Nghiên cứu ứng xử uốn của dầm bê tông cường độ cao cốt polyme gia cường sợi (FRP) để xây dựng cầu ở Campuchia (tt)

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

CHENG POR ENG

NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ UỐN CỦA DẦM BÊ TÔNG
CƯỜNG ĐỘ CAO CỐT POLYME GIA CƯỜNG SỢI
(FRP) ĐỂ XÂY DỰNG CẦU Ở CAMPUCHIA

Chuyên ngành: Xây dựng công trình đặc biệt
Mã số: 62.58.02.06.01

TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

HÀ NỘI-2017


Công trình được hoàn thành tại:
TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

Người hướng dẫn khoa học:
1. GS.TS NGUYỄN VIẾT TRUNG
2. PGS.TS NGUYỄN THỊ TUYẾT TRINH

Phản biện 1:
Phản biện 2:
Phản biện 3:

Luận án được bảo vệ trước Hội đồng chấm luận án Tiến sĩ cấp Trường họp
tại Trường Đại học Giao thông Vận tải............................................................
……………………………………………………………………………….

……………………………………………………………………………….
vào hồi 8 giờ 30 ngày --- tháng --- năm 2017.

Có thể tìm hiểu luận án tại:
- Thư viện trường Đại học GTVT
- Thư viện Quốc gia


DANH MỤC CÔNG TRÌNH CỦA TÁC GIẢ
1. Cheng Por Eng & Phạm Duy Anh, “Tính toán và đánh giá hiệu quả kết cấu
dầm bê tông cường độ cao cốt tăng cường FRP” Tuyển tập công trình khoa học,
Hội nghị khoa học giảng viên trẻ khoa công trình-2005, trang (39-44).
2. NCS. Cheng Por Eng, “Nghiên cứu thực nghiệm ứng xử của dầm bê tông
cường độ cao cốt phi kim loại GFRP”, Tạp chí cầu đường Việt Nam số 102016, trang (9- 13).


1
MỞ DẦU
1) Lý do chọn đề tài
Campuchia là một nước đang phát triển, cơ sở hạ tầng giao thông còn thấp,
nhu cầu xây dựng các công trình cầu đang trở nên thời sự và cấp bách.
Xu hướng tìm vật liệu mới để thay thế cho một phần hoặc toàn bộ cốt thép
để chống ăn mòn cho những kết cấu cầu bê tông cốt thép (BTCT) là rất cần
thiết.
Cốt polyme gia cường sợi (FRP) có nhiều ưu điểm vượt trội so với cốt thép
thường như cường độ chịu kéo cao, không bị ăn mòn có thể sử dụng lâu bền
trong môi trường nước biển, nhẹ hơn cốt thép thường có kích thước tương
đương, không có từ tính.
Bê tông cường độ cao (BTCĐC) cốt polyme gia cường sợi (FRP) sẽ tăng
khả năng chống ăn mòn và tăng khả năng bền vững cho kết cấu công trình, có

thời gian khai thác sử dụng lâu dài và ổn định từ 80 đến 100 năm [48], [51] với
việc bảo trì tối thiểu.
Việc sử dụng cốt polyme gia cường sợi (FRP) cho ngành xây dựng cầu ở
Campuchia là mới, với rất ít các nghiên cứu về kết cấu bê tông cốt polyme gia
cường sợi (FRP) theo hướng ứng dụng cho công trình cầu.
Do vậy, việc nghiên cứu ứng xử uốn của dầm BTCĐC cốt polyme gia cường
sợi (FRP) theo hướng ứng dụng trong xây dựng cầu ở Campuchia là hướng
nghiên cứu có tính khoa học và thực tiễn.
2) Mục đích nghiên cứu
- Nghiên cứu lựa chọn phương pháp tính toán kết cấu BTCĐC cốt polyme
gia cường sợi (FRP) đối với dầm cầu.
- Nghiên cứu thực nghiệm ứng xử uốn của dầm BTCĐC đến cấp 80 MPa
sử dụng cốt polyme gia cường sợi thủy tinh (GFRP), làm rõ ưu điểm và nhược
điểm của loại dầm này so với dầm BTCT thông thường.
- Thiết kế một số dầm cầu nhịp đơn giản sử dụng cốt polyme gia cường sợi:
GFRP, CFRP và GFRP kết hợp với cốt thép để áp dụng tại Campuchia.
3) Đối tượng và phạm vi nghiên cứu
* Đối tượng nghiên cứu:
- Bê tông cường độ cao (BTCĐC);
- Các phương pháp tính toán, thiết kế dầm BTCĐC cốt polyme gia cường
sợi (FRP);
- Thí nghiệm ứng xử uốn của dầm BTCĐC cốt polyme gia cường sợi thủy
tinh (GFRP);
- Thiết kế dầm cầu BTCĐC sử dụng cốt thép, cốt GFRP, cốt CFRP và cốt
Hybrid.


2
* Phạm vi nghiên cứu:
- Bê tông cường độ cao có cường độ cao, f’c ≤ 83 MPa;

- Các phương pháp tính toán, thiết kế dầm BTCĐC cốt FRP chủ yếu dựa
trên phương pháp theo các chỉ dẫn AASHTO GFRP-1 và ACI 440.1R-06;
- Chỉ nghiên cứu, tính toán kết cấu bê tông cốt FRP không dự ứng lực;
- Các kết quả thí nghiệm đo được gồm có: Quan hệ tải trọng - độ võng, quan
hệ tải trọng - biến dạng của cốt GFRP, quan hệ tải trọng - biến dạng của bê tông
vùng nén mà chưa đo được giới hạn bề rộng vết nứt và chưa xét đến các ảnh
hưởng khác.
4) Phương pháp nghiên cứu
Nghiên cứu sinh sử dụng phương pháp nghiên cứu lý thuyết kết hợp với
thực nghiệm. Nghiên cứu lý thuyết được thực hiện trên cơ sở tham khảo các
tiêu chuẩn thiết kế của Mỹ, Nhật Bản, Châu Âu. Phương pháp thực nghiệm
được thực hiện để đánh giá ứng xử uốn của dầm BTCĐC cốt FRP, kiểm chứng
lý thuyết tính toán và lý thuyết nguyên cứu đã đề xuất.
5) Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài:
- Ý nghĩa khoa học của luận án: Luận án nghiên cứu BTCĐC sử dụng cốt
FRP cho kết cấu dầm và bản mặt cầu bằng phương pháp kết hợp lý thuyết với
thực nghiệm ứng xử uốn dầm BTCĐC cốt sợi thủy tinh từ đó lựa chọn phương
pháp tính toán phù hợp đối với kết cấu dầm BTCĐC cốt polyme gia cường sợi
(FRP).
- Ý nghĩa thực tiễn của luận án: Kết quả nghiên cứu của luận án có thể coi
là tài liệu tham khảo tốt cho việc ứng dụng BTCĐC cốt polyme gia cường sợi
(FRP) cho kết cấu cầu tại Campuchia, cần thiết cho sự phát triển hệ thống cầu
ở Campuchia.
6) Nội dung, kết cấu luận án
Luận án gồm bản thuyết minh 126 trang bao gồm: 44 bảng; 57 hình, có 4
chương, phần mở đầu và kết luận. Ngoài ra có 97 tài liệu tham khảo và 62 trang
phụ lục.


