Luận án Nghiên cứu thành phần, tính chất cơ học bê tông cường độ siêu cao và ứng dụng trong kết cấu

i nén xa nhất đến ên của dầm đến trục trung h 1, khi kết cấu phá hoại, biến dạng lớn nhất ) và theo Imam biến dạng v ến dạng lớn nhất vùng kéo s   () n trong biểu đồ ức 4-1, Công : (4-1) òa. ùng nén lớn ẽ đạt từ 102 20‰đến 25‰. Nghiên cứu sinh chọn biến dạng vùng nén tối đa n=0,0035 (3,5‰) và biến dạng tối đa vùng kéo đạt k=0,020 (20‰) để tính toán. s - biến dạng của sợi thép theo lý thuyết cân bằng mô men trong dầm, s = s/Es, quy định s=2.3MPa Fbelà đại lượng phụ thuộc vào lực dính bám giữa cốt sợi thép với hồ xi măng. Theo ACI-544; Fbe = (1 -:-1,2)*4,15MPa Theo Imam; Fbe = 1,0 * 4,15MPa. Ở đây tính toán chọn giá trị Fbe = 4,15MPa (theo Imam) lf - chiều dài của sợi thép gia cường (lf=13mm) df - đường kính của sợi thép gia cường (df=0,2mm) f - thể tích sợi thép, % (f=2) a - chiều cao quy ước khối cường độ nén ܽ = ߚଵ. ܿ; trong đó ߚଵ = 0,85−:−0,65 ứng với bê tông có cấp từ 30MPa đến 100MPa; (ở đây chọn 1=0,65 ứng với bê tông cấp 139MPa) b - chiều rộng của dầm (b=125mm) h - chiều cao của dầm (h=250mm) d – khoảng cách từ mép trên vùng kéo đến trọng tâm cốt thép vùng nén = 220mm t = K.( lf /df).f .Fbe (4-14): cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao tính toán. d - khoảng cách từ mép trên đến trong tâm cốt théo vùng kéo e - khoảng cách từ mép trên đến khối ứng suất kéo do cốt sợi ߝ௖: biến dạng lớn nhất của vùng nén = 0,0035 f’c - cường độ chịu nén của bê tông, MPa ( ௖݂ᇱ = 139ܯܲܽ) fy - giới hạn chảy trong các thanh thép tăng cường fy=350MPa C - Lực nén trong bê tông Es - mô đun đàn hồi của bê tông cường độ siêu cao=50GPa Tfc - lực kéo trong bê tông cốt sợi thép Tfc = tb(h - e) T ܣ 4.8.2. Tính toán các (công thứ Theo hư tính được khoảng cách từ vị trí xa nhất của v các điểm dầm thí nghi rb - lực kéo trong cốt thép tăng c ௦ – diện tích cốt thép chịu kéo (mm2) hệ số của công th c 4-1) ớng dẫn của Pháp (SETRA/ danh định CMOD (CMOD: ệm và các hệ số của công thức 4 Bảng 4.8: Kết quả tính toán các h 103 ường = Asfy ức tính khả năng chị AFGC); từ các giá trị thực nghiệm ùng nén đến trục trung h độ mở rộng vết nứt danh định) .1 theo bảng 4.8 ệ số của công thứ u uốn của dầm òa C cho của các c 4-1 4.8.3. Tính toán k Tính toán Imam et al ** Theo ACI thông thư K=0,00772 t = 0.00772 ** Theo t sợi thép uốn t đư t = 0.0138 Các giá tr 544 và theo Imam nứt danh đ theo kết qu Bảng 4.9 ết quả theo ACI t và khả năngchịu uốn của mặt cắt dầm theo A . -544 (n=0,003) ờng, khi đó cường độ chịu kéo khi uốn và tính được t như sau: .( lf /df)f Fbe =0,00772 . (13/0,2) . 2 . ác giả Imam et al ( cường độ cao (HPC) cấp <100MP ợc tính với hệ số K=0,0138 v .( lf /df).f .Fbe= 0,0138.