Tài liệu GS. Nguyễn viết Trung - Chương 2: Trạng thái cơ học, tính chất liên kết của bê tông và ống thép ppt

GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
23
Chơng 2
Trạng thái cơ học, tính chất liên kết của bêtông và
ống thép
2.1. Khái quát
Để hiểu trạng thái của một cấu kiện bao gồm các vật liệu khác nhau cùng làm việc chung,
cần hiểu về trạng thái của mỗi loại vật liệu riêng biệt cũng nh sự tơng tác giữa hai loại vật
liệu đó trong cấu kiện. Cột ống thép nhồi bêtông chủ yếu đợc thiết kế để chịu lực nén. Nhng
luôn luôn tồn tại các mômen do đặt tải lệch tâm lên cột, do các hiệu ứng thứ cấp và các
mômen đặt tại đầu cấu kiện. Tuy nhiên, mục đích bố trí cấu tạ o chủ yếu là cho bêtông chịu
lực nén và cho ống thép thực hiện vai trò cùng chịu nén theo hớng dọc và vai trò làm vỏ thép
bao ngoài lõi bêtông. Trong các phần sau sẽ phân tích về trạng thái cơ học của bêtông và thép,
liên quan tới chức năng của chúng tr ong cột liên hợp. Cuối cùng sẽ thảo luận về cơ cấu truyền
ứng suất cắt tại bề mặt giữa lõi bêtông và ống thép.
Hệ thống ký hiệu
Aa Diện tích mặt cắt ngang của cấu kiện kết cấu thép
Ac Diện tích mặt cắt ngang của cấu kiện bêtông
As Diện tích mặt cắt ngang của cốt thép
D Đờng kính cột
Dc Đờng kính lõi bêtông
Ea Modul đàn hồi của kết cấu thép
Ec Modul đàn hồi của bêtông
Es Modul đàn hồi của cốt thép thép
Fh, Fn, Ft Các lực tác dụng lên mặt phẳng phá hoại do cắt
L Chiều dài
Ld Chiều dài vùng phá hoại cục bộ
M Moment uốn
N Lực pháp tuyến trong mặt cắt
Na Lực pháp tuyến trong mặt cắt thép
Nc Lực pháp tuyến trong mặt cắt bêtông

Ncr Tải trọng đàn hồi tới hạn
Npl,Rd Sức kháng dẻo của mặt cắt ngang liên hợp
NSd Tải trọng thiết kế
P Tải trọng
Pa,res Tải trọng d tác dụng lên ống thép
Pc,res Tải trọng d tác dụng lên lõi bêtông
Pmax Tải trọng lớn nhất
Pres Tải trọng d
Pu Tải trọng cực hạn
Pu,cal Tải trọng cực hạn tính toán
Py Tải trọng chảy dẻo
Py,cal Tải trọng chảy dẻ o
c Lực cố kết
eoi Độ lệch tâm ban đầu
fc,cyl Cờng độ chịu nén của bêtông với mẫu thử hình trụ
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
24
fc,res Cờng độ d của bêtông
fcc Cờng độ chịu nén do trơng nở của bêtông
fco Cờng độ chịu nén 1 trục của bêtông
fs Giới hạn chảy của cốt thé p
fu Cờng độ cực hạn của thép
fy Giới hạn chảy của thép
h Chiều cao cột
k Hệ số 3 trục
r Bán kính lõi bêtông
t Chiều dày ống thép
Góc của mặt phẳng phá hoại cắt

Ma

,
c
,
s
Các hệ số an toàn
Tỷ số phân bố thép

h
Biến dạng ngang

v
Biến dạng thẳng đứng

1
,
2
,
3
Biến dạng chính

a
Biến dạng của thép

au
Biến dạng cực hạn của thép

ay
Biến dạng chảy của thép

c

Biến dạng của bêtông

co
Biến dạng của bêtông chịu nén một trục

cc
Biến dạng của bêtông chịu nén nhng bị kiềm chế

ch
Biến dạng bên của bêtông

ps
Biến dạng dẻo

vol
Biến dạng thể tích của bêtông

1
,
2
Hệ số kiềm chế (confinement)
Tỷ số quan hệ độ mảnh
Hệ số ma sát

a
Hệ số Poison của thép

c
Hệ số Poison của bêtông

o
ứng suất chảy

1
,
2
,
1
ứng suất chính

ah
ứng suất theo chu vi ống thép

al
ứng suất dọc trục trong ống thép

c
ứng suất trong bêtông
ứng suất cắt
góc ma sát trọng
Hệ số từ biến
Hệ số từ biến
ệ số chiết giảm do uốn dọc
2.2. Khả năng chịu nén của bêtông
2.2.1 Nhận xét chung
Phần này sẽ đề cập đến trạng thái cơ học của bêtông trong khi chịu nén theo một trục và
theo nhiều trục. Bêtông là một hỗn hợp các thành phần vật liệu, nó là một thể khô ng đồng nhất
bao gồm hỗn hợp hồ xi măng, nớc, không khí lỗ rỗng, đợc kết hợp trong một cấp phối với
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
25

các hạt có các kích cỡ khác nhau. Tuy vậy trong tính toán kết cấu thờng giả thiết rằng bêtông
là vật liệu đồng nhất và trạng thái cơ học thờng đợc biểu diễn bằng quan hệ ứng suất biến
dạng cổ điển. Hình 2.1 cho thấy quan hệ ứng suất nén - biến dạng tơng ứng với bêtông có cấp
từ C12 đến C100 đợc tính theo thông tin của Uy ban BT Châu âu - CEB 228 (1995).
Hình 2.1. Quan hệ ứng suất - biến dạng của bêtông với các cấp cờng độ khác nhau
Các quan hệ ứng suất biến dạng là phi tuyến. Tuy nhiên, với việc tăng cờng độ nén, f
co
,
độ nghiêng ban đầu tơng ứng với mô đun đàn hồi tăng và phần tuyến tính cũng kéo dài với
các vị trí ứng suất cao hơn. Hơn nữa, ứng biến cơ bản,
co
tơng ứng lúc ứng suất đạt cực đại,
tăng theo mức độ tăng cờng độ nén. Ngày nay ở nớc ngoài cũng nh ở Việt nam đã có thể
chế tạo bê tông với cờng độ cao hơn 45 MPa. Bộ GTVT đã ban hành Tiêu chuẩn ngành về
hớng dẫn chế tạo bêtông c ấp 60-80 MPa. Trong tài liệu FIP/CEB (1990), đã định nghĩa Bê
tông cờng độ cao là lọai có cờng độ tơng ứng khoảng 60 Mpa - 130 Mpa. Còn ở Việt nam,
theo cách gọi thông thờng thì cấp bê tông 40MPa (mẫu trụ 15x30 cm) đã đợc gọi là BT
cờng độ cao.
2.2.2 Cơ cấu phá hủy trong bêtông
Biểu đồ hình 2-1 đã cho thấy rằng trạng thái phi tuyến của bêtông thay đổi theo cờng độ
chịu nén. Nh vậy thì tại sao trạng thái ban đầu trở thành tuyến tính hơn và phá hủy giòn
nhiều hơn khi cờng độ tăng. Điều này có thể giả i thích bởi cấu tạo hỗn hợp tự nhiên của
bêtông. Môđun đàn hồi của cốt liệu và hồ ximăng đã hoá cứng có khả năng ảnh hởng đến
trạng thái cơ học của bêtông; (xem Neville -1997). Khi cốt liệu và hồ ximăng đã hoá cứng
chịu các tải trọng riêng biệt, cả hai lo ại vật liệu này đều thể hiện các quan hệ ứng suất biến
dạng hầu nh là tuyến tính. Mặc dù vậy, bêtông bao gồm kết hợp hai thành phần nói trên đã
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
26
thể hiện một quan hệ ứng suất biến dạng phi tuyến rõ hơn. Ngoài ra, sự phát triển tăng dần của
các vết nứt tron g bê tông đã chịu ảnh hởng lớn bởi sự khác nhau về môđun đàn hồi của cốt