3

CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ XÂY DỰNG CẦU Ở CAMPUCHIA VÀ
ỨNG DỤNG BÊ TÔNG CƯỜNG ĐỘ CAO CỐT POLYME GIA
CƯỜNG SỢI (FRP)
1.1. Tổng quan về xây dựng cầu ở Campuchia
1.1.1. Địa hình của Campuchia:
Campuchia có diện tích 181035 km2,
phía Bắc giáp với Thai Lan và Lào, phía
Đông và Đông-Nam giáp với Việt Nam,
phía Tây giáp với Thái Lan và phái TâyNam giáp với biển.
Thông qua khảo sát [93] lượng mưa,
nhiệt độ của Campuchia khá tương đồng
với miền Nam VN. Do vậy có thể tham
khảo, sử dụng các nghiên cứu trong điều
kiện VN để áp dụng Campuchia.

Hình 1.1. Bản đồ mạng lưới giao

thông Campuchia
1.1.2. Mạng lưới giao thông Campuchia
Tính đến năm 2014 [89], tổng mạng lưới giao thông Campuchia có
55242km, gồm có 13746 tuyến đường và 4060 cầu, trong đó cầu BTCT đã
chiếm khoảng 61,33%.

* Một số hình cầu mới ở Campuchia

Hình 1.4. Cầu Kizuna

Hình 1.5. Cầu Chroy
Changvar

Hình 1.6. Cầu Neak
Loeung

- Thông qua khảo sát [89], một số cầu mới được xây dựng ở Campuchia đã
sử dụng bê tông thường. Chẳng hạn như cầu Kizuna [95], cầu Neak Loeung
[92] đã sử dụng bê tông có cường độ f’c = 40 MPa.
* Một số hình cầu cũ ở Campuchia

Hình 1.11. Cầu
BTCT (Kampong cham)

Hình 1.12. Cầu giàn
BTCT (Kom pot)

Hình 1.13. Cầu giàn
bê tông cốt thép (NR.6)

- Điều kiện khắc nghiệt, có biển của Campuchia làm ảnh hưởng lớn tác động


4
ăn mòn cốt thép cho công trình cầu.
- Để giải quyết ăn mòn cốt thép nghiên cứu sinh đã tập trung nghiên cứu
ứng dụng cốt FRP thay thế cho cốt thép trong xây dựng cầu.
1.2. Tổng quan về bê tông cường độ cao
1.3. Tổng quan về cốt polyme gia cường sợi (FRP)
1.3.1. Giới thiệu vật liệu FRP
Cốt FRP là vật liệu tổng hợp có tính năng cao. Cốt FRP phổ biến nhất là cốt
(GFRP, AFRP và CFRP).
- Ưu điểm: Chống ăn mòn, trọng lượng nhẹ, không từ tính, không dẫn điện,

cường độ kéo cao.
- Nhược điểm: Phá hoại giòn, không chịu lửa.
1.3.2. Lịch sử phát triển và tình hình áp dụng cốt FRP
- Thế giới, cốt FRP đã phát triển từ những năm 1960 ở Mỹ, 1970 ở Châu
Âu và 1980 ở Nhật [20, 45, 60].
- Campuchia, cốt FRP là vật liệu mới chưa được sử dụng.
- Việt Nam, cốt GFRP được công ty FRP Việt Nam cung cấp và sản xuất.
1.3.3. Các Tiêu chuẩn thiết kế kết cấu bê tông cốt FRP
Campuchia, Việt Nam chưa có Tiêu chuẩn và đang sử dụng các Tiêu chuẩn:
Mỹ [20], [15], Canada, Nhật Bản, Italy, Anh …v.v.
1.4. Đặc điểm tính chất của vật liệu FRP
- Cốt FRP có cường độ nén rất thấp hơn so với cường độ kéo [20].
- Khi nhiệt độ thay đổi từ 65 ÷ 124oC, cường độ chị kéo của cốt (ffu) sẽ giảm
từ 20 ÷ 40% [20].
Bảng 1.10. Tỷ trọng cốt FRP (g/cm3)
Thép
7,9

GFRP
1,25 ÷ 2,1

CFRP
1,5 ÷ 1,6

AFRP
1,25 ÷ 1,4

Bảng 1.11. Hệ số đặc trưng việc giãn nở nhiệt của cốt FRP
Hướng
Chiều dọc, αL

Chiều ngang, αT

Bê tông
7,2 ÷ 10,8
7,2 ÷ 10,8

Thép
11,7
11,7

CTE, (x10-6 oC)
GFRP
CFRP
6,0 ÷ 10,0
-9,0 ÷ 0,0
21,0 ÷ 23,0
74 ÷ 104

AFRP
-6,0 ÷ -2,0
60 ÷ 80

Bảng 1.12. Các chỉ tiêu cơ lý yêu cầu của vật liệu FRP (ACI 440)
Cường độ chảy (MPa)
Cường độ kéo (MPa)
Mô đun đàn hồi (GPa)
Biến dạng chảy (%)
Biến dạng kéo đứt (%)

Thép

272 ÷ 517
483 ÷ 690
200
0.14 ÷0.25
6 ÷12

GFRP
N/A
483 ÷ 1600
35 ÷51
N/A
1.2 ÷3.1

CFRP
N/A
600 ÷ 3690
120 ÷580
N/A
0.5 ÷1.7

AFRP
N/A
1720 ÷ 2540
41 ÷ 125
N/A
1.9 ÷4.4


5
* Dính bám giữa bê tông và cốt FRP

- Dính bám của cốt FRP với bê tông tốt như cốt thép [48].
- Giả thiết cơ bản là “liên kết dính bám giữa bê tông và cốt FRP là tồn tại
hoàn hảo” [18], [19], [20], [15], [45], [60] với điều kiện đủ chiều dài chôn cốt
FRP trong bê tông (le).

Hình 1.23. Truyền lực qua sự dính bám của cốt FRP

1.5. Các nghiên cứu ứng xử uốn của dầm bê tông cốt FRP
1.5.1. Trên thế giới:
- Các nghiên cứu về dính bám là hệ số dính bám kb từ (0,84 ÷ 1,4) [26],
[27], [33].
- Tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng (Psd) bằng (25,1÷35%) tải trọng ở
trạng thái giới hạn cực hạn (Pu) [33], [57], [65].
- Biến dạng của cốt FRP ở trạng thái giới hạn sử dụng (εsd) bằng (30÷35%)
biến dạng của cốt ở trạng thái giới hạn cực hạn (εfu).
- Ở cùng cấp tải trọng, độ võng tính toán lớn hơn độ võng thí nghiệm khoảng
25% [52], [57], [70], [75].
1.5.2. Ở Việt Nam
- Chi phí sử dụng cốt GFRP thay cốt thép giảm từ (7÷10%) [2], [8].
- Tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng (Psd) bằng (30÷33%) tải trọng ở
trạng thái giới hạn cực hạn (Pu) [3], [4].
- Biến dạng của cốt FRP ở trạng thái giới hạn sử dụng (εsd) đặt tới 35% biến
dạng của cốt ở trạng thái giới hạn cực hạn (εfu) [3].
Ngoài ra còn có một số báo cáo mang tính lý thuyết [2], [7], [8].
1.6. Xác định vấn đề nghiên cứu của luận án
- Về dính bám giữa bê tông và cốt FRP: Kết quả nghiên cứu về dính bám
giữa bê tông và cốt FRP cho thấy, ứng xử này phù hợp với các lý thuyết tính
toán trong các Tiêu chuẩn.
- Ứng xử uốn của dầm bê tông cốt FRP đã được nghiên cứu trên thế giới.
Các tiêu chuẩn về thiết kế kết cấu bê tông cốt FRP đã được ban hành ở các nước

như Mỹ, Canada, Nhật Bản, Châu Âu làm cơ sở cho việc tính toán, ứng dụng
FRP trong xây dựng công trình.
- Ứng dụng cốt FRP trong các nghiên cứu trên thế giới chủ yếu trong các
kết cấu xây dựng dân dụng, công trình cảng, mặt đường, bản mặt cầu, mố trụ