(13/0,2).2.4,15=7,444 (MPa) ị tính toán mô men u của các tổ hợp dầ ịnh w=0,3mm, w=0,5mm, w=1mm, w=0,01H=2,5mm, w=L ả bảng 4.9: : Kết quả tính toán theo 104 -544 23và Imam et al 43 tính toán cho dầm bê tông c tđược tính với hệ số 4,15=4,164 (MP n=0,0035) được tính cho d a, khi đó cường độ chịu kéo khi à tính được: ốn theo kết quả thí nghi m thí nghiệm tại các điểm thí nghiệm, theo Imam và ACI , 49 CI – 544 và ốt sợi thép a). ầm bê tông cốt ệm, theo ACI- độ mở rộng vết f/4Lc -544 4.8.4. So sánh kh uốn của d * Tr tương ứng với độ mở rộng vết nứt w=0,3mm v theo bảng 4.10 Bảng 4.10 Như vậy:  uốn lý thuyết tính theo ACI ACI chỉ tính cho b thì tính cho bê tông c  thuyết tính theo ACI thuyết tính theo Imam khoảng thức tính 4.8.5. Tính toán Từ công thức (4 suy ra: ߪ௧ ả năng chịu uốn c ầm khitính theo ACI-544 ạng thái so sánh được lấy ở giai đoạn khai thác : Đối chiếu momen kháng kháng uốn tính toán theo Imam và ACI Khả năng chịu uốn lý thuyết – 544 t ê tông cốt thép th ốt sợi thép cường độ cao (HPC) Khả năng chịu uốn thực nghiệm lớn h -544 từ 40% đến 60%; 23% t lại hệ số K trong -1): = ெ೙ି஺ೞ.௙೤.(ௗିೌమ) ௕.(௛ି௘).(೓ మ ା ೐ మ ି ೌ మ ) 105 ủa dầm thí nghiệm với kh 23và Imam et al43,  gi à w=0,5mm. K uốn từ thực nghiệm v -544 tính theo Imam cao hơn ừ 25% -:- 48%. Điều này phù h ường có gia cường cốt sợi thép . ơn khả năng chịu và lớn hơn khả năng chịu uốn ; điều này cho thấy cần điều chỉnh công công thức 4-1 từ kết quả thí nghi ả năng chịu 49 ới hạn cực hạn ết quả tính toán ới momen khả năng chịu ợp do theo còn Imam uốn lý lý ệm (4-15) Và từ công thức tính Suy ra: K Với độ lệ ܵ = ට∑(ఙ Trong đó: n=9: số mẫu thí Kết qủa tí Mtn,t, hệ số K bày trong b Bảng 4.11  K*=0,0051 tham gia ch t = K . ( lf /df) tn=t/f.Fbe.(lf/df) ch chuẩn được tính theo công th ೔ିఙ೟തതത)ଶ ௡ିଵ ߪ௧ഥ = ఙభାఙమା⋯ାఙవଽ nghiệm nh toán theo các công th tn, của các dầm thí nghiệm tại các điểm đặt tr ảng 4.11; : Kết quả tính toán thực nghi Giá trị K* trung bình . Điều này chứng tỏ tại điểm xuất hiện vết nứt đầu ti ịu lực rất nhỏ, mà chủ yếu l 106 . f .Fbe (MPa) ức: ức từ (4-1),… (4-18 ệm tại các điểm danh đ ứng với vết nứt xuất hiện đầu ti à bê tông và cốt thép th (4-16) (4-17) (4-18) ), Các giá trị ưng được trình ịnh đặc trưng ên: ên, cốt sợi ường.  Giá trị K* trung bình  Giá trị K* trung bình 107 ứng với W=0,3mm; K*=0,01516 ứng với W=0,5mm; K*=0,01792  Giá trị K* trung bình  Giá trị K* trung bình 108 ứng với W=1,0mm; K*=0,01598 ứng với W=2,5mm; K*=0,01025 .  Giá tr 4.9. Xây d theo các hư 4.9.1. Xây d nén của các d Hình 4.10 ị K* trung bình ứng với W=L ựng các biểu đồ ( -  ớng dẫn của SETRA / AFGC ựng biểu đồ quan hệ ầm thí nghiệm,hình 4.10 : Biểu đồ quan hệ ứng suấ 109 f/4Lc; K*=0,00924 ) ; (-) ; ( - w) từ kết quả thí nghiệm 42 ứng suất biến dạng ( - t – biến dạng vùng nén các d )bê tông vùng ầm thí nghiệm 4.9.2. Xây d ) của các d Hình 4.11 4.9.3. Xây d dầm thí nghi Hình 4.12 ựng biểu đồ quan hệ gi ầm thí nghiệm,hình 4.11 : Biểu đồ ứng suất – biến d ựng biểu đồ quan hệ ệm, hình 4.12 : Biểu đồ quan hệ giữa ứ dầm thí nghi 110 ữa ứng suất – biến dạng vùng kéo ạng (-) vùng kéo của các t giữa ứng suất – độ võng ng suất - độ võng ( - ) c ệm ( - ổ hợp dầm ( - ) của các ủa các tổ hợp 4.9.4. Xây d w) của các d Hình 4.13 *Nhận xét Như v nghiệm)=1,23K(Imam). Imam là 23%. Từ thấy: Theo công th thông thư nhỏ chỉ b K(ACI) hầu như không phù h cường độ Vớ sợi thép cư 7,4451MPa; h tông cốt s toán thiên v ựng biểu đồ quan hệ ầm thí nghiệm, hình 4.13 : Biểu đồ quan hệ ứng su tổ hợp d kết quả tính toán từ th ậy theo kết qu Giá trị tính toán theo thí nghi kết quả thí nghiệm và tính toán theo các hư ức của ACI-544 do đư ờng, nên cường độ chịu kéo khi u ằng t = 4,581MPa nên h ợp với bê tông c từ 120 – 140MPa. Nên nghiên c i công thức của Imam et al ờng độ cao<100MPa, cư ệ số K(Imam) = 0,0138 có th ợi thép cường độ siêu cao v ề an toàn. 111 giữa ứng suất – độ mở rộ ất – độ mở rộng vết nứt ( ầm thí nghiệm ực nghiệm ả thí nghiệm thì h ệm lớn hơn tính toán theo ớng dẫn c ợc tính toán với bê tông c ốn của bê tông c ệ số K(ACI) = 0,00772 là phù h ốt sợi thép cường đ ứu sinh không xem xét đánh giá. được xem xét tính toán cho bê tông c ờng độ chịu kéo khi uốn c ể xem là phù hợp v ới cường độ từ 120 -140MPa khi tính ng vết nứt (- -w) của các ệ số K*(thí ủa quốc tế cho ốt sợi thép ốt sợi thép khá ợp. Hệ số ộ siêu cao có ốt ủa bê tông t = ới các dầm bê 112 Từ kết quả thực nghiệm, nghiên cứu sinh đề xuất công thức tính cường độ chịu kéo khi uốn của vật liệu bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao có cường độ từ 120-140 MPa trong các dầm chịu uốn là: t = K* . ( lf /df) . f .Fbe (MPa) Với K* = 0,0151 -:- 0,0179 Khi đó cường độ chịu kéo khi uốn (t) = 8,5 -:- 9,65MPa Giá trị tính toán phù hợp với giai đoạn khai thác tính toán, theo các hướng dẫn của Châu Âu (SETRA/AFGC và DIN) và của Mỹ Đối chiếu kết quả phân tích và tính toán từ số liệu thí nghiệm và các kết quả tính toán theo nhiều phương pháp trên thế giới cho thấy rằng kết quả thực nghiệm và đề xuất hệ số K* để tính cường độ chịu kéo khi uốn (t) của bê tông cốt sợi cường độ siêu cao trong dầm chịu uốn là phù hợp với các hướng dẫn trên thế giới36, 42, 43. 4.10. Phân tích ứng xử uốn của dầm cầu dự ứng lực sử dụng bê tông cường độ siêu cao. 4.10.1. Các tiêu chuẩn viện dẫn Trên thế giới hiện nay để tính toán dầm dự ứng lực sử dụng bê tông gia cường cốt sợi cường độ siêu cao có 3 phương pháp đề xuất: Phương pháp thiết kế dựa trên tiêu chuẩn Pháp BPEL (trạng thái giới hạn của kết cấu bê tông DƯL), các tiêu chuẩn của BAEL (trạng thái giới hạn của kết cấu bê tông có cốt) được hướng dẫn bỡi SETRA/AFGC 42; phương pháp tính theo tiêu chuẩn của Đức DIN 1054-1 24 và phương pháp tính theo tiêu chuẩn của Mỹ ACI-54423. Ứng xử kéo của bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao được đặc trưng bằng đường cong kéo