liệu và của hồ ximăng đã hoá cứng.
Biểu đồ quan hệ ứng suất - biến dạng của mẫu bêtông hình trụ chịu nén một trục đợc thể
hiện trong hình 2.2. Trên đó cũng thể hiện quá trình phát t riển biến dạng bên
ch
và biến dạng
thể tích
vol
.
Hình 2.2. Biểu đồ quan hệ ứng suất - biến dạng cho bêtông hình trụ chịu nén một trục
Trong giai đoạn thứ nhất của quá trình đặt tải, quan hệ ứng suất - biến dạng cho thấy hầu
hết là ứng xử tuyến tính, và các vết nứt dính bám trớc đó đã bị gây ra bởi sự giãn nở và co
ngót và do nhiệt độ không phát triển đáng kể (xem hình 2.3a). Do bản chất không đồng nhất
và không đẳng hớng của hỗn hợp bêtông, sự phân bố ứng suất một trục đã tác động tới các
kết quả của một mẫu thử bêtông không đều, nh vậy xuất hiện trạng thái ứng suất cục bộ
nhiều trục. Độ cứng các cốt liệu riêng lẻ gây ra hiện tợng tập trung ứng suất, và lực nén bên
trong chủ yếu đợc truyền từ cốt liệu này đến cốt liệu khác. Vì vậy, trong khi nén các biến
dạng bên của hỗn hợp bêtông mềm hơn các cốt liệu đó sẽ phát sinh các ứng suất kéo bên (xem
hình 2.4). Khi ứng suất đạt mức xấp xỉ 40% ứng suất lớn nhất sẽ làm các vết nứt dính bám tồn
tại phía trớc bề mặt bắt đầu phát triển quanh cốt liệu (xem hình 2.3b). Hơn nữa, do khác nhau
về biến dạng bên, xuất hiện ứng suất cắt tác động đến đỉnh và đáy của cốt liệu. Lúc này quan
hệ ứng suất- biến dạng đã bắt đầu thể hiện ứng xử phi tuyến của bê tông.
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
27
Hình 2.3 Cơ chế phá hoại: (a) các vết nứt dính bám tồn tại trớc, (b) phát triển liên kết vết
nứt, (c) sự truyền vết nứt vào trong chất độn ximăng và (d) vợt qua giữa các vết nứt khác.
Đợc vẽ lại phỏng theo Carpinteri và Ingrafea (1984)
Hình 2.4 Mô hình lý tởng hóa của trạng thái ứng suất quanh một cấu kiện h ạt cốt liệu
đơn. (mô phỏng theo Vile -1968).
Khi ứng suất đạt mức từ 80 đến 90% ứng suất giới hạn lớn nhất, các vết nứt dính bám bắt
đầu xuất hiện để truyền vào trong chất độn ximăng, chủ yếu là dạng song song, hoặc với một

độ nghiêng vừa phải, theo hớng chịu nén (xem hình 2.3c). Sự hình thành vết nứt là một sự tổ
hợp của một dạng trợt và dạng khe nứt, lan truyền các vết nứt dới tác dụng cắt dọc và kéo
bên. ứng xử ở trạng thái này có khả năng là phi tuyến. Khi ứng suất tăng thêm nữa, các vết nứt
liên tục phát triển và dần dần nối liền với nhau tạo thành đờng nứt dài hơn (xem hình 2.3d).
Do mở rộng vết nứt, tăng biến dạng bên mà hớng thay đổi thể tích đợc đảo ngợc lại, dẫn
đến sự mở rộng trong thể tích quanh ứng suất đỉnh (xem hình 2.2).
ứng suất gây biến đổi thể tích
vol
nhỏ nhất đợc gọi là ứng suất tới hạn (xem Richart -
1928). Phía trớc ứng suất đỉnh, quá trình nứt gồm có các vi vết nứt phân bố. Các vi vết nứt
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
28
này ổn định, chúng chỉ phát triển khi ứng suất nén tăng. Quanh ứng suất đỉnh, sự truyền vi vết
nứt bắt đầu tới khu vực riêng rẽ và bắt đầu tạo thành những vết nứt lớn. Chúng không ổn định,
nên nếu khi đó giảm ứng suất thì sẽ hạn chế phát triển nứt. Trong một thí nghiệm kiềm chế
biến dạng, vết nứt này phát triển do làm mềm và sự định vị các bi ến dạng, mà cụ thể là toàn bộ
các biến dạng tập trung vào vết nứt, trong khi phần liên kết của mẫu thử bêtông thể hiện sự
giảm biến dạng sau khi dỡ tải. Các biến dạng bên tăng mạnh mẽ dẫn đến thể tích của mẫu thử
tăng. Điều đó đã cho thấy rằng, dạng phá ho ại trong tình huống nén theo một trục hầu hết
thờng là tổ hợp của phá hoại do cắt và kéo.
Nh vậy, khi cấp cờng độ bêtông tăng sẽ dẫn đến tăng tính đồng nhất và làm giảm khả
năng phá hoại của bêtông. Trong bêtông cờng độ cao (sau này quy ớc viết tắt l à HSC),
môđun đàn hồi cao hơn bởi vì trạng thái rỗ thấp hơn của hồ ximăng đã hoá cứng. Cốt liệu nhỏ
hơn thờng tạo ra một tổng diện tích bề mặt lớn hơn, và do đó tổng lực dính bám cao hơn.
Ngoài ra vì cờng độ dính bám giữa hồ ximăng đã hoá cứng và cốt liệ u trong HSC là cao hơn,
cho nên sẽ làm chậm lại hoặc có thể loại trừ đợc sự phá hoại dính bám. Vì vậy, bề mặt vi vết
nứt trong HSC sẽ đợc giảm, và nguyên nhân của vấn đề này gồm hai phần: trạng thái nguyên
khối hơn sẽ giảm bớt nguồn vết nứt, và cờng độ dính bám tăng cao hơn sức kháng.
Vì vậy, độ đồng nhất cao hơn của bêtông cờng độ cao (HSC) sẽ dẫn đến kết quả là sự hình
thành ít vết nứt hơn trong bêtông cờng độ thấp. Phần tuyến tính trên biểu đồ trạng thái ứng

suất- biến dạng sẽ kéo dài hơn và trị số ứng suất tới hạn cũng đợc tăng lên. Tuy nhiên, ngay
sau khi đã đạt đến ứng suất tới hạn, sẽ xuất hiện vết nứt lớn hơn và mẫu thử trở thành không
bền; h hỏng xảy ra sau đó một cách đột ngột. Trong bê tông cờng độ thờng (NSC) thì cốt
liệu tác động nh bộ hãm vết nứt, và các vết nứt bắt buộc phát triển quanh cốt liệu (xem hình
2.3d).
3.2.3. Nén nhiều trục
Quá trình nén bêtông thờng đợc miêu tả với mối quan hệ ứng suất - biến dạng đạt đợc
từ các thí nghiệm nén tiêu chuẩn 1 trục. Tuy nhiên, hầu hết các cấu kiện kết cấu bêtông đợc
giả thiết với trạng thái ứng suất nhiều trục. Trạng thái ứng suất 1 trục tiêu biểu cho một số vô
hạn các điều kiện ứng suất mà cấu kiện bêtông trong một kết cấu có thể đã trải qua trong suốt
lịch sử đặt tải của kết cấu; (xem K otsovos-1987).
ứng xử của bêtông thay đổi nhiều với các trạng thái ứng suất khác nhau, và điều rất quan
trọng là chúng ta cần biết ứng xử của bêtông nh thế nào đối với các trạng thái ứng suất nhiều
trục khác nhau. Trạng thái của bêtông khi chịu nén 3 trụ c hầu hết thờng đợc nghiên cứu
bằng các biện pháp đặt tải dọc trục lên mẫu bêtông hình trụ tùy thuộc vào ảnh hởng của áp
lực nở hông. Thông thờng điều này đợc làm với thí nghiệm nén 3 trục, lúc đó áp lực nở
hông đã xuất hiện quanh mẫu hình trụ và sau đó áp lực dọc trục đợc tăng dần đến khi phá
hoại. áp lực nở hông đã đáp ứng bằng cách sử dụng chất lu, và mức độ ứng suất không đổi
đợc đảm bảo bằng hệ thống điều chỉnh áp lực của Thiết bị thí nghiệm. Trong trờng hợp này,
2 ứng suất chính là
1
=
2
, sau đây đợc tham khảo nh
lat
và ứng suất chính thứ 3, ký hiệu
là
3
, là ứng suất dọc trục đợc tham khảo nh
c

. ảnh hởng của áp lực nở hông không đổi
đã đợc thấy trong hình 2.5.
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
29
Hình 2.5 Biểu đồ quan hệ ứng suất - biến dạng cho một mẫu bêtông chịu n én 3 trục
Các thí nghiệm làm tăng cờng độ bêtông và trạng thái này trở nên mềm hơn khi áp lực nở
hông tăng. Hiệu ứng này là do h hỏng đã cản trở trong cấu trúc vi mô bởi vì tác dụng ứng
suất kiềm chế. Nh đã nói trong phần trớc, quá trình phá hoại của bêtông khi chịu nén đợc
đặc trng bởi các vết nứt cực nhỏ xuất hiện trong phạm vi giữa cốt liệu và chất nền ximăng.
Truyền lực đã đạt đợc bởi lực liên kết giữa các cốt liệu, tới một phạm vi lớn bởi ứng suất cắt
đã chuyển đổi qua nhiều hoặc ít các vết nứt xiên. Lực nở hông cân bằng với lực liên kết mà
giảm lực kéo và do đó làm chậm sự phát triển của vết nứt dính bám, nh đã thấy trong hình
2.6.
Hình 2.6. Lực truyền qua giữa các cốt liệu trong bêtông. Lực đẩy đợc cân bằng bởi (a)
lực kéo trong trờng hợp chịu nén một trục và (b) lực kéo và lực chống nở hông trong trờng
hợp nén ba trục
Sự hình thành của vết vứt do cắt trở nên khó hơn. Khi các vết nứt hiện diện, việc kiềm chế
ứng suất sẽ làm chậm cắt trợt của các vết nứt, do tăng ma sát ứng suất cắt và t ác dụng ứng
suất bởi vì cốt liệu xếp xen cài lẫn nhau. Hơn nữa, giảm các vi vết nứt và cắt trợt dẫn đến
giảm độ mở rộng vết nứt và vì vậy giảm giãn nở thành bên. Imran và Pantazopoulou (1996) đã
giải thích sự làm chậm h hỏng do lịch sử biến dạng thể tích hạn chế các đặc trng áp lực của
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
30
bêtông, và họ đã két luận rằng kiềm chế cờng độ bêtông đã đạt đợc biến dạng thể tích xấp
xỉ bằng 0; (xem hình 2.5). Tuy nhiên, trạng thái của kiềm chế bêtông phụ thuộc vào các thông
số khác nhau, nh là không hạn chế cờ ng độ nén một trục và mức độ của áp lực kiềm chế tác
động. Nó đã cho thấy rằng ảnh hởng của áp lực kiềm chế đến cờng độ ứng suất nén lớn nhất
và tính dễ uốn của bê tông cờng độ cao (HSC) là không dễ thấy nh trong trờng hợp của bê
tông cờng độ thờng (NSC); (xem Attard và Setunge -1996 và Ansari và Li -1998). Điều này
đã đợc giải thích bằng tính đồng nhất cao hơn của HSC, các kết quả phá hoại mức độ nhỏ