6
cầu…Ở Việt Nam mặc dùng đã có nhà máy chế tạo cốt FRP tuy nhiên chưa có
nghiên cứu nào theo hướng ứng dụng cốt FRP trong xây dựng cầu.
Từ các vấn đề nếu trên, luận án tập trung nghiên cứu các vấn đề như sau:
- Nghiên cứu lý thuyết tính toán kết cấu bê tông cốt FRP, xây dựng trình tự
tính toán ứng xử uốn của dầm bê tông cốt FRP (Chương 2).
- Nghiên cứu thực nghiệm ứng xử uốn của dầm BTCĐC cốt GRFP sản xuất
ở Việt Nam (Chương 3).
- Áp dụng lý thuyết tính toán đã được lập và kiểm chứng ở Chương 2 và
Chương 3 cho kết cấu dầm cầu bê tông cốt FRP không dự ứng lực với các
trường hợp khác nhau của: Chiều dài nhịp, chiều cao dầm, hàm lượng cốt FRP
và các trường hợp bố trí cốt FRP. Qua đó đề xuất miền giá trị của một số thông
số quan trọng trong thiết kế dầm cầu.
1.7. Kết luận chương 1
Từ thực trạng của mạng lưới giao thông và điều kiện khí hậu ở Campuchia.
Việc xây dựng các công trình cầu có khả năng chống ăn mòn cao là cần thiết.
Kết cấu bê tông cốt FRP đã được nghiên cứu và ứng dụng ở trên thế giới
cho đến nay, các tiêu chuẩn kỹ thuật và tính toán kết cấu này đã được bàn hành
ở một số nước, tuy nhiên ở Việt Nam và Campuchia là chưa có.
Để áp dụng kết cấu bê tông cốt FRP trong điều kiện Campuchia, việc nghiên
cứu về lý thuyết tính toán và thực nghiệm ứng xử uốn là có ý nghĩa khoa học
và thực tiễn.
CHƯƠNG 2: LÝ THUYẾT VỀ PHƯƠNG PHÁP THIẾT KẾ KẾT CẤU
BÊ TÔNG CƯỜNG ĐỘ CAO CỐT POLYME GIA CƯỜNG SỢI (FRP)

Nội dung: Nghiên cứu lý thuyết sau đó đề xuất phương trình tính toán cho
dầm thí nghiệm ở chương 3 và thiết kế dầm cầu ở chương 4.
2.1. Thiết kế kết cấu bê tông cốt FRP chịu uốn theo trạng thái giới hạn
cường độ (TTGHCĐ)
2.1.1. Các giả thiết cơ bản khi thiết kế [15], [20], [45] và [60]
- Tiết diện phẳng trước và sau khi đặt tải;
- Biến dạng nén tối đa của BT được giả định là 0.003;
- Cường độ kéo của BT rất nhỏ và được bỏ qua;
- Ứng xử kéo cốt FRP là tuyến tính đàn hồi cho đến bị phá hoại;
- Liên kết dính bám giữa bê tông và cốt FRP vẫn là hoàn hảo.
* Thiết kế theo TTGHCĐ yêu cầu:

Mn  Mu

(2-1)


7
2.1.2. Mô hình vật liệu của bê tông cường độ cao (BTCĐC) và cốt FRP
* Mô đun gãy của bê tông [11], [12], [13], [26]
Đối với bê tông có tỷ trong thường với cường độ chịu nén f’c ≤ 83 MPa,
luận án đã tính mô đun gãy của bê tông ( fr) như sau:

f r  0,81 fc'

(2-3)

Theo ACI 363-10 [26] và [11], [12], [13] đối với bê tông có cường độ chịu
nén f’c từ 21 MPa < f’c < 83 MPa, mô đun gãy của bê tông (fr) được để nghị từ
(0,62 fc' đến 0,99 fc' ) và được kiến nghị nên chọn fr = 0,94 fc' . Trong luận

án đã tính fr theo phương trình (2 3) cho phù hợp với kết quả thí nghiệm.
* Mô đun đàn hồi của bê tông
Đối với bê tông có cường độ chịu nén f’c từ (21 ÷ 83) MPa, quan hệ mô
đun đàn hồi (Ec) và cường độ chịu nén (f’c) [11], [12] [23], [26] là:

Ec  3320 fc'  6900

(2-4)

Trong đó: Mn là mô men kháng uốn, Mu là mô men do tải trọng cực hạn gây ra,
ϕ là hệ số sức kháng, fr là mô đun gãy của bê tông, f’c là cường độ chịu nén quy
định của bê tông, Ec là mô đun đàn hồi của bê tông, α1 và β1 là các hệ số khối
ứng suất.
* Các đặc tính vật liệu bê tông cường độ cao
Đường cong ứng suất – biến dạng đối với BTCĐC là hoàn toàn khác với bê
tông thông thường. Điều này có ảnh hưởng các thông số của khối ứng suất hình
chữ nhật tương đương [11], [12], [13], [26].
Khối ứng suất tương đương Hình 2.2, Hình 2.3. Nếu β1 = 0,65, hệ số α1 lấy
bằng 0,75 để duy trì mức lực tương đương giữa hình tam giác và hình chữ nhật,
hệ số α1 nên là 0,75 thay cho 0,85 như bê tông thường [11], [12], [13], [26].
c

c

Hình 2.2. Biểu đồ khối ứng suất của bê tông thường


8
c

c

Hình 2.3. Biểu đồ khối ứng suất của bê tông cường độ cao

* Các đặc trưng tính toán của vật liệu FRP
Cường độ chịu kéo và biến dạng cực hạn của cốt FRP
f fu  CE f fu *

(2-9)

 fu  CE  fu*

(2-10)

Trong đó: CE là hệ số giảm môi trường do điều kiện phơi lộ của loại cốt;
ffu* là cường độ kéo được đảm bảo (ffu* = fu,ave - 3σ); εfu * là biến dạng tỷ đổi đứt
được đảm bảo (εfu* = εu,ave - 3σ) của cốt FRP.
Các giá trị được đảm bảo này cho một xác suất 99,87% [5], [6], [22], [23],
[24] với điều kiện là phải thử ít nhất 25 mẫu.
2.1.3. Hệ số sức kháng ϕ
Mô hình tính toán hệ số sức kháng ϕ cho BTCĐC cốt FRP
0,55



  0,3  0,25 f

fb

0,65



 fb  0,751

khi  f   fb
khi  fb   f  1,4  fb (2-12) 0.65
khi  f  1,4  fb

E f  cu
f
f fu E f  cu  f fu
'
c

0.55

(2  14)

0,85 khi f c'  28 MPa
(2  6)

'
1  
 fc  28  0,65 khi f '  28 MPa
0,85  0,05
c
7


fb

1,4

fb

f

Hình 2.5. Mô hình tính toán hệ
số ϕ trên cơ sở đề suất của (ACI
440.1R-06, AASHTO 2009) với hệ số α1
=0,75 của BTCĐC

Vì vậy, luận án đã chọn β1 =0,65 cho tính toán dầm BTCĐC sử dụng cốt
FRP.