nội tại xác định bằng thực nghiệm như đã trình bày ở chương 3và chương 4của luận án này. Khi tính toán có thể sử dụng qui luật (p-w) theo phương pháp của DIN- 1045 (Đức),Hoặc sử dụng quan hệ   ;của SETRA/AFGC (Pháp); Hoặc sử dụng biểu đồ ứng suất khối theo ACI -544 của Mỹ. 113 4.10.2. Các phương pháp phân tích ứng xử uốn dầm cầu bằng bê tông cường độ siêu cao trên thế giới 4.10.2.1. Phương pháp theo hướng dẫn của Pháp (SETRA/AFGC)42 * Chiều dài đặc trưng: Chiều dài đặc trưng lc là một đại lượng cho phép chuyển qui luật ứng xử dạng  -w (ứng suất - độ mở rộng vết nứt) về dạng   (ứng suất – biến dạng), để đơn giản hoá tính toán theo 42:  = (4-19) Giá trị lc phụ thuộc kích thước mặt cắt. Với một mặt cắt chữ nhật hoặc chữ T, có thể lấy lc = 2/3.h, trong đó h là chiều cao của tiết diện. * Tỉ lệ nhỏ nhất của cốt sợi: Để đảm bảo độ dẻo cần thiết của vật liệu khi uốn, cần kiểm tra tiêu chuẩn sau trên đường cong nội tại của vật liệu s = f(w) (4-20) với w là độ mở rộng vết nứt tính bằng mm. Hệ số 2,5 của tiêu chuẩn này sử dụng cho dầm có mặt cắt hình chữ nhật chịu uốn. Trong trường hợp kéo thuần tuý, hệ số này có thể lấy bằng 1. * Giả thuyết tính toán: Các tính toán mặt cắt hiện nay sử dụng hai giả thiết cơ bản sau; - Các mặt cắt luôn luôn phẳng - Ứng suất trong vùng bê tông không nứt tỉ lệ với biến dạng Kết cấu bê tông DƯL: Tùy theo dạng kiểm tra, các giả thiết phụ được chỉ định như sau: a) Tính toán với mặt cắt không nứt (Ig): - Bê tông chịu kéo - Vật liệu không chịu bất cứ một sự trượt tương đối nào cij tj l w E f      410.3 0 28 4 5,2 )( 10.3 1 tfdww 114 Giả thiết thứ hai dẫn đến các ứng suất pháp do tất cả các tác động ngoài các tác động thường xuyên có thể tính được trên toàn bộ mặt cắt đồng nhất. b) Tính toán với mặt cắt nứt: -Vật liệu không chịu bất cứ một sự trượt tương đối nào -Khi biến dạng của bê tông bằng 0 tại vị trí cốt thép, ứng suất kéo có giá trị bằng: *0 nếu là cốt thép thường *spđ + ni sbpđ(với ni = 4) nếu là cốt DƯL,௕௣ௗ đại diện cho ứng suất của bê tông, ở vị trí cốt thép xét dưới ảnh hưởng của các tác động thường xuyên và ứng suất trước với giá trị Pđ. *Ứng suất trong cốt thép thường cũng như sự thay đổi của độ căng trong thép DƯL, xuất hiện sau khi ngừng nén bê tông, được đánh giá từ hệ số tương đương nv = 8 khi không xử lý nhiệt và nv = 5 khi xử lý nhiệt42. Ứng xử của bê tông chịu kéo sau nứt được xác định theo cách sau: *Các điểm đặc trưng tính toántại độ mở rộng vết nứt w=0,3mm, w=0,5mm…được trình bày trong các kết quả thí nghiệm ở chương 4. *Ứng suất tương ứng với một độ mở rộng vết nứt <0,3 mm, (w<0,3), theo qui luật đặc trưng  - w, được xem như cơ sở của cường độ kéo trước khi nứt của bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao. *Ứng xử xét tại (w0,3); được xem là giai đoạn khai thác của kết cấu *Qui luật tính toán được suy ra từ thực nghiệm, trong