hơn trong cấu trúc vi mô.
Một trong những đặc điểm để phân biệt giữa trờng hợp nén 1 trục và trờng hợp bêtông bị
kiềm chế là dạng phá hoại. Trong trờng hợp thí nghiệm nén 1 trục, hiện tợng phá hoại hầu
hết thờng là một sự tổ hợp của phá hoại do cắt và kéo đứt. Tuy nhiên, dạng phá hoại đứt đã bị
ngăn cản ngay cả với áp lực kiềm chế rất nhỏ. Trong các thí nghiệm nén 3 trục thì dạng phá
hoại dễ nhận thấy nhất là một kiểu phá hoại cục bộ do cắt; (xem Richart -1928, van Mier -
1984, Rutland và Wang -1997). Với bêtông bị kiềm chế thì sự tơng quan rõ rệt giữa tăng
cờng độ và sự hình thành của phá hoại cắt cục bộ. Điều này sẽ đợc mô tả nh sau:
Tiêu chuẩn Mohr Coulomb đã thờng xuyên đợc sử dụng nh một tiêu chuẩn phá hoại
cho bêtông; (xem Chen -1982). Trong dạng đơn giản nhất đợc đề xuất nghiên cứu ngay từ
thời kỳ 1773, đã thể hiện rằng ứng suất cắt đã quy định cho cắt trợt đơn giản hoặc sự cong
phụ thuộc lực dính c, và trên bề mặt trợt nh
tanc
(2.1)
trong đó: là góc ma sát trong. Phá hoại sẽ xuất hiện với tất cả trạng thái ứng suất mà
vòng tròn Mohr lớn nhất là tiếp tuyến với sự phát tiển phá hoại; (xem hình 2.7a).
Trong các thí nghiệm nén góc ma sát trong có thể liên đã liên quan tới góc của phá hoại do
cắt trên mặt bằng nh
)2/45(
0

; (xem hình 2.7a và 2.8).
Hình 2.7 (a) Tiêu chuẩn phá hoại Mohr -Coulomb và (b) biểu đồ trình bày phát triển phá
hoại cắt.
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
31
Hình 2.8 Hiệu ứng kiềm chế trên phá hoại cắt
Tiêu chuẩn phá hoại tuyến tính theo công thức (2.1) có thể đã biểu lộ bằng các ứng suất
chính 1 và 3 khi dùng vòng tròn Mohr; (xem Chen -1982):
k

1
-
3
= f
co
cho
1

2

3
(2.2)
trong đó:



sin1
sin1
k
(2.3)
Hệ số k đợc gọi là hệ số 3 trục và đã đợc xác định với k = 4.1 trong các thí nghiệm bởi
Richart (1928). Giá trị này phù hợp với góc của phá hoại do cắt trên mặt bằng xấp xỉ 2 6
0
. Tuy
nhiên, nó đã chỉ ra rằng giá trị của hệ số 3 trục phụ thuộc vào cờng độ bêtông - nó có thể xấp
xỉ đã quy vào giá trị từ 4 đến 6 trong phạm vi cờng độ thông thờng, và từ 3 đến 4 trong
phạm vi cờng độ cao; (xem Cederwall -1988). Biểu thức (2.2) x ét đến cờng độ bêtông đợc
tăng do áp lực kiềm chế bên, và đợc biểu đạt là:
f
cc

= f
co
+ k
lat
(2.4)
trong đó: f
cc
là cờng độ nén dọc trục của bêtông bị kiềm chế bằng ứng suất bên
lat
. Tính
toán biến dạng nén dọc trục tải ứng suất đỉnh kiềm chế
cc
; Mander (1988) đã đa ra phơng
trình sau:








co
lat
cocc
f
k51
(2.5)
trong đó:
co

là biến dạng nén dọc trục tại ứng suất đỉnh một trục. Các biến dạng khác tồn
tại khác nhau cho cờng độ bêtông bị giới hạn và biến dạng tơng ứng với phơng trình ( 2.1)
và (2.5), và ngoài ra các mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng cho bêtông bị hạn chế.
Sau đó, các nghiên cứu khác đã tìm thấy rằng k là không đổi; mặt khác, nó thay đổi từ các
giá trị cao tại áp lực kiềm chế thấp và dẫn đến một trị số bằng 1 cho áp lự c kiềm chế cao; xem
Mander (1988) và Hansen (1995). Các biện pháp này làm tăng cờng độ do chống nở hông
hầu hết dễ nhận thấy khi kiềm chế áp lực thấp và giảm bớt dần khi kiềm chế với giá trị áp lực
cao hơn. Mức độ giãn nở liên quan tới tăng góc của mặt ph ẳng phá hoại cắt cùng với việc tăng
kiềm chế áp lực bên; xem Rutland và Wang (1997). Hơn nữa, với giá trị cao của áp lực kiềm
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
32
chế thì dạng phá hoại thay đổi từ mô hình phá hoại cắt theo hớng chuyển sang mô hình phá
hoại vỡ nát; xem hình 2.5. Có thể coi đâ y nh sự quá độ giòn mềm; (xem Vonk -1992). Bởi
vì góc của mặt phẳng có khả năng phá hoại cắt là không đổi, tiêu chuẩn phá hoại tuyến tính cổ
điển Mohr - Coulomb không thể dự đoán cờng độ qua một phạm vi lớn hơn của áp lực kiềm
chế. Các thí nghiệm đã ch o thấy rằng sự phát triển phá hoại cắt là dạng đờng hơi cong cong
nhng đúng hơn là một đờng thẳng; (xem Chen và Han -1988). Trong trờng hợp áp lực kiềm
chế rất nhỏ, độ dốc của sự phát triển phá hoại là lớn hơn đợc định nghĩa bởi tiêu chuẩn phá
hoại Mohr Coulomb; (xem hình 2.7b). Với áp lực kiềm chế cao độ dốc hớng tới trải phẳng.
Góc có thể đợc xem nh một góc ma sát trong cục bộ, phụ thuộc vào áp lực kiềm chế, và
có thể liên quan tới góc của mặt phẳng phá hoại cắt có khả năng xảy ra = (45
0
- /2). Khi
áp lực kiềm chế ở bên đã tăng, góc giảm và do đó góc của mặt phẳng phá hoại cắt tăng;
(xem hình 2.8). Hơn nữa, khi sự phát triển phá hoại trải phẳng góc đến bằng 0, tơng ứng phá
hoại dẻo
Vì vậy, tiêu chuẩn phá hoại cong có thể giải thích m ột phần các dạng phá hoại trong nén 3
trục; (xem hình 2.7b). Hơn nữa, điều này quy định sự xấp xỉ đầu tiên của trạng thái phá hoại
đó có thể đã cho rằng trong chế độ sau đỉnh (post -peak). Các thí nghiệm cho thấy phá hoại
tách đôi với kiểu vết nứt thẳng đứn g ( = 0), mà có thể đã cho rằng tơng ứng với trờng hợp