9
2.2. Thiết kế kết cấu BTCĐC cốt FRP chịu cắt theo TTGHCĐ
Điều kiện an toàn cơ bản ở trạng thái giới hạn có thể viết như sau:
ϕVn ≥ Vu

(2-24)

Vn = Vc +Vf

(2-25)

Vc  0, 4 f bc

(2-26)

'
c

Vf 

2 Afv f fv d

(2-27)

sv

Trong đó: Vc là sức kháng cắt danh định của bê tông, Vf là sức kháng cắt
cung cấp bởi cốt FRP
2.3. Thiết kế kết cấu bê tông cốt FRP theo trạng thái giới hạn sử dụng (TTGHSD)
* Đặc tính mặt cắt ngang
Mặt cắt chuyển đổi sử dụng hệ số tính đổi:
nf = Ef/Ec

(2-30)

ns = Es/Ec

Trong đó: nf là tỷ số giữa mô đun đàn hồi của cốt FRP so với mô đun đàn
hồi của bê tông, ns là tỷ số giữa mô đun đàn hồi của cốt thép so với mô đun đàn
hồi của bê tông.
2.3.1. Kiểm soát vết nứt
w2

ff

s

2

 kb dc2   
Ef
2

(2-40)

Bề rộng vết nứt cho phép (wallow) = 0,5 theo Tiêu chuẩn của (Nhật và
CAN/CSA S806-02) và theo ACI 440 [20] wallow từ (0,5 ÷0,7).

 Ở Campuchia: Luận án đề nghị sử dụng theo ACI 440.
2.3.2. Kiểm soát độ võng
Theo [20]: Độ võng cho phép được lấy theo tiêu chuẩn thiết kế của từng quốc gia.
 Ở Campuchia: Luận án đề nghị sử dụng theo AASHTO.
2.5.1. Trình tự kiểm toán mặt cắt bê tông cốt FRP
Trên cơ sở nghiên cứu lý thuyết tính toán: Luận án đã đề xuất được trình tự
tính toán cho kết cấu BTCĐC cốt FRP gồm 6 bước:
Bước 1: Tính toán mô men uốn danh định
Bước 2: Kiểm tra điều kiện hạn chế vết nứt
Bước 3: Kiểm tra điều kiện hạn chế độ võng
Bước 4: Kiểm tra ứng suất giới hạn dưới tác dụng của từ biến
Bước 5: Tính toán cốt FRP chịu cắt


10
Bước 6: Kiểm tra về điều kiện neo

2.6. Kết luận chương 2:
Trình tự và nội dung tính toán ở chương 2 là dựa trên tiêu chuẩn thiết kế
ACI và AASHTO.
Vậy, chúng ta cần tiến hành thí nghiệm để kiểm chứng lý thuyết tính toán ở
chương 2 trước khi áp dụng tính toán thiết kế kết cấu dầm cầu ở chương 4.
CHƯƠNG 3: THÍ NGHIỆM UỐN DẦM BÊ TÔNG CƯỜNG ĐỘ CAO
CỐT POLYME GIA CƯỜNG SỢI THỦY TINH (GFRP)
3.1. Mở đầu
Chương này, trình bày nghiên cứu thực nghiệm ứng xử uốn của dầm
BTCĐC cốt GFRP, các dầm có mặt cắt hình chữ nhật 130 × 200 mm (b × h)
bằng thí nghiệm uốn 4 điểm.
Mục tiêu thí nghiệm là:
- Quan sát và xác định các giá trị thực nghiệm: Tải trọng gây nứt; tải trọng
phá hoại, biến dạng của cốt FRP, biến dạng của bê tông và độ võng.
- Xác định các quan hệ tải trọng: Tải trọng- độ võng (P-Δ), tải trọng- biến
dạng của bê tông (P-εc), tải trọng- biến dạng của cốt (P-εf).
- So sánh kết quả thí nghiệm với kết quả tính toán dựa trên lý thuyết được
đề xuất ở Chương 2.
3.2. Công tác chuẩn bị mẫu thí nghiệm
Chuẩn bị 3 dầm có kích thước mặt cắt ngang và bố trí cốt GFRP giống nhau
ở Hình 3.4. Sử dụng bê tông cường độ cao có f’c = 82,5 MPa. Cốt GFRP được
sản xuất bởi Công ty cổ phần cốt sợi POLYME VIỆT NAM, có ffu*= 900 MPa,
Ef = 45000 MPa, (đơn vị hình vẽ là mm).
2Ø10

25

P/2

1

2Ø10
200

600

600
2200

600

200

2

2Ø10

1

200

25 80 25
130

Hình 3.4. Sơ đồ mặt cắt ngang dầm thí nghiệm GFRP
Bảng 3.1. Vật liệu được sử dụng
1. Xi măng (Cement)
2. Đá dăm (Stone)
3. Nước (Water)
4. Cát vàng (Sand)

5. Phụ gia 1
6. Phụ gia 2

Bút sơn PC 40
Dmax12,5 Sanway- Hòa Bình
Sinh hoạt
Sông Lô
Sika Visconcrete 3000-20M
Muội Silic, (Silicafume, sika PP1)

1

Ø10@80

150

Ø10@80

25 150

200

25

2Ø10

25

P/2

1

2


11
Bảng 3.2. Thành phần (1 m3) cấp phối bê tông cường độ cao (kg/m3)
Cường độ thiết
kế, (MPa)
82,5

Xi măng
(kg)
531

Nước
(lít)
153,4

Tỷ lệ
N/CKD
0,255

Siêu dẻo
(lít)
5,84

Đá
(kg)
1099

MS, PP1
(kg)
59

Cát
(kg)
608

Bảng 3.4. Kết quả thí nghiệm mẫu thử ở tuổi bê tông 28 ngày
STT

1
2
3

Ký hiệu
mẫu

Tải
trọng
phá hoại
(kN)

Kích
thước
mẫu
(mm)

Diện

tích mặt
chịu ép
(mm2)

Cường
độ f'c
(N/mm2)

Mẫu 1
Mẫu 2
Mẫu 3

1624,5
1745,8
1652,4

D=150
H=300

17671,4
17671,4
17671,4

91,93
98,79
93,51

Cường độ
trung
bình

(MPa)

s

Cường độ
f'c = fc3.4*s
(MPa)

94,74

3,6

82,52

Hình 3.3. Mẫu thử bê tông hình trụ (150 x 300) mm

3.3. Tiêu chuẩn thí nghiệm
TCVN 9347:2012 mục (7.1.3) và ASTM D6272-02 (mục 4).
Sơ đồ thí nghiệm theo Hình 3.5.
P/2

200

P/2

600

600

200

600

1800

200
200

2200

Hình 3.5. Sơ đồ thí nghiệm dầm
200

2200
600

600
P/2

600

200

P/2
4

Strain Gauges
1

2

LVDT
3
5

Hình 3.6. Biểu đồ bố trí thiết bị đo


12
- Bố trí thiết bị đo:
- Mỗi cốt GFRP chịu kéo được dán một cảm biến để đo biến dạng ở giữa
thanh.
- 2 cảm biến đo biến dạng bê tông ở vùng chịu nén và biến dạng bê tông ở
vùng chịu kéo (ở vị trí giữa nhịp).
- Sử dụng 1 LDVTs đặt tại vị trí giữa nhịp để đo được chuyển vị của dầm,
Hình 3.5, Hình 3.6.
- Các hình ảnh tiến hành lắp đặt thiết bị đo

Hình 3.7. Tiến hành lắp đặt Strain Gauges trên bề mặt bê tông và LVDTs

- Thiết bị thí nghiệm: : Thiết bị thí nghiệm là máy nén thủy lực công suất 500
kN phòng thí nghiệm Vilas 047 ĐH GTVT.