vùng trước khi nứt, nhờ sự giống nhau của tỉ lệ 1/K, song song với trục của ứng suất, trong đó K là hệ số định hướng với các hiệu ứng tổng quát trong trường hợp kết cấu vỏ, bản, hay sườn rộng, hệ số với các hiệu ứng cục bộ nếu ta tác dụng ứng suất kéo trên cốt sợi trong vùng kích thước thu hẹp (mép thu hẹp của dầm ở giữa nhịp) *Qui luật ứng xử về ứng suất – biến dạng và cường độtheo kết quả thí nghiệm như hình 4.10; 4.11; 4.12 và 4.13 của chương 4. Các kết quả từ thí 115 nghiệm phù hợp với các kết quả của SETRA/AFGC hình 1.20 trang 21 và 1.22 trang 22 chương tổng quan. Các công thức tính toán quan hệ giữa biến dạng và độ mở rộng vết nứt như sau:  ye y f E   (4-21)  0,30,3 y c y fw l E    với 0,3 0,3w mm (4-22)  1%1% y c y fw l E    với 1% 0,01w H (4-23)  với H là chiều cao của lăng trụ thí nghiệm uốn tỉ lệ với kích thước kết cấu  lim 4 f c l l   lr là chiều dài của một cốt sợi (4-24)  lc là chiều dài đặc trưng (2/3h trong trường hợp tổng quát)  bc = 0,6 fcj (4-25)  bt = và 1% = (4-26)  (w) là đường cong nội tại đặc trưng của vật liệu. Trên hình 4.2 và 4.17 chương 4, ứng suất giới hạn với kết cấu dự ứng lực thông thường xét ở độ mở rộng vết nứt là 0,3 -0,5mm; ở những vùng khí hậu bất lợi sử dụng giới hạn < 0,3mm. Với những vùng khí hậu đặc biệt bất lợi sử dụng độ mở rộng vết nứt là 0,1mm. 4.10.2.2. Phương pháp theo DIN-104524 Bản báo cáo của Đức (DIN) mô tả quy trình thử nghiệm và tiêu chuẩn thể hiện ở hình 1.21 trang 22; hình 1.23 trang 23 và hình 1.24 trang 23chương tổng quancho các hướng dẫn về quan hệ ứng suất – độ mở rộng vết nứt, quan hệ ứng suất – biến dạng vùng kéo, quan hệ ứng suất – biến dạng vùng nén của bê tông cường độ siêu cao dưới tác dụng tải trọng uốn để chuyển về quan hệ K w )( 3,0 K w )( %1 ứng suất biến ứng suất ở những vết nứt có chiều rộng 0,5 v Ứng suất ở những điểm quan trọng các phương tr Hệ số nghiệm. Với b Nó có thể đ Thông thư lại kết quả là thiên v được đặc tr tính toán bi Đối với thiết kế theo (ULS) ứng suất trưng bởi ph c dạng[24], [36]. Trong ình như sau: σ 2.0 -3.5‰ = f ctk0,5 σ 25‰ =β . f ctk3,5 β cũng như hệ số 0, ê tông thường hệ số β ph ược lấy từ hình 4.14 Hình 4.14: Biể ờng giới hạn biến dạng v từ thí nghiệm cho thấy với một tỷ lệ f ềtăng sự an toàn. Trong hình 4.14 ưng bởi đường gấp khúc ến dạng vùng kéo theo DIN là 15 Ultimate Limit State. - biến dạng tuân theo quy định ương trình sau:                n c c cdc f 2 11.    với : Ứng suất ứng với biến dạng lớn nhất. 116 đó mối quan hệ ứng suất à 3,5mm đang đư của đường cong đư • 0,37 37 được tính toán dựa tr ụ thuộc vào mối quan hệ f u đồ xác định hệ số β ùng kéo là 25‰. Tuy nhiên tính toán 3.5 / f 0.5 thì thi sự giảm biến dạng f đánh dấu và khi đó tương ‰-20‰ là phù hợp Ở trạng thái giới hạn, của tiêu chuẩn DIN 1.045 20 cc   – biến dạng, ợc xem xét. ợc xác định từ (4-27) (4-28) ên kết quả thí