thí nghiệm nén theo một trục nh trong hình 2.7, không thể đợc dự đoán bằng tiêu chuẩn phá
hoại cắt vì nó liên quan tới một mô hình phá hoại kéo; (xem Richrt -1928).
2.2.4 Trạng thái phía sau đỉnh của biểu đồ tải trọng -biến dạng.
Chế độ phía sau đỉnh của quan hệ tải trọng - biến dạng đã đợc định nghĩa nh chế độ mà
sức kháng cơ học của vật liệu mẫu thử hoặc kết cấu giảm do tăng biến dạng liên tục; (xem
Vonk -1992). Vì vậy, sự làm mềm biến dạng đ ợc thể hiện bằng nhánh đi xuống của biểu đồ
quan hệ ứng suất - biến dạng trong chế độ phía sau đỉnh.
Nh đợc mô tả trong phần 2.2.2, mô hình phá hoại trong thí nghiệm chịu nén một trục là
sự tổ hợp của phá hoại kéo tách đôi và phá hoại cắt, mà thờng thể hiện bằng một nhánh biểu
đồ đi xuống quá mức. Markeset (1993) đã đa ra một mô hình để miêu tả trạng thái sau đỉnh
trong trờng hợp nén một trục, nơi mà quá trình phá hoại đợc giả thiết đặt tập trung tới một
vùng phá hoại cục bộ với chiều dài L
d
; (xem hình 2.9a).
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
33
Hình 2.9 (a) Mô tả mô hình đựa đa ra bởi Markeset (1993) cho mẫu thử đặt tải trong nén
một trục, (b) Biểu đồ miêu tả sự mềm hoá khi bao gồm cả hiệu ứng kiềm chế.
Hơn nữa, trạng thái hóa mềm đợc giả thiết đã gây ra bởi một tổ hợp của cả hai h iện tợng
là kéo tách đôi thẳng đứng và gây trợt trong vùng nẹp chống cắt. Bên ngoài vùng h hỏng,
quy ớc biểu đồ thể hiện nhánh đi lên và nhánh không đặt tải từ ứng suất đỉnh, f
co
, mô tả trạng
thái của vật liệu. Bên trong vùng h hỏng, các biến dạng đã gây ra bởi quá trình phá hoại tách
đôi do kéo đã giả thiết đợc phân bố đều và các đặc tính đã đa ra bằng quan hệ ứng suất biến
dạng. Do đã hạn chế trạng thái tự nhiên, trạng thái trong dải cắt đa ra bởi quan hệ ứng suất
biến dạng.
Nh vậy, 3 đờng cong biểu đồ đợc dùng để mô tả trạng thái của mẫu thử khi chịu tải
trọng nén một trục. Quan hệ ứng suất - biến dạng là tổ hợp của 3 đờng cong đó. Tổng năng
lợng đã tiêu thụ trong mẫu thử đã đa ra nh phép tổng của năng lợng đợc hấp thụ trong

dải cắt đã xiên và các vết nứt do kéo dọc bên trong và bên ngoài cùng h hỏng; xem Markeset
(1993). Dựa trên các kết quả ở mẫu thử tỉ lệ nhỏ, chiều dài vùng phá hoại đã cho biết khoảng
2.5 lần kích thớc mặt cắt ngang, mà khoảng chừng phù hợp với góc 22
0
so với mặt phẳng cắt.
Nhánh đi xuống của biểu đồ đờng cong ứng suất - biến dạng cho bêtông bị kiềm chế là
khác với của trờng hợp nén theo một trục, trong đó nó dẫn đến một mức độ cờng độ d f
c,res
,
cho tác đông biến dạng lớn. Nh đã trình bầy ở trên, hiện tợng kéo tách đôi đã ngăn cản ngay
từ đầu cho áp lực kiềm chế rất nhỏ và quá trình phá hoại đến vị trí trong dải cắt cục bộ. Sự
định vị của dải cắt bắt đầu quanh ứng suất đỉnh khi vết nứt phát triển trở thành không bền và
chuyển dần trạng thái từ phân bố ứng sấut đ ều đến tập trung ứng suất vào một vùng nhỏ hơn.
Trạng thái làm mềm là khi mà một kết quả quả phá hoại đợc tăng lên trong vùng cắt cục bộ.
Cuối cùng, mặt phẳng cắt đợc tạo thành hoàn thành tách rời mẫu thử thành hai cái nêm, phần
bên đợc kìềm chế bằng áp lực kiềm chế. Cờng độ d tợng trng cho khả năng chịu tải
trọng dọc trục bởi ma sát ngang đợc tạo thành trong mặt phẳng cắt đó là trạng thái cân bằng
với áp lực kiềm chế ở bên; (xem Attard và Setunge -1996). Vì vậy, trạng thái mềm phụ thuộc
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
34
vào quá trình phá hoại diễn ra trong mẫu thử, áp lực kiềm chế ở bên và góc của vùng cắt, mà
lần lợt cũng phụ thuộc vào áp lực kiềm chế nh đã thảo luận trong phần trớc.
Khi áp lực kiềm chế có giá trị cao, trạng thái làm mềm trở nên khó dễ nhận thấy và cờng
độ d tiến tới gần cờng độ nén đã hạn chế (f
cc
). Điều này tơng ứng với thay đổi trong dạng
phá hoại, nghĩa là từ dạng phá hoại cắt cục bộ giòn tới đợc dạng phá hoại phân bố theo kiểu
nào đó hơn và cuối cùng đến dạng phá hoại vỡ nát.
2.3. Trạng thái cơ học của kết cấu thép
2.3.1 Nhận xét chung