Hình 3.12. Hệ thống khung gia tải (Phòng thí nghiệm Vilas 047 ĐHGTVT)

- Số liệu kết quả thí nghiệm
Các mẫu thí nghiệm được thực hiện bằng phương pháp chuyển vị không chế
với tốc độ dịch chuyển 0,25 mm/phút (tại phòng thí nghiệm Vilas 047, Trường

13
Đại học Giao thông Vận tải).
Theo cách đo ở phòng thí nghiệm, thì đo theo từng điểm và từ các điểm đó
máy tính sẽ thu được một dãy kết quả khoảng 400 nghìn điểm bằng phần mềm
thu thập dữ liệu. Tuy nhiên trong thí nghiệm nghiên cứu sinh đã đo biến dạng
của cốt GFRP và biến dạng vùng nén của bê tông (εf, εc) bằng bộ cảm biến
(Strain Gauges) và đo độ võng của dầm bằng thiết bị LVDT (đơn vị tính là
mm). Vậy, kết quả đo sẽ không khớp nhau giữa các trục “Tải trọng (Y) - biến
dạng (X) và trục Tải trọng (Y) - độ võng (X)” giữa các dầm với nhau. Do vậy,
nghiên cứu sinh đã xử lý số liệu bằng phương pháp tính (nội suy) trong phần
mềm Excel sử dụng hàm FORECAST sao cho các giá trị trục (Y) khớp nhau
với nội dung và vẽ được các biểu đồ như sau:
Bảng 3.6. Số liệu kết quả thí nghiệm của các dầm
P
(kN)
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14

15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27

Tính toán (LT)
ε
Δ
(GFRP)
(mm)
0
0
0,00039
0,03
0,00078
0,06
0,00118
0,10
0,00157
0,13
0,00196

0,16
0,00235
0,19
0,00274
0,23
0,00313
0,26
0,00353
0,29
0,00392
0,43
0,00431
0,61
0,00470
0,83
0,00509
1,11
0,00549
1,44
0,00588
1,83
0,00627
2,28
0,00666
2,80
0,00705
3,38
0,00745
4,03
0,00784

4,74
0,00823
5,52
0,00862
6,35
0,00901
7,24
0,00940
8,18
0,00980
9,16
0,01019
10,19
0,01058
11,25

Dầm BGa-10-2
ε
Δ
(GFRP)
(mm)
0
0
0,00002
0
0,00003
0
0,00007
0
0,0001

0
0,0001
0
0,0001
0
0,00009
0
0,00007
0,01
0,00007
0,01
0,00006
0,01
0,00007
0,06
0,00007
0,11
0,00007
0,16
0,00007
0,18
0,00007
0,13
0,00007
0,08
0,00007
0,05
0,00013
0,26
0,00019

0,46
0,00029
0,58
0,00031
0,75
0,00034
1,15
0,00038
1,58
0,00042
2,01
0,00811
7,64
0,00854
7,9
0,0088
8,47

Dầm BGb-10-2
ε
Δ
(GFRP)
(mm)
0
0
0,00003
0
0,00003
0
0,00003

0
0,00003
0
0,00003
0
0,00003
0
0,00004
0
0,00005
0,01
0,00006
0,01
0,00006
0,08
0,00006
0,13
0,00007
0,16
0,00007
0,21
0,00008
0,27
0,00008
0,32
0,00008
0,32
0,00011
0,35
0,00015

0,39
0,00018
0,43
0,0002
0,49
0,00019
0,59
0,00023
0,74
0,00026
1,61
0,00026
1,77
0,00027
1,93
0,00028
2,09
0,00029
3,27

Dầm BGc-10-2
ε
Δ
(GFRP)
(mm)
0
0
0
0
0,00001

0
0,00001
0
0,00002
0
0,00003
0
0,00003
0
0,00006
0
0,00007
0,01
0,00008
0,01
0,00009
0,02
0,00007
0,02
0,00007
0,11
0,00008
0,19
0,00006
0,17
0,0001
0,17
0,00013
0,27
0,00013

0,31
0,00013
0,37
0,0056
2,96
0,00622
3,22
0,00685
3,48
0,00747
3,74
0,00796
4,5
0,00843
5,3
0,00885
6,02
0,00917
6,59
0,00949
7,15


14

28
29
30
31
32

33
34
35
36
37
38
39
40
41
41,32
42
43
44
45
46
47
48
49
50
53,35

Tính toán (LT)
ε
Δ
(GFRP)
(mm)
0,01097
12,35
0,01136
13,47

0,01176
14,62
0,01215
15,79
0,01254
16,97
0,01293
18,16
0,01332
19,37
0,01372
20,58
0,01411
21,79
0,01450
23,01
0,01489
24,22
0,01528
25,43
0,01567
26,65
0,01607
27,85
0,01608
28,24
0,01646
29,58
0,01685
30,77

0,01724
31,95
0,01763
33,13
0,01803
34,30
0,01842
35,46
0,01881
36,61
0,01920
37,76
0,01959
38,90
0.02038
41.16

Dầm BGa-10-2
ε
Δ
(GFRP)
(mm)
0,00906
9,03
0,00932
9,6
0,00958
10,17
0,0099
11,32

0,01024
12,56
0,01057
13,79
0,0109
15,02
0,01124
16,25
0,01161
17,48
0,01199
18,71
0,01237
19,94
0,01274
21,16
0,01312
22,39
0,01343
23,44
0,01353
23,77
0,01374
24,48
0,01405
25,51
0,01436
26,55
0,01467
27,58

0,01498
28,68
0,01529
29,84
0,0156
31
0,01591
32,17
0,01622
33,33
0,01743
36,56

Dầm BGb-10-2
ε
Δ
(GFRP)
(mm)
0,00654
7,63
0,007
8,22
0,00746
8,82
0,00791
9,55
0,00836
10,68
0,00881
11,81

0,00925
12,95
0,0097
14,08
0,01014
15,18
0,01046
16,02
0,01079
16,86
0,01112
17,69
0,01144
18,53
0,01177
19,37
0,01188
19,64
0,0121
20,21
0,01233
21,68
0,01256
23,2
0,01279
24,72
0,01309
25,96
0,01347
26,87

0,01386
27,77
0,01424
28,68
0,01463
29,59
0,01582
33,39

Dầm BGc-10-2
ε
Δ
(GFRP)
(mm)
0,00987
7,81
0,01025
8,52
0,01061
9,26
0,01075
10,82
0,01116
11,82
0,01174
13,55
0,01232
15,32
0,01288
17,47

