thức

(3.1) cũng như (3.2) được đề xuất. Bằng phương pháp đánh giá kết quả thí nghiệm

92

(phụ lục B), có thể xác định quan hệ giữa hệ số điều chỉnh này và tỷ số a/Le thông

qua hàm hồi qui (xem Hình 3.32). Theo đó, quan hệ này có thể biểu diễn như sau:

(3.6)

Hình 3.32: Quan hệ giữa tỷ số a/Le và hệ số điều chỉnh tính toán

Sức kháng cắt cuối cùng được tính như công thức (3.7) cho trường hợp xét cả

vị trí tải trọng,

(3.7)

hoặc như công thức (3.8) cho trường hợp rút gọn.

(3.8)

với .

Để đánh giá độ chính xác của công thức, sử dụng kết quả thí nghiệm do nhiều

tác giả thực hiện với tổng số 59 dầm bê tông cốt thép được gia cường bằng tấm

composite với các thông số khác nhau (xem phụ lục B, cũng được Jansze tổng hợp

[39]), để tính toán sức chịu cắt theo công thức của Janzse (3.5), công thức mới (3.7),

(3.8) và so sánh với kết quả thí nghiệm. Chi tiết về các thông số hình học và vật liệu

được trình bày trong phần phụ lục. Bảng dưới đây trình bày kết quả đánh giá thông

qua sai số mô hình .

93

Bảng 3.5: So sánh kết quả tính toán theo các công thức khác nhau

Công thức Janzse (3.5) (3.7) (3.8)

Giá trị trung bình 1,031 1,020 1,000

Giá trị nhỏ nhất 0,719 0,765 0,749

Giá trị lớn nhất 1,416 1,338 1,331

Độ lệch tiêu chuẩn 0,161 0,146 0,146

Hệ số biến thiên COV (%) 15,65 14,28 14,59

Kết quả cho thấy cả ba công thức đều cho giá trị trung bình rất tốt, xấp xỉ bằng

1. Công thức (3.7) có độ hệ số biến thiên nhỏ nhất với giá trị là 14,28%. Công thức

(3.8) với việc bỏ qua ảnh hưởng của vị trí tải trọng cho hệ số biến thiên lớn hơn một

chút với giá trị là 14,59%. Công thức của Janzse cho độ chính xác kém nhất với hệ

số biến thiên lớn nhất, với giá trị 15,65%. Công thức (3.8) cho thấy sự đơn giản

trong sử dụng và độ chính xác cao, do vậy đề nghị dùng cho tính toán thiết kế.

Ở trên, các công thức đều được tính với giá trị trung bình. Trong tính toán

thiết kế, giá trị này được triết giảm theo một hệ số. Hệ số này chính là hệ số an toàn.

Giá trị của sức kháng khi thiết kế thường không căn cứ vào giá trị sức kháng trung

bình, mà thường lấy với giá trị cận dưới ứng với xác suất cho trước kết hợp với hệ

số an toàn. Thông thường, xác suất cận dưới hay sử dụng trong thiết kế là 5%. Để

tính với xác suất dưới 5%, hệ số an toàn cho công thức (3.8) sẽ là:

(3.9)

Hệ số -1,645 mô tả giá trị ứng với xác suất cận dưới 5% của đại lượng đang

xét khi tính toán với giả thiết đại lượng ngẫu nhiên có hàm phân bố xác suất với

hàm phân phối chuẩn Gauss. Ở đây cần lưu ý là độ nhạy của các tham số khác như

cường độ bê tông, sai số hình học, hàm lượng cốt thép dọc là khá bé so với sai số do

mô hình ở trên. Để thuận tiện cho việc tính toán và thiên về an toàn, hệ số an toàn

xét cho cường độ bê tông được đề nghị dùng cho thiết kế là = 1,5 như trong các

94

tiêu chuẩn tính toán thiết kế. Sức chịu tải thiết kế được tính như công thức (3.10a/b)

dưới đây:

(3.10a)

(3.10b)

Với công thức tính toán đã đề xuất trên, việc kiểm toán sức chịu cắt của kết

cấu được gia cường bằng cách dán lớp vật liệu composite chỉ ở mặt dưới được thực

hiện dễ dàng với độ tin cậy cao hơn so với công thức của Jansze[39].

3.4 Nghiên cứu yếu tố ảnh hưởng đến khả năng chịu uốn của kết cấu được

gia cường bằng tấm composite

3.4.1 Giới thiệu chung

Chất lượng và hiệu quả của việc gia cường kết cấu phụ thuộc vào nhiều yếu tố.

Trong đó, các tham số thể hiện sức kháng của vật liệu đóng vai trò quan trọng. Các

tham số hình học liên quan tới ứng xử của kết cấu như tỷ lệ diện tích giữa cốt thép

và bê tông thông qua hàm lượng cốt thép có trong bê tông, bề dày lớp bê tông bảo

vệ, cũng có ảnh hưởng đáng kể tới sự làm việc chung giữa kết cấu cũ và lớp vật liệu

gia cường.

Với tiến bộ không ngừng về công nghệ vật liệu, các loại keo dính được dùng

liên kết giữa lớp bê tông mặt ngoài và lớp vật liệu cốt sợi cường độ cao có cường độ

vật liệu cao hơn nhiều so với bê tông thông thường, đặc biệt về khả năng chịu kéo

và cắt. Các thí nghiệm kéo trực tiếp đối với mẫu bê tông được nối thông qua keo

dán cho thấy mẫu bị phá hoại bởi bê tông chứ không phải là ở vị trí keo dán (phụ

lục A). Chính vì vậy, các dạng phá hoại có thể xảy ra thường là sự bóc tách lớp bê

tông khỏi kết cấu cũ dọc theo bề mặt và có thể dọc theo lớp cốt thép chịu lực bên

trong cấu kiện.

Dưới đây trình bày kết quả khảo sát các tham số chính tham gia trong việc gia

cường kết cấu bằng công nghệ dán tấm composite cường độ cao, bao gồm hàm

95

lượng vật liệu gia cường (số lớp gia cường), cường độ bê tông của kết cấu cũ,

cường độ và hàm lượng cốt thép chịu lực và bề dày lớp bê tông bảo vệ. Trong phạm

vi luận án, sử dụng loại kết cấu cơ bản dạng dầm giản đơn, chịu uốn để khảo sát

các tham số. Kết quả thu được có thể mở rộng để sử dụng cho các loại cấu kiện

khác. Phương pháp mô phỏng số được sử dụng để đảm bảo thu được đầy đủ ứng xử

của kết cấu chịu lực; quá trình khảo sát tập trung vào sự phân bố ứng suất, biến

dạng và sự phát triển vết nứt của kết cấu.

3.4.2 Các tham số ảnh hưởng tới sức chịu tải của hệ kết cấu gia cường

Nhằm tạo thuận lợi cho việc so sánh, lựa chọn dầm bản bằng bê tông cốt thép

để mô phỏng. Dầm bản có chiều dài tính toán 2000mm, bề dày 250mm, bề rộng

1000mm, bề dày lớp bê tông bảo vệ 30mm, bê tông có cường độ theo mẫu lăng trụ

trung bình là 28 MPa, cường độ cốt thép 290 MPa (được chọn theo cường độ

thường sử dụng trong công trình bê tông cốt thép ở Việt Nam) và hàm lượng cốt

thép thớ được gia cường là 0,5%. Lớp gia cường được dán ở khu vực mặt dưới của

dầm nhưng chừa lại một khoảng dài 50mm tại khu vực sát gối. Tải trọng được đặt ở

giữa dầmcách gối một khoảng cách là 1000mm. Khi thực hiện việc khảo sát, một số

tham số trên của kết cấu được thay đổi nhằm thu được các quan hệ cơ học về ứng

xử của kết cấu.

Trong nghiên cứu này chọn trường hợp tải trọng tập trung để khảo sát. Nghiên

cứu tập trung vào ứng xử của kết cấu ở trạng thái giới hạn cường độ. Việc đánh giá

khả năng chịu mỏi của kết cấu không được thực hiện, vì trong CTTL, tải trọng gây

mỏi cho kết cấu bê tông thường nhỏ và nói chung kết cấu ít bị phá hoại mỏi.

Trong trường hợp đánh giá khả năng kháng uốn của cấu kiện, lớp vật liệu

được dán sát tới tâm của gối. Việc này nhằm hạn chế khả năng phá hoại cắt xảy ra

trước phá hoại uốn. Việc đánh giá sức kháng cắt sẽ được trình bày ở một phần

riêng; khi đó, khoảng cách điểm cuối lớp gia cường tới vị trí gối sẽ được tập trung

nghiên cứu.

96

3.4.2.1 Ảnh hưởng của mức độ gia cường

Trong phương pháp gia cường bằng cách dán lớp vật liệu composite cường độ

cao, mức độ gia cường được thể hiện thông qua việc lựa chọn số lớp vật liệu gia

cường hay hàm lượng cốt liệu gia cường, và loại vật liệu gia cường.

Ở chương 1 và 2 đã giới thiệu các loại vật liệu chính được sử dụng cho việc

gia cường. Theo đó, các lớp vật liệu có nguồn gốc từ sợi các bon thường có mô đun

đàn hồi khá lớn, có thể cao hơn của thép. Trong khi đó, các tấm được chế tạo từ lớp

vật liệu không phải các bon (thủy tinh, aramid) có mô đun đàn hồi thấp hơn nhiều

và chỉ xấp xỉ với mô đun đàn hồi của bê tông.

Như vậy, việc sử dụng lớp vật liệu gia cường có mô đun đàn hồi cao có thể

tương đương với việc sử dụng lớp mô đun đàn hồi thấp nhưng với hàm lượng vật

liệu cao hơn theo tỷ lệ cùng độ cứng. Căn cứ vào đặc điểm này, về mặt kinh tế, theo

mức độ gia cường có thể tối ưu việc lựa chọn loại vật liệu dùng cho gia cường để

đạt được hiệu quả độ cứng lớn nhất.

Để thuận lợi trong việc so sánh và trình bày các kết quả đánh giá mức độ gia

cường, các tính toán sau đây được giả định với hàm lượng lớp vật liệu gia cường so

với bê tông với giá trị cố định là 4%, tương đương với bề dày là 10mm. Giá trị mô

đun đàn hồi của lớp gia cường này được thay đổi từ 2x105MPa tới 2x103MPa. Ở

đây, lý do cố định bề dày lớp vật liệu gia cường với giá trị tương đối lớn so với thực

tế là vì nhằm tạo thuận lợi cho việc chia lưới PTHH, để tránh các trường hợp lưới bị

suy biến với các phần tử có chất lượng hình học đặc biệt kém. Tuy nhiên, với sự

thay đổi mô đun đàn hồi lớp vật liệu gia cường này hoàn toàn có thể phản ánh được

mọi loại vật liệu gia cường phổ biến với bề dày gia cường thường sử dụng. Khi

muốn tính đổi ra chiều dày lớp vật liệu gia cường mong muốn với mô đun đàn hồi

cho trước, có thể thực hiện theo công thức qui đổi độ cứng chịu kéo như sau:

(3.11)

Trong đó, Eg và tg tương ứng là mô đun đàn hồi và chiều dày của lớp vật liệu

được mô phỏng trong mô hình tính, tgc chiều dày lớp vật liệu gia cường tương

97

đương tương ứng với mô đun đàn hồi cho trước Egc. Như đã trình bày ở trên, chiều

dày lớp gia cường trong mô hình được cố định là 10mm.

Kết quả phân tích số của kết cấu dầm với nhiều trường hợp gia cường ở các

mức độ khác nhau (tương ứng với độ cứng chịu kéo dọc của lớp gia cường) cho

thấy ở mức độ gia cường thấp, hay độ cứng chịu kéo của lớp gia cường là nhỏ thì sự

phân bố vết nứt chủ yếu tập trung tại vùng có mô men lớn. Ở đây là khu vực dưới vị

trí đặt tải. Sự phá hoại xảy ra khi bề rộng vết nứt đủ lớn, dẫn tới chiều cao chịu nén

của mặt cắt bị giảm và tới một mức tải trọng đủ lớn thì sự phá hoại xảy ra đối với bê

tông chịu nén. Với trường hợp mức độ gia cường rất thấp thì sự phá hoại xảy ra đối

với cốt thép dọc và lớp gia cường dưới tác dụng kéo do mô men gây ra (Hình

3.33a).

Tuy nhiên, nếu độ cứng chống kéo nén của lớp gia cường rất lớn thì biến dạng

dọc tại thớ chịu kéo sẽ nhỏ. Các vết nứt tại khu vực có mô men lớn cũng bị giảm đi

so với trường hợp trên. Khi đó, biến dạng sẽ tập trung tại khu vực bê tông dầm

không có lớp gia cường. Đó chính là đoạn giữa điểm cuối của lớp gia cường và tâm

của gối dầm. Sự kéo của lớp gia cường gây nên lực nén xiên từ điểm cuối của lớp

gia cường hướng về phía tải trọng tác dụng. Các vết nứt bê tông dọc theo lớp gia

cường cũng như các vết nứt xiên phát triển tới một trạng thái nào đó làm cho kết

cấu sụp đổ. Phá hoại này có dạng phá hoại cắt với vết nứt chính xuất phát từ điểm

cuối của lớp gia cường, như đã trình bày ở phần 3.2 (xem Hình 3.33b).

a) Mức độ gia cường nhỏ

98

b) Mức độ gia cường lớn

Hình 3.33: Vết nứt tại trạng thái giới hạn phụ thuộc vào mức độ gia cường

Hình biểu diễn quan hệ giữa tải trọng giới hạn và chuyển vị tại điểm đặt lực

của dầm cho nhiều trường hợp gia cường ở các mức khác nhau; đường ký hiệu “0“

thể hiện kết cấu chưa được gia cường, nhằm mục đích thuận lợi cho việc so sánh

với các kết quả khác.

Hình 3.34: Quan hệ chuyển vị và tải trọng giới hạn

phụ thuộc vào mức độ gia cường

Có thể thấy khi độ cứng kéo của lớp gia cường càng lớn thì tải trọng giới

hạn càng lớn. Tải trọng này không tăng mãi mà dừng lại ở một giá trị lớn nhất nào

đó. Giá trị này chính là sức kháng cắt của kết cấu khi phá hoại xảy ra tại vùng sát

200

100

50

25

10

5

99

gối, ở khu vực không có lớp gia cường. Ở trường hợp khảo sát này, sức kháng của

kết cấu sau khi gia cường có thể tăng tới xấp xỉ 4 lần sức kháng ban đầu của kết

cấu. Với độ cứng kháng kéo của lớp gia cường là 5000 N/mm (tính theo mm bề

rộng), tương đương với loại tấm cốt sợi thủy tinh với mô đun đàn hồi 50000 MPa và

chiều dày 1mm, sức kháng của cấu kiện được gia cường gấp 2 lần so với sức kháng

ban đầu (tăng 100%). Rõ ràng độ cứng kháng kéo của lớp gia cường cũng đóng góp

vào độ cứng kháng uốn của kết cấu. Khi sử dụng nhiều lớp vật liệu gia cường thì

kết cấu có ứng xử gần như là tuyến tính. Với mức gia cường thấp, kết cấu có tính

dẻo khi ở trạng thái giới hạn; với mức gia cường cao, kết cấu có tính dòn. Trường

hợp kết cấu chưa gia cường, khi đạt tới trạng thái giới hạn, cốt thép bị chảy, dẫn đến

làm tăng biến dạng kết cấu một cách nhanh chóng, trong khi tải trọng không đổi

(hình 3.34, đường “0“).

Hình 3.35 một lần nữa cho thấy khi độ cứng lớp gia cường tăng quá cao, trong

trường hợp này bắt đầu từ độ cứng kháng kéo 50000 N/mm, tương đương với bản

thép có chiều dày 2,5mm, hiệu quả của việc gia cường về sức chịu tải không tăng

thêm nữa.

Hình 3.35: Quan hệ tải trọng giới hạn và mức độ gia cường

100

Khi biết giá thành vật liệu cho các loại tấm gia cường có mô đun đàn hồi khác

nhau, với cách tiếp cận trên hoàn toàn có thể chọn được loại tấm gia cường phù hợp

với chi phí tối ưu nhất. Theo đó, việc sử dụng tấm gia cường bằng vật liệu cốt sợi

thủy tinh có thể không kinh tế so với phương án sử dụng vật liệu cốt sợi các bon,

mặc dù giá thành tính theo đơn vị của vật liệu cốt sợi thủy tinh ít hơn so với vật liệu

cốt sợi các bon.

Do đặc tính cấu tạo của tấm composite, các phương của tấm có độ cứng

thường khác nhau. Để thu được hiệu quả cao về việc gia cường thì phương chịu lực

chính của tấm composite cần được dán theo phương gây biến dạng lớn (gây nứt)

trong kết cấu. Kiến nghị cố gắng chọn số lớp vật liệu ít nhất có thể (tối đa là 3) và

ưu tiên là 1, bằng cách lựa chọn độ dày thích hợp của tấm và loại vật liệu (cốt sợi

carbon hay thủy tinh). Do mô đun đàn hồi lớn nên cốt sợi các bon có thể có hiệu

quả cao hơn so với cốt sợi thủy tinh mặc dù giá thành đắt hơn. Để đạt được hiệu quả

kinh tế tối ưu cần phân tích độ cứng yêu cầu của lớp gia cường cho từng bài toán cụ

thể.

3.4.2.2 Ảnh hưởng của cường độ bê tông

Tiếp theo là kết quả khảo sát với dầm trên khi thay đổi cường độ bê tông dầm

trong khoảng từ 10 MPa tới 43 MPa. Đây là loại bê tông thường gặp trong các

CTTL, đặc biệt là công trình bị xuống cấp cần được gia cường. Ở đây, độ cứng

kháng kéo của lớp gia cường được cố định là 10000 N/mm. Các tham số còn

lạinhư hàm lượng cốt thép, kích thước cấu kiện,.. được giữ nguyên như khi khảo sát

ảnh hưởng của mức độ gia cường. Trong tính toán này, cường độ chịu nén trung

bình của bê tông 28 Mpa, cho kết cấu dầm làm cơ sở để tham khảo khi so sánh,

được chọn trên cơ sở mác bê tông thông thường được sử dụng trong CTTL thực tế

(mác 20 đến 30 Mpa). Giá trị này được xem như giá trị cường độ mục tiêu mong

muốn khi thiết kế công trình. Trong quá trình thực tế thi công kết cấu, bê tông có

thể có các giá trị cường độ sai khác so với giá trị mục tiêu này. Miền khảo sát có

cận dưới ứng với cường độ chịu nén 10 MPa và cận trên là 43 MPa.

101

Hình 3.36: Quan hệ chuyển vị và tải trọng giới hạn phụ thuộc vào cường độ bê tông

Rõ ràng với cùng một mức độ gia cường thì tùy theo cường độ của bê tông mà

kết cấu sau gia cường có sức kháng gia tăng với tỷ lệ tương ứng. Biểu đồ trên hình

3.37 cho thấy tỷ lệ này gần như là tuyến tính. Với mức gia cường khảo sát ở trên

cho thấy sức kháng sau khi gia cường đối với kết cấu có cường độ bê tông chịu nén

10 MPa lớn hơn 50% so với sức kháng kết cấu không gia cường có cường độ bê

tông chịu nén 28 MPa. Điều này cho thấy mặc dù cường độ bê tông trong kết cấu

cần gia cường có thể thấp hơn nhiều lần (trong trường hợp vừa nêu là chỉ bằng 1/3)

giá trị thiết kế thì việc sử dụng tấm composite cải thiện rất lớn sức kháng của kết

cấu. Trong một khía cạnh khác, sức kháng của kết cấu tăng nhưng độ dẻo của kết

cấu giảm. Kết cấu không có nhiều miền biến dạng dẻo sau khi tải trọng đạt tới giá

trị cực đại mà kết cấu chịu được (xem hình 3.36, kết cấu bê tông không gia cường

và có gia cường với cường độ chịu nén 28 MPa).

20

15

10

28

43

102

Hình 3.37: Quan hệ tải trọng giới hạn và cường độ bê tông

Như vậy, từ kết quả nghiên cứu trên cho thấy: cường độ bê tông có ảnh hưởng

tới hiệu quả gia cường. Nếu bê tông trong kết cấu có cường độ cao thì tiềm năng

khai thác vùng bê tông chịu nén là cao dẫn tới sức chịu tải của kết cấu sau gia

cường được tăng lên đáng kể.

3.4.2.3 Ảnh hưởng của hàm lượng của cốt thép chịu lực

Tương tự như cường độ bê tông, hàm lượng cốt thép thường trong kết cấu bê

tông cũng có ảnh hưởng tới sức kháng của kết cấu trước và sau khi gia cường. Nếu

kết cấu trước khi gia cường có hàm lượng cốt thép cao có thể tiết kiệm được lượng

vật liệu gia cường (hình 3.38). Do vậy, trong tính toán gia cường cần thiết phải xem

xét hàm lượng cốt thép hiện có trong kết cấu. Nếu kết cấu bị nứt và cốt thép bị rỉ có

thể tính toán triết giảm hàm lượng cốt thép để việc tính toán được chính xác hơn.

Việc triết giảm có thể thực hiện thông qua khảo sát đánh giá mức độ ăn mòn (rỉ)

xảy ra đối với cốt thép. Căn cứ vào đường kính đo đạc được tại hiện trường, có thể

tính lại được diện tích cốt thép còn chịu lực.

103

Hình 3.38: Quan hệ tải trọng và chuyển vịphụ thuộc vào hàm lượng cốt thép

Với kết cấu dạng bản, hàm lượng cốt thép dọc thường nhỏ hơn 2%, sức kháng

uốn của kết cấu sau gia cường có tỷ lệ thuận với hàm lượng cốt thép (hình 3.39).

Khi hàm lượng cốt thép dọc lớn hơn 2,5% thì việc gia cường không đem lại thêm

nhiều về sức kháng cho kết cấu.