Nh đã đề cập trong phần trớc, nhiệm vụ đầu tiên của phần thép trong cấu kiện liên hợp
thờng là chịu ứng suất kéo (nh dầm, bản). Tuy nhiên trong cột liên hợp bằng thép hình thì
thép cùng chịu tải trọng nén với bêtông d o chúng dính bám nhau. Hơn nữa, do sự biến dạng
bên của lõi bêtông khi bị nén dọc trục, ống thép sẽ vừa bị nén dọc trục vừa bị kéo bên hông
tức là ở trong trạng thái ứng suất 2 trục.
2.3.2. Đặc tính cơ học trong kéo và nén
Cáu kiện thép thờng đợc làm từ các loại thép kết cấu. Để giải thích đặc tính cơ học của
thép kết cấu, thí nghiệm phù hợp nhất là thí nghiệm kéo mẫu thép dới tải trọng tĩnh. Quan hệ
ứng suất- biến dạng cho trờng hợp kéo mẫu thử bằng thép đợc thể hiện trong hình 2.10. Ban
đầu, quan hệ ứng suất- biến dạng là tuyến tính với môđun đàn hồi E
a
, tơng ứng với thép có
cờng độ phá huỷ xấp xỉ 2000 MPa. Nếu ứng suất còn trong phạm vi đàn hồi, thép bao bên
ngoài hoàn toàn không đặt tải. Trạng thái đàn hồi tuyến tính liên tục xảy ra khi đã đạt đến
cờng độ chảy f
y
, ứng với biến dạng chảy
ay
. Sự biến dạng sau khi bắt đầu tới cờng độ chảy,
khiến cho diện tích mặt cắt ngang bị giảm nhiều (biến dạng teo tóp lại), điều này lại là nguyên
nhân tăng ứng suất thép cho đến lúc phá hoại cuối cùng tại
au
. Tuy nhiên, phần trớc của quan
hệ ứng suất- biến dạng là có phần làm sai lạc trạng thái vật liệu. Các biến dạng ban đầu đã ghi
đợc là không thể hiện biến dạng cục bộ trong phạm vi thắt hẹp của mẫu thử, nhng giá trị
trung bình của biến dạng đợc tính bằng cách chia tổng chiều dài sau cùng của mẫu thử cho
chiều dài ban đầu của nó.
Hình 2.10 Xác định đặc trng vật liệu của thép
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
35

Các đặc tính ứng suất - biến dạng của mặt cắt thép chịu nén một trục trong phạm vi đàn hồi,
giống nh trờng hợp chịu nén. ứng suất đàn hồi và mô đun đàn hồi đã xác định từ thí nghiệm
cờng độ kéo đã đợc chấp nhận giống nh trong thí nghiệm nén. Ngợc lại với trờng hợp thí
nghiệm kéo, diện tích thép tăng lên dới tác dụng của lực nén trong thí nghiệm nén và sẽ
không đạt đến đúng cờn g độ tới hạn của vật liệu thép. Tuy nhiên, một mặt cắt thép chịu nén
thờng chịu ảnh hởng của hiệu ứng uốn dọc hoặc bị mất ổn định do nén dọc nên khả năng
chịu nén thực tiễn của cấu kiện sẽ bị giảm đi.
Nh đã nói ở trên, diện tích thép của mẫu thử thí ngh iệm giảm hoặc tăng tơng ứng trong
khi thí nghiệm đặt tải kéo và nén tơng ứng. Giá trị tuyệt đối của tỉ số biến dạng ngang với
biến dạng dọc khi chịu tải trọng dọc trục đợc định nghĩa là hệ số Poisson,
a
, Trong phạm vi
đàn hồi lý tởng, hệ số Poisson ch o kết cấu thép khoảng chừng 0.3, khi phạm vi đàn hồi
khoảng 0.5.
Khả năng của thép chịu các biến dạng lớn trong phạm vi sau đàn hồi mà không có sự giảm
đáng kể về cờng độ đã đợc đại diện bằng tính mềm của thép. Điều này chắc chắn là một
trong hầu hết đặc tính quan trọng của thép kết cấu. Tính dễ uốn của các loại thép là khác nhau,
và thép cờng độ cao thờng có tính dễ uốn thấp hơn so với thép cờng độ thờng. Một vài
loại thép cờng độ cao không thể hiện rõ ràng trị số ứng suất đàn hồi và trạng thái bình ổn
không dẻo trong quan hệ ứng suất - biến dạng. Với các loại thép mà không có trạng thái bình
ổn dẻo hoàn toàn xác định, giới hạn chảy đã đợc định nghĩa là trị số ứng suất tơng ứng với
mức độ biến dạng thờng xuyên cỡ 0.2% sau khi dỡ tải. Nói chung, ứng suất đàn hồi cao hơn,
nhỏ hơn là trạng thái bình ổn dẻo và do vậy tính dễ uốn giảm. Sự thiếu tính dẻo làm một kết
cấu thép dễ bị hỏng nhiều hơn với sự có mặt của ứng suất d và cũng tăng sự rủi ro của phá
hoại giòn.
Sau đây nhắc lại một số điểm khác nhau giữa thép thờng và thép cờng độ cao:
Đối với thép thờng, biểu đồ quan hệ ứng suất -biến dạng qua thí nghiệm đợc thể hiện trên
hình sau:
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
36

Trong biểu đồ trên có thể phân rõ ra 4 đoạn:
- đàn hồi (elastic)
- dẻo (plastic)
- phát triển đến cực hạn hay còn gọi là tái bền (strain hardning)
- dãn đến phá huỷ (necking and failure)
Nhng đối với thép cờng độ cao, biểu đồ có đặc điểm khác nh hình sau:
vói các đặc điểm đễ nhận biết : có giới hạn đàn hồi, không xác định rõ giớ i hạn chảy,
Vì vậy đối với thép cờng độ cao thì quy ớc là trị số ứng suất tơng ứng với mức độ biến
dạng 0,2% đợc coi là giới hạn chảy.
2.3.3 Tổ hợp trạng thái ứng suất.
Khi mà một phần thép kết cấu đợc đa vào kết cấu để tham gia chịu lực, quan niệm về
trạng thái 1 trục cần đợc mở rộng để xét bao gồm đợc các điều kiện nhiều trục của ứng suất
và biến dạng. Trạng thái ứng suất 3 trục thờng không đợc xét trong thiết kế, nhng trạng
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
37
thái 3 trục là hoàn toàn phổ biến và làm ảnh hởng đến trạng thái là m việc của thép. Thép là
vật liệu đồng chất và đẳng hớng nên có thể coi là trong mọi hớng thì ứng suất chính
1
và
2
có thể đợc tính toán trong phạm vi đàn hồi căn cứ vào trị số biến dạng của thép
1
và
2
nhờ
định luật Hook với trờng hợp ứng suất phẳ ng 2 hớng, nh
)(
1
E
2a1

2
a
a
1



(2.6)
)(
1
E
1a2
2
a
a
2



(2.6)
Tiêu chuẩn giới hạn định rõ các giới hạn đàn hồi của một vật liệu dới tổ hợp các trạng thái
ứng suất. Nh đã thấy ở trên, giới hạn đàn hồi trong trờng hợp kéo và nén một tr ục là ứng
suất đàn hồi f
y
. Nói chung, giới hạn đàn hồi hoặc ứng suất đàn hồi là một hàm của trạng thái
ứng suất, và trong kỹ thuật thờng chấp nhận tiêu chuẩn dẻo cho một tổ hợp trạng thái ứng
suất cho các kim loại là Tiêu chuẩn năng lợng oằn cực đại mang tên Von Mises ; (xem
Crisfield -1994). Tiêu chuẩn Von Mises cho trạng thái ứng suất 3 trục đã đợc miêu tả bằng
sự liên kết của hình trụ tròn với mặt phẳng toạ độ
3