0,01362
19,66
0,01425
21,3
0,01476
22,84
0,01507
24,3
0,01537
25,76
0,01581
26,98
0,01597
27,32
0,01632
28,06
0,01684
29,13
0,01734
30,18
0,01767
30,81
0,018
31,43
0,01833
32,06
0,01864
32,92
0,01894
33,99

0,01932
34,8
0,02002
35,82

60
50
40

Lực, [kN]

P
(kN)

30
Tính toán (LT)
Dầm BGa-10-2

20

Dầm BGb-10-2
Dầm BGc-10-2

10

Giá trị Trung Bình
0
0

0.005

0.01

0.015

0.02

0.025

Biến dạng của cốt GFRP
Hình 3.14. Biểu đồ quan hệ tải trọng – biến dạng của cốt GFRP


15
60
50

Lực, [kN]

40
30

Tính toán (LT)
Dầm BGa-10-2
Dầm BGb-10-2
Dầm BGc-10-2
Giá trị Trung Bình

20
10

0
0

5

10

15

20

25

30

35

40

Độ võng (mm)
Hình 3.15. Biểu đồ quan hệ tải trọng – độ võng của dầm

3.4. Phần tích kết quả thí nghiệm
3.4.1. Các hình dạng vết nứt của dầm thí nghiệm

Hình 3.16. Dạng phá hoại của dầm BGa-10-2

Hình 3.17. Dạng phá hoại của dầm BGb-10-2

Hình 3.18. Dạng phá hoại của dầm BGc-10-2

3.4.2. Các dạng phá hoại của dầm thí nghiệm
Khi P đạt giá trị (tính trung bình) Pcr=18,65 (kN), vết nứt đầu tiên bắt đầu xuất
hiện ở giữa dầm. Việc tăng tải tiếp tục sẽ làm cho mẫu dầm xuất hiện thêm các
vết nứt ở vùng chịu cắt. Khi cốt GFRP chịu kéo mất dính bám với bê tông thì cốt
GFRP bị đứt và đồng thời dầm bị phá hoại khi tải trọng đạt đến Pu=53,35 kN.


16
Theo cách bố trí cốt đai theo Hình 3.4, sơ đồ thí nghiệm Hình 3.5, tất cả các
dầm bị phá hoại do cốt GFRP bị kéo đứt ở vùng chịu mô men uốn lớn nhất, mà
không bị phá hoại do cắt.
3.5. Đánh giá kết quả thí nghiệm
3.5.1.1. Tải trọng gây nứt và tải trọng tới hạn của mẫu dầm
Bảng 3.7. Tải trọng gây nứt và tải trọng phá hoại
Tải trọng
Ký hiệu
STT
mẫu dầm
1
2
3

BGa10-2
BGb10-2
BGc10-2
Trung bình

Pcr-TN
(kN)

18,865
19,508
17,580
18,651

Tải trọng gây nứt
Pcr-TT
(Pcr-TT -Pcr-TN)
(kN)
Pcr-TT

21,25

0,122

Pu-TN
(kN)

Tải trọng phá hoại
Pu-TT
(Pu-TN - Pu-TT)
(kN)
Pu-TT

52,61
55,82
51,61
53,35

41,32

0,225

Bảng 3.7, tải trọng gây nứt thí nghiệm (Pcr_TN) < tính toán (Pcr_TT) khoảng
12,2%, còn tải trọng phá hoại thí nghiệm (Pu_TN) > tính toán (Pu_TT) khoảng
22,5%. Vậy, kết quả thí nghiệm thiên về an toàn.
3.5.1.2. Biến dạng của cốt GFRP chịu kéo và bê tông chịu nén
Bảng 3.8. Biến dạng của bê tông và cốt GFRP khi bị phá hoại
Biến dạng
Ký hiệu
mẫu dầm
1
BGa10-2
2
BGb10-2
3
BGc10-2
Trung bình

STT

Biến dạng của bê tông
(εc-TT - εc-TN)
εc-TT
εc-TT
0,00161
0,00170
0,159
0,00163 0,00196
0,00165

εc-TN

Biến dạng của cốt GFRP
(εf-TN- εf-TN)
εf-TT
εf-TN
0,01743
0,01582
0,095
0,02002 0,016
0,01776
εf-TN

 εc-TN < εcu =0,003
εf-TN ≈ εfu =0,016
- Biến dạng của bê tông (εc-TN) thí nghiệm < tính toán (εc-TT) khoảng 15,9%.
- Biến dạng của cốt GFRP (εf-TN) thí nghiệm > tính toán (εf-TT) khoảng 9,5%.
 Vậy, kết quả thí nghiệm thiên về an toàn.
3.5.1.3. Quan hệ tải trọng - độ võng
Bảng 3.9. Quan hệ tải trọng – độ võng (mm)
Ký hiệu
mẫu dầm

ΔPuTN
(mm)

Δ(41 kN)TN
(mm)

ΔPu (41 kN)-TT

(mm)

(ΔPuTN- Δ(41)TT)
ΔPu-TN

(Δ(41)TT- Δ(41)TN)
Δ(41)-TT

BGa10-2
BGb10-2
BGc10-2
Trung bình

36,56
33,39
35,82
35,26

22,49
20,27
26,33
23,03

28,76

0,184

0,199

STT

1
2
3

- Độ võng của dầm (∆PuTN) thí nghiệm > tính toán (∆PuTT) khoảng 18,4%.


17
- Ở cùng cấp tải trọng, độ võng của dầm (∆(41)TN) thí nghiệm < tính toán (∆(41)TT)
khoảng 19,9%. Vậy, kết quả thí nghiệm thiên về an toàn.
Bảng 3.12. So sánh kết quả dầm thí nghiệm (NCS) với kết quả khác

Pn (giới hạn sử dụng)

Thí nghiệm
(NCS)
24% Pu

εf- TT (giới hạn sử dụng)
Pu_TN >Pu_TT
εf-TN>εf- TT
ΔTN < ΔTT (cùng cấp tải trọng)

25,68% εfu
22,5%
9,5%
19,9%

Giá trị

Tác giả khác
Từ (25,1 đến 35%) Pu, [3], [36], [59] và
[66]
Từ (30 đến 35%) εfu [3], [4]
Lớn hơn
Lớn hơn
Lớn hơn [49], [54], [59], [72], [77]

Bảng 3.12, kết quả thí nghiệm của nghiên cứu sinh với giá trị tải trọng giới
hạn sử dụng tương đương với các tác giả khác. Còn các kết quả về tải trọng cực
hạn (Pu_TN), biến dạng của cốt GFRP (εfTN) và độ võng (ΔTN) khác nhau với tác
giả khác không đáng kể do bố trí hàm lượng cốt GFRP khác nhau.
3.6. Kết luận chương 3
- Tải trọng gây nứt của dầm thí nghiệm < tính toán 12,2%.
- Tải trọng phá hoại của dầm thí nghiệm > tính toán 22,5%.
- Ở cùng cấp tải trọng, dầm thí nghiệm có độ võng nhỏ hơn độ võng tính
toán 19,9% thiên về an toàn.
- Ứng xử của cốt GFRP là phù hợp với mô hình vật liệu và thiên về an toàn.
 Vậy, kết quả thí nghiệm đã kiểm chứng bằng lý thuyết tính toán và thiên
về an toàn, từ đó có thể sử dụng lý thuyết tính toán ở chương 2 để tính toán kết
cấu dầm cầu ở chương 4.
CHƯƠNG 4: THIẾT KẾ KẾT CẤU BÊ TÔNG CƯỜNG ĐỘ CAO CỐT
POLYME GIA CƯỜNG SỢI (FRP)
4.1. Đặt vấn đề
Nội dung chương này là thiết kế dầm cầu bê tông cường độ cao sử dụng:
Cốt thủy tính (dầm GRFP), cốt cacbon (dầm CRFP) và cốt thép kết hợp với cốt
thủy tinh (dầm Hybrid), vấn đề đặt ra là:
- Lựa chọn tỷ lệ h/L và hàm lượng cốt FRP hợp lý. Chọn tỷ lệ diện tích của
cốt thép với cốt FRP hợp lý cho dầm Hybrid. Sau đó, so sánh các phương án bố
trí các loại cốt.