Hình 3.39: Quan hệ tải trọng giới hạn và hàm lượng cốt thép thường

104

Kết quả khảo sát trên hoàn toàn phản ánh đúng ứng xử cơ học của kết cấu bê

tông cốt thép. Với trường hợp hàm lượng cốt thép chịu kéo thấp thì mặt cắt có biến

dạng dẻo lớn và phá hoại xảy ra khi cốt thép chịu kéo bị đứt (biến dạng chảy vượt

quá giá trị biến dạng phá hoại của cốt thép). Ngược lại, khi cốt thép dọc có hàm

lượng cao được sử dụng thì mô men kháng uốn sẽ tăng lên so với trường hợp cốt

thép dọc có hàm lượng thấp. Mô men uốn lớn xảy ra đồng thời với biến dạng trong

cốt thép dọc nhỏ làm gia tăng biến dạng nén trong vùng bê tông chịu nén. Sức

kháng của mặt cắt đạt được khi bê tông bị phá hoại do nén lớn. Trong trường hợp bê

tông bị phá hoại ở vùng nén thì không cần gia cường thêm cốt chịu lực cho vùng bê

tông chịu kéo, trừ trường hợp mục tiêu gia cường không phải là về sức kháng mà là

về biến dạng (khống chế chuyển vị).

Như vậy, từ kết quả nghiên cứu trên cho thấy, đối với kết cấu có hàm lượng

cốt thép thấp (ví dụ 0,5%) thì hiệu quả của phương pháp gia cường là rất lớn, vì có

thể cho phép sử dụng lượng lớn vật liệu gia cường trong vùng chịu kéo mà vẫn đảm

bảo vùng nén của bê tông không bị phá hoại. Nếu hàm lượng cốt thép chịu kéo lớn

hơn 2% thì hiệu quả của việc gia cường thấp. Vì vậy, kiến nghị chỉ sử dụng phương

pháp đối với kết cấu có hàm lượng cốt thép nhỏ hơn 2%.

3.4.2.4 Ảnh hưởng của chiều dày lớp bê tông bảo vệ

Để khảo sát ảnh hưởng của chiều dày lớp bê tông bảo vệ tới sức kháng của kết

cấu sau khi gia cường các thông số sau được giữ cố định: chiều dài bản 2500mm, bề

dày 250mm, bề rộng 1000mm, bê tông có cường độ theo mẫu lăng trụ trung bình là

28 MPa, cường độ cốt thép thường 290 MPa, hàm lượng cốt thép thớ được gia

cường là 0,5%. Độ cứng kháng kéo của lớp gia cường được cố định là 10000

N/mm. Chiều dày lớp bê tông bảo vệ được thay đổi từ 15mm tới 55mm.

Khảo sát cho thấy,chiều dày lớp bê tông bảo vệ có ảnh hưởng ít hơn đối với

sức kháng của kết cấu sau khi gia cường khi so sánh với các tham số ảnh hưởng

khác (hình 3.40).

105

Hình 3.40: Quan hệ chuyển vị và tải trọng giới hạn phụ thuộc vào chiều dày lớp bê

tông bảo vệ

Điều này chứng tỏ với việc dán lớp gia cường trên bề mặt cấu kiện đã huy

động tối đa sức kháng kéo của bê tông từ mặt ngoài theo chiều sâu vào bên trong

lòng kết cấu. Khi mức độ gia cường đủ lớn (ví dụ như trong trường hợp khảo sát

này) và hàm lượng cốt thép thường trong bê tông không quá cao (sức kháng từ cốt

thép thường không chiếm nhiều trong tổng sức kháng của kết cấu sau gia cường) thì

sức kháng kết cấu sau khi gia cường ít phụ thuộc vào chiều dày lớp bê tông bảo vệ.

Hình 3.41: Quan hệ tải trọng giới hạn và chiều dày lớp bê tông bảo vệ

106

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ có ảnh hưởng tuyến tính đối với sức kháng của

kết cấu (hình 3.41). Theo đó, với chiều dày lớp bê tông bảo vệ 15mm, khi được gia

cường, sức kháng của kết cấu đạt giá trị lớn nhất.

Như vậy, từ kết quả nghiên cứu trên cho thấy, chiều dày lớp bê tông bảo vệ có

ảnh hưởng trong phạm vi khoảng 6% đến sức kháng của kết cấu (so sánh biến thiên

sức kháng ứng với bề dày lớp bê tông bảo vệ với giá trị trung bình là 35mm trong

trường hợp khảo sát này, xem hình 3.41). Theo đó, khi chiều dày lớp bê tông bảo vệ

nhỏ thì sức kháng của kết cấu gia cường có xu hướng tăng, vì lúc này trọng tâm của

vật liệu chịu kéo (cốt thép chịu kéo trong bê tông và lớp gia cường) nằm xa hơn so

với vị trí trục trung hòa.

3.5 Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến khả năng chịu chịu cắt của kết

cấu được gia cường chịu uốn bằng tấm composite

Tương tự như mục 3.4 khi nghiên cứu đánh giá sức kháng uốn của kết cấu

được gia cường bằng lớp vật liệu composite, ở phần này trình bày kết quả đánh giá

khả năng chịu cắt của kết cấu dạng tấm bản được gia cường chịu uốn. Trong đó, tập

trung khảo sát ảnh hưởng của khoảng cách giữa điểm cuối lớp vật liệu gia cường và

trục gối. Đây cũng chính là khoảng cách của lớp bê tông không được gia cường.

Kết cấu khảo sát có kích thước hình học như ở mục 3.2.2, chịu tải trọng tập

trung có khoảng cách so với gối khác nhau, lần lượt là 500mm, 750mm và

1000mm. Để đảm bảo thu được dạng phá hoại cắt, kết cấu được mô phỏng đối xứng

dạng dầm 4 điểm với vùng giữa chịu uốn thuần túy.

Các kết quả tính toán được thể hiện trên Hình 3.42. Kết quả thể hiện các vết

nứt và biến dạng dẻo chính. Trong nghiên cứu này, khi chiều dài đoạn không gia

cường nhỏ (50mm và 100mm) thì các vết nứt cắt theo phương xiên xuất hiện ở khu

vực điểm đặt lực. Sự phá hoại dạng bóc tách lớp gia cường không xảy ra.

Tuy nhiên, khi chiều dài đoạn không gia cường lớn hơn thì phá hoại cắt đã

xuất hiện tại điểm cuối của lớp gia cường (hình 3.42 d và e). Trong trường hợp này,

sức kháng cắt có thể tính toán theo công thức như đã trình bày ở mục 3.3. Sức

kháng cắt không phụ thuộc vào vị trí đặt tải tập trung.

107

Hình 3.42e thể hiện ứng suất trong lớp vật liệu gia cường. Ứng suất này tăng

dần từ điểm cuối lớp gia cường tới điểm đặt lực tập trung phụ thuộc vào mô men do

tải trọng gây ra.

a) Le = 50mm, phân bố vết nứt và biến dạng dẻo theo phương kéo chính

b) Le = 100mm, phân bố vết nứt và biến dạng dẻo theo phương kéo chính

c) Le = 200mm, phân bố vết nứt và biến dạng dẻo theo phương kéo chính

d) Le = 300mm, phân bố vết nứt và biến dạng dẻo theo phương kéo chính

108

e) Le = 350mm, phân bố vết nứt bê tông, phân bố ứng suất trong cốt thép theo

phương dọc

Hình 3.42: Sự phát triển của vết nứt và trạng thái ứng suất trong dầm

Ảnh hưởng của chiều dài lớp bê tông không gia cường tới sức kháng của kết

cấu một lần nữa được thể hiện trên hình 3.43. Khi chiều dài đoạn không gia cường

tăng thì sức kháng của kết cấu giảm. Điều này cho thấy bên cạnh việc gia cường,

ngoài tăng khả năng chịu uốn thì cũng cần lưu ý tới khả năng chịu cắt của kết cấu.

Với cách gia cường bằng phương pháp dán lớp vật liệu trên bề mặt chịu kéo, kết

quả khảo sát đã trình bày ở hình 3.6 đối với các cấu kiện có cường độ bê tông chịu

nén 28 MPa cho thấy sức kháng uốn sau gia cường gấp gần 3 lần (bằng gần 300%,

215 kN) sức kháng uốn khi không gia cường (85 kN). Đối với dầm đang nghiên

cứu, nếu chiều dài lớp bê tông không gia cường lớn hơn 300mm thì sức kháng cắt

nhỏ hơn sức kháng uốn, và do đó phá hoại cắt xảy ra trước phá hoại uốn (hình

3.43). Do vậy, trong gia cường theo phương pháp này cần cố gắng hạn chế đoạn

không gia cường tại vị trí gối.

109

Hình 3.43: Quan hệ tải trọng giới hạn và chiều dài đoạn bê tông không gia cường

Kết quả này dẫn tới kết luận quan trọng trong việc gia cường với kết cấu dạng

bản. Đó là, nếu tập trung vào việc gia cường sức kháng uốn của kết cấu mà không

đánh giá đầy đủ sức kháng cắt thì có thể dẫn tới việc phá hoại cắt của kết cấu; và

sức kháng cắt của kết cấu có thể quyết định mức độ tối đa lớp vật liệu gia cường.

Một sự kỳ vọng tăng sức kháng quá lớn khi gia cường có thể là không khả thi. Kết

cấu dạng bản có thể bị phá hủy cắt trước khi bị phá hủy do uốn.

Kết luận chương 3

a) Sử dụng phương pháp phân tích số kết hợp với thí nghiệm, tác giả đã làm

rõ các yếu tố ảnh hưởng đến hiệu quả gia cường kết cấu BTCT gia cường

bằng tấm composite. Cụ thể là:

Độ cứng lớp gia cường: có ảnh hưởng quyết định tới hiệu quả của việc

gia cường. Độ cứng càng lớn thì sức kháng kết cấu sau gia cường càng

tăng.

Cường độ bê tông:ảnh hưởng nhiều tới hiệu quả gia cường. Kết cấu có

cường độ nén của bê tông càng cao thì hiệu quả gia cường càng lớn.

110

Chiều dày lớp bảo vệ: không nhiều và về cơ bản có thể bỏ qua.

Hàm lượng cốt thép thường: nếu kết cấu có hàm lượng cốt thép thường

nhỏ thì hiệu quả gia cường sẽ lớn và ngược lại. Kết cấu có hàm lượng

cốt thép thường lớn hơn 2% thì phương pháp gia cường bằng tấm

composite không còn hiệu quả.

Chiều dài đoạn không gia cường khu vực gần gối: khoảng cách từ điểm

cuối của lớp gia cường tới gối có ảnh hưởng quyết định tới sức kháng

cắt của kết cấu; khi chiều dài đoạn không gia cường này lớn thì việc gia

tăng sức kháng sẽ kém hiệu quả; Sự gia tăng sức kháng cắt thấp hơn

nhiều so với sức kháng uốn; Để có được hiệu quả đồng thời từ việc gia

cường sức kháng uốn và cắt, chiều dài đoạn không gia cường gần gối

cần được hạn chế. Do vậy, trong công tác gia cường kết cấu dạng tấm

bản, việc dán lớp vật liệu gia cường nên được thực hiện kéo dài cho cả

khu vực gối.

b) Cũng trong chương này, luận án đã chứng minh rằng, sử dụng phần mềm

ATENA với phương pháp mô hình hóa mà tác giả sử dụng đã mô phỏng

đúng đắn ứng xử của kết cấu BTCT gia cường bằng tấm composite, phù

hợp với các thí nghiệm mô hình vật lý do chính tác giả thực hiện.

111

Chương 4: ÁP DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VÀO TÍNH TOÁN CHO CÔNG

TRÌNH THỰC TẾ

Tính toán gia cường kết cấu BTCT bằng tấm composite đòi hỏi những phân

tích đầy đủ để đạt được hiệu quả về mặt kinh tế - kỹ thuật. Chương này trình bày

tóm tắt đặc điểm kết cấu và điều kiện làm việc của CTTL, đặc biệt tập trung vào

công trình cống và cầu máng khẩu độ lớn. Trên cơ sở đó trình bày quy trình tính

toán gia cường kết cấu BTCT bằng tấm composite cho CTTL. Để minh họa cho

việc tính toán này, hai công trình điển hình là cống ngầm và cầu máng được lựa

chọn với những tính toán cũng như đánh giá hiệu quả của phương pháp gia cường

bằng tấm composite.

4.1 Đặc điểm kết cấu và điều kiện làm việc của CTTL

Công trình thủy lợi bằng BTCT có kết cấu đa dạng và điều kiện làm việc phức

tạp.Khác với công trình giao thông hay công trình xây dựng dân dụng, CTTL có thể

nằm ngầm trong đất hoặc lộ thiên, có đặc điểm thường xuyên tiếp xúc với môi

trường đất và nước. Điển hình như công trình cống dưới đê, đập hoặc công trình cầu

máng dẫn nước bằng bê tông cốt thép; đặc điểm chính của những công trình này là:

khối lượng lớn, chịu tác động của nhiều loại tải trọng (trong đó tải trọng bản thân

chiếm tỉ trọng lớn), một số công trình chịu tải trọng lớn hơn nhiều lần so với công

trình giao thông, xây dựng dân dụng; kết cấu thường có dạng bản (dải) kết hợp với

dạng dầm, một số loại cầu máng có khẩu độ, chiều cao mặt cắt lớn; hiện nay số

lượng các công trình này đã được xây dựng ở Việt Nam lên đến hàng chục nghìn

cái.

Về mặt chịu lực, kết cấu CTTL bằng BTCT một mặt phải có đủ khả năng chịu

lực như mục tiêu của thiết kế (điều kiện về sức kháng) và phải đảm bảo tuổi thọ

khai thác (điều kiện khai thác). Trong điều kiện của Việt Nam, các CTTL bằng

BTCT được xây dựng trong nhiều điều kiện khác nhau, chịu nhiều tác động của tải

trọng và sự xâm thực của môi trường nước nên điều kiện chịu lực của công trình

112

không luôn luôn thuận lợi. Dưới đây trình bày những đặc điểm chính về mặt kết cấu

và điều kiện làm việc của hai loại CTTL điển hình bằng BTCT.

Công trình cống (bao gồm cống ngầm, cống lộ thiên, cống áp lực,..): Công

trình cống BTCT có thể có tiết diện thoát nước dạng tròn hoặc chữ nhật. Cống

thường chịu tải trọng nước trong lòng cũng như áp lực đất và nước ở xung quanh.

Các bộ phận của cống (thành, trần, đáy) thường chịu tải trọng nén và uốn, cắt kết

hợp. Ngoại trừ cống có khẩu độ lớn, các công trình cống phổ biến thường chịu tải

trọng nén và uốn lớn. Để công trình đảm bảo ổn định, kết cấu thường có độ mảnh

nhỏ. Do vậy các lực như mô men uốn khi kết hợp với lực nén dọc có thể không gây

ra nhiều lực kéo trong cốt thép. Công trình cống thường có hiện tượng suy giảm về

chất lượng trong quá trình khai thác do sự tác động trực tiếp của dòng nước. Lớp bê

tông tiếp xúc với nước thường bị bào mòn. Quá trình thấm, xâm thực của nước có

thể vượt qua bề dày của lớp bê tông bảo vệ và gây rỉ đối với cốt thép chịu lực bên

trong. Khi cốt thép bị rỉ xảy ra sự trương nở do rỉ thép dẫn tới sự bong bật của lớp

bê tông bảo vệ. Có thể kết cấu vẫn đảm bảo yêu cầu chịu lực nhưng điều kiện khai

thác lâu dài (tuổi thọ) của kết cấu thường bị suy giảm khi cốt thép chịu lực bị rỉ

nhiều. Do vậy, để đảm bảo điều kiện khai thác, công trình cần sửa chữa, đặc biệt là

phải tăng cường duy trì sức kháng cho lớp bê tông bảo vệ hoặc hạn chế thấm, xâm

thực của nước tới lớp bê tông và cốt thép chịu lực bên trong kết cấu.

Công trình cầu máng: công trình cầu máng là một phần của kết cấu kênh khi

cần dẫn nước qua một địa hình không bằng phẳng mà phương án san nền có thể

không hiệu quả hoặc yêu cầu hạn chế thay đổi về địa hình. Trong CTTL, cầu máng

thường được xây dựng từ các nhịp giản đơn bê tông cốt thép có mặt cắt chữ nhật

hoặc chữ U. Tùy theo đặc điểm tiếp xúc với môi trường cũng như qui mô và kích

thước yêu cầu, kết cấu cầu máng có thể có dạng bản mỏng (bê tông lưới thép) hoặc

có nhiều hệ thống dầm dọc, dầm ngang hỗ trợ để tăng sức kháng và giảm trọng

lượng bản thân. Đối với các cầu máng qui mô nhỏ, có thể chế tạo trước các nhịp

máng tại công xưởng rồi vận chuyển lắp ráp tại hiện trường nếu điều kiện giao

thông cho phép. Đối với các cầu máng kích thước lớn thì việc thi công tại chỗ trên

đà giáo cố định hoặc di động thường được sử dụng. Thực tế CTTL ở Việt Nam hiện

113

nay cho thấy các công trình vẫn chủ yếu thiết kế sử dụng bê tông cốt thép thuần túy

(ít có ứng dụng của cốt thép dự ứng lực) nên công trình thường nặng nề, tải trọng

bản thân lớn, việc thi công thực hiện theo nhiều giai đoạn và do đó kết cấu có

những trạng thái chịu lực khác nhau.

4.2 Quy trình tính toán gia cường kết cấu BTCT bằng tấm composite cho

CTTL

Trong các chương trước, ứng xử của kết cấu bê tông cốt thép cũng như các

ảnh hưởng liên quan đến sức kháng khi gia cường kết cấu BTCT đã được nghiên

cứu, khảo sát thông qua các thí nghiệm vật lý và mô phỏng bằng phương pháp số.

Do vật liệu gia cường có giá thành còn cao, nên việc tính toán gia cường cần phải

thực hiện chi tiết nhằm tiết kiệm tối đa nguyên vật liệu trên cơ sở tối ưu về kinh tế -

kỹ thuật. Cũng ở các chương trước, phương pháp số với cách mô hình hóa do

nghiên cứu sinh thực hiện đã được kiểm nghiệm và được đánh giá là phương pháp

thích hợp, có độ chính xác cao trong việc mô phỏng được ứng xử thực về mặt cơ

học của kết cấu BTCT. Do vậy, trong phần này việc tính toán gia cường tiếp tục

dựa trên cơ sở của mô phỏng tính toán bằng phương pháp số.

Đề tài luận án đề xuất các bước sau khi thực hiện việc tính toán gia cường kết

cấu BTCT công trình thủy lợi bằng tấm composite:

Bước 1: Khảo sát, đánh giá hiện trạng công trình.

Trong bước này, công trình nghiên cứu cần được khảo sát bằng việc đo đạc,

quan sát, phân tích các điều kiện chịu tải cũng như điều kiện tác động bất lợi của

môi trường đến việc chịu lực của công trình. Sự phân bố vết nứt, độ sâu và độ mở

rông vết nứt, những bong bật lớp bê tông bảo vệ, cường độ bê tông, mức độ suy

giảm diện tích chịu lực của cốt thép do rỉ,… cần được đo đạc chính xác.

Việc đo đạc chi tiết, đánh giá cường độ vật liệu rất quan trọng. Các giá trị đo

đạc phản ánh phẩm chất thực của kết cấu, do vậy khi tính toán đánh giá kết cấu,

không cần sử dụng hệ số an toàn để triết giảm các giá trị đo đạc này. Trong tính

toán thiết kế kết cấu mới, cường độ vật liệu luôn được lấy với giá trị đã triết giảm,

gọi là giá trị cường độ thiết kế. Giá trị này xem xét sự phân tán ngẫu nhiên của

cường độ vật liệu, vốn không dễ dàng có được giá trị chính xác như mong muốn, và

114

do vậy, để kết cấu đảm bảo độ an toàn, cường độ thiết kế luôn được lấy với giá trị

nhỏ hơn rất nhiều so với cường độ trung bình của vật liệu. Ví dụ, nếu công trình có

mác bê tông thiết kế là 30 MPa (cường độ nén lăng trụ trung bình =30 MPa),

trong tính toán thiết kế sử dụng là = 12,5 MPa. Tuy nhiên, nếu khi đo đạc trong

thực tế thu được = 20 MPa thì giá trị này có thể sử dụng trực tiếp trong tính toán

gia cường mà không cần hệ số triết giảm nào khác. Đối với những công trình có

cường độ bê tông khi đo đạc được với giá trị cao, thì có thể nói công trình này có

tiềm năng chịu lực lớn.

Trên cơ sở các dấu hiệu cho thấy sự suy giảm về mặt chịu lực hoặc điều kiện

khai thác của công trình có được từ việc khảo sát như trên nhận định các nguy cơ

phá hoại của công trình và cụ thể hóa theo dạng phá hoại, ví dụ phá hoại uốn, phá

hoại cắt, phá hoại cục bộ, phá hoại tổng thể,.. để từ đó có phương án sơ bộ đề xuất

cho việc gia cường.

Bước 2: Phân tích nguyên nhân gây tổn hại về mặt sức kháng hoặc điều kiện

khai thác của công trình.

Đây là bước quan trọng và là cơ sở cho việc quyết định đến mức độ gia cường

cũng như hiệu quả gia cường của công trình. Đối với công trình BTCT, sự phân bố

vết nứt, độ sâu cũng như độ mở rộng vết nứt là các thông tin quan trọng trong việc

nhận định điều kiện chịu lực và trạng thái chịu tải của kết cấu. Ngoài ra, do CTTL

được xây dựng thường với nhiều giai đoạn thi công nên việc phân tích ứng xử của

kết cấu theo giai đoạn chịu lực là rất cần thiết. Điều này đặc biệt quan trọng đối với

các công trình có kích thước lớn, khi mà trọng lượng bản thân của bê tông cốt thép

là một tác động chính đối với kết cấu công trình.

Khi phân tích và đánh giá các tác động gây ra tổn hại với kết cấu chịu lực, nếu

cần thiết, có thể sử dụng phương pháp phân tích số để thu được kết quả có độ tin

cậy cao.