= 0.
2
0
2
221
2
1

(2.8)
trong đó:
0
là ứng suất ban đầu và đợc lấy nh ứn g suất đàn hồi dới kéo một trục, f
y
,
xem hình 2.11
Hình 2.11 Đờng cong oằn ban đầu Von Mises dới điều kiện ứng suất chính và ứng suất
phẳng, và đờng cong oằn tiếp theo cho hoá cứng đẳng hớng.
Với trạng thái dẻo hoàn toàn, ứng suất đàn hồi trong ph ơng trình 2.8 vẫn không đổi. Tuy
nhiên, hoá cứng đa ra cho hầu hết thép kết cấu và quy tắc háo cứng đơn giản nhất là hoá cứng
biến dạng đẳng hớng, mà các biện pháp đó bề mặt dẻo phát triển đều bên ngoài sự xoắn vặn
và sự dịch chuyển nh dòng dẻo xuất hi ện, nh đã thấy trong hình 2.11. Hoá cứng đẳng hớng
tác dụng chủ yếu với đặt tải đều đều; cho tuần hoàn và nghịch đảo các kiểu đặt tải, nguyên tắc
hoá cứng động học là thích hợp hơn; (xem Chen -1982). Hoá cứng biến dạng đẳng hớng có
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
38
thể đợc giới thiệu b ởi thay đổi ứng suất đàn hồi
0
trong phơng trình 2.8 với một ứng suất
thay đổi
0

(
ps
), vì vậy ứng suất đàn hồi là một hmà của biến dạng dẻo tơng đơng; (xem
Crisfild -1994). Quan hệ giữa
0
và
ps
có thể đợc lấy từ quan hệ ứng suất dẻo cho kéo một
trục.
2.3.4 ứng suất d
ứng suất d là ứng suất mà tồn tại trong thành phần thép kết cấu ngay khi nó đã không tuỳ
thuộc một số tải trọng bên ngoài. Mức độ của ứng suất d trong ống thép là phụ thuộc nhiều
vào quá trình sản xuất và hình học của mặt cắt ngan g; (xem Sherman -1992). ứng suất d
trong mặt cắt cán nóng do bởi sự đánh giá nguội không tơng ứng trong thành phần. ống thép
cán nóng tròn hoặc hình học, nguội tơng đối đều nh một kết quả hình học của chúng, chứa
dựng chỉ một số lợng nhỏ ứng suất d. Tuy nhiên, các ống kết cấu đợc chế tạo bằng cán
nguội là phù hợp hơn với kiềm chế ứng suất d. ứng suất d trong ống thép cán nguội là kết
quả ứng suất đã đem lại trong quá trình chế tạo mà vợt quá giới hạn đàn hồi của thép. ống
thép cán nguội đợc hàn s ẽ bao hàm ứng suất d cao hơn ống thép liền, và ống thép chữ nhật
cán nguội sẽ có ứng suất d cao hơn ống thép tròn. ứng suất d dọc theo chiều dài hiện tại
trong một ống thép thay đổi qua chiều dày. Quan hệ ứng suất - biến dạng đạt đợc từ các thí
nghiệm kéo mãu thép phản ánh trạng thái trung bình của vật liệu thông qua chiều dày; vì vậy,
ứng suất d đã đa vào giải thích gián tiếp trong quan hệ ứng suất - biến dạng đạt đợc từ thí
nghiệm kéo của mẫu thử đa ra trong hớng dọc theo chiều dài của ống.
Mặc dù kết quả nội lực từ ứng suất d trong mọt mặt cắt là tơng đơng, ứng suất đã gây ra
bởi tác động đặt tải bên ngoài cùng với ứng suất d đa ra trong phần này; (xem Englekirk -
1994). Kết quả sự phân bố ứng suất sẽ không giống với cái mà sẽ suất hiện không c ó ứng suất
d. Hơn nữa, một vài phần của phần này sẽ đa ra cờng đẩy chảy với một tải trọng thấp hơn,
đã so sánh với trờng hợp ứng suất tự do ban đầu. Tuy nhiên, sự phân bố ứng suất không đồng
đều sẽ làm khựng lại khi đã tăng một phần đa ra cờng độ chả y với tăng tải trọng và trong

giai đoạn cuối cùng sự phân bố ứng suất là giống nh nó sẽ không có ứng suất d. Cho nên
sức kháng tải trọng là không phụ thuộc ứng suất d miễn là không trạng thái bền đợc đa ra.
Tuy nhiên, các phần đó trong tính dẻo đã xuấ t hiện không làm tăng độ cứng, mà là là quan
trọng nếu một vài dạng không ổn định sẽ giới hạn sức kháng tải trọng; (xem Englekirk -1994).
Hàn dẫn đến ứng xuất d bởi vì làm nguôi khác nhau. Dạng ứng suất d trong hàn kết cấu
có thể hoàn toàn khác từ các ph ần cán nguội, và thờng cao hơn về độ lớn.
2.4. Liên kết giữa bêtông và ống thép
2.4.1 Nhận xét chung.
Cơ chế mà ứng suất cắt có thể đợc đợc chuyển đổi qua bề mặt phân cách giữa ống thép
và lõi bêtông là sự dính bám, liên kết mặt phân cách cài lẫn nhau (interface interlocking) và
ma sát; (xem hình 2.12). Ba cơ chế này thờng đợc nhắc đến nh dính bám tự nhiên. Các tác
động dính bám khác nhau từ hai cơ chế khác, trong khi bề mặt chung cài vào nhau và ma sát
phụ thuộc và đặc trng co học tại bề mặt và có liên quan rất chặt chẽ. Hai cơ chế tiếp theo có
thể đợc coi nh cùng kiểu hiện tợng, và sức kháng cắt bởi hai cơ chế này có thể đợc tăng
thêm. Nếu dính bám tự nhiên là không đủ để thực hiện đợc yêu cầu của sức kháng cắt, nó có
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
39
thể sử dụng các thiết bị liên kết chống cắt cơ học. Trạng thái truyền lực cắt trong mặt phân
cách giữa bêtông và thép trong cột liên hợp hầu hết thờng dựa trên quan hệ tải trọng - trợt đã
đạt đợc từ các thí nghiệm.
Hình 2.12 Mô hình lý tởng hoá cơ chế truyền lực cắt trong bề mặt bêtông - thép.
2.4.2 Sự dính bám.
Dính bám bên trong đã đợc tạo ra bởi sự dính bám giữa thép và bêtông; (xem hình 2.12a).
Đây thờng là dính bám cơ học. Đó là cơ chế truyền lực đứt gãy giòn đàn hồi là tác động chủ
yếu ở giai đoạn đặt tải sớm khi qua n hệ các biến dạng là rất nhỏ, và có cờng độ lớn nhất vào
khoảng 0.1 Mpa. Kennedy (1984) đã cho thấy rằng sự phân bố của nó tới truyền các ứng suất
cắt có thể đã không chú ý cho cột liên hợp, bởi vì ứng suất dính bám đã vợt quá tại một giá
trị thấp hơn 0.01 mm. Hơn nữa, co ngót của lõi bêtông có hiệu ứng bất lợi trên sự phát triển
của ứng suất dính bám. Theo Reoder (1999), sự phát triển của dính bám phụ thuộc vào sự kết
hợp của co ngót và bán kính biến dạng của ống thép do áp lực từ bêtông ớt khi đổ. Để đạt