ctk0,5 , 3,5fctk. ết kế được xem 3.5 / f 0.5< - 0.5 ứng với đề xuất . – 1 được đặc (4.29) 117 2c : Biến dạng cuối cùng ứng với thiết kế chỉ định. Hệ số n được lấy từ 1,5 – 1,3 ứng với cấp bê tông từ 100 – 150MPa. Điều này cho thấy một sự chuyển tiếp có quy tắc từ bê tông cường độ cao HPC(cấp 100MPa) đến bê tông cường độ siêu cao có cấp từ 100 - 150 MPa, những kết quả có mối quan hệ tuyến tính, như hình 4.10 của chương 4 Giá trị cường độ chịu nén thiết kế cho phép theo công thức như sau: ,. .85.0 cc ck cd ff   (4-30) Với: c : là hệ số an toàn lấy theo bảng 2 của tiêu chuẩn DIN 1045 -01. , c : hệ số an toàn phụ thêm trong tính toán độ chính xác do quá trình chế tạo và phá hoại giòn của bê tông cường độ cao. 25,1 500/1,1 100,1    ck c f  (4-31) Tùy theo yêu cầu sử dụng, ở Đức đối với những công trình khác nhau sử dụng bê tông cường độ siêu cao, các giá trị c, ’c có thể có các giá trị khác được đề xuất bỡi các cơ quan quản lý chuyên ngành. 4.10.2.3. Phương pháp phân tích ứng xử uốn đối với các dầm cầu bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao theo ACI 544[23] *Nguyên tắc thiết kế Việc thiết kế các dầm I bê tông dự ứng lực từ bê tông cường độ siêu cao tập trung vào các ứng xử uốn và cắt. + Phương pháp phân tích ứng xử uốn theo theoACI-544 cũng phân tích tương tự tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN272-05 của Việt Nam với bê tông cấp từ 30 - 70 MPa với giả thiết ứng suất kéo trong bê tông lấy bằng 0. Quan hệ giữa ứng suất bê tông vùng chịu nén và biến dạng coi là một khối hình chữ nhật tương đương cạnh bằng 1.f’c (1=0,85) phân bố trên một vùng giới hạn bởi mặt ngo trung hoà cách th cáchc ph có cường độ không lớn h hệ số 1 không nh Ở v nhỏ nên b + V cũng cho phép phân tích mặt cắt theo tương đương nhưng do hình 4.16 Hình 4.16: Bi + Kh dẫn tạm thời của SETRA / mặt cắt theo mô h ài cùng chịu nén của mặt cắt v ớ chịu nén ngoài ải tính vuông góc với trục trung ho ơn 28MPa. V giảm đi theo tỷ lệ 0,05 cho t ỏ hơn trị số 0,65, hình 4.15 Hình 4.15: Biểu đồ khố ùng kéo do cường độ chịu kéo khi uốn của b ỏ qua. ới bê tông cường độ cao ứng xử giòn nên h ểu đồ khối ứng suất c i thiết kế các dầm bằng b AFGC Pháp ình ứng suất khối h 118 à đường thẳng song song với trục cùng một khoảng cách a= à. Hệ số 1=0,85 đ ới bê tông có cường độ lớn h ừng 7MPa vượt quá 28MPa, nh i ứng suất của bê tông thư ê tông truy (HPC) theo hướng dẫn của ACI cũng cho mô hình ứng suất khối ệ số 1=0,75. Hệ số ủa bê tông cốt sợi cường đ ê tôngcường độ siêu cao, và của ACI-544 vẫn cho phép phân tích ình chữ nhật tương đương. 