Bước 3: Đánh giá về mặt tải trọng tác động

Tải trọng chính trong CTTL bao gồm: tải trọng bản thân, tải trọng áp lực đất

và nước, tải trọng khai thác (nước, áp lực thủy động, tải trọng xe cộ,..). Đối với các

công trình như cống, cầu máng thì có thể tính với tải trọng nước bất lợi nhất (đầy

115

cống hoặc đầy máng, hoặc chỉ có áp lực đẩy nổi bản đáy khi không có tải nước

trong lòng cống). Đánh giá nhu cầu tải trọng tăng thêm (do nhu cầu đắp nâng cao

đập, mở rộng đỉnh đê, đập phục vụ nhu cầu giao thông,…); Đối với CTTL bằng

BTCT cần gia cường về mặt sức kháng, nói chung có 2 trường hợp điển hình là: 1)

tải trọng thực tế lớn hơn so với tải thiết kế và 2) kết cấu được thiết kế không đủ khả

năng chịu lực yêu cầu do lỗi sai sót trong quá trình thiết kế và thi công.

Bước 4: Lựa chọn phương án gia cường

Căn cứ vào đặc tính vật liệu, tình trạng làm việc của kết cấu công trình có

được từ khảo sát, các thông tin đầy đủ về tải trọng tác động từ đó đề xuất phương án

gia cường kết cấu. Ở đây cần lưu ý là với công trình BTCT khi gia cường bằng tấm

composite thì cần đảm bảo điều kiện dính bám giữa lớp bê tông cũ và tấm

composite. Trong gia cường kết cấu về mặt sức kháng thì cường độ nén tối thiểu

của bê tông cần đạt là 17 MPa để có thể khai thác hiệu quả sức chịu lực của vật liệu

gia cường composite. Đối với gia cường về mặt đảm bảo điều kiện làm việc, có thể

sử dụng cường độ bê tông thấp hơn.

Tấm composite thường thiết kế với hai phương chịu lực có hàm lượng vật liệu

khác nhau. Do đó, để đạt hiệu quả cao trong công tác gia cường, phương chịu lực

chính của tấm cần được dán theo phương chịu kéo chính trong kết cấu bê tông cốt

thép.

Việc tính toán lựa chọn loại vật liệu gia cường, số lớp và hình thức gia cường

có thể tham khảo ở tiêu chuẩn ACI 440.2R-08 (2008) [12], Model Code 2010 [49]

và các kết quả đã nêu trong luận án này.

Bước 5: Lựa chọn thời điểm, điều kiện gia cường

Để tăng hiệu quả khai thác của vật liệu gia cường, thời điểm gia cường cần

được chọn sao cho sau khi gia cường thì vật liệu gia cường sẽ thu nhận được nhiều

nhất về mặt tải trọng. Ví dụ, các CTTL cần được gia cường ở thời điểm mùa khô,

hoặc chủ động giảm tải tối đa cho công trình (hạ mực nước vào công trình).

Bước 6: Tính toán chi tiết ứng xử của kết cấu theo từng giai đoạn chịu lực bao

gồm cả các trạng thái trước và sau khi gia cường

116

Trên cơ sở cân đối các điều kiện về mặt sức kháng vốn có của kết cấu và tải

trọng tác động, tiến hành tính toán chi tiết ứng xử của kết cấu theo từng giai đoạn

chịu lực. Mục đích của việc tính toán này là để thu nhận được chính xác trạng thái

chịu lực của kết cấu ở thời điểm ngay trước khi gia cường để có mức độ gia cường

kinh tế hơn. Ngoài ra, kết cấu sau khi gia cường cũng cần được phân tích về mặt

sức kháng để có thể đánh giá hiệu quả của việc gia cường cũng như sức kháng của

kết cấu sau khi gia cường là bao nhiêu.

Khi tính toán sức kháng của kết cấu sau khi gia cường, cần sử dụng một số hệ

số triết giảm về mặt sức kháng của vật liệu gia cường (ví dụ cường độ chịu kéo của

cốt liệu và của hỗn hợp vật liệu composite, cường độ dính bám,..) để đảm bảo công

trình có được độ tin cậy cần thiết.

Bước 7: Thử nghiệm, kiểm nghiệm hiệu quả của việc gia cường thông qua

việc đo đạc thực tế.

Đối với các công trình có nhiều nhịp (ví dụ cầu máng) hoặc có nhiều chỗ

giống nhau cần được gia cường, có thể tiến hành gia cường một chỗ điển hình và

sau đó đánh giá hiệu quả của phương pháp một cách trực tiếp cho bộ phận chịu lực

ấy. Trên cơ sở đó tiến hành mở rộng cho các bộ phận còn lại của kết cấu. Cách tiếp

cận này sẽ giúp cho việc gia cường được hiệu quả nhất, khoa học nhất và đặc biệt

tối ưu về mặt kinh tế - kỹ thuật.

4.3 Công trình cống Liệt Sơn

Trong phần này trình bày nội dung gia cường và kết quả kiểm tra thực nghiệm

của công trình cống Liệt Sơn thuộc tỉnh Quảng Ngãi do nghiên cứu sinh trực tiếp

thực hiện.

4.3.1 Hiện trạng về công trình cống Liệt Sơn

Cống Liệt Sơnlà cống dưới đập với kết cấu dạng hộp bằng bê tông cốt thép có

khẩu diện b x h = 1,2m x 1,6m. Cống có chiều dày mặt trên, thành và mặt dưới đều

là 0,4m. Cốt thép dọc và ngang có đường kính D14mm với khoảng cách a = 20cm

được bố trí 2 lớp trong cấu kiện bê tông, chiều dày bê tông bảo vệ c = 5cm. Cống có

chiều dài 159m. Đây là cống chảy không áp với lưu lượng thiết kế Q = 4,7m3/s. Cao

117

trình ngưỡng là +21,0m. Tại thời điểm khảo sát, mực nước hồ có cao trình là

+24,3m. (Xem bản vẽ chi tiết ở phụ lục C, phần 2)

Về hiện trạng thân cống:

- Đoạn sau cửa van: toàn bộ bê tông bị bào mòn 1-3 cm, có chỗ lộ cốt thép;

- Hầu hết các đoạn cống, phần thành cống và trần có nhiều điểm bị thấm nước

từ ngoài vào làm rỉ cốt thép, tạo ra những đụn rỉ sắt và bùn đất bên trong lòng cống;

chiều dầy các đụn rỉ từ 5 đến 10cm;

- Một số vị trí trong thân cống đã xuất hiện lỗ thủng ở thành cống và có nước

chảy phun thành dòng, vị trí lỗ thủng ở đoạn đầu tiếp giáp với đoạn tháp cống có

cao trình tương ứng ở +21,3m và +21,8m.

Đánh giá chung cho thấy thân cống lấy nước đã bị xuống cấp; bê tông thân

cống đã bị suy giảm cường độ. Theo kết quả kiểm tra chất lượng bê tông bằng

phương pháp siêu âm và bắn súng bật nảy năm 2013 cho thấy cường độ bê tông

cống chỉ còn đạt 65% đến 95% so với thiết kế. Cường độ chịu nén trung bình của bê

tông cống đo tại hiện trường xấp xỉ là 8 MPa. Rất nhiều vị trí bê tông bị rỗ ở thành

cống và vị trí tiếp giáp với trần cống (hình 4.1).

Hình 4.1: Hiện trạng cống trước khi gia cường (trái)

và sau khi gia cường (phải)

118

4.3.2 Tính toán gia cường kết cấu cống

Trên cơ sở hiện trạng cống như trên, công nghệ bọc phủ vật liệu composite

cường độ cao có thể ứng dụng để sửa chữa những hư hỏng trên của cống lấy nước

hồ chứa Liệt Sơn. Vật liệu keo dán được sử dụng có khả năng đông rắn nhanh trong

môi trường ẩm ướt cũng như bám dính tốt với bê tông, chịu được áp lực cao, tăng

cường độ chịu lực và chống thấm tốt cho bê tông thân cống, thời gian thi công

nhanh.

Để đánh giá chính xác ứng xử của kết cấu cống bê tông cốt thép trước và sau

khi gia cường, trong nghiên cứu này sử dụng chương trình phân tích PTHH phi

tuyến ATENA 2D[16]. Do đặc tính hình học dạng dải, việc tính toán thông qua mô

phỏng số được thực hiện với mô hình hai chiều.

4.3.2.1 Mô hình vật liệu

a) Bê tông

Ngoài cường độ chịu nén của bê tông được đo trực tiếp tại công trình, cần xác

định cường độ chịu kéo của bê tông để có thể thực hiện tính toán trên mô hình

số.Do không thể có số liệu đo đạc từ hiện trường, cường độ chịu kéo trung bình

được tính thông qua cường độ chịu nén theo [48] như sau:

(1)

Với cường độ chịu nén của bê tông đo được tại hiện trường là 8 MPa thì

cường độ chịu kéo của bê tông thành cống tính theo công thức trên có giá trị là 1,07

MPa.

b) Cốt thép

Do không có thông tin đầy đủ về mô đun đàn hồi của cốt thép, trong tính toán

này sử dụng mô đun đàn hồi của thép là 200000 MPa (gần với giá trị trung bình của

các loại thép công trình). Kết cấu cống sử dụng hai lớp cốt thép có gờ đường kính

14mm, khoảng cách a = 200mm và chiều dày lớp bê tông bảo vệ là 50mm.

Mô hình vật liệu đàn dẻo lý tưởng được sử dụng để mô phỏng cốt thép, với

giới hạn chảy là 290 MPa và biến dạng phá hoại là 2,5%. Sự làm việc của cốt thép

trong bê tông được tính theo mô hình nhúng. Trong đó, độ cứng của phần tử bê tông

119

có cốt thép xuyên qua sẽ được tính thêm độ cứng tương đương của cốt thép theo

hướng hình học của cốt thép.

c) Tấm sợi cường độ cao

Các thông số về tấm gia cường composite được lấy từ nhà cung cấp Fyfe [35]

với chủng loại SEH-25A như đã trình bày ở chương 2 về phần thí nghiệm vật lý.

Đối với kết cấu cống này, 3 lớp vật liệu được dán bên trong lòng cống. Tổng

bề dày mỗi lớp bao gồm cả keo dính là 1mm.

4.3.2.2 Mô hình tải trọng

Kết cấu cống có xung quanh bao bọc bởi đất và nước. Để nghiên cứu cho

trường hợp bất lợi, kết cấu được mô hình hóa trong điều kiện không có nước trong

lòng cống; mặt cắt tính toán chọn đoạn sau tháp van tại mặt cắt I-I. Mô hình tải

trọng được thể hiện như trên hình 4.2.

Hình 4.2: Sơ đồ tải trọng của kết cấu

Kết quả tính lực tác dụng lên thân cống:

+ Lực phân bố trên đỉnh: q = 19,7 (T/m2)

+ Lực phân bố dưới đáy: qn = 62,6 (T/m2)

qn = 62,60 T/m2

q5 = 0,96 T/m2

q = 19,70 T/m2

P = 18,06 T/m2P' = 4,32 T/m2 P = 18,06 T/m2 P' = 4,32 T/m2

120

+ Lực phân bố hai bên: q5 = 0,96 (T/m2)

+ Lực nằm ngang: Bộ phận đều p= 18,06 (T/m2)

Bộ phận tuyến tính p’= 4,32 (T/m2)

(Chi tiết tính toán xem ở phụ lục C, phần 2)

Các tải trọng được mô tả trong mô hình tính thông qua các cấp tải trọng; tải

trọng được tăng dần cho tới giá trị lớn nhất nhằm mô phỏng được quá trìnhphát

triển của vết nứt cũng như sự phân bố lại ứng suất và biến dạng trong kết cấu khi

xảy ra nứt. Phương pháp lặp Newton-Raphson được lựa chọn vì cho phép hội tụ

nhanh.

4.3.2.3 Mô hình hóa hình học kết cấu

Kết cấu được chia thành các PTHH phẳng tứ giác 4 điểm nút có kích thước

cạnh lớn nhất là 25mm. Mục đích là để mô phỏng chính xác hơn sự dính bám giữa

bê tông và cốt thép cũng như quá trình phát triển của các vết nứt dưới tác dụng của

tải trọng. Kết cấu PTHH bao gồm 7481 nút và 6198 phần tử.

4.3.3 Kết quả tính toán

4.3.3.1 Kết cấu trước khi gia cường

Dưới tác dụng của các tải trọng, kết cấu cống trước khi gia cường có các vết

nứt ở bên trong hai thành cống và ở mặt trên, dưới thành cống tại vị trí tiếp giáp với

thành cống. Các vết này có bề rộng lớn nhất tại vị trí giữa thành cống với giá trị là

0,043mm và chiều sâu khoảng 150mm. Ứng suất tính toán lớn nhất trong cốt thép

tại vị trí vết nứt là 83,4 MPa. Giá trị này vẫn còn nhỏ hơn so với giới hạn chảy của

cốt thép. Kết cấu chưa bị phá hoại do cả cốt thép và bê tông. Vết nứt vẫn nằm trong

giới hạn cho phép (nhỏ hơn 8 lần so với giá trị giới hạn là 0,3mm). Tuy nhiên, dưới

tác dụng xâm thực của môi trường, bề rộng vết nứt có thể gia tăng do sự hoen rỉ của

cốt thép gây trương phồng lớp bê tông bảo vệ. Do vậy cần thiết phải hạn chế sự mở

rộng vết nứt cũng như ngăn chặn sự tiếp xúc của nước tới cốt thép trong bê tông

thành cống. Biểu đồ ứng suất của bê tông và cốt thép, và sự phát triển vết nứt trong

kết cấu cống được thể hiện trên hình 4.3.

Biểu đồ phân bố ứng suất cho thấy xuất hiện uốn lớn nhất ở giữa thành cống

với sự mở rộng vết nứt ở bên trong thành cống. Đây cũng là nơi được gia cường với

121

việc bổ sung tấm chịu lực bằng vật liệu cốt sợi cường độ cao. Cũng từ biểu đồ cho

thấy ứng suất kéo trong lớp vật liệu gia cường nhỏ hơn xấp xỉ3 lần ứng suất kéo

trong cốt thép. Điều này hợp lý vì vị trí của hai lớp vật liệu này sát nhau (cách

50mm, bằng chiều dày lớp bê tông bảo vệ) nhưng mô đun đàn hồi của thép gấp xấp

xỉ 7,7 lần so với mô đun đàn hồi của lớp vật liệu gia cường.

Hình 4.3: Ứng suất trong cốt thép và vết nứt của kết cấu trước khi gia cường

(fc=8Mpa)

122

4.3.3.2 Kết cấu sau khi gia cường

Với sự tham gia chịu lực của lớp gia cường, bề rộng vết nứt đã giảm đáng kể

xuống còn 0,01mm. Nghĩa là giảm với hệ số 4 lần so với kết quả tính toán bề rộng

vết nứt trước khi gia cường (0,043mm). Giá trị bề rộng vết nứt lớn nhất này thực sự

rất nhỏ và không gây ảnh hưởng gì bất lợi tới sức chịu tải cũng như độ bền của cốt

thép và có khả năng ngăn được sự xâm thực của môi trường.

Ứng suất lớn nhất trong cốt thép là tại vị trí có vết nứt với giá trị tính được

bằng 31,7 MPa. Như vậy, ứng suất trong cốt thép đã giảm được 2,5 lần. Ứng suất

kéo trong lớp gia cường xấp xỉ 9 MPa. Giá trị này lớn hơn cường độ của bê tông

nhưng bé hơn nhiều so với cường độ chịu lực của lớp gia cường. (Xem chi tiết biểu

đồ phân bố ứng suất và vết nứt ở phụ lục C, phần 2)

4.3.3.3 Khảo sát các tham số

Các tính toán trên được thực hiện cho kết cấu với các tham số mang giá trị

trung bình, ví dụ như cường độ bê tông. Để tính toán trong trường hợp bất lợi,

cường độ bê tông có thể nhỏ hơn so với cường độ trung bình đo được tại hiện

trường. Phần này sẽ trình bày một số ảnh hưởng của tham số đầu vào tới ứng xử của

kết cấu trước và sau khi gia cường. Từ đó, có thể đánh giá được tác dụng cũng như

hiệu quả của phương pháp gia cường bằng cách dán tấm vật liệu composite cường

độ cao. Giá trị dùng để tham khảo là kết quả tính đã trình bày ở phần trên: cường độ

bê tông trung bình theo đo đạc là 8 MPa và đường kính cốt thép 14mm với khoảng

cách là 200mm, chiều dày lớp bê tông bảo vệ là 50mm.

Từ kết quả phân tích ở bảng 4.1 có thể thấy khi cường độ bê tông giảm thì bề

rộng vết nứt tăng lên. Ở đây, w là bề rộng vết nứt theo tính toán từ chương trình, s

là ứng suất trong cốt thép.Với mức gia cường 3 lớp vật liệu composite đảm bảo

trong trường hợp phân tích nào cũng cho bề rộng vết nứt lớn nhất sau khi gia cường

vẫn nhỏ hơn giá trị giới hạn 0,3mm.

123

Bảng 4.1: Ảnh hưởng của các tham số tới ứng xử của kết cấu

Tham số thay đổi wmax s,max wmax,gc s,max.gc

(các tham số khác giữ nguyên) 10-3 mm MPa 10-3 mm MPa

Không thay đổi tham số (GC-3) 43,4 90,2 10,2 31,7

Gia cường 2 lớp vật liệu (GC-2) 43,4 90,2 11,9 36,1

Gia cường 1 lớp vật liệu (GC-1) 43,4 90,2 14,0 45,9

fc = 6 MPa; GC-3 50,5 163 23,7 45,4

fc = 6 MPa; GC-2 50,5 163 26,7 52,3

fc = 6 MPa; GC-1 50,5 163 27,8 60,1

4.3.4 Đánh giá sức chịu tải của kết cấu sau khi gia cường

Khi đo đạc và kiểm tra tại hiện trường ở thời điểm 1 tháng sau khi thực hiện

việc gia cường, mực nước hồ tăng lên ở cao trình +30,0m và chênh so với thời điểm

lúc gia cường là 5,7m.Việc gia cường cho thấy chất lượng gia cường tốt; Không còn

hiện tượng rò nước; Dính bám giữa bê tông và lớp vật liệu gia cường chặt chẽ; Kết

cấu cống khai thác bình thường.

Việc đo đạc được thực hiện tại hai thời điểm: thời điểm công trình ngay sau

khi gia cường ứng với mực nước hồ thấp nhất (+24,3) và thời điểm sau đó với mực

nước hồ cao (+30,0). Dựa vào kết quả chênh lệch về biến dạng của hai thời điểm

này có thể tính ra ứng suất biến dạng của kết cấu trong lớp gia cường do phần chênh

lệch tải trọng từ nước hồ gây ra.

Trên mặt cắt ngang I-I, bố trí 03 điểm đo biến dạng tại vị trí giữa hai thành và

trần cống, thứ tự các điểm đo lần lượt là điểm 1, 3 tại hai bên thành cống, điểm 2 tại

giữa trần cống; mỗi điểm đo được gắn 04 Cúc đo chuyên dụng (xem hình 4.4);

dùng thiết bị đo biến dạng DEMEC No 4671 của Anh; Biến dạng không chỉ được

đo theo phương ngang tại trần và thành cống, còn được đo cả theo phương dọc

nhằm kiểm tra sự phân bố biến dạng theo các phương (hình 4.4).

124

Hình 4.4: Kiểm nghiệm thực tế, đo biến dạng kết cấu tại thời điểm gia cường (hình

trên) và sau khi gia cường với tải nước thay đổi (hình dưới)

Kết quả đo được so sánh với kết quả tính theo phương pháp số (thông qua

chương trình ATENA) và được tổng kết ở bảng 4.2 dưới đây. Kết quả đo bằng

khoảng 32% đến 40% kết quả tính. Tuy có sự chênh lệch cao nhưng kết quả đo ổn

định một cách tương đối so với kết quả tính.Một trong những lý do có sự chênh lệch

này là kết quả tính dựa vào cường độ bê tông đo bằng súng bật nảy đối với lớp bê

tông bề mặt của cấu kiện. Theo đó, giá trị này khá nhỏ (giá trị trung bình xấp xỉ là 8

MPa). Trong thực tế, cường độ bê tông ở các lớp trong, nơi chưa có sự xâm thực

125

của môi trường, có thể cao hơn nhiều. Do vậy, kết cấu thực tế có độ cứng lớn hơn

so với mô hình tính toán. Có thể nói, mô hình tính toán cho kết quả thiên về an toàn.

Ngoài ra, kết quả đo theo phương dọc không ổn định nhưng có giá trị tuyệt đối

nhỏ hơn theo phương ngang. Điều này hợp lý vì theo phương dọc kết cấu ít bị biến

dạng hơn. Một cách lý tưởng, biến dạng bằng không (bài toán biến dạng phẳng).

Bảng 4.2: So sánh giữa các kết quả đo và tính toán

Vị trí đo đo đo tính tính

10-6 MPa 10-6 MPa

Phương ngang, trần cống, MC1 31 0,8 88 2,3

Phương ngang, thành cống, MC1 130 3,4 328 8,5

Phương ngang, trần cống, MC2 26 0,7 73 1,9

Phương ngang, thành cống, MC2 88 2,3 275 7,2

Với việc gia cường bằng tấm vật liệu cốt sợi cường độ cao (tấm composite),

sự mở rộng các vết nứt ở thân cống được hạn chế rất nhiều. Dưới tác dụng của tải

trọng áp lực nước và đất xung quanh, bề rộng vết nứt có thể xảy ra ở trong thành

cống vẫn nhỏ hơn nhiều so với bề rộng vết nứt cho phép trong các tiêu chuẩn tính

toán thiết kế hiện hành. Kết quả khảo sát sau khi gia cường cho thấy không xuất

hiện sự rò nước qua thành cống. Điều này có tác dụng tích cực trong việc ngăn ngừa

áp lực nước làm mở rộng các vết nứt. Qua so sánh, phân tích giữa kết quả đo đạc

thực tế với kết quảtính toán theo phương pháp số (thông qua chương trình tính

ATENA) là phù hợp và đáng tin cậy. Những kết quả bước đầu cho thấy việc sử

dụng phương pháp dán lớp vật liệu composite cường độ cao trong gia cường công

trình cống là khả thi và có nhiều tiềm năng. Tuy vậy, kết cấu gia cường cần tiếp tục

theo dõi và kiểm tra thường xuyên để đánh giá được chính xác hơn độ bền theo thời

gian của kết cấu cũng như keo dán.