đợc hiệu ứng đầy đủ của sự dính bám, áp lực tiếp tục tồn tại ở bề mặt phân cách sau khi co
ngót hết. Tuy nhiên, quy định các áp lực cao này, mà không chắc chắn xuất hiện trong hầu hết
các điều kiện thực tế; co ngót sẽ chi phối và sự dính bám sẽ đợc g iảm đáng kể.
2.4.3 Liên kết mặt phân cách cài lẫn vào nhau
Mặt phân cách đan xen (khớp) vào nhau hoặc vi khớp ( microlocking) liên quan tới độ xù
xì bề mặt của ống thép. Cơ chế chuyền lực cắt này do bởi cơ chế đan xen giữa bêtông và bề
mặt không đồng đều của thép. Tuy nhiên, cơ cấu sẽ chỉ có ý nghĩa khi hai bề mặt đợc nối
cùng nhau, mặt khác, đầy là một xu hớng cho hai bề mặt tác rời nhau và thắng dễ dàng cái
khác khi một biết dạng cắt đợc áp dụng. Bởi vì ống thép bọc kín lõi bêtông trong cột CFST,
sự chia cắt đã ngăn cản và sự kiềm chế bị động bởi ống thép sẽ bao gồm các lực pháp tuyến
qua mặt phân cách khi bêtông có gắng thắng dễ dàng xù xì trong bề mặt thép; (xem hình
2.12b). Vì vậy, mặt phân cách đan xen vào nhau là một phần hiện tợng ma sát.
2.4.4 Ma sát.
Lực cắt dọc có thể cũng đợc truyền bởi ma sát, tác động chung với lực cắt bề mặt phân
cách đan xen vào nhau. Sức kháng ứng suất ma sát phụ thuộc vào lực pháp tuyến tác động
ngang mặt phân cách và hệ số ma sát là , mà quan hệ tới độ xù xì của bề mặt thép và điều
kiện bề mặt; xem hình 2.12c. Hệ số ma sát giữa thép và bêtông có thể khoảng từ 0 khi mặt
phân cách đợc bôi mỡ đến 0.6 khi bề mặt phân cách không đợc bôi mỡ.
Baltay và Gjelsvik (1990) đã thực hiện các thí nghiệm để xác định hệ số ma sát giữa bêtông
và thép mềm (ít hàm lợng carbon) cho một phạm vi rộng của ứng suất pháp, từ 7kPa đến gần
490Mpa. Hệ số ma sát trung bình đã cho thấy khoảng 0.47. Trong các thí nghiệm đã đợc
GS.Nguyễn viết Trung Chơng 2: Trạng thái cơ học và tính ch ất của BT và ống thép
40
thực hiện bởi Olofsson và Holmgren (1992) tại Viện nghiên cứu và thí nghiệm quốc gia Thuỵ
Điển, một giá trị của hệ số ma sát đã đợc xác định là 0.6. Họ đã nghiên cứu ảnh hởng của
lực pháp tuyến, bề mặt xù xì và tốc độ trợt.
Các ứng suất pháp có thể đã gây nên bởi các lực pháp tuyến tác động bên ngoài, hoặc đa
bao gồm sự kiềm chế bị động do sự dịch chuyển. Sức kháng cắt đợc kết hợp với lực pháp
tuyến tác động bên ngoài hoặc lực pháp tuyến bị động ngang qua mặt phân cách thờng theo
nh ma sát chủ động và ma sát bị động, tơng ứng. Trong cột CFST, ma sát chủ động bởi các

tác dụng váu do sự liên kết luận phiên, và ma sát bị động bởi các tác dụng khoá do tính không
đồng đều trong hình học của ống thép, đợc biết là các vi chốt. Tính không đồng đều này xuất
hiện do sai số trong chế tạo đợc kết hợp với đờng kính trong của ốn g.
Trong các hí nghiệm đẩy, vi chốt đa ra sức kháng ma sát bị động mà có thể một vài tải
trọng đợc duy trì vợt tải trọng tới hạn đợc kết hợp ví vi chốt bề mặt. Hiệu ứng d này đa
ra cờng độ dính bám thiết kế trong EC4, và dựa trên các thí nghiệm đẩ y đã thực hiện bởi
Roik (1984). Tuy nhiên, truyền lực cắt đã gây ra bởi ma sát chủ động có thể có độ lớn cao hơn
cờng độ dính bám thiết kế.
2.4.5 Các neo chống cắt theo nguyên lý cơ học
Để tăng dính bám giữa ống thép và lõi bêtông có thể hàn thêm vào tro ng ống các đinh neo
hoặc các thanh thép neo nhằm mục đích tăng cờng khả năng dính bám. Tuy nhiên, không
phải tất cả các biện pháp này đều phù hợp trong sử dụng các cột CFST. Việc hàn bu lông vào
mặt trong ống thờng đợc áp dụng cho các ống có đờng kính lớn (hình 2.13a), với các ống
có đờng kính nhỏ hơn bu lông có thể đợc gắn từ ngoài bằng cách khoan (hình 2.13b). Trong
hình 2.13a, lực cắt dọc đợc truyền bằng tác động chốt sẽ gây nên ứng suất tập trung cao khu
vục bêtông phụ cận. Theo đó cờng độ nén c ủa bêtông ảnh hởng đến dạng phá hoại, tải trọng
kháng cắt lớn nhất của thiết bị liên kết có thể đạt đợc khi vùng bêtông phụ cận bị hỏng. Theo
hình 2.13b, các đinh liên kết nhỏ hơn và dễ biến dạng hơn. Chúng có thể chịu đợc các biến
dạng lớn và chúng chỉ bị đứt rời ra khi chúng bị đẩy ra ngoài từ bêtông hoặc bị cắt đứt đầu.
Hình 2.13 Cơ cấu lý tởng truyền lực cắt bằng các sự liên kết cơ chế cắt