Để giải quyết vấn đề này, luận án đã lập bảng tính (Excel) cho các trường
hợp như sau:
Thay đổi chiều dài nhịp từ (10÷20)m và thay đổi chiều cao dầm từ
(0,4÷1,3)m, sau đó chọn được tỷ lệ (h/L) phù hợp theo các phương án bố trí các
loại cốt. Khi thay đổi chiều dài nhịp hay chiều cao sẽ làm tăng độ võng của dầm
(trường hợp này dầm sẽ bị phá hoại vùng bê tông chịu nén trước khi các loại


18
cốt ở vùng chịu kéo bị kéo đứt, nên các loại cốt chưa tận dụng hết khả năng làm
việc của nó).
Vậy, việc thay đổi chiều dài nhịp hay chiều cao dầm chỉ mang tính chất tạm
thời để chúng ta có thể chọn được tỷ lệ (h/L) phù hợp cho từng các loại cốt sau
đó tiến hành chọn hàm lượng cốt hợp lý.
4.2. Các căn cứ thiết kế
4.2.1. Các Tiêu chuẩn thiết kế
22 TCN 272-05, ACI 440.1R-06, AASHTO GFRP-1
Trình tự tính toán được thực hiện và đề xuất ở chương 2
1700
850

150 180

850

200

430

170

140

140

200 140

1100

200

450

Hình 4.1. Tiết diện mặt cắt ngang dầm

4.2.2. Kết cấu cầu
Luận án tính toán cho dạng mặt cắt ngang cầu điển hình thường được sử
dụng ở Campuchia (Hình 4.1).

Hình 4.2. Sơ đồ mặt cắt ngang cầu


19
4.3.1.1. Nội lực tương ứng với chiều dài nhịp L = 12 m
Tổ hợp tải trọng được tính toán dựa vào: 22TCN 272-05 (ASHHTO- LRFD)
Bảng 4.1. Nội lực giữa nhịp (L=12 m)
N0

Ký
hiệu

Tải trọng

1
Tĩnh tải bản thân
2
Lớp phủ + tiện ích
3
Hoạt tải
4
Người đi bộ
Tổng cộng

DC
DW
LL+IM
PL

TTGH sử dụng
V
M
(kN)
(kN.m)
1,0 253,38
1,0 129,43
1,0 53,86
577,89
1,0 12,18
53,86
972,8

γi

TTGH cường độ I
V
M
(kN)
(kN.m)
1,25
316,72
1,50
194,14
1,75
94,26
1011,30
1,75
21,32
94,26
1544
γi

4.3.1.2. Chọn chiều dài dầm và diện tích các loại cốt
Cốt thủy tinh (GFRP) có cường độ và mô đun đàn hồi thấp nhất, theo bảng
tính cho dầm 12 m. Để so sánh hiệu quả của các phương án bố trí cốt, luận án
lần lượt tính toán cho các phương án bố trí cốt với diện tích gần bằng nhau,
Bảng 4.2
Bảng 4.2. Bố trí các loại cốt cho xấp xỉ bằng nhau
Tổng diện tích cốt (mm2)
9675

Loại dầm

GThép

Các loại cốt
15 ϕ 29

GGFRP

15 ϕ 30

9564

GCFRP

15 ϕ 30

9564

GSHybrid

GFRP 8 ϕ 30 và cốt thép 7 ϕ 29

9616

4.3.1.3. Kết quả so sánh hiệu quả các loại cốt
So sánh hiệu quả việc sử dụng các loại cốt khác nhau ở Bảng 4.2
Bảng 4.4. So sánh hiệu quả các loại cốt cho dầm cầu
Ký hiệu
dầm

ϕMn

w
(mm)

Δ
(mm)

(ϕMnCFRP-ϕMn)
ϕMnCFRP

(w-wCFRP)
w

(Δ-ΔCFRP)
Δ

GThép
GGFRP
GCFRP
GHybrid

3335
3045
4618
2992

0,581
0,190
0,238

2,606
8,705
3,324
7,439

0,278
0,341
0
0,352

0,672
0
0,199

-0,276
0,618
0
0,553

a) Sức kháng uốn (mô men):
- Sức kháng uốn của dầm BTCT, dầm GFRP và dầm Hybrid gần bằng nhau.
- Sức kháng uốn của dầm CFRP > dầm BTCT 28%, > dầm GFRP khoảng
34% và > dầm Hybrid 35%.
b) Bề rộng vết nứt:
- Bề rộng vết nứt của dầm CFRP < dầm GFRP 67%, < dầm Hybrid 29,9%.
- Bề rộng vết nứt của dầm GFRP lớn hơn dầm Hybrid 2,44 lần.


20
c) Độ võng:

- Độ võng của dầm CFRP < dầm GFRP 61,8%; < dầm Hybrid 55,3%.
- Độ võng của dầm GFRP > dầm BTCT 2,34 lần.
4.3.2. Xác định tỷ lệ h/L tối thiểu của dầm theo các loại cốt
4.3.2.1. Quan hệ giữa h/L khi chiều dài nhịp L thay đổi
Tính cho các trường hợp với chiều cao dầm không đổi: h = 1,1m và chiều
dài dầm thay đổi từ 10 ÷20 m kết quả:
- Dầm bố trí cốt thép thường có tỷ lệ h ≥ L/17
- Dầm bố trí cốt GFRP có tỷ lệ h ≥ L/12
- Dầm bố trí cốt CFRP có tỷ lệ h ≥ L/15
- Dầm bố trí cốt Hybrid có tỷ lệ h ≥ L/14
4.3.2.2. Quan hệ giữa h/L khi chiều cao thay đổi
Tính cho các trường hợp bố trí cốt với chiều dài dầm không đổi: L = 11m
và chiều cao dầm thay đổi từ 0,4 ÷1,3 m kết quả:
- Dầm bố trí cốt thép thường có tỷ lệ h ≥ L/17
- Dầm bố trí cốt GFRP có tỷ lệ h ≥ L/12
- Dầm bố trí cốt CFRP có tỷ lệ h ≥ L/15
- Dầm bố trí cốt Hybrid có tỷ lệ h ≥ L/14
4.3.2.3. Quan hệ h/L khi chiều dài dầm L và chiều cao dầm h thay đổi
- Dầm bố trí cốt CFRP có thể tăng chiều dài nhịp khoảng 23,5% so với dầm
bố trí cốt GFRP và khoảng 11,8% so dầm bố trí cốt Hybrid.
- Dầm bố trí cốt CFRP có thể giảm được chiều cao dầm khoảng 20% so với
dầm bố trí cốt GFRP, có thể giảm được chiều cao dầm khoảng 11% so với dầm
bố trí cốt Hybrid.
4.3.3. Chọn tỷ lệ (h/L) để tìm ra hàm lượng cốt FRP
Việc chọn sơ bộ kích thước là phần quan trọng trong thiết kế. Sau khi chọn
được tỷ lệ (h/L) và dựa vào kính nghiệm chúng ta sử dụng phương pháp như
sau:
Bước 1: Chọn so bộ kích thước chiều cao dầm (h), chọn hàm lượng cốt FRP
Bước 2: Tiến hành tính toán và kiểm tra, Mô men kháng uốn (Mn) , lực cắt
(Vn), giới hạn bề rộng vết nứt (w) và độ võng (Δ).