126

4.4 Công trình cầu máng

Để minh họa cho việc tính toán theo từng giai đoạn chịu lực của kết cấu, trong

phần này trình bày kết quả phân tích kết cấu công trình cầu máng điển hình, thuộc

loại cầu máng có khẩu độ lớn hiện nay ở nước ta.Công trình cầu máng này đã hoàn

thành giai đoạn thi công.Tuy nhiên, trong quá trình tháo dỡ ván khuôn đã phát hiện

nhiều vết nứt thẳng đứng tại các dầm chính chịu lực. Các vết nứt xuất hiện nhiều

trong phạm vi giữa nhịp, có chiều dài lớn, kéo dài tới vị trí đáy bản bê tông của cầu

máng. Bề rộng các vết nứt nằm ở ranh giới giới hạn của tiêu chuẩn kỹ thuật;

khoảng 0,3mm.Các vết nứt xuất hiện đều đặn, có qui luật và ở tất cả 40 nhịp dầm

cầu máng. Để nghiên cứu nguyên nhân xuất hiện vết nứt này và đánh giá xem liệu

chúng có ảnh hưởng tới quá trình khai thác dài hạn của cầu máng hay không, trong

khuôn khổ luận án sẽ trình bày cụ thể về việc phân tích và phương pháp mô hình

hóa tính toán kết cấu; Và cũng từ đó khẳng định có thể sử dụng mô phỏng số

(ATENA) để nghiên cứu, đánh giá trạng thái làm việc của kết cấu theo giai đoạn thi

công/hoặc trước và sau khi gia cường với độ tin cậy cao.

4.4.1 Sơ lược về kết cấu cầu máng và trình tự thi công

Kết cấu 3 cầu máng gồm tổng cộng 48 nhịp bê tông cốt thép, mỗi nhịp dài

20m được đặt lên các trụ bê tông cốt thép có móng cọc sử dụng cọc đóng cũng là bê

tông cốt thép. Kết cấu gồm 2 máng dẫn nước mỗi bên có kích thước 4,0m x 4,8m. Ở

mỗi một nhịp máng được đỡ bởi hệ thống mạng dầm gồm 3 dầm dọc bê tông cốt

thép có kích thước dầm bên 0,8m x 1,8m và dầm giữa 0,9m x 1,8m và 8 dầm ngang

bê tông cốt thép có kích thước 0,4m x 1,0m. Chiều cao của các dầm này đã bao gồm

chiều dày của bản đáy máng 0,4m. Trong phạm vi 3m tính từ đầu nhịp, chiều dày

bản đáy máng thay đổi từ 0,4m đến 1,0m và chiều cao dầm dọc đỡ cũng thay đổi

tương ứng. Tại vị trí đầu nhịp, chiều cao của dầm chính là 2,3m. Kết cấu sử dụng bê

tông thiết kế mác M300, cốt thép CT3 có cường độ chịu kéo 385 MPa. Thông tin về

mác bê tông và thép được cung cấp từ hồ sơ thiết kế.

Hệ kết cấu chịu lực chính có nhiệm vụ dẫn nước với lưu lượng thiết kế 44,1

m3/s và phục vụ giao thông với tải trọng xe thiết kế 7 tấn. Kết cấu được thiết kế theo

127

tiêu chuẩn kỹ thuật hiện hành. Cấp thiết kế của công trình là cấp II. Trong tính toán

thiết kế có xét các trường hợp tải trọng sau:

Tải trọng bản thân

Tải trọng nước khi khai thác với cột nước trong máng là 4,18m

Tải trọng xe 7T

Hoạt tải người

Tải trọng gió

Tải trọng đẩy nổi nước lũ

Tải trọng động đất

Mỗi nhịp cầu máng được đổ tại chỗ theo 4 giai đoạn thi công bê tông. Giai

đoạn thi công tiếp theo được tiến hành khi bê tông đổ ở giai đoạn trước đạt đủ

cường độ yêu cầu. Mỗi nhịp cầu gồm có 3 dầm dọc với chiều cao dầm tại giữa nhịp

là 1,8m và hệ thống 5 dầm ngang cách đều nhau có chiều cao 1,2m. Quá trình đổ bê

tông được tiến hành như sau:

Giai đoạn 1: lắp dựng đà giáo ván khuôn, đổ bê tông đúc các dầm dọc và

dầm ngang cũng như bản đáy cầu máng.

Giai đoạn 2: lắp dựng đà giáo ván khuôn, đổ bê tông đúc thành máng với

chiều cao 2m

Giai đoạn 3: lắp dựng ván khuôn, đổ bê tông đúc thành máng thêm với

chiều cao 2m

Giai đoạn 4: lắp dựng ván khuôn, thi công phần còn lại của thành máng và

bản mặt cầu cho giao thông nông thôn

Hình 4.5 thể hiện một trạng thái trong quá trình thi công; hệ thống đà giáo ván

khuôn đỡ kết cấu nhịp chính đã được tháo dỡ trước và trong quá trình thi công

thành cầu máng (giai đoạn 2 và giai đoạn 3).

128

Hình 4.5: Cầu máng trong quá trình thi công

Như vậy, có thể thấy rằng ngay sau khi dỡ đà giáo ván khuôn đúc dầm dọc

chính, hệ dầm này sẽ nhận tải trọng thi công và tải trọng từ tĩnh tải bản thân của bê

tông được đổ trong giai đoạn thi công tiếp theo đó. Lúc này, kết cấu dầm chính hoạt

động đúng là một kết cấu chịu lực và một hệ ván khuôn đỡ toàn bộ phần tải trọng

bên trên nó; các tải trọng thay đổi trong quá trình thi công có thể đã không được xét

đến trong quá trình tính toán thiết kế. Chỉ với chiều cao có hiệu của dầm chính, khi

mà thành cầu máng chưa tham gia vào quá trình chịu lực, thì tải trọng thi công hoàn

toàn có thể gây ra nứt nẻ kết cấu dầm chính. Các nứt nẻ này bắt nguồn từ mô men

uốn ở khu vực giữa nhịp lớn hơn mô men nứt của kết cấu dầm. Do vậy, nó sẽ phát

triển từ đáy dầm lên phía trên theo dạng thẳng đứng. Kết quả sự phân bố vết nứt

thực tế phản ánh hướng phân tích này (hình 4.6).

Theo tính toán sơ bộ của nghiên cứu sinh cho mặt cắt đầy đủ (mặt cắt hoàn

công, không xét tới các giai đoạn thi công) của kết cấu cầu máng (hệ gồm dầm chủ

và thành máng) dưới tác dụng của tải trọng bản thân và hoạt tải khai thác thì kết cấu

129

không bị nứt. Do có chiều cao lớn nên sức kháng uốn của kết cấu hệ dầm máng là

rất lớn. Tuy nhiên, như đã phân tích ở trên, việc tính toán như vậy là không đầy đủ

và không phản ánh được chính xác ứng xử của kết cấu trong quá trình thi công.

Hình 4.6: Vết nứt thẳng đứng trong dầm chủ

Trên cơ sở nhận định sơ bộ về nguyên nhân này, việc mô hình hóa tính toán sẽ

được thực hiện với mô hình PTHH phi tuyến vật liệu và hình học xem xét các giai

đoạn thi công và được trình bày chi tiết ở phần dưới đây.

4.4.2 Tính toán kết cấu theo giai đoạn thi công

Nguyên tắc tính toán theo giai đoạn thi công là cần mô hình hóa kết cấu về

mặt hình học, vật liệu, liên kết, cũng như tải trọng theo đúng trình tự thi công. Nếu

kết cấu luôn làm việc trong giai đoạn đàn hồi dưới tác động của tải trọng thi công,

thì việc tính toán phân theo từng gia đoạn thi công có thể đơn giản hóa bằng cách

tính theo nhiều sơ đồ kết cấu và tải trọng riêng lẻ, rồi cộng dồn các kết quả nội lực,

biến dạng một cách thích hợp. Đối với kết cấu bê tông cốt thép, nếu quá trình thi

công gây ra hiện tượng nứt trong bê tông thì kết cấu làm việc phi tuyến. Việc tính

toán theo các giả thiết đàn hồi tuyến tính không phù hợp, sẽ không phản ánh được

130

ứng xử phi tuyến và do vậy, để có kết quả tin cậy thì cần thực hiện phân tích phi

tuyến vật liệu và cả hình học.

Do kết cấu có tính đối xứng nên để tối ưu việc tính toán, sơ đồ tính toán 3D

cho một ¼ kết cấu nhịp được lựa chọn và thể hiện như trên hình 4.7. Dầm chịu tải

trọng bản thân và tải trọng khai thác và không xét theo giai đoạn thi công. Kết quả

tính toán sơ bộ cho thấy hệ kết cấu nhịp làm việc theo phương dọc là chính. Như

vậy, hoàn toàn có thể rút gọn mô hình 3D sang mô hình 2D để tăng cường độ chính

xác khi mô tả chi tiết các vùng chịu lực của kết cấu.

Hình 4.7: Mô hình phân tích PTHH 3D

Như đã trình bày ở chương 2 trong phần phân tích về phương pháp mô phỏng

PTHH, việc sử dụng mô hình phần tử 3D đòi hỏi thời gian tính toán lâu và có những

hạn chế về chất lượng tính toán. Do vậy, trong phần này trình bày sơ đồ tính toán

hai chiều với các PTHH phẳng (hình 4.8).

Ta thấy, các kết cấu dầm có thể phân tích độc lập và chia sẻ tải trọng với nhau

thông qua hệ số phân bố ngang của tải trọng. Các dầm dọc được liên kết với nhau

thông qua đáy máng và nhiều dầm ngang có độ cứng lớn nên việc phân bố tải trọng

131

khá đều. Mỗi hệ dầm và tường (hay thành máng) tạo nên kết cấu dầm có chiều cao

thay đổi theo giai đoạn thi công. Phần dưới đây trình bày việc tính toán cho một kết

cấu dầm biên và thành máng. Tải trọng được tính toán bao gồm tải trọng bản thân

của bê tông cốt thép, và tải trọng thi công (tải trọng do các thiết bị thi công, ván

khuôn, bê tông tươi).

Để phân tích theo các giai đoạn thi công, các lưới phần tử được thiết lập đúng

theo trình tự xuất hiện của các phần tử bê tông; giai đoạn thứ nhất được mô tả bởi

các phần tử bê tông dầm chính. Bê tông thành dầm sẽ liên kết với bê tông dầm

chính thông qua các điểm nút. Sơ đồ kết cấu hoàn thiện được trình bày như trên

hình 4.7. Khi mô tả kết cấu, các phần tử bê tông được gán với cùng một vật liệu bê

tông. Khi tính toán trong giai đoạn thi công, việc mô tả sự thay đổi về mặt vật liệu

của bê tông được thực hiện bằng cách sau:

Sơ đồ 1: Đổ bê tông dầm chính, bê tông dầm chính đông cứng, tháo ván khuôn

dầm chính, lắp dựng ván khuôn đổ thành máng, đổ bê tông thành máng. Như vậy, ở

thời điểm ngay sau khi đổ bê tông thành máng, bê tông thành máng là bê tông tươi,

chưa tham gia chịu lực nên chỉ có dầm chính chịu tải trọng bản thân của chính mình

và tải trọng từ bê tông tươi cũng như đà giáo ván khuôn bên trên. Để tạo ra hiệu ứng

chỉ có bê tông dầm chính tham gia chịu lực, bê tông thành bên được gán giá trị độ

cứng rất nhỏ, ví dụ mô đun đàn hồi bằng 100 MPa, thay vì giá trị thực của nó (xấp

xỉ 30000 MPa). Tải trọng thi công được mô tả bằng tải trọng phân bố tác dụng trên

bề mặt dầm chính như trên hình 4.8.

Sơ đồ 2: Khi bê tông thành máng đã đông cứng và đủ tuổi, kết cấu chịu tải

trọng khai thác. Khi đó toàn bộ bê tông kết cấu sẽ tham gia chịu lực, mà ở đây là

chịu phần tải trọng khai thác. Tải trọng bản thân của bê tông thành máng chỉ do hệ

dầm chịu. Khi mô tả chi tiết hơn từng giai đoạn thi công nhỏ, ví dụ thành máng chia

thành 2 hoặc 3 giai đoạn thi công, thì với cách làm tương tự cũng thu được kết quả

là hệ dầm chính chịu phần lớn tải trọng của bê tông đổ sau nó, bên cạnh tải trọng

bản thân của dầm.

132

Hình 4.8: Sơ đồ tính PTHH cho dầm và thành biên cầu máng

với mô tả chi tiết các thanh cốt thép (ATENA 2D)

Các thanh thép trong bê tông được mô tả chính xác như bản thiết kế và được

trình bày như trên hình 4.9.

Hình 4.9: Sơ đồ tính PTHH cho dầm và thành biên cầu máng (ATENA 2D)

Kết quả tính toán vết nứt ở sơ đồ tính thứ nhất được thể hiện trên hình 4.10.

Dưới tác dụng của tải trọng bê tông và tải trọng thi công phần trên, trong quá trình

thi công đã làm xảy ra các vết nứt thẳng góc tại khu vực giữa nhịp (khu vực có

thành phần mô men uốn lớn). Các vết nứt có chiều cao gần hết chiều cao của dầm.

Bề rộng các vết nứt khoảng 0,21mm. Khoảng cách giữa các vết nứt khoảng 2m. Số

lượng vết nứt chính là 5. Chuyển vị tính toán lớn nhất của dầm trong giai đoạn thi

công là 23,87 mm. Kết quả này rất phù hợp so với kết quả đo đạc theo dõi tại hiện

trường.

133

Hình 4.10: Hình ảnh vết nứt của kết cấu theo tính toán ở bước tải 2 (kết cấu nhịp và

tải trọng thi công bên trên)

Dưới tác dụng của hoạt tải trong giai đoạn khai thác, các vết nứt ở giai đoạn

thi công sẽ bị mở rộng hơn. Tuy nhiên, giá trị mở rộng này không lớn vì ở giai đoạn

này bê tông thành máng đã tham gia vào quá trình chịu lực, nghĩa là chiều cao có

hiệu tăng đáng kể, giúp cho độ cứng kháng uốn tăng lên nhiều lần. Theo kết quả

tính, phần bề rộng vết nứt tăng thêm chỉ chiếm khoảng 10% so với bề rộng vết nứt

đã xuất hiện ở giai đoạn thi công. Chiều cao vết nứt cũng gần như không tăng thêm.

Tuy nhiên, số lượng vết nứt có thể gia tăng (hình 4.11).

Hình 4.11: Hình ảnh vết nứt và phân bố ứng suất trong cốt thép ở bước tải 3 (đầy đủ

tải trọng bản thân của kết cấu nhịp cầu cũng như hoạt tải nước)

Hình 4.12 trình bày biểu đồ tải trọng - độ võng của dầm biên theo các giai

đoạn thi công và chỉ tính đến thời điểm ngay sau khi thi công và chưa đi vào khai

134

thác. Chuyển vị tính toán lớn nhất của dầm tại vị trí giữa nhịp là 23,87mm. Giá trị

này nằm trong khoảng giá trị chuyển vị đo được thực các dầm ở thực địa, thay đổi

từ 10mm đến 37mm.

Hình 4.12: Biểu đồ tải trọng-độ võng của dầm biên theo các giai đoạn thi công (tính

đến thời điểm sau khi thi công nhưng chưa có hoạt tải tác dụng)

Kết quả này cho thấy với việc ứng dụng phương pháp mô phỏng số, đặc biệt

tính toán theo giai đoạn thi công, trình tự chịu lực, hoàn toàn có thể phân tích phát

hiện nguyên nhân gây tổn hại tới kết cấu chịu lực. Trên cơ sở đó việc tính toán

phương án gia cường được thực hiện hiệu quả với độ tin cậy cao.

4.4.3 Tính toán gia cường cho dầm chính cầu máng

Như đã trình bày ở trên, kết cấu cầu máng có khiếm khuyết ở các dầm chính

chịu lực với rất nhiều vết nứt có bề rộng đạt tới giới hạn cho phép trong giai đoạn sử

dụng (0,3mm). Các vết nứt kéo dài từ đáy dầm chính lên tới sát vị trí bản đáy máng.

Trong phần này sẽ trình bày một phương án gia cường bằng tấm composite cho kết

cấu dầm chính cầu máng để đảm bảo hệ dầm đủ điều kiện khai thác về lâu dài.

Để có được một giải pháp tối ưu về kinh tế và kỹ thuật thì một phân tích kỹ

thuật ngắn được trình bày ở đây trên cơ sở phân tích các điểm thuận lợi, bất lợi cũng

như những tác động tiềm năng.

135

Về điểm thuận lợi:

- Công trình vừa mới thi công xong, chất lượng bê tông và cốt thép được tin

tưởng là tốt. Bề mặt bê tông chưa bị xâm thực, rất thuận lợi cho việc kết dính với

tấm composite.

- Biến dạng từ biến của bê tông mới xảy ra trong giai đoạn đầu, do đó khi gia

cường tại thời điểm này thì tấm gia cường có thể tham gia chịu lực do từ biến gây

ra, gánh bớt tải trọng cho cốt thép trong bê tông dầm.

- Công trình chưa đưa vào khai thác, nên việc chỉnh sửa, gia cường tiến hành

mà không phải dừng tiến trình khai thác.

- Điểm thuận lợi rất lớn là trong thiết kế đã lựa chọn hàm lượng cốt thép chịu

lực và cấu tạo với mật độ rất cao đan xen và phân bố đều trong kết cấu bê tông. Có

thể xem đây là yếu tố quan trọng đảm bảo sự an toàn của công trình cũng như giúp

tiết kiệm việc gia cường.

- Kết cấu có chiều cao lớn: do kết cấu dầm (kết hợp với thành máng) chịu uốn

là chính, nên chiều cao kết cấu làm gia tăng khả năng kháng uốn rất lớn (số mũ lũy

thừa 3 tính theo chiều cao).

- Với việc phân tích nguyên nhân vết nứt là do quá trình thi công, vết nứt này

đã tương đối ổn định, do đó có thể tiến hành việc phun keo vữa hàn gắn các vết nứt

này giúp cho việc bảo vệ cốt thép chịu lực khỏi các tác động xâm thực.

Về điểm bất lợi và các tác động tiềm năng:

Do tuổi thọ của bê tông chưa nhiều nên vẫn còn quá trình từ biến và co ngót.

Đặc biệt là quá trình từ biến sẽ tiếp tục xảy ra trong nhiều năm nữa, dẫn tới việc bê

tông ứng xử “mềm“ hơn khi so sánh với độ cứng của bê tông ở tuổi 28. Do vậy, quá

trình từ biến hoặc hiệu ứng từ biến cần được xem xét đầy đủ trong tính toán gia

cường.

- Kết cấu không sử dụng cốt thép dự ứng lực mà dựa chính vào khả năng chịu

lực của bê tông và cốt thép thường, chịu tải trọng rất lớn (tải trọng bản thân và tải

trọng nước) lên tới xấp xỉ 22000 kN cho một nhịp cầu 20m. Giá trị này tương

đương với khoảng 73 xe tải 30 tấn. Đối với cầu giao thông đường bộ, với chiều dài

nhịp cầu và bề rộng như đã thiết kế, chỉ có thể cho phép tối đa 2 xe chạy qua. Như

136

vậy, tải trọng của cầu máng này gấp 35 lần hoạt tải xe của cầu đường bộ cùng nhịp.

Tải trọng nặng tác động thường xuyên sẽ ảnh hưởng rất lớn đến hệ số từ biến của bê

tông kết cấu. Do đó, hệ số từ biến hoặc ảnh hưởng từ biến được kỳ vọng là lớn hơn

so với các công trình kích thước nhỏ hơn.

- Phương án gia cường được thể hiện như trên hình 4.18; sử dụng một lớp

tấm composite cốt sợi carbon có chiều dày 1mm. Tấm composite được dán bao phủ

lên mặt đáy và thành bên của dầm chủ với phương sợi chính được bố trí dọc theo

chiều dài nhịp và chỉ cần gia cường cho 5 khoang giữa nhịp. Việc kéo dài tấm

composite lên trên thành máng là không cần thiết. Ngoài ra, cũng có thể kết hợp gia

cường đáy máng bằng cách dán ở mặt đáy máng với cùng vật liệu gia cường nếu

cần thiết.

Hình 4.13: Phương án gia cường kết cấu cho dầm chủ

Việc tính toán gia cường được tiến hành như sau:

1) Tính toán theo các giai đoạn thi công như đã trình bày ở trên

137

2) Bổ sung các phần tử mô tả tấm gia cường như một giai đoạn thi công vào

trong kết cấu đã xây dựng

3) Tính toán hệ số từ biến cho thời điểm muốn kiểm tra (ví dụ, sau 30 năm)

4) Thay đổi mô đun đàn hồi và biến dạng cực hạn của bê tông với hệ số qui đổi

tính toán từ hệ số từ biến (1+φ) và tính toán với các hoạt tải khai thác

5) Kiểm tra và đánh giá kết cấu về chuyển vị, độ mở rộng vết nứt.

Hệ số từ biến có thể tính theo công thức trong tiêu chuẩn Model Code 2010.

Với cường độ bê tông chịu nén là 30 MPa và môi trường tiếp xúc chủ yếu với nước

(độ ẩm được xem như là 100%), sau khi tính toán có hệ số từ biến φ 2.

Nếu không được gia cường, kết cấu dầm có vết nứt lớn nhất thu được theo tính

toán PTHH là 0,28mm ứng với tải thiết kế. Nếu trường hợp cho nước chảy ngập

tràn máng thì bề rộng vết nứt lớn nhất là 0,29mm. Do cũng có nhịp có vết nứt thực

tế sau khi thi công đã vượt quá 0,30mm nên khi chịu tải theo thời gian, bề rộng vết

nứt sẽ còn tiếp tục phát triển thêm nếu không được gia cường.

Trong trường hợp dầm được gia cường, kết cấu dầm có vết nứt lớn nhất thu

được là 0,24mm ứng với tải thiết kế. Trường hợp cho nước chảy tràn thì bề rộng vết

nứt lớn nhất là 0,25mm.Như vậy, bề rộng vết nứt được không chế rõ rệt. Lớp gia

cường tham gia chịu lực trong kết cấu và đảm bảo duy trì bề rộng vết nứt nhỏ hơn

0,25mm. Ngoài ra, lớp gia cường cũng có thể được xem như lớp bảo vệ kết cấu và

không bị xâm thực bởi môi trường, do vậy với giải pháp gia cường này thì kết cấu

sẽ đảm bảo cả về mặt điều kiện chịu lực lẫn điều kiện khai thác.