1.c. Khoảng ối với bê tông ơn 28MPa, ưng ờng ền thống là hình chữ nhật 1=0,65, như ộ cao HPC theo các hướng 119 Các kết quả nghiên cứu gần đây trên thế giới cho thấy rằng các ứng xử uốn và cắt của các dầm I dự ứng lực sử dụng bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao có thể được mô hình hoá thông quá các bước phân tích như đối với bê tông cốt sợi thép truyền thống và bê tông cường độ cao. Điều khác biệt ở đây là các hệ số của mô hình khối chữnhật ở vùng nén cần điều chỉnh và bổ sung thêm ứng suất kéo của bê tông cốt sợi. Ứng suất kéo của bê tông cốt sợi cần được xác định thông qua các thí nghiệm (đã được trình bày trong chương 3 và chương 4 của luận án này). Theo ACI -544, biểu đồ ứng suất biến dạng của dầm được trình bày ở hình 4.1 chương 4 của luận án này. Các hệ số 1 và 1 được điều chỉnh như sau. Hệ số 1=0,85 do sự tăng tính dẻo của vùng nén bê tông cường độ siêu cao được gia cường cốt sợi thép. Hệ số 1=0,65 được tính thông qua cân bằng lực. Trị số biến dạng tối đa của vùng nén c=3,5‰, hệ số biến dạng vùng kéo gây kéo đứt cốt sợi là 25‰. Hệ số biến dạng vùng kéo thiết kế theo hướng dẫn của thế giới là 10 - 15‰ *Phân tích ứng xử uốn dầm cầu theo ACI -544. Việc thiết kế một dầm I bê tông cốt sợi cường độ siêu cao dự ứng lực chịu uốn chỉ yêu cầu hai yếu tố: - Thứ nhất, việc phân tích gần đúng ứng xử ứng suất – biến dạng của bê tông cốt sợi cường độ siêu cao. - Thứ hai, các trạng thái về các ứng xử uốn có thể xảy ra cần phải được lường trước (ứng xử trước nứt hoặc sau nứt ở trạng thái khai thác hoặc trạng thái cực hạn). Việc xác định một giá trị gần đúng tương đối chính xác của ứng xử ứng suất – biến dạngbê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao tuỳ thuộc vào kết cấu và các giới hạn thiết kế được quy định trước theo các tiêu chuẩn được quy định bỡi ACI và được xây dựng thông qua thực nghiệm. Trong trường hợp không cho phép vết nứt xuất hiện trong thời gian đặt tải trọng khai thác thì dầm có thể được thiết kế một cách dễ dàng bằng các 120 bước thiết kế thông thường khi sử dụng các kết quả thí nghiệm hoặc các công thức tính đổi gần đúng về mô đun đàn hồi và cường độ nứt khi kéo của bê tông cốt sợi cường độ siêu cao thông qua cường độ chịu nén và hàm lượng cốt sợi thép theo thể tích (Các công thức của ACI và Imametal.). Trường hợp cho phép xuất hiện một số lượng nhỏ các vết nứt trong quá trình đặt tải khai thác thì một giá trị cường độ kéo sau nứt cần phải được xác định thông qua các thí nghiệm phân tích ứng xử uốn trên dầm hoặc sử dụng một trị số quy định theo tiêu chuẩn 23 Khi xét ở trạng thái tải trọng cực hạn, ứng xử ứng suất – biến dạng khi kéo và khi nén bao gồm: một biến dạng kéo đủ lớn là nguyên nhân dẫn đến sự kéo tuột của cốt sợi; một chuổi giá trị cường độ kéo giới hạn liên quan đến bất kỳ biến dạng nào nhỏ hơn biến dạng gây kéo tuột cốt sợi, và một cường độ nén giới hạn của vật liệu Ứng xử ứng suất – biến dạng dọc trục gần đúng của bê tông cốt sợi cường độ siêu cao có thể được mô tả theo 2 điều kiện sau: Thứ nhất, bê tông cốt sợithép cường độ siêu cao có thể được giả định có ứng xử đàn hồi tuyến tính khi nén lên