Nếu bước 2 đạt thì chập nhận kích thước chiều cao dầm (h) trên và ngược
lại thì quay lại bước 1, chọn lại kích thước chiều cao dầm (h).


21
4.3.3.1. Thiết kế thử nghiệm dầm cầu 12 m
Với L =12 m và h = 1.1 m không đổi
Bảng 4.15. Bố trí các loại cốt cho mặt cắt dầm
hdầm
(m)

Ký hiệu dầm

CÁC LOẠI CỐT

Ldầm
(m)

CFRP
12 ϕ 20
2160,3
124000

GThép
GGFRP
1,1
12
GCFRP
GHybrid
Cường độ chịu kéo, f*fu, fs (MPa)

Mô đun đàn hồi, Efu, Es (MPa)

GFRP
13 ϕ 30
6 ϕ 26
900
45000

Tổng diện tích cốt
(mm2)

thép
14 ϕ 22
5 ϕ 25
400
200000

5418
8289
2885
2827 + 2545 = 5372
-

Bảng 4.16. Kết quả tính toán của các loại dầm (cốt vừa đủ)
Ký hiệu
dầm
GThép
GGFRP
GCFRP
GHybrid

A (mm2)

ρf / ρfb

w/wallow

Δ/Δallow

Mu/ϕMn

(A-ACFRP)/A

5418
8289
2885
5372

1,655
1,857
0,850

0,999
0,923
0,630

0,238
0,704
0,656
0,908

0,809
0,540
0,548
0,970

0,468
0,652
0
0,463

 Bố trí cốt CFRP giảm được diện tích cốt 48% so với cốt thép thường,
65% so với cốt GFRP và 46% so với cốt Hybrid.
4.2.3.2. Lựa chọn tỷ lệ cốt GFRP và cốt thép cho dầm Hybrid
Bảng 4.17. Bố trí và tính toán thử tỷ lệ cốt GFRP và cốt thép
Cốt GFRP

Cốt thép

Af,GFRP (mm2)

As,thép (mm2)

Tổng

Af/As

9 ϕ 26
8 ϕ 26
7 ϕ 26

6 ϕ 26
5 ϕ 26

2 ϕ 25
3 ϕ 25
4 ϕ 25
5 ϕ 25
6 ϕ 25

4240,71
3769,52
3298,33
2827,14
2355,95

1018
1527
2036
2545
3054

5258,71
5296,52
5334,33
5372,14
5409,95

4,17
2,47
1,62

1,11
0,77

Bảng 4.18. Kết quả tính toán của dầm Hybrid
Af,GFRP
(mm2)

As,THÉP
(mm2)

Tổng
(mm2)

Af
As

ρeff
ρfb

w
wallow

Δ
Δallow

Mu
ϕMn

Kết luận

4241
3770
3298
2827
2356

1018
1527
2036
2545
3054

5259
5297
5334
5372
5410

4,17
2,47
1,62
1,11
0,77

0,959
0,922
0,884
0,847
0,809

0,981
0,823
0,710
0,625
0,559

1,016
0,977
0,941
0,908
0,879

0,852
0,888
0,928
0,971
1,018

NOT OK
OK
OK
OK
NOT OK

Khi điện tích cốt GFRP chia cho diện tích cốt thép (Af/As = 1,11 đến 1,62)
là hiệu quả nhất.


22
4.4. Thiết kế thử nghiệm bản mặt cầu của dầm chữ T

4.4.1. Kết quả tính toán nội lực bản mặt cầu
Dựa vào phần ví dụ tính toán ở phụ lục III.
Bảng 4.19. Số liệu nội lực trong bản mặt cầu
Bản kiểu dầm
Mdương (kN.m)
25,1
14,8
4,3

TTGH
GHcường độ
GHsử dụng
GHtừ biến

Mâm (kN.m)
-40,8
-24,7
-7,1

Bản hẫng
Mâm (kN.m)
-27,95
-16,79
-6,03

V (kN)
88,3
52,0
15,5

V (kN)
126,02
73,59
19,81

4.4.2. So sánh bản mặt cầu sử dụng cốt thép, cốt GFRP và cốt CFRP
- Tính với b = 1 m, chiều dài bản mặt cầu (theo phương dọc cầu)
- Khoảng cách Sd= 2,1 m giữa 2 dầm (theo phương ngang cầu)
Bảng 4.20. Bố trí cốt thép và cốt GFRP cho 1m bản mặt cầu
Cốt thép
Cốt GFRP
Cốt CFRP
Ngang
Ngang
Ngang
Dọc cầu
Dọc cầu
Dọc cầu
cầu
cầu
cầu
ϕ14@150 ϕ10@400
ϕ14@80
ϕ14@200 ϕ14@190 ϕ10@230

Loại cốt
Bố trí
Số lượng
(thanh)

7x2
2

Diện tích (mm )

5x2

1078x 2

Tổng (mm2)

393 x2
2942

13 x 2

9x2

1594 x 2
1103x 2
5394

6x2

8x2

736x2

454x2
2380

Bảng 4.21. Khả năng chịu lực của bản mặt cầu sử dụng cốt thép, cốt GFRP, cốt CFRP
Các loại cốt
Diện tích (mm2)
Hệ số sức kháng ϕ
Mu (kN.m)
ϕ Mn (kN.m)
Mu / ϕ Mn
(ACFRP –A)/ACFRP

Cốt thép
2942
0,9
40,84
50,24
0,813
0,191

Cốt GFRP
5394
0,55

Cốt CFRP
2380
0,55

77,74
0,525
0,559

93,00
0,439
0

 Bố trí CFRP có thể giảm được diện tích cốt 56% so với bố trí cốt GFRP
và giảm 19% so với trường hợp bố trí cốt thép.
4.5. Kết luận chương 4
Các thực nghiệm ứng xử uốn của dầm bê tông cường độ cao cốt sợi thủy
tinh cho thấy ứng xử uốn của dầm tương đương với dầm bê tông ở trạng thái
cực hạn nhưng các kết quả về độ võng thì lớn hơn bê tông cốt thép. Điểm này
thì nghiên cứu sinh đã khắc phục bằng cách thay thế một phần cốt bằng cốt
Cacbon hoặc cốt thép.
- Cùng một cấp tải trọng bề rộng vết nứt, độ võng của dầm sử dụng cốt
GFRP lớn hơn dầm sử dụng cốt CFRP và dầm Hybrid.