Kết luận chương 4

Chương 4trình bày kết quả nghiên cứu ứng dụng phương pháp gia cường kết

cấu bê tông cốt thép bằng tấm composite cho một CTTL- cống dưới đập ở thực tế.

Với kết quả phân tích cụ thể cho trường hợp cống lấy nước dưới đập hồ chứa Liệt

Sơn, tỉnh Quảng Ngãi cho thấy hiệu quả rõ ràng của phương pháp gia cường bằng

vật liệu tổng hợp, đặc biệt trong việc hạn chế vết nứt và nâng cao sức chịu tải của

kết cấu cũng như chống thấm, tăng cường khả năng chống xâm thực cho lớp bê

138

tông bảo vệ. Mặt khác, thông qua khảo sát số sức kháng của mặt cắt đã giải thích rõ

hơn về sự phân bố ứng suất biến dạng trong mặt cắt cũng như quá trình phân bố lại

tải trọng trong kết cấu khi không gia cường và sau gia cường với các mức độ gia

cường khác nhau. Hiệu quả của việc gia cường trong phạm vi mặt cắt khảo sát cho

thấy có thể lên tới trên 100%.

Việc dán lớp vật liệu gia cường ở phía trong lòng cống đã tăng cường khả

năng chịu áp lực của đất và nước từ bên ngoài, đồng thời góp phần hạn chế việc kết

cấu bị xâm thực bởi tác động của nước; nhất là bề rộng vết nứt được khống chế một

cách hiệu quả. Do vậy, phương pháp gia cường bằng cách dán lớp vật liệu tổng hợp

hoàn toàn phù hợp không chỉ cho các công trình trên trên cạn (như công trình giao

thông, xây dựng dân dụng,…) mà còn cho công trình làm việc trong môi trường ẩm,

tiếp xúc trực tiếp với nước như các CTTL.

Chương này cũng trình bày một ví dụ minh họa cho việc phân tích tính toán

theo giai đoạn thi công cho công trình cầu máng bằng BTCT có khẩu độ lớn; đây là

công việc cần thiết cho việc đánh giá đúng trạng thái làm việc của công trình. Kết

quả tính toán cho thấy phương pháp mà luận án thực hiện cho được các phân tích có

độ tin cậy cao. Do đó, trong công tác phân tích gia cường kết cấu, phương pháp này

được đề nghị sử dụng để tăng tính hiệu quả, chất lượng của các dự án gia cường

CTTL.

139

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

I. Kết luận

Kết cấu bê tông cốt thép được sử dụng rộng rãi trong các công trình xây dựng

dân dụng cũng như các công trình giao thông và thủy lợi. Do đặc tính làm việc cố

hữu của mình, kết cấu bê tông bị xuống cấp theo thời gian, đặc biệt dưới tác động

của môi trường cũng như sự thay đổi của các điều kiện làm việc. Trong nhiều

phương pháp gia cường kết cấu, phương pháp dán lớp vật liệu cốt sợi cường độ cao

(tấm composite) có nhiều ưu điểm cả về mặt hiệu quả kết cấu lẫn về khía cạnh thi

công. Với các vật liệu gia cường cốt sợi khác nhau bao gồm cốt sợi các-bon, thủy

tinh và sợi aramid cho phép nhiều phương án gia cường với độ biến dạng mong

muốn.

Đề tài luận án tập trung nghiên cứu ứng xử cơ học của kết cấu được gia cường

bằng phương pháp dán lớp vật liệu composite cường độ cao. Các ứng xử uốn và cắt

được tập trung nghiên cứu; phương pháp thực nghiệm và phương pháp số được sử

dụng để khảo sát ứng xử của kết cấu cơ bản dạng dầm và bản. Các tham số ảnh

hưởng tới sức chịu lực của kết cấu gia cường được khảo sát bao gồm cường độ bê

tông, độ cứng lớp gia cường (mức độ gia cường), hàm lượng cốt thép và chiều dày

lớp bê tông bảo vệ. Kết cấu dạng bản được sử dụng nhiều trong kết cấu CTTL nên

được tập trung nghiên cứu. Từ các kết quả nghiên cứu đã trình bày ở các chương

trước của luận án, rút ra được những kết luận sau:

(a) Về ứng xử chịu tải của kết cấu sau khi gia cường:

Kết cấu gia cường có sự phân bố lại nội lực, ứng suất và biến dạng khi chịu tải

trong đó khả năng chịu nén của bê tông được huy động, thể hiện chiều cao vùng bê

tông chịu nén có xu hướng gia tăng; vật liệu gia cường san sẻ lực kéo cùng với cốt

thép chịu kéo trong cấu kiện bê tông; ở trạng thái giới hạn, lớp bê tông bảo vệ có

thể bị bóc tách dọc theo cốt thép, cũng như xuất hiện các vết nứt xiên ở khu vực

cuối của đoạn gia cường.

(b) Về khả năng chống thấm, độ bền lớp kết dính giữa bê tông và vật liệu gia

cường trong điều kiện môi trường ẩm ướt:

140

Kết quả khảo sát thực nghiệm thông qua cống lấy nước hồ chứa Liệt Sơn cho

thấy sau nhiều tháng kể từ khi thi công gia cường, công trình không xuất hiện các

vết thấm nước như trước đây. Quá trình thi công trong điều kiện môi trường ẩm ướt;

kết quả cho thấy liên kết giữa lớp gia cường và bề mặt kết cấu bê tông rất tốt.

(c) Về hiệu quả của phương pháp gia cường:

Kết quả nghiên cứu bằng thực nghiệm vật lý mà nghiên cứu sinh thực hiện cho

thấy sức kháng của kết cấu (bản mỏng) có thể gia tăng gấp 3 lần (300%) so với sức

kháng khi chưa gia cường. Đối với cấu kiện dầm, sức kháng cũng có thể gia tăng tới

2 lần, tùy theo mức độ gia cường.

(d) Về khả năng ứng dụng của phương pháp đối với CTTL:

Với tính năng vật liệu gia cường và đặc biệt là keo dính giữa lớp bê tông và

tấm composite có thể thi công trong điều kiện độ ẩm cao (tới 100%), phương pháp

gia cường này hoàn toàn thích hợp cho các CTTL bằng bê tông cốt thép. Ngoài ra,

CTTL vốn chịu hoạt tải khá lớn (ví dụ như tải trọng nước trong cầu máng), hay nói

cách khác có biên độ dao động lớn của tải trọng, nên vật liệu gia cường có điều kiện

phát huy cao khả năng chịu hoạt tải, dẫn tới tăng hiệu quả của giải pháp gia cường.

Ví dụ, hoạt tải của công trình cầu chiếm khoảng 30% tổng tải trọng, trong khi hoạt

tải của cầu máng có thể chiếm tới 60% tổng tải trọng.

(e) Về ảnh hưởng của cường độ bê tông đến hiệu quả gia cường về mặt sức

kháng:

Cường độ bê tông có ảnh hưởng tương đối tới hiệu quả gia cường. Nếu bê

tông trong kết cấu có cường độ cao thì tiềm năng khai thác vùng bê tông chịu nén là

cao dẫn tới sức chịu tải của kết cấu sau gia cường được tăng lên đáng kể.

(f) Về ảnh hưởng của hàm lượng cốt thép đến hiệu quả gia cường về mặt sức

kháng:

Đối với kết cấu có hàm lượng cốt thép thấp (ví dụ 0,5%) thì hiệu quả của

phương pháp gia cường là rất lớn, vì có thể cho phép sử dụng lượng lớn vật liệu gia

cường trong vùng chịu kéo mà vẫn đảm bảo vùng nén của bê tông không bị phá

hoại. Nếu hàm lượng cốt thép chịu kéo lớn hơn 2% thì hiệu quả của việc gia cường

141

thấp. Luận án kiến nghị chỉ sử dụng phương pháp đối với kết cấu có hàm lượng cốt

thép nhỏ hơn 2%.

(g) Về ảnh hưởng của bề dày lớp bê tông bảo vệ đến hiệu quả gia cường về mặt

sức kháng:

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ có ảnh hưởng ở mức nhỏ (đối với dầm có chiều

cao 250mm như luận án đã khảo sát thì mức độ ảnh hưởng khoảng 6%) đến sức

kháng của kết cấu. Theo đó, khi chiều dày lớp bê tông bảo vệ nhỏ thì sức kháng của

kết cấu gia cường có xu hướng tăng, vì lúc này trọng tâm của vật liệu chịu kéo (cốt

thép chịu kéo trong bê tông và lớp gia cường) nằm xa hơn so với vị trí trục trung

hòa.

(h) Về khả năng gia cường sức kháng cắt cho bản bê tông cốt thép không cốt đai:

Đối với các bản bê tông mỏng không thể bố trí cốt đai chịu lực cắt thì lớp vật

liệu gia cường composite có thể kết hợp với cốt thép dọc chịu kéo nâng cao khả

năng chịu lực cắt. Luận án đã nghiên cứu ảnh hưởng của đoạn không gia cường tới

khả năng chịu cắt của cấu kiện bê tông cốt thép và xây dựng được một công thức

tính toán sức kháng cắt có xét tới khoảng cách đoạn không gia cường (công thức

3.10). Đánh giá thông qua các kết quả thí nghiệm từ tài liệu tham khảo, công thức

mới cho độ chính xác tốt hơn so với công thức đã có (công thức của Jansze[39]);

cách tính đơn giản, nhanh gọn, giúp cho các kỹ sư thiết kế quyết định phương án gia

cường nhanh chóng tại hiện trường.

(i) Về ảnh hưởng của loại vật liệu và số lớp gia cường (độ dày tấm gia cường):

Do tấm vật liệu composite có độ cứng theo hai phương chính là khác nhau

(không đẳng hướng) nên việc gia cường thực sự chỉ có hiệu quả khi phương chịu

lực chính của tấm sợi được dán theo phương gây biến dạng lớn (gây nứt) trong kết

cấu. Kiến nghị cố gắng chọn số lớp vật liệu ít nhất có thể (tối đa là 3) và ưu tiên là

1, bằng cách lựa chọn độ dày thích hợp của tấm và loại vật liệu (cốt sợi carbon hay

thủy tinh). Do mô đun đàn hồi lớn nên cốt sợi carbon có thể có hiệu quả cao hơn so

với cốt sợi thủy tinh mặc dù giá thành đắt hơn. Để đạt được hiệu quả kinh tế tối ưu

cần phân tích độ cứng yêu cầu của lớp gia cường cho từng bài toán cụ thể.

142

(j) Về sử dụng phương pháp PTHH có phản ánh được ứng xử của kết cấu bê tông

cốt thép trước và sau khi gia cường bằng phương pháp dán tấm vật liệu

composite:

Kết quả mô phỏng và phân tích PTHH được trình bày trong luận án cho thấy

hoàn toàn có thể sử dụng phương pháp PTHH được cài đặt trong một số phần mềm

chuyên dụng trong việc tính toán gia cường kết cấu với độ tin cậy cao. Kiến nghị sử

dụng phân tích phi tuyến vật liệu trong việc mô phỏng và tính toán kết cấu.

Ngoài các kết quả nghiên cứu được trình bày ở trên, luận án còn làm rõ được

những điểm quan trọng phục vụ công tác gia cường kết cấu bê tông cốt thép trong

CTTL như sau:

1) Trong công tác phân tích kết cấu cũ để đánh giá trạng thái làm việc cũng như

sức chịu tải làm cơ sở cho việc quyết định mức độ gia cường, phương pháp

PTHH với mô hình phi tuyến vật liệu là công cụ hiệu quả cho việc phân tích

tính toán này. Tuy nhiên, phương pháp này đòi hỏi sự hiểu biết sâu về phương

pháp tính nói chung, phương pháp PTHH nói riêng cũng như về ứng xử vật

liệu bê tông cốt thép. Việc lựa chọn phần mềm phân tích cũng đóng một vai

trò quan trọng cho chất lượng phân tích kết cấu.

2) Công trình được gia cường bằng phương pháp dán lớp vật liệu composite cần

được phân tích đánh giá theo các giai đoạn thi công, nhằm phản ánh đúng

trạng thái làm việc của kết cấu tương ứng với các tải trọng tác động. Trên cơ

sở đó hiệu quả của việc tính toán gia cường đạt được cao hơn. Ở đây có thể

thấy kết cấu gia cường chỉ tham gia chịu lực dưới tác dụng của tải trọng xảy ra

sau khi kết thúc công tác gia cường. Tải trọng bản thân của kết cấu, cũng như

tải trọng đã được phân bố trong kết cấu tại thời điểm gia cường sẽ không gây

ra nội lực trong lớp vật liệu gia cường.

3) Việc tính toán theo giai đoạn thi công đặc biệt quan trọng trong trường hợp kết

cấu có ứng xử phi tuyến trước thời điểm gia cường. Ví dụ, việc xuất hiện các

vết nứt trong kết cấu. Khi đó, cần thiết phải tính toán kết cấu theo mô hình phi

tuyến.

143

4) Khi kết cấu CTTL cần gia cường để đảm bảo điều kiện độ bền khai thác, như

chống thấm, chống bào mòn, xâm thực, thì nên sử dụng vật liệu gia cường cốt

sợi thủy tinh cũng như aramid. Với việc lựa chọn này sẽ đem lại hiệu quả kinh

tế hơn so với việc sử dụng vật liệu cốt sợi các bon.

5) Đối với CTTL lộ thiên chịu uốn với biến dạng uốn lớn, ví dụ như cầu máng

dẫn nước, dầm sàn trạm bơm tưới tiêu,... nên sử dụng vật liệu gia cường có mô

đun đàn hồi lớn (cụ thể là vật liệu cốt sợi các bon) để gia cường sức kháng uốn

và cắt.

II. Kiến nghị

Các kết quả khảo sát phân tích thực nghiệm và mô phỏng số trong phạm vi đề

tài luận án này là nền tảng quan trọng trong việc phát triển qui trình sửa chữa gia

cường CTTL bê tông cốt thép bằng phương pháp dán tấm composite cường độ cao;

ngoài việc xác định sức chịu tải của kết cấu sau khi gia cường cần xây dựng các

công thức tính toán sức kháng thiết kế có xét các hệ số an toàn. Lý thuyết độ tin cậy

đóng vai trò quan trọng trong công tác này.

Việc kiểm chứng hiệu quả của phương pháp trên cơ sở phân tích lý thuyết và

thực nghiệm trong phạm vi luận án này cũng cần được đánh giá thêm thông qua một

số dự án gia cường công trình thực tế, đặc biệt là các công trình kết cấu lớn, điển

hình trong CTTL. Các kết quả thu được sẽ đóng góp quan trọng trong việc khẳng

định lý thuyết cũng như lựa chọn các hệ số an toàn một cách phù hợp nhất. Mặt

khác, thông qua đó có thể đánh giá, phân loại các đối tượng công trình thủy lợi nên

và không nên sử dụng phương pháp này trong công tác gia cường kết cấu.

144

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA TÁC GIẢ

[1] Nguyễn Chí Thanh: Nghiên cứu thực nghiệm sức chịu tải của dầm bê tông cốt

thép chịu uốn gia cường bằng tấm composite, Tạp chí Người Xây Dựng, số

238, Tháng 8, năm 2011.

[2] Nguyễn Chí Thanh: Nghiên cứu thực nghiệm ứng xử uốn của bản bê tông cốt

thép gia cường bằng tấm composite, Tạp chí Khoa học kỹ thuật thủy lợi và môi

trường, số 34, Tháng 9, năm 2011.

[3] Nguyễn Chí Thanh, nnk: Khảo sát số sức kháng uốn của mặt cắt bê tông cốt

thép gia cường bằng tấm composite, Tạp chí Tài Nguyên nước, số 04, Tháng

10, năm 2014.

[4] Nguyễn Chí Thanh: Khảo sát ứng xử kết cấu cống bê tông cốt thép trước và

sau khi gia cường bằng tấm vật liệu cốt sợi tổng hợp (FRP), Tạp chí Tài nguyên

nước, Số 01, 2016.

145

TÀI LIỆU THAM KHẢO

Tiếng Việt

[1] Trương Hoài Chính, Trần Văn Quang, Nguyễn Phan Phú, Huỳnh Quyền:

Nghiên cứu khảo sát hiện trạng ăn mòn phá hủy của các công trình bê tông cốt

thép và khả năng xâm thực của môi trường vùng ven biển thành phố Đà Nẵng,

Tạp chí khoa học và Công nghệ, Đại học Đà nẵng, Số 6(29), 2008.

[2] Nguyễn Tấn Dũng: Nghiên cứu công nghệ dán tấm chất dẻo sợi các bon để sửa

chữa và tăng cường khả năng chịu lực kết cấu nhịp giản đơn cầu dầm bê tông

cốt thép, Luận án thạc sỹ kỹ thuật, 2010.

[3] Nguyễn Tấn Dũng, Nguyễn Văn Mợi, Hoàng Phương Hoa: Nghiên cứu giải

pháp gia cường dầm bê tông cốt thép bằng tấm vật liệu composite sợi các bon

(Phần 1), Tạp chí khoa học và Công nghệ, Đại học Đà nẵng, Số 3(44), 2011.

[4] Hoàng Sơn Đỉnh: Nghiên cứu các công nghệ mới sửa chữa những hư hỏng của

kết cấu BTCT trong công trình cảng, Hội nghị khoa học Công nghệ GTVT,

Viện KHoa học và Công nghệ GTVT, 2011.

[5] Nguyễn Việt Hùng, Lưu Quang Thìn: Phân tích PTHH dầm bê tông cốt thép

được gia cường bằng dải Polymer cốt sợi, Hội nghị khoa học toàn quốc lần thứ

2 về sự cố và hư hỏng của công trình xây dựng.

[6] Nguyễn Chí Thanh, nnk: Đề tài nghiên cứu cấp cơ sở Nghiên cứu khả năng ứng

dụng vật liệu tổng hợp trong sửa chữa, nâng cấp cống dưới đập các hồ chứa

quy mô vừa và nhỏ khu vực miền núi phía Bắc, Viện Thủy Công, 2010-2011.

[7] Nguyễn Viết Trung, Nguyễn Đức Thị Thu Định: Công nghệ dán bản thép gia

cố sửa chữa cầu và kết cấu bê tông cốt thép, NXB Xây dưng, 2008.

[8] Ngô Quang Tường: Sửa chữa và gia cố công trình bê tông cốt thép bằng

phương pháp dán nhờ sử dụng vật liệu FRP, Tạp chí Phát triển KH&CN, Số 10,

2007.

[9] Ngô Quang Tường, Võ Văn Tuấn: Phương pháp sử dụng vật liệu FRP trong

sửa chữa và gia cố công trình bê tông cốt thép, Hội nghị khoa học Công nghệ

GTVT, Viện KHoa học và Công nghệ GTVT, 2011.

146

[10] Ngô Quang Tường: Sửa chữa và gia cố công trình bê tông cốt thép bằng

phương pháp dán nhờ sử dụng vật liệu FRP, T/C Tư vấn thiết kế, Số 1, 2007.

Tiếng Anh

[11] ACI 440.2R-08 (2008), Guide for the Design and Construction of Externally

Bonded FRP Systems for Strengthening Concrete Structures, American

Concrete Institute, Farmington Hills, Mich, July, 2008.

[12] ACI 318-95 (1999), Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI

318-95) and Commentary (318R-95), American Concrete Institute (ACI), Fifth

Printing, Farmington Hills, Michigan, USA, 369 pp, 1999.

[13] ACI 440R (1996), State-of-the-Art Report on Fiber Reinforced Plastic (FRP)

for Concrete Structures, ACI Manual of Concrete Practice, Part 5, American

Concrete Institute, Detroit, MI, 68 pp, 1996.

[14] ACI Committee 440H (2000), Guide for the Design and Construction of

Concrete Reinforced with FRP Bars, American Concrete Institute, Farmington

Hills, Mich, 97 pp, 2000.

[15] M. Achintha, C. Burgoyne: Fracture Mechanics of Plate Debonding, FRPRCS-

8, Greece, July 16-18, 2007.

[16] Cervenka V., Jendele L., Cervenka, J.: ATENA Program Documentation –

Theory. Prague, 2010.

[17] M Achnintha, C. Burgoyne: Strain Enery of Beams with External FRP

Reinforcement, FRPRCS-8, Greece, July 16-18, 2007.

[18] M.A. Aiello, L. Ombres: Load-Deflection Analysis of Concrete Elements

Reinforced with FRP Rebars, Mechanics of Composite Materials, Vol. 35, No.

2, 1999.

[19] P. Neto, J. Alfaiate, J. Vinagre: Modeling the behavior of reinforced concrete

beams strengthened with FRP, III European Conference on Computational

Mechanics Solids, Structures and Coupled Probleams in Engineering, Lisbon,

Portugal, 5-8 June, 2006.

147

[20] L. Ascione, V.P. Berardi, E.D. Nardo, L. Feo, G. Mancusi: An Experimental

and Numerical Investigation on the Plating of Reinforced Concrete Beams with

FRP Laminates, Italy.

[21] T. Alkhrdaji, A. Nanni, G. Chen and M. Barker: Upgrading the Transportation

Infrastructure: Solid RC Decks Strengthened with FRP, Concrete Internationl:

Design and Construction, Vol. 21, No. 10, Oct. 1999.

[22] A. Aprile, E. Spacone, S. Limkatanyu: Role of Bond in RC Beams Strengthened

with Steel and FRP Plates, ASCE, Journal of Structural Engineering, Vol. 127,

No. 12, December, 2001.

[23] C. Au, O. Büyüköztürk: Debonding of FRP plated concrete: A tri-layer fracture

treatment, Engineering Fracture Mechanics, ELSEVIER, 2005.

[24] J. Barros, A. Fortes: Concrete Beams Reinforced with Các bon Laminate Strips

Bonded into Slits, SMNI, Espana, 2002.

[25] S. Benyoucef, A. Tounsi, K.H. Benrahou, A.A.A. Bedia: Time-dependent

behavior of RC beams strengthened with externally bonded FRP plates:

interfacial stresses analysis, Springer-Verlag, 2007.

[26] O. Büyüköztürk, O. Gunes, E. Karaca: Progress on understanding problems in

reinforced concrete and steel members strengthened using FRP composites,

Construction and Building Materials, ELSEVIER, 2003.

[27] BS 8110, Structural Use of Concrete, Part 1. Code of Practice for Design and

Construction (BS 8110-97), British Standard Institution, London, UK, 121 p,

(1997).

[28] G. Camata, E. Spacone, R. Zarnic: Experimental and Nonlinear Finite Element

Studies of RC Beams Strengthened with FRP Plates, Composites, ELSEVIER,

2006.

[29] Comité Euro-International du Béton (Ceb): CEB-FIP Model Code 1990.

Bulletin d’Information No. 213-214, Thomas Telford Services, London 1993.

[30] J. S. Cruz, J. Barros: Modeling of bond between near-surface mouted CFRP

laminate strips and concrete, Computers and Structures, Elsevier, 2004.

148

[31] J. S. Cruz, J. Barros: Bond Behaviour of Các bon Laminate Strips into Concrete

by Pullout-Bending Tests, Bond in Concrete – from Research to Standards,

Budapest, 2002.

[32] J. Desjarlais, W.G. Davids, E.N. Laridis: Critical Crack Lengths in FRP

Reinforced Glulam Beams, Fracture Mechanics Charaterization of Wood.

[33] U.A. Ebead, H. Marzouk: Tension-stiffening model for FRP-strengthened RC

concrete two-way slabs, Springer-Verlag, 2005.

[34] E. Ferrier, P. Hamelin: Long-time concrete-composite interface

characterization for reliability prediction of RC beam strengthened with FRP,

Materials and Structures, RILEM, 2001.

[35] Fyfe. http://www.fyfeco.com

[36] N.F. Grace, S.B. Singh: Durability Evaluation of Các bon Fiber-Reinforced

Polymer Strengthened Concrete Beams: Experimental Study and Design, ACI

Structural Journal, Vol. 102, No. 1, January-Febuary 2005.

[37] M.D. Harlan: Field Test of a Bridge Deck with Glass Fiber Reinforced Polymer

Bars as the Top Mat of Reinforcement, Master Thesis, Faculty of the Virginia

Polytechnic Institute and State University, 2004.

[38] T. K. Hassan, S. H. Rizkalla: Bond Mechanism of NSM FRP Bars for Flexural

Strengthening of Concrete Structures, Department of Civil Engineering, North

Carolina State University Campus Box 7533, Raleigh, NC, USA.

[39] W. Jansze, Strengthening of reinforced concrete members in bending by

externally bonded steel plates – Design for beam shear and plate anchorage.

Doctoral Thesis. Delft University, 1997.

[40] S.W. Kim, F. J. Vecchio: Modeling of Shear-Critical Reinforced Concrete

Structrues Repaired with Fiber-Reinforced Polymer Composites, ASCE,

Journal of Structural Engineering, Vol. 143, No. 8, August, 2008.

[41] P. Kim:A Comparative Study of the Mechanical Performance and Cost of

Metal, FRP and Hybrid Beams,Applied Composite Materials, Kluwer

Academic Publischers, 1988.

149

[42] T. Kuboki, E. Gallagher, P.Y.B. Jar, J.J.R. Cheng: A New Method to Quantify

Delamination Resistance of Fibre Reinforced Polymers (FRP) under

Transverse Loading, Applied Composite Materials, Springer-Verlag, 2005.

[43] L. D. Lorenzis, B. Miller, A. Nanni: Bond of FRP Laminates to Concrete, ACI

Materials Journal, Vol. 98, No. 3, May-June 2001.

[44] F. Lu, A. Ayoub: Effect of Bond Properties on the Behaviour of FRP-

Strengthened RC Girders Subjected to Monotonic and Cyclic

Loads,www.quakewrap.com.

[45] M. Maalej, W.H. Goh, P. Paramasivam: Analysis and design of FRP externally-

reinforced concrete beams against debonding-type failures, Materials and

Structures, Vol. 34, RILEM, 2001.

[46] R. Mayo, A. Nanni, W. Gold and M. Barker: Strengthening of Bridge G270

with Externally-Bonded CFRP Reinforcement, Proc. 4th International Syposiu

on FRP for Reinforcement of Concrete Structures (FRPRCS4), Baltimore, Nov.

1999.

[47] S. Marfia, E. Sacco, J. Toti: A coupled interface-body nonlocal damage model

for FRP strengthening detachtment, Springer-Verlag, 2011.

[48] MC2010 (2010): Model Code 2010, First complete draft, Volume 1 & 2, fib

Bulletin 55, 03-2010.

[49] G. Milani: Homogenized limit analysis of FRP-reinforced masonry walls out-

of-plane loaded, Springer-Verlag, 2008.

[50] M. Morals, C. Burgoyne: Ductility of Sections Prestressed with FRP, FRPRCS-

8, Greece, July 16-18, 2007.

[51] D.S. Myers: Fiber-Reinforced Concrete and Bridge Deck Cracking, Master

Thesis, University of Oklahoma, 2006.

[52] A. Nanni: Fiber Reinforced Polymer Composites for Infrastructure

Strengthening – From Research to Practice, University of Missouri – Rolla and

University of Naples Federico II.

150

[53] F. Focacci, A. Nanni: Local Bond-Slip Relationship for FRP Reinforcement in

Concrete, Journal of Composites for Construction, Vol. 4, No. 1, February,

2000.

[54] N. Galati, A. Nanni, L. R. Dharani, F. Focacci, M. A. Aiello: Thermal effects on

bond between FRP rebars and concrete, Composites, Elsevier, 2005.

[55] A. Nanni: Các bon Fibers in Civil Structures: Rehabilitation and New

Construction, Proc. The Global Outlook for Các bon Fiber 2000, Intertech, San

Antonio, Texas, December 4-6, 2000.

[56] A. Nanni: Relevant Field Applications of FRP Composites in Concrete

Structures, Proc., CCC 2001, Composites in Construction, Porto, Portugal, Oct.

10-12, 2001.

[57] M.M. Rafi, A. Nadjai: Comparison of numerical behaviors of FRP reinforced

concrete beams using three smeared crack models, Materials and Structures,

RILEM, 2011.

[58] T.C. Rousakis, A.I. Karabinis: Substandard reinforced concrete members

subjected to compression: FRP confining effects, Materials Science, RILEM,

2008.

[59] O. Rosenboom, T. K. Hassan, S. Rizkalla: Flexural behavior of agd prestressed

concrete girdgers strengthened with various FRP systems, Construction and

Building Materials, ELSEVIER, 2006.

[60] O. Rosenboom, S. Rizkalla: Behavior of Prestressed Concrete Strengthened

with Various CFRP System Sbjected to Fatigue Loading, Journal of Composites

for Construction, ASCE, Nov. 2006.

[61] O. Rosenboom, S. Rizkalla: Analytical Modelling of Flexural Debonding in

CFRP Strengthened Reinforced or Prestressed Concrete Beams, FRPRCS-8,

Greece, July 16-18, 2007.

[62] C. Papakonstantiou, P. Balaguru: Bond Characteristics and Structural

Behavior of Iorganic Polymer FRP, Springer-Verlag, 2006.

151

[63] J. Pan, C.K.Y. Leung: Effect of Concrete Composition on FRP/Concrete Bond

Capacity, Measuring, Monitoring and Modeling Concrete Properties, Springer-

Verlag, 2006.

[64] S.K. Panỉgahi, B. Pradhan: Delamination Damage Analyses of FRP Composite

Spar Wingskin Joints with Modified Elliptical Adhesive Load Coupler Profile,

Springer-Verlag, 2008.

[65] S.K. Panigahi (2010): Damage Analyses of Adhesively Bonded Single Lap

Joints Due to Delaminated FRP Composite Adherends, Springer-Verlag, 2010.

[66] C. Pellegrino, E. Maiorana, C. Modena: FRP strengthening of steel and steel-

concrete composite structrues: an analytical approach, Materials and

Structures, Vol. 34, RILEM, 2008.

[67] A. Shirazi, A.V. Farahani: A Stiffness degradation Based Fatigue Damage

Model for FRP Composite of (0// ) Laminate Systems, Springer-Verlag, 2009.

[68] SIMULIA, Abaqus 6.11, Theory Manual, © Dassault Systèmes, 2011.

[69] Z. Sorie, T. Kisicek, J. Galie: Deflections of concrete beams reinforced with

FRP bars, Materials and Structures, RILEM, 2010.

[70] K.A. Soudki: FRP Repair of Corosion-Damaged Concrete Beams – Waterloo

Experience, Springer-Verlag, 2006.

[71] K. Subramaniam, M.A. Ahmad, M. Ghosn: Falure and instability analysis of

FRP-concrete shear debonding using stochastic approach, Measuring,

Monitoring and Modeling Concrete Properties, Springer-Verlag, 2006.

[72] L. Taerwe: Use of Fibre Reinforced Polymers (FRP) in concrete structures: A

critical Appraisal.

[73] J.G. Teng, J.F. Chen, S.T. Smith and L. Lam, FRP Strengthened RC Structure,

John Wiley & Sons, 236 p, (2002).

[74] TNO DIANA, http://tnodiana.com/DIANA-manuals.

[75] G. Tumialan, P. Serra, A. Nanni, A. Belarbi: Concrete Cover Delamination in

RC Beams Strengthened with FRP Sheets, Proc. 4th International Syposiu on

FRP for Reinforcement of Concrete Structures (FRPRCS4), Baltimore, Nov.

1999.

152

[76] L. Vasseur, S. Maththys, L. Taerwe: An Analytical Study of the Bond

Behaviour between an Externally Bonded FRP and Concrete in The Case of

Continuous Beams, Mechanics of Composite Materials, Vo. 44, No. 3,

Springer-Verlag, 2008.

[77] H. Yanada, H. Homma: Study of fracture toughness evaluation of FRP, Journal

of Materials Science, Chapman and Hall Ltd., No. 18, 1983.

[78] F. Watari, S. Yamagata, T. Imai, S. Nakamura, M. Kobayashi: The fabrication

and properties of aesthetic FRP wires for use in orthodontics, Journal of

Materials Science, Kluwer Academic Publischers, 1998.

[79] WHRP: Specification and Design of Fiber Reinforced Bridge Deck Forms for

Use on Wide Flange T-Girder, Wisconsin Highway Research Program, 2007.

[80] Z.J. Wu, C.G. Bailey: Fracture resistance of a cracked concrete beam post-

strengthened with FRP sheets, International Journal of Fracture, Springer-

Verlag, 2005.

[81] C.A. Zeris: Experimental Investigation of Strengthening of Non Ductile RC

Beams using FRP, Pro. Of the 8th U.S. National Conference on Earthquake

Engineering, California, April 18-22, 2006.

[82] R. Zhang, Z. Shi: Numerical simulation of rebar/concrete interface debonding

of FRP strengthened RC beams under fatigue load, Materials Science, RILEM,

2008.

[83] Y.W. Zhou, Y.F. Wu, J.G. Teng, A.Y.T. Leung: Parameteric space for the

optimal design of compression-yielding FRP-reinforced concrete beams,

Materials and Structures, RILEM, 2009.

[84] Y. Zhu, Y.X.Zhang:Nonlinear finite element analyses of FRP-reinforced

concrete slabs using a new layered composite plate element, Springer-Verlag,

2009.

[85] N.V. Tue, W. Theiler, N.D. Tung: Shear behaviour of bending member without

stirrups. Ernst & Sohn. Beton- und Stahlbetonbau 109 (2014).

[86] http://www.cervenka.cz/company/news/prediction-contest-for-strength-of-four-

metre-deep-reinforced-concrete-slab-strip.

[87] Eligehausen, R. & Bigaj-van Vliet, A. 1999. Bond behaviour and models.

Structural Concrete, the Textbook on Behaviour, Design and Performance (fib

Bulletins 1, 2, 3).

153

PHỤ LỤC

Phụ lục A: Kết quả thí nghiệm của nghiên cứu sinh

Trong phần phụ lục này các kết quả thí nghiệm vật lý cho dầm và bản được gia

cường bằng tấm composite phục vụ cho đề tài do nghiên cứu sinh trực tiếp thực

hiện sẽ được trình bày. Những thí nghiệm được thực hiện bao gồm:

1. Thí nghiệm kiểm tra sức kháng của keo dán dùng trong gia cường kết cấu

2. Thí nghiệm kéo xác định đường cong ứng suất biến dạng và mô đun đàn hồi

của cốt thép

3. Thí nghiệm nén xác định đường cong ứng suất biến dạng của bê tông

4. Thí nghiệm nén mẫu một trục xác định cường độ chịu nén của bê tông

5. Thí nghiệm uốn cho kết cấu dầm bê tông cốt thép

6. Thí nghiệm uốn cho kết cấu bản bê tông cốt thép

A1. Thí nghiệm kiểm tra sức kháng của keo dán

Về giới hạn bền của vật liệu composite cốt sợi thuỷ tinh và carbon đã được

khẳng định từ lâu, chúng có độ bền ngang bằng hoặc lớn hơn thép rất nhiều.

Trong phần này thực hiện thí nghiệm với 3 mẫu kéo để xác định giới hạn bền

kéo và mô đun đàn hồi kéo. Việc xác định các chỉ tiêu cơ lý về độ bền của vật liệu

dựa vào các tiêu chuẩn về thí nghiệm như tiêu chuẩn AC125, phương pháp thí

nghiệm ASTM – D3039 và số mẫu tối thiểu là 20. Với 3 mẫu kéo này, mục đích

chính là kiểm tra lại các chỉ tiêu cơ học mà nhà sản xuất cung cấp.

Hình A.1.1: Mẫu thí nghiệm kéo để xácđịnh giới hạn bền và môđun đàn hồi của vật liệu

154

Khả năng bám dính của vật liệu composite với bê tông cũng là một đặc tính

quan trọng, nếu sự bám dính kém thì việc ứng dụng của vật liệu này vào việc gia

cường kết cấu cũng bị phá sản. Keo sử dụng trong nghiên cứu này là Tyfo SW-1,

đây là loại keo đặc biệt để gia cường cho kết cấu có bề mặt ẩm ướt và thậm chí nằm

trong nước. Đặc tính của loại keo này là có độ linh động cao, chúng có thể thẩm

thấu sâu vào trong vật liệu được gia cường để tạo ra các neo bám chặt vào kết cấu.

Qua nhiều thí nghiệm của nhà sản xuất vật liệu và người sử dụng đều cho thấy, độ

bền bám dính của composite vào bê tông lớn hơn độ bền chịu kéo của bê tông

thường, khi thí nghiệm kéo mẫu thì bê tông luôn bị phá hoại và liên kết còn nguyên

vẹn.

Trong thí nghiệm này, nghiên cứu sinh làm thí nghiệm với 3 mẫu nhằm kiểm

tra sự bám dính mà nhà sản xuất đã khẳng định. Hình A1.2 là hình ảnh của hai khối

bê tông mác 200 dùng làm một thí nghiệm bám dính. Thanh thép chìa ra để gắn vào

máy kéo có chân chữ thập gắn sâu qua chỗ thay đổi mặt cắt là 3 cm. Phần còn lại

của phần nhỏ của khối không có thép dùng để thí nghiệm có độ dài 7 cm.

Tiến hành kéo mẫu cho tới khi xảy ra phá hoại bằng máy kéo nén vạn năng.

Hình A1.2: Hai khối bê tông khi chưa nối

Hình A1.3: Hai khối bê tông đãđược dán vào nhau bởi keo Epoxy và sợi

155

Kết quả cho thấy, mẫu bị phá hoại ở phần bê tông chịu kéo, trong khi phần keo dán

không bị tổn hại gì (Hình A1.4).

Như vậy, cường độ chịu kéo của keo dính lớn hơn so với cường độ chịu kéo

của vật liệu bê tông. Trong trường hợp chịu lực có sự làm việc cùng với tấm gia

cường coposite thì sự phá hoại sẽ xảy ra ở phần bê tông của cấu kiện. Lớp keo dán

đảm bảo yêu cầu chịu lực.

A2. Thí nghiệm kéo mẫu cốt thép

Để xác định thông số vật liệu của các thanh cốt thép dùng trong thí nghiệm

dầm và bản chịu uốn, một số mẫu cốt thép được kéo bằng máy kéo nén thủy lực.

Kết quả kéo mẫu được thể hiện trên hình A2.1.

Hình A1.4: Bê tông bị phá hoại, liên kết còn nguyên

156

Hình A2.1: Ứng suất – biến dạng của cốt thép được xác định qua thí nghiệm

Ở đây, giới hạn chảy của cốt thép là 330 MPa, giới hạn cực hạn là 495 MPa tại

biến dạng là 20%. Mô đun đàn hồi của thép là 196000 MPa.

A3. Thí nghiệm nén xác định đường cong ứng suất biến dạng của bê tông

Không chỉ riêng cốt thép, trong khuôn khổ đề tài luận án, một số mẫu bê tông cũng

được nén để xác định đường cong ứng suất biến dạng. So với cốt thép, bê tông thể

hiện đặc tính phi tuyến mạnh hơn. Kết quả điển hình được trình bày trên hình A3.1.

Hình A3.1: Ứng suất – biến dạng của bê tông được xác định qua thí nghiệm

157

A4. Kết quả thí nghiệm nén mẫu bê tông

Song song với việc đổ bê tông dầm và bản trong chương trình thí nghiệm, các

mẫu bê tông hình trụ với kích thước 150mm x 300mm được đổ với cùng điều kiện

về thời gian, độ ẩm, môi trường bảo dưỡng như bê tông dầm bản. Các kết quả thu

được được trình bày trong bảng A3.1.

158

Bảng A3.1: Kết quả thí nghiệm bê tông phục vụ cho việc tính toán

Mẫu số

Tuổi

(ngày)

fc,15x30

(MPa)

fcm

(MPa)

Ecm

(MPa)

Mẫu số

Tuổi

(ngày)

fc,15x30

(MPa)

fcm

(MPa)

Ecm

(MPa)

101 28 35,14 43,14 33318 403 28 33,97 41,97 30767

102 28 37,04 45,04 33800 404 28 36,18 44,18 31421

103 28 34,28 42,28 33095 405 28 38,49 46,49 32075

104 28 34,67 42,67 33197 406 28 36,82 44,82 31605

105 28 36,69 44,69 33713 407 28 35,16 43,16 31122

106 28 35,79 43,79 33485 408 28 35,36 43,36 31181

107 28 37,94 45,94 34024 501 21 37,17 45,17 33833

108 28 37,13 45,13 33823 502 21 35,41 43,41 33388

109 28 34,91 42,91 33259 503 21 37,18 45,18 33835

110 28 36,44 44,44 33650 504 21 40,04 48,04 34535

201 21 44,11 52,11 33566 505 21 37,00 45,00 33790

202 21 44,19 52,19 33587 506 21 36,10 44,10 33564

203 21 42,79 50,79 33228 601 28 32,64 40,64 32662

204 21 44,08 52,08 33559 602 28 32,19 40,19 32541

205 21 44,22 52,22 33594 603 28 34,81 42,81 33233

206 21 44,04 52,04 33548 604 28 34,04 42,04 33033

207 21 43,87 51,87 33505 605 28 34,48 42,48 33148

208 21 43,90 51,90 33513 606 28 34,82 42,82 33236

209 21 44,37 52,37 33632 607 28 36,27 44,27 33607

301 28 40,22 48,22 32549 608 28 33,67 41,67 32936

302 28 40,41 48,41 32600 609 28 34,00 42,00 33022

303 28 38,72 46,72 32139 610 28 31,32 39,32 32304

304 28 39,55 47,55 32367 611 28 34,33 42,33 33109

401 28 36,19 44,19 31423 612 28 37,06 45,06 33805

402 28 36,79 44,79 31596 613 28 35,27 43,27 33352

Ghi chú:

fc,15x30: cường độ bê tông từ kết quả nén mẫu trụ kích thước 15cm x 30 cm, được xem là cường độ tính toán tiêu chuẩn (characteristical strength, fck).

fcm: cường độ tính toán trung bình, là cường độ cực hạn mà bê tông chịu được. Ecm: mô đun đàn hồi (tính theo dây cung).

159

A4. Thí nghiệm uốn dầm bê tông cốt thép

Theo chương trình thí nghiệm, dầm bê tông cốt thép dùng trong khảo sát vật lý có

cấu tạo như sau:

Hình A4.1 Mô hình thí nghiệm và các điểm đo chuyển vị và biến dạng

Các dầm bê tông được thi công theo trình tự như ở hình A4.2 và sau khi đông cứng

có hình ảnh như ở hình A4.3 phải.

Hình A4.2: Ván khuôn và cốt thép (trái), đổ bê tông (phải)

3000 mm

1000 1000 1000

P

2 Φ 14

2 Φ 14 150

250

Φ 6: 120/200 BD1

BD2 CV1 BD3

2 Φ 14

2 Φ 14

Φ 6: k/c 120/200

Mặt cắt ngang ắ

160

Hình A4.3: Đổ bê tông (trái), dỡ ván khuôn (phải)

Thí nghiệm uốn được thực hiện bằng máy nén thủy lực với sơ đồ dầm chịu

uốn 4 điểm. Tải trọng được phân đều tại 2 vị trí ở 1/3 chiều dài dầm. Hình A4.4 ghi

lại một trạng thái thí nghiệm khi dầm đã có độ võng có thể quan sát được bằng mắt

thường một cách dễ dàng.

Hình A4.4: Thí nghiệm dầm bê tông gia cường chịu uốn

161

A6. Thí nghiệm uốn bản bê tông cốt thép

Bản bê tông cốt thép có kích thước 110mm x 600mm x 60mm và cấu tạo cốt

thép 2 lớp như hình A6.1 chịu uốn dưới tác dụng của tải trọng tập trung đều tại 4

điểm đối xứng nhau. Hình ảnh phá hoại của bản được thể hiện trên hình A6.2.

Hình A6.1: Sơ đồ và kết quả thí nghiệm bản bê tông cốt thép chịu uốn

Hình A6.2: Hình ảnh kết quả thí nghiệm bản bê tông cốt thép chịu uốn

162

Bảng A6.1: Kết quả tính chuyển vị phụ thuộc tải trọng của bản bê tông cốt thép không gia cường

Tải trọng (kN) Chuyển vị (mm)

0 0 4,053 0,701 6,560 1,4135

7,1056 1,5876 9,2832 2,184 10,512 2,774

11,5856 3,369 12,5792 3,963

13,584 4,554 14,1968 5,127

14,312 5,673 14,2384 6,209 14,1152 6,743 14,1136 7,282 14,1856 7,825 14,2832 8,37 14,4112 8,917 14,5296 9,464 14,7296 10,016 14,7824 10,567 14,8304 11,13 14,5648 11,69

14,352 12,28 14,1824 12,89 14,0832 13,5

13,912 14,12 13,8192 14,75 13,7872 15,39 13,8128 16,03 13,8688 16,67

13,904 17,31 13,9664 17,93

14,016 18,56 14,0496 19,18

14,072 19,79 14,0912 20,4 14,1152 21,02

14,096 21,63 14,0944 22,23

14,096 22,84 14,064 23,45

163

Bảng A6.2: Kết quả tính biến dạng thớ trên và thớ dưới giữa bản bê tông cốt thép sau khi gia cường

Tải trọng

(kN) Chuyển vị

(mm) Biến dạng thớ dưới (mm/m)

Biến dạng thớ trên (mm/m)

0 0 0 0

9,742 0,59 0,1756 -0,1508

14,046 1,18 0,4146 -0,2634

17,492 1,77 0,6584 -0,3595

20,62 2,36 0,9006 -0,4492

23,52 2,95 1,139 -0,5336

26,36 3,53 1,376 -0,6166

29,02 4,11 1,597 -0,6978

31,52 4,70 1,771 -0,7758

33,84 5,28 1,94 -0,8529

35,26 5,88 2,182 -0,9219

36,8 6,48 2,484 -0,9925

38,34 7,08 2,775 -1,066

39,96 7,67 3,043 -1,138

41,6 8,26 3,299 -1,211

43,16 8,85 3,547 -1,281

44,7 9,43 3,794 -1,352

46,24 10,02 4,038 -1,428

47,78 10,61 4,274 -1,505

49,26 11,19 4,501 -1,58

164

P

hụ

lục

B: Tổn

g kết

ngâ

n h

àng

dữ

liệu

th

í ngh

iệm

từ

các

tài

liệu

th

am k

hảo

Ở p

hụ lục

này

tổn

g hợ

p cá

c kế

t quả

thí

nghiệm

của

nhiều

tác

giả

khá

c nh

au t

rong

tài

liệ

u th

am k

hảo

[39]

. Bản

g dữ

liệ

u

dưới

đây

bao

gồm

các

tham

số

về vật

liệu

, kíc

h thướ

c hì

nh học

và

các

kết q

uả sức

khá

ng cắt

thu được

từ th

í ngh

iệm

. Ngo

ài r

a,

ở 4

cột

cuối

cùn

g cũ

ng t

rình

bày

kết

quả

tín

h to

án sức

khá

ng cắt

the

o cô

ng t

hức đề

xuấ

t và

của

tác

giả

Jan

sze,

tro

ng đ

ó 2

cột

cuối

cùn

g thể

hiện

tỷ lệ

giữ

a kế

t quả

thí n

ghiệ

m v

à kế

t quả

tính

toán

. Các

ký

hiệu

đượ

c giải

thíc

h như

sau:

f c Cườ

ng độ

chịu

nén

của

bê

tông

mẫu

thí n

ghiệ

m

b Bề

rộng

của

dầm

hoặ

c bả

n củ

a mẫu

thí n

ghiệ

m

h C

hiều

cao

dầm

/bản

của

mẫu

thí n

ghiệ

m

d s

Khoản

g cá

ch từ

mép

trên

của

mặt

cắt

tới t

rọng

tâm

của

cốt

thép

chị

u ké

o mẫu

thí n

ghiệ

m

a K

hoản

g cá

ch từ

gối

tới đ

iểm

đặt

lực

tập

trun

g tr

ên dầm

/mẫu

thí n

ghiệ

m

A s

Diệ

n tí

ch cốt

thép

dọc

tron

g bê

tông

s0

Hàm

lượn

g cố

t thé

p dọ

c tr

ong

bê tô

ng

t p

Chiều

dày

lớp

gia

cườn

g

b p

Bề

rộng

lớp

gia

cườn

g

d sp

Khoản

g cá

ch trọn

g tâ

m lớ

p gi

a cườn

g và

mặt

trên

của

mặt

cắt

sp0

Hàm

lượn

g vậ

t liệ

u gi

a cườn

g

L K

hoản

g cá

ch đ

oạn

khôn

g gi

a cườn

g

a L

Chiều

dài

có

hiệu

tính

theo

côn

g thức

(3.

4)

165

k g

Hệ

số đ

iều

chỉn

h tí

nh th

eo c

ông

thức

(3.

6) h

oặc

(3.

8)

V t.n

. Sức

khá

ng cắt

từ kết

quả

thí n

ghiệ

m

V(5)

Sức

khá

ng cắt

tính

toán

theo

Jan

sze,

côn

g thức

(3.

5)

V(8)

Sức

khá

ng cắt

tính

toán

luận

án đề

tài đề

xuất

, côn

g thức

(3.

8).

Bản

g B

1: Bản

g dữ

liệu

các

thí n

ghiệ

m c

ho dầm

chị

u cắ

t đượ

c gi

a cườn

g

STT

Ký

hiệu

f c

b h

d s

a A s

s0

t p

b p

d s

p sp

0 L

a L

k g

V t.n

. V

(5)

V(8)

V t

.n./V

(5)

V t.n

./V(8

) M

Pa

mm

m

m m

m

mm

m

m2

%

mm

m

m

mm

%

m

m

mm

-

kN

kN

kN

- -

1 U

RB4

50,7

10

0 15

0 13

0 75

0 15

7 1,

21

5 80

14

7 3,

79

50

180,

69

1,69

28,

75

27,5

8 28

,87

1,04

2 0,

996

2 U

RB5

50,7

10

0 15

0 13

0 75

0 15

7 1,

21

10

80

152

6,30

50

18

0,69

1,

69 2

6,55

27

,58

28,8

7 0,

963

0,92

0 3

205

60

155

255

220

767

943

2,77

6

125

237

4,61

50

16

2,14

1,

70 1

06,5

105

,67

114,

23

1,00

8 0,

932

4 20

6 60

15

5 25

5 22

0 76

7 94

3 2,

77

3 12

5 23

1 3,

68

50

162,

14

1,70

11

0 10

5,67

11

4,23

1,

041

0,96

3 5

209

60

155

255

220

767

943

2,77

6

125

237

4,61

50

16

2,14

1,

70

110

105,

67

114,

23

1,04

1 0,

963

6 21

0 60

15

5 25

5 22

0 76

7 94

3 2,

77

6 12

5 23

7 4,

61

50

162,

14

1,70

107

,5 1

05,6

7 11

4,23

1,

017

0,94

1 7

218

60

155

255

220

767

943

2,77

6

125

237

4,61

50

16

2,14

1,

70

97 1

05,6

7 11

4,23

0,

918

0,84

9 8

219

60

155

255

220

767

943

2,77

6

125

237

4,61

50

16

2,14

1,

70

110

105,

67

114,

23

1,04

1 0,

963

9 F3

1 60

15

5 22

5 19

0 76

7 94

3 3,

20

6 12

5 20

7 5,

28

50

149,

54

1,70

91

93

,90

105,

11

0,96

9 0,

866

10

F33

60

155

225

190

767

943

3,20

6

125

207

5,28

50

14

9,54

1,

70

95,5

93

,90

105,

11

1,01

7 0,

909

11

123

95

155

255

220

767

943

2,77

1,

5 12

5 22

6 3,

23

50

162,

14

1,70

147

,5 1

18,1

1 13

4,30

1,

249

1,09

8 12

12

4 95

15

5 25

5 22

0 76

7 94

3 2,

77

3 12

5 23

1 3,

68

50

162,

14

1,70

145

,6 1

18,1

1 13

4,30

1,

233

1,08

4 13

FR

B5

31

150

150

109

400

157

0,96

2

100

133

1,79

50

18

4,33

1,

41

30

29,1

6 27

,59

1,02

9 1,

087

14

FRB7

31

15

0 15

0 10

9 40

0 15

7 0,

96

3 10

0 13

8 2,

21

50

184,

33

1,41

29

29

,16

27,5

9 0,

995

1,05

1 15

PB

-A

37,7

15

0 15

0 10

9 40

0 15

7 0,

96

1,5

100

130

1,57

50

18

4,33

1,

41 3

2,67

30

,72

29,7

0 1,

063

1,10

0 16

PB

-B

37,7

15

0 15

0 10

9 40

0 15

7 0,

96

1,5

100

130

1,57

50

18

4,33

1,

41 3

2,72

30

,72

29,7

0 1,

065

1,10

2 17

PB

-C

37,7

15

0 15

0 10

9 40

0 15

7 0,

96

1,5

100

130

1,57

50

18

4,33

1,

41 3

1,03

30

,72

29,7

0 1,

010

1,04

5

166

18

3 38

,4

150

250

210

1000

22

6 0,

72

3,6

85

235

1,51

10

0 39

5,72

1,

50

42

45,0

5 42

,32

0,93

2 0,

992

19

6 38

,4

150

250

210

1000

22

6 0,

72

3,6

85

235

1,51

10

0 39

5,72

1,

50

42

45,0

5 42

,32

0,93

2 0,

992

20

7 38

,4

150

250

210

1000

22

6 0,

72

3,6

85

235

1,51

10

0 39

5,72

1,

50

42

45,0

5 42

,32

0,93

2 0,

992

21

13

38,4

15

0 25

0 21

0 10

00

226

0,72

4,7

5 57

23

4 1,

42

100

395,

72

1,50

40

45

,05

42,3

2 0,

888

0,94

5 22

16

38

,4

150

250

210

1000

22

6 0,

72

3,6

85

235

1,51

10

0 39

5,72

1,

50

43

45,0

5 42

,32

0,95

5 1,

016

23

19

38,4

15

0 25

0 21

0 10

00

226

0,72

6

47

235

1,44

10

0 39

5,72

1,

50

36

45,0

5 42

,32

0,79

9 0,

851

24

SB02

53

20

0 27

0 24

0 12

50

157

0,33

4

120

265

1,20

25

0 10

04,7

4 1,

23

46

44,6

4 41

,43

1,03

1 1,

110

25

3 35

30

0 20

0 16

5 10

50 1

50,8

0,3

0 8

50

194

0,95

25

0 93

2,28

1,

17

31,5

39

,11

35,6

0 0,

805

0,88

5 26

A-

L1

43,9

4 10

0 20

0 17

0 80

0 10

0,5

0,59

5

100

198

3,03

10

0 39

5,65

1,

41

23,4

23

,38

22,1

3 1,

001

1,05

7 27

A-

L2

46,5

10

0 20

0 17

0 80

0 10

0,5

0,59

5

100

198

3,03

10

0 39

5,65

1,

41

23,9

23

,72

22,5

9 1,

008

1,05

8 28

A-

L3

41,6

10

0 20

0 17

0 80

0 10

0,5

0,59

5

100

198

3,03

20

0 66

5,40

1,

15

16,1

18

,85

18,2

4 0,

854

0,88

3 29

A-

L4

47,1

5 10

0 20

0 17

0 80

0 10

0,5

0,59

5

100

198

3,03

20

0 66

5,40

1,

15

18,9

19

,47

19,0

9 0,

971

0,99

0 30

A-

L5

47,1

5 10

0 20

0 17

0 80

0 10

0,5

0,59

5

100

198

3,03

30

0 90

1,88

1,

02

14,5

17

,31

17,2

5 0,

838

0,84

0 31

A-

L6

41,6

10

0 20

0 17

0 80

0 10

0,5

0,59

5

100

198

3,03

30

0 90

1,88

1,

02

14,3

16

,76

16,4

8 0,

853

0,86

8 32

A-

B1

42,2

10

0 20

0 17

0 80

0 10

0,5

0,59

5

100

198

3,03

10

0 39

5,65

1,

41

24,5

23

,14

21,8

0 1,

059

1,12

4 33

A-

B2

42,2

10

0 20

0 17

0 80

0 10

0,5

0,59

5

100

198

3,03

10

0 39

5,65

1,

41

24,4

23

,14

21,8

0 1,

055

1,11

9 34

BM

1 39

,3

100

200

170

800

100,

5 0,

59

5 10

0 19

8 3,

03

100

395,

65

1,41

26,

35

22,7

1 21

,24

1,16

0 1,

241

35 b

eam

1 44

,8

100

180

155

625,

5 30

8 1,

99

5 10

0 17

3 4,

67 1

52,5

37

8,00

1,

16

26,5

28

,08

30,7

1 0,

944

0,86

3 36

bea

m2

46,4

10

0 18

0 15

5 62

5,5

308

1,99

5

100

173

4,67

152

,5

378,

00

1,16

23

28

,34

31,1

0 0,

812

0,73

9 37

bea

m3

30

100

180

155

625,

5 30

8 1,

99

5 10

0 17

3 4,

67 1

52,5

37

8,00

1,

16

19

25,2

5 26

,42

0,75

2 0,

719

38

C8

37,3

12

0 15

0 11

5 37

0 10

0,5

0,73

3

100

143

2,33

50

20

1,59

1,

38

26,4

24

,10

22,1

6 1,

095

1,19

1 39

C9

34

,6

120

150

115

370

100,

5 0,

73

3 10

0 14

3 2,

33

50

201,

59

1,38

30

,5

23,6

3 21

,54

1,29

1 1,

416

40

C10

37,3

12

0 15

0 11

5 37

0 10

0,5

0,73

3

65

140

1,76

50

20

1,59

1,

38

24

24,1

0 22

,16

0,99

6 1,

083

41

A3

25,8

20

0 30

0 26

0 11

50

402

0,77

3

160

283

1,56

10

0 40

8,98

1,

56

84,5

69

,43

62,0

7 1,

217

1,36

1 42

O

45

15

2,4

305

251

914

253

0,66

2,

6 15

4 28

6 1,

50

203

719,

46

1,19

46

,7

46,3

7 44

,17

1,00

7 1,

057

43

P3

37,7

15

0 15

0 10

9 39

3 15

7 0,

96

3 80

13

5,6

1,95

75

24

9,84

1,

24

33

27,3

7 26

,84

1,20

6 1,

230

44

P2

37,7

15

0 15

0 10

9 39

3 15

7 0,

96

2 80

130

,96

1,61

75

24

9,84

1,

24

34

27,3

7 26

,84

1,24

2 1,

267

167

45

P3B

37,7

15

0 15

0 10

9 39

3 15

7 0,

96

3 80

13

5,6

1,95

75

24

9,84

1,

24

36,5

27

,37

26,8

4 1,

334

1,36

0 46

P2

B 37

,7

150

150

109

393

157

0,96

2

80 1

30,9

6 1,

61

75

249,

84

1,24

32

,5

27,3

7 26

,84

1,18

7 1,

211

47

B2

42,4

10

0 10

0 85

30

0 85

1,0

0 1,

2 80

94

,07

1,92

20

86

,15

1,69

17

21

,57

20,8

7 0,

788

0,81

5 48

B4

42

,4

100

100

85

300

85 1

,00

1,6

60

94,1

8 1,

92

20

86,1

5 1,

69

17,5

21

,57

20,8

7 0,

811

0,83

9 49

B6

42

,4

100

100

85

300

85 1

,00

1,2

80

94,0

7 1,

92

20

86,1

5 1,

69

20,4

21

,57

20,8

7 0,

946

0,97

8 50

A1

c 39

,2

100

100

85

300

85 1

,00

1,2

80

94,0

7 1,

92

20

86,1

5 1,

69

22

21,1

4 20

,27

1,04

1 1,

085

51

Acb

39,2

10

0 10

0 85

30

0 85

1,0

0 1,

2 80

94

,07

1,92

20

86

,15

1,69

18

,4

21,1

4 20

,27

0,87

1 0,

908

52

Ac2c

39

,2

100

100

85

300

85 1

,00

1,2

80

94,0

7 1,

92

20

86,1

5 1,

69

18,7

21

,14

20,2

7 0,

885

0,92

3 53

A2

e 39

,2

100

100

85

300

85 1

,00

1,2

80

94,0

7 1,

92

20

86,1

5 1,

69

20,1

21

,14

20,2

7 0,

951

0,99

2 54

A2

f 39

,2

100

100

85

300

85 1

,00

1,2

80

94,0

7 1,

92

20

86,1

5 1,

69

19,8

21

,14

20,2

7 0,

937

0,97

7 55

A2

g 39

,2

100

100

85

300

85 1

,00

1,2

80

94,0

7 1,

92

150

390,

43

0,94

15

,8

11,7

8 12

,25

1,34

1 1,

290

56

A 45

15

2,4

305

251

914

253

0,66

4,7

6 15

1 29

3,81

2,

17

203

719,

46

1,19

59

,6

46,3

7 44

,17

1,28

5 1,

349

57

C 35

20

5 45

5 40

0 19

83

253

0,31

6

152

446,

58

1,27

15

5 81

0,08

1,

61

92,5

79

,71

67,7

5 1,

160

1,36

5 58

D

35

205

455

400

1983

10

13 1

,24

6 15

2 42

8,19

2,

19

155

555,

56

1,61

137

,5 1

24,2

7 12

1,99

1,

106

1,12

7 59

BL

02

37,6

30

0 25

0 21

0 66

0 40

2 0,

64

1 20

0 22

3,95

0,

90

100

408,

56

1,33

68

,5

88,9

3 79

,90

0,77

0 0,

857

G

iá tr

ị tru

ng b

ình

1,03

1 1,

031

Hệ số

biế

n th

iên

(%)

15,6

5 14

,59

168

P

hụ

lục

C: Kết

quả

tín

h t

oán

gia

cườ

ng

kết

cấu

bằn

g tấ

m c

omp

osit

e

Tro

ng p

hần

này

trìn

h bà

y ch

i tiế

t các

kết

quả

phâ

n tí

ch P

TH

H đ

ã được

trìn

h bà

y ở

các

chươ

ng mục

tron

g luận

án.

Phầ

n 1:

Khả

o sá

t dầm

bê

tông

cốt

thép

đượ

c gi

a cườn

g bằ

ng c

ách

dán

lớp

vật l

iệu

cườn

g độ

cao

ở thớ

chịu

kéo

.

H

ình

C1:

Mô

hình

phâ

n tí

ch P

TH

H c

ho dầm

đượ

c gi

a cườn

g kh

ông

kín

lớp

dưới

169

H

ình

C2:

Biế

n dạ

ng dẻo

chí

nh v

à vế

t nứt

tron

g dầ

m tạ

i trạ

ng th

ái g

iới hạn

, dầm

khô

ng g

ia cườ

ng

H

ình

C3:

Biế

n dạ

ng dẻo

chí

nh v

à vế

t nứt

tron

g dầ

m tạ

i trạ

ng th

ái g

iới hạn

, lớp

gia

cườ

ng c

ó độ

cứn

g E

1

170

H

ình

C4:

Biế

n dạ

ng dẻo

chí

nh v

à vế

t nứt

tron

g dầ

m tạ

i trạ

ng th

ái g

iới hạn

, lớp

gia

cườn

g có

độ

cứng

E2

H

ình

C5:

Biế

n dạ

ng dẻo

chí

nh v

à vế

t nứt

tron

g dầ

m tạ

i trạ

ng th

ái g

iới hạn

, lớp

gia

cườ

ng c

ó độ

cứn

g E

3

171

H

ình

C6:

Biế

n dạ

ng dẻo

chí

nh v

à vế

t nứt

tron

g dầ

m tạ

i trạ

ng th

ái g

iới hạn

, lớp

gia

cườ

ng c

ó độ

cứn

g E

4

H

ình

C7:

Biế

n dạ

ng dẻo

chí

nh v

à vế

t nứt

tron

g dầ

m tạ

i trạ

ng th

ái g

iới hạn

, lớp

gia

cườ

ng c

ó độ

cứn

g E

5

172

P

hần

2:

Gia

cườ

ng cốn

g dướ

i đập

th

uộc

hồ

chứ

a nướ

c L

iệt

Sơn

1. H

iện

trạn

g về

côn

g tr

ình

cống

Liệ

t Sơn

Cốn

g L

iệt Sơn

là cốn

g dưới

đập

với

kết

cấu

dạn

g hộ

p bằ

ng b

ê tô

ng cốt

thép

có

khẩu

diệ

n b

x h

= 1

,2m

x 1

,6m

. Cốn

g có

chiề

u dà

y mặt

trê

n, t

hành

và

mặt

dướ

i đều

là

0,4m

. Cốt

thé

p dọ

c và

nga

ng c

ó đườn

g kí

nh D

14m

m với

khoản

g cá

ch a

= 2

0cm

được

bố

trí

2 lớ

p tr

ong

cấu

kiện

bê

tông

, chiều

dày

bê

tông

bảo

vệ

c =

5cm

. Cốn

g có

chiều

dài

159

m. X

em c

hi t

iết

kết

cấu ở

bản

vẽ. Đây

là cốn

g chảy

khô

ng á

p vớ

i lưu

lượn

g th

iết kế

Q =

4,7

m3 /

s. C

ao tr

ình

ngưỡ

ng là

+21

,0m

.

+ M

ực nướ

c gi

a cườn

g: +

41,0

0 m

+ M

ực nướ

c dâ

ng b

ình

thườ

ng: +

39,

00m

+ Tại

thời

điể

m k

hảo

sát,

mực

nướ

c hồ

có

cao

trìn

h là

+24

,3m

.

+ M

ực nướ

c hồ

tại t

hời đ

iểm

đo đạ

c kiểm

tra

biến

dạn

g sa

u gi

a cườn

g là

+30

,0

2. T

rườn

g hợ

p tí

nh t

oán

và mặt

cắt

tính

toán

Tín

h ch

o trườ

ng hợp

chị

u lự

c bấ

t lợi

nhấ

t là:

+ M

ực nướ

c ở

mực

nước

gia

cườ

ng (

MN

GC

): +

41,0

0

+ Cửa

cốn

g đó

ng, t

rong

lòng

cốn

g kh

ông

có nướ

c

Mặt

cắt

tính

toán

. Chọ

n mặt

cắt

1-1

đoạ

n sa

u th

áp v

an, tại

vị t

rí sửa

chữ

a gi

a cườn

g.

173

3. T

hông

số

tính

toá

n và

sơ đồ

tín

h to

án

a) C

ác th

ông

số tí

nh to

án:

C

ao tr

ình

MN

DG

C +

41,0

0

Cao

trìn

h đỉ

nh cốn

g: +

23,6

0m

C

ao tr

ình đá

y cố

ng: +

20,

60m

C

ao tr

ình đấ

t đắp

trên

cốn

g: +

25,1

7m

C

hỉ ti

êu đất

đắp

trên

cốn

g: γ

tn =

1,6

T/m

3 ; γ

bh =

1,9

T/m

3 ;

φtn

= 1

9,20 ;

γđn

= 0

,9T

/m3 ;

b)

Sơ đồ

tính

toán

:

174

Hìn

h C

8. Sơ đồ

mặt

cắt

tính

toán

tn

40t®

40 tb40 tb

40

175

4. T

ính

toán

gia

cườn

g kế

t cấu

cốn

g

a) M

ô hì

nh tả

i trọ

ng

Kết

cấu

cốn

g có

xun

g qu

anh

bao

bọc

bởi đất

và

nước

. Để

nghi

ên cứu

cho

trườn

g hợ

p bấ

t lợ

i, kế

t cấ

u được

mô

hình

hóa

tron

g điều

kiệ

n kh

ông

có nướ

c tr

ong

lòng

cốn

g; mực

nướ

c hồ

ở c

ao t

rình

mực

nướ

c dâ

ng g

ia cườ

ng;

mặt

cắt

tín

h to

án c

họn

đoạn

sau

tháp

van

tại m

ặt cắt

I –

I .

Mô

hình

tải t

rọng

đượ

c thể

hiện

như

trên

hìn

h C

12.

176

Hìn

h C

9: Sơ đồ

tải t

rọng

tác

dụng

lên

cống

P2=

17,4

T/m

2

MN

GC

: +

41.0

0

Cao tr×nh ®

Êt ®¾p +

25,1

7

P'1

= 1

,98 T

/m2

P'2

= 2

0,4

T/m

2

P1=

0,6

6 T

/m2

P2=

17,4

T/m

2

qn =

62,6

T/m

2

q5 =

0,9

6 T

/m2

P'1

= 1

,98 T

/m2

q1 =

1,3

5 T

/m2

q2 =

17,4

T/m

2

q4 =

0,9

6 T

/m2

P'2

= 2

0,4

T/m

2

P1=

0,6

6 T

/m2

177

b)

Các

lực

tác

dụng

lên

cống

:

* Á

p lự

c đấ

t:

Trê

n đỉ

nh :

iiZ

q.

1

)/

(35

,157

,1.9,

0.

21

1m

TZ

qđn

)/

(05,4

3.9,035,1

21

1'm

TH

qq

d

H

ai b

ên :

Biể

u đồ

áp

lực

2 bê

n có

dạn

g hì

nh th

ang:

)

/(

66

,0

22,19

45

.35

,12

45

.2

20

20

21

1m

Ttg

tgq

p

)

/(

98

,122,

19

45

.05

,4

245

.2

20

20

2'

' 11

mT

tgtg

qp

* Á

p lự

c nư

ớc:

-

Trê

n đỉ

nh cốn

g :

q 2 =

n.

H2

= 1

.(41

-23,

6) =

17,

4 (T

/m2 )

.

-

Hai

bên

:

p 2 =

n.

H2

= 1

7,4

(T

/m2 )

.

p 2

’ =

n.

(H2

+ H

) =

1.(

17,4

+3)

= 2

0,4

(T

/m2 )

.

-

Dướ

i đáy

:

q 3 =

n.

(H2

+ H

) =

20,

4 (

T/m

2 ).

* T

rọng

lượn

g bả

n th

ân :

Trọ

ng lượn

g tấ

m nắp

: q4

=

b.t n

= 2

,4.0

,4 =

0,9

6 T

/m2

Trọ

ng lượn

g tấ

m b

ên: q

5 =

b.

t b=

2,4

.0,4

= 0

,96

T/m

2

178

T

rọng

lượn

g tấ

m đ

áy: q

6 =

b.

t đ=

2,4

.0,4

= 0

,96

T/m

2

* P

hản

lực

nền

r

)2

/(

18

,43

)(

.2

56

43

21

mT

B

tt

Hq

qq

qq

qr

dn

* Sơ đồ

lực

cuối

cùn

g

- C

ác lự

c thẳn

g đứ

ng:

+

Phâ

n bố

trên

đỉn

h:

q =

q1

+ q

2 +

q4

= 1

9,7

(T/m

2 ).

+

Phâ

n bố

dướ

i đáy

:

q n

= r

+ q

3 –

q 6 =

62,

6 (T

/m2 )

.

+

Phâ

n bố

hai

bên

thàn

h:

q5

= 0

,96

(T

/m2 )

.

- C

ác lự

c nằ

m n

gang

:

Phâ

n tả

i trọ

ng n

gang

làm

hai

bộ

phận

, bộ

phận

đều

p, v

à bộ

phậ

n tu

yến

tính

p’.

-

Bộ

phận

đều

:

P =

p1

+ p

2 =

0,6

6+17

,4 =

18,

06 (

T/m

2 ).

-

Bộ

phận

tuyế

n tí

nh:

P’

= (

p 1’

– p 1

) +

(p 2

’ –

p 2)

= 4

,32

(T/m

2 ).

179

Hìn

h C

10: Sơ đồ

lực

cuối

cùn

g tá

c dụ

ng lê

n cố

ng

qn =

62,6

0 T

/m2

q5 =

0,9

6 T

/m2

q =

19,7

0 T

/m2

P =

18,0

6 T

/m2

P' =

4,3

2 T

/m2

P =

18,0

6 T

/m2

P' =

4,3

2 T

/m2

180

c)

Kết

quả

tính

lực

tác

dụng

lên

thân

cốn

g:

+ Lực

phâ

n bố

trên

đỉn

h:

q

= 1

9,7

(T/m

2 )

+ Lực

phâ

n bố

dướ

i đáy

:

q n =

62,

6 (T

/m2 )

+ Lực

phâ

n bố

hai

bên

:

q 5 =

0,9

6 (T

/m2 )

+ Lực

nằm

nga

ng:

Bộ

phận

đều

p=

18,

06 (

T/m

2 )

Bộ

phận

tuyế

n tí

nh

p’

= 4

,32

(T/m

2 )

181

H

ình

C11

: Ứng

suấ

t và

vết nứt

tron

g kế

t cấu

cốn

g trướ

c kh

i gia

cườ

ng (

trái

fc=

6Mpa

, phả

i fc=

8Mpa

)

182

H

ình

C12

: Ứng

suấ

t và

vết nứt

tron

g kế

t cấu

cốn

g sa

u kh

i gia

cườ

ng (

trái

fc=

6Mpa

, phả

i fc=

8Mpa

)

183

Phần 3: Các kết quả tính toán số 1. Dầm có chiều dày lớp bê tông bảo vệ khác nhau cnom = 1cm cnom = 2cm cnom = 4cm cnom = 5cm

P (MN) v (m) P (MN) v (m) P (MN) v (m) P (MN) v (m)

0,0412 -0,0004 0,0408 -0,0004 0,0401 -0,0004 0,0398 -0,0004

0,0651 -0,0007 0,0641 -0,0007 0,0622 -0,0007 0,0614 -0,0007

0,0804 -0,0011 0,0788 -0,0011 0,0758 -0,0011 0,0745 -0,0011

0,0933 -0,0014 0,0911 -0,0014 0,0870 -0,0014 0,0848 -0,0014

0,1045 -0,0018 0,1016 -0,0018 0,0948 -0,0018 0,0923 -0,0018

0,1124 -0,0021 0,1085 -0,0021 0,0978 -0,0021 0,0947 -0,0021

0,1147 -0,0025 0,1110 -0,0025 0,1035 -0,0025 0,0995 -0,0025

0,1218 -0,0028 0,1187 -0,0028 0,1110 -0,0028 0,1066 -0,0028

0,1309 -0,0032 0,1272 -0,0032 0,1189 -0,0032 0,1143 -0,0032

0,1399 -0,0035 0,1355 -0,0035 0,1267 -0,0035 0,1218 -0,0035

0,1463 -0,0039 0,1423 -0,0039 0,1341 -0,0039 0,1289 -0,0039

0,1520 -0,0042 0,1479 -0,0042 0,1398 -0,0042 0,1362 -0,0042

0,1575 -0,0046 0,1531 -0,0046 0,1456 -0,0046 0,1417 -0,0046

0,1624 -0,0049 0,1582 -0,0049 0,1511 -0,0049 0,1465 -0,0049

0,1673 -0,0053 0,1633 -0,0053 0,1562 -0,0053 0,1512 -0,0053

0,1721 -0,0056 0,1681 -0,0056 0,1612 -0,0056 0,1559 -0,0056

0,1767 -0,0060 0,1729 -0,0060 0,1659 -0,0060 0,1607 -0,0060

0,1815 -0,0063 0,1776 -0,0063 0,1701 -0,0063 0,1651 -0,0063

0,1861 -0,0067 0,1821 -0,0067 0,1743 -0,0067 0,1696 -0,0067

0,1906 -0,0070 0,1863 -0,0070 0,1783 -0,0070 0,1739 -0,0070

0,1950 -0,0074 0,1903 -0,0074 0,1828 -0,0074 0,1780 -0,0074

0,1994 -0,0078 0,1944 -0,0077 0,1866 -0,0078 0,1820 -0,0078

0,2037 -0,0081 0,1986 -0,0081 0,1904 -0,0081 0,1859 -0,0081

0,2076 -0,0085 0,2029 -0,0085 0,1940 -0,0085 0,1898 -0,0085

0,2114 -0,0088 0,2066 -0,0088 0,1977 -0,0088 0,1936 -0,0088

0,2154 -0,0092 0,2102 -0,0092 0,2011 -0,0092 0,1972 -0,0092

0,2191 -0,0095 0,2136 -0,0095 0,2043 -0,0096 0,2006 -0,0096

0,2227 -0,0099 0,2166 -0,0099 0,2074 -0,0099 0,2031 -0,0099

0,2262 -0,0103 0,2195 -0,0103 0,2100 -0,0103 0,2052 -0,0103

0,2294 -0,0106 0,2217 -0,0106 0,2118 -0,0106 0,2066 -0,0106

0,2322 -0,0110 0,2229 -0,0110 0,2125 -0,0110 0,2074 -0,0110

0,2345 -0,0114 0,2218 -0,0113 0,2115 -0,0113 0,2067 -0,0113

0,2356 -0,0117 0,2130 -0,0117 0,2042 -0,0117 0,2032 -0,0117

0,2331 -0,0121 0,1916 -0,0120 0,1907 -0,0120 0,1909 -0,0120

0,2173 -0,0124 0,1595 -0,0124 0,1666 -0,0124 0,1699 -0,0123

0,1787 -0,0128 0,1530 -0,0127 0,1495 -0,0128 0,1472 -0,0127

0,1412 -0,0131 0,1314 -0,0130

0,1329 -0,0134

184

2. Dầm có hàm lượng cốt thép dọc khác nhau

1% 1,50% 2% 2,50% 3% v (mm) P (kN) v (mm) P (kN) v (mm) P (kN) v (mm) P (kN) v (mm) P (kN)

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,3503 41,96 0,3503 43,34 0,3503 44,64 0,3504 45,86 0,3504 47,01 0,7016 68,05 0,7016 72,42 0,7016 76,3 0,7016 79,91 0,7016 83,14

1,053 86,17 1,053 93,87 1,053 100,7 1,053 106,8 1,053 112,5 1,404 101,9 1,404 112,9 1,404 123,1 1,404 131,7 1,404 139,5 1,756 115,9 1,756 130,8 1,756 143,3 1,756 154,5 1,756 164,6 2,107 126,8 2,107 147 2,107 162,3 2,107 176,3 2,107 188,5 2,458 134,9 2,458 161,1 2,459 179,3 2,459 196,8 2,459 211,3 2,809 145,5 2,81 172,1 2,81 193,1 2,81 214,9 2,811 231,3 3,16 157 3,161 185,7 3,162 209,7 3,162 231,4 3,162 249,5

3,511 169,2 3,512 200,5 3,514 227 3,514 250,1 3,514 270 3,862 181,1 3,864 215,2 3,866 244,1 3,865 268,8 3,866 290 4,214 192,9 4,215 229,9 4,217 260,6 4,217 286,3 4,218 309,1 4,565 204,6 4,567 243,9 4,569 276,3 4,569 304,3 4,569 327,1 4,918 212,5 4,919 257,9 4,921 292,3 4,92 320,5 4,92 344 5,271 218,1 5,271 271,1 5,273 306,5 5,271 335,3 5,271 358,5 5,625 223,5 5,623 278,6 5,624 319,9 5,621 348,4 5,624 370,9 5,979 228,7 5,975 283,6 5,974 331,2 5,973 361,8 5,979 377,2 6,335 233,8 6,327 288,1 6,327 337,7 6,329 365,7 6,339 374,3 6,691 238 6,677 291,9 6,687 337,1 6,693 358,1 6,699 336,5 7,045 242,3 7,03 296,4 7,055 332,9 7,05 305,8 7,033 249 7,399 246,4 7,379 297,5 7,422 319,5 7,39 228,9 7,377 176 7,753 250,3 7,73 297,7 7,774 271,6 7,728 178,8 7,725 143,9 8,105 253,6 8,086 291,5 8,095 196,4 8,08 156 8,075 131,6 8,455 256,1 8,451 267,5 8,436 156 8,433 148 8,425 127,9 8,795 256,3 8,79 207,3 8,788 142,2 8,785 161,9 9,144 254 9,138 166,1 9,15 138 9,484 237,3 9,5 150,7 9,52 136,3 9,835 193,1 9,862 146,7 10,19 160,6 10,22 146,2 10,54 159,7 10,58 146,5

10,94 146,8 11,3 147,8

11,65 149,1 12 150,6

12,36 167,2

185

3. Dầm có cường độ bê tông chịu nén khác nhau

10 Mpa 15 Mpa 20 Mpa 43 Mpa v (mm) P (kN) v (mm) P (kN) v (mm) P (kN) v (mm) P (kN)

0 0 0 0 0 0 0 0 0,3506 25,67 0,3505 30,83 0,3504 35,19 0,3501 47,56 0,7021 39,67 0,7019 47,5 0,7018 54,42 0,7014 76,8

1,054 50,13 1,053 59,26 1,053 67,21 1,053 93,34 1,405 59,2 1,405 69,29 1,405 78,01 1,404 105,3 1,757 67,44 1,756 78,26 1,756 87,49 1,757 111 2,108 75,28 2,107 85,9 2,107 94,84 2,108 113,8 2,46 81,97 2,458 90,54 2,459 98,67 2,46 120,2

2,812 87,2 2,81 97,01 2,81 105 2,811 128,9 3,164 93,39 3,161 104,4 3,161 112,5 3,162 137,4 3,516 100,1 3,513 112 3,513 120,6 3,513 144 3,867 106,7 3,865 119,4 3,864 128,7 3,864 149,9 4,219 113,2 4,217 127 4,216 134,9 4,215 155,7 4,569 119,1 4,57 132,9 4,567 140,7 4,567 161,3 4,921 124,1 4,923 137,9 4,92 145,9 4,918 166,7 5,272 127,8 5,277 142,8 5,273 150,9 5,269 171,7 5,627 130,8 5,631 147,6 5,627 155,1 5,622 176,8 5,983 132,5 5,985 151,6 5,98 159,7 5,974 181,6 6,342 132 6,336 155 6,334 163,7 6,327 186,2 6,697 127 6,692 158,4 6,688 168 6,68 190,8 7,042 115,3 7,045 160,5 7,042 172 7,034 194,9 7,392 101,5 7,403 162 7,395 176,1 7,387 198,9 7,747 91,85 7,764 160,2 7,748 179,6 7,74 203,3 8,097 85,58 8,133 149,6 8,1 183,1 8,094 207,4 8,442 80,72 8,499 125,9 8,451 186,1 8,447 211,4 8,795 76,94 8,862 108,8 8,794 188,1 8,801 215,4 9,154 73 9,219 104,1 9,148 189,7 9,155 218,9 9,511 68,24 9,575 100 9,496 187,3 9,511 222,6 9,858 63,74 9,854 175,4 9,873 226,3 10,21 59,84 10,23 153,4 10,24 230,2 10,57 56,67 10,59 136,9 10,6 234,2 10,93 53,85 10,94 127,3 10,96 237,9 11,29 51,59 11,29 123 11,32 241,5 11,65 49,43 11,63 121 11,68 244,9

12 47,41 11,98 119,8 12,05 248,1 12,36 46,02 12,41 251,2 12,71 44,47 12,75 254,1 13,07 43,45 13,11 257,2 13,42 42,29 13,46 259,5

186

13,81 261,8 14,16 262,8 14,52 263,2 14,85 258,6 15,19 242 15,52 217,7 15,87 191,5

4. Dầm gia cường có độ cứng lớp gia cường Egtg khác nhau

Không gia cường

5000 N/mm

10000 N/mm

25000 N/mm

50000 N/mm

100000 N/mm

200000 N/mm

v (mm) P (kN) v (mm) P (kN) v (mm) P (kN) v (mm) P (kN) v (mm) P (kN) v (mm) P (kN) v (mm) P (kN)

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0,3516 32,44 0,35 33,07 0,3503 40,23 0,3503 42,48 0,3503 46,06 0,3502 52,15 0,3502 62,12

0,7062 50,71 0,71 52,70 0,7016 63,02 0,7015 69,3 0,7014 78,77 0,7012 94,37 0,7009 118

1,0620 60,59 1,06 64,30 1,053 77,2 1,053 88,03 1,053 103,8 1,052 129,5 1,052 167,4

1,4170 66,71 1,42 73,16 1,405 88,68 1,404 104,3 1,404 126,4 1,403 162,4 1,403 213,4

1,7730 67,41 1,77 79,05 1,756 97,47 1,756 118,9 1,755 147,4 1,755 192,6 1,754 256,4

2,1280 68,50 2,13 81,05 2,106 100,1 2,107 131,1 2,106 166 2,106 221,8 2,105 293,7

2,4830 71,80 2,48 84,38 2,457 106,3 2,458 139,6 2,458 180,8 2,457 248,3 2,456 323,5

2,8380 75,85 2,84 88,91 2,808 114,1 2,809 150,4 2,809 198,3 2,809 272,3 2,807 345,4

3,1910 79,58 3,19 94,27 3,159 122,1 3,16 162,2 3,16 216,6 3,16 296,3 3,158 358,9

3,5460 82,80 3,54 100,10 3,51 130,5 3,511 174,5 3,511 234,9 3,512 318,3 3,508 362,3

3,9010 84,48 3,90 105,80 3,861 137,9 3,862 187,1 3,862 252,8 3,863 337,1 3,858 358

4,2580 85,81 4,25 109,70 4,212 143,9 4,213 199,4 4,214 270,3 4,214 352,7 4,208 345,9

4,6160 86,51 4,61 112,90 4,564 148,9 4,565 210,3 4,565 286,6 4,564 364,1 4,557 328,6

4,9750 86,68 4,96 115,60 4,915 153,8 4,916 220,4 4,916 302,1 4,915 371,1 4,907 309

5,3350 86,60 5,32 118,30 5,268 158,7 5,268 230 5,267 315,5 5,265 371,5 5,256 288,8

5,6940 86,15 5,68 120,70 5,62 163,5 5,621 239,3 5,619 327,1 5,614 365,6 5,606 273,8

6,0550 85,46 6,03 123,00 5,973 168,1 5,973 248,4 5,969 336,9 5,964 354,1 5,956 262,2

6,4150 85,08 6,39 125,30 6,325 172,5 6,325 257,3 6,319 346,3 6,313 339 6,305 251,4

6,7740 84,90 6,74 127,50 6,679 176,7 6,678 265,9 6,67 355,1 6,663 323,2 6,655 242,1

7,1340 84,79 7,10 129,80 7,035 180,7 7,03 273,7 7,02 361,7 7,012 311 7,005 234,7

7,4930 84,75 7,46 132,20 7,392 185 7,38 280,4 7,372 366,3 7,362 301,3 7,355 228,8

7,8520 84,70 7,81 134,40 7,742 189,4 7,734 286,3 7,724 366,9 7,704 223,4

8,2110 84,54 8,17 136,60 8,103 193,6 8,088 289,2 8,079 364,3 8,054 218,6

8,5690 84,46 8,53 138,60 8,465 197,6 8,453 287,7 8,436 358,3 8,404 214,4

8,9280 84,39 8,88 140,70 8,826 201,4 8,825 268,7 8,792 341,8 8,754 232,3

9,2860 84,48 9,24 142,80 9,19 204,8 9,177 214,5 9,144 306,9

9,6440 84,53 9,60 145,00 9,56 207,7 9,509 174,3 9,479 239,2

10,0000 84,60 9,95 147,30 9,929 210,5 9,852 157,3 9,847 194,1

187

10,3600 84,79 10,31 149,50 10,29 212,9 10,21 148,1 10,21 179,2

10,7200 84,97 10,67 151,80 10,65 214,5 10,56 143,8 10,56 194

11,0700 85,50 11,03 153,70 11,01 214,7 10,92 143,2

11,38 155,90 11,36 211

11,74 157,50 11,69 196,6

12,10 159,40 12,03 184,8

12,45 160,90

12,81 162,80

13,17 164,40

13,52 166,10

13,88 167,60

14,24 169,60

14,60 171,10

14,95 173,00

15,31 174,50

15,67 176,00

16,02 177,40

16,38 178,90

16,74 179,90

17,10 181,30

17,46 182,10

17,81 183,40

18,18 183,40

18,54 184,00

18,90 182,20

19,28 177,60

19,68 161,20

20,11 139,80

20,55 124,40

20,97 114,80

21,38 109,40

21,79 105,90

22,19 103,80