đến 0,85 lần cường độ chịu nén. Hệ số an toàn được lấy bằng 1,25 theo hướng dẫn của RILEM và DIN. Các tiêu chuẩn Mỹ lấy hệ số an toàn bằng 1. Thứ hai, khi kéo bê tông cốt sợi cường độ siêu caocó thể được giả định có ứng xử đàn hồi -dẻo với giá trị cường độ chịu kéo khi uốn được xác định thông qua thí nghiệm hoặc một tỷ lệ gần đúng so với cường độ nén đảm bảo các giá trị biến dạng này phải nhỏ hơn biến dạng kéo tuột cốt sợi. theo ACI- 544, trị số biến dạng này thông thường là 10‰ Theo các hướng dẫn của Pháp (SETRA/AFGC), biến dạng được xét ứng với độ mở rộng vết nứt đầu tiên là 0,05mm, biến dạng giới hạn sử dụng bình thường ứng với độ mở rộng vết nứt là 0,3mm và biến dạng tối đa trong tính toán là 150/00. Biến dạng giới hạn gây kéo tuột cốt sợi là 250/00. 121 Như vậy, việc thiết kế dầm dự ứng lực I bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao theo biến dạng tuyến tính dựa trên các cơ sở phân tích tương tự là có thể thực hiện được 4.10.3. Các số liệu từ thực nghiệm phục vụ cho việc phân tích ứng xử uốn của dầm cầu dự ứng lực bằng bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao Từ kết quả thí nghiệm vật liệu bê tông (chương 3) và kết quả thí nghiệm dầm ở mục 4.8 và 4.9chương 4. Cho phép lập được bảng dữ liệu phục vụ cho phân tích ứng xử uốn của dầm I theo các hướng dẫn của Pháp (SETRA/AFGC), Đức (DIN) và của Mỹ (ACI-544).Giới hạn đề tài, chỉ phân tích ứng xử của dầm với tác dụng của tỉnh tải, các tải trọng lặp, dao động, tải trọng va chạm chưa xem xét trong đề tài, như bảng 4.12 Bảng 4.12: Các giá trị tính toán của bê tông cường độ 130MPa GIÁ TRỊ TÍNH TOÁN CỦA BÊ TÔNG CƯỜNG ĐỘ 130MPa Tên hạng mục Ký hiệu Giá trị tính toán Giá trị theo kết quả thí nghiệm vật liệu Cường độ nén f’c 110MPa 139 MPa Hệ số điều chỉnh cường độ nén 1 0,85 0,85 Cường độ chịu kéo khi uốn ứng với xuất hiện vết nứt đầu tiên  4,5 MPa (w=0,05) 9,8 -12MPa (w=0,05mm) Cường độ chịu kéo khi uốn ứng với xuất hiện vết nứt w=0,3mm  (w=0,3) 8,5 MPa 11,12 – 16,76 MPa Cường độ chịu kéo khi uốn ứng với với trạng thái giới hạn cực hạn  (max) 9,80 MPa 14,8 – 24,22 MPa Biến dạng vùng nén phục vụ tính toán n 3,5‰ 3,5‰ Biến dạng vùng kéo phục vụ tính toán k 10‰ 20‰ Mô đun đàn hồi vật liệu E 50 GPa 45 -55 GPa Thể tích cốt sợi thép sử dụng Vt 2% 2% Mô hình dẫn của Pháp Hình 4.17 nghi 4.10.4. Kh Để xác định việc tăng c cường độ si vào những cốt sợi tăng c cắt như sau Vn Với: Sức kháng cắt của fV Với: p K : h Wlim σ(w): đ ứng suất biến dạng t (SETRA /AFGC) như h : Biểu đồ ứng xử ứng su ệm để thiết kế uốn cho d ả năng chống cắt của bê tông c ường êu cao bao gồm: sức kháng c ường. Theo SETRA : = V Rb + V a + V f V Rb - sức kháng cắt của b V a- sức kháng cắt do cốt thép V f - sức kháng cắt của cốt sợi. cốt sợi có thể đ ubf pS   tan. .  p : ứng suất chịu kéo của b dww wK w .)(.1.1 lim 0lim   . ệ số định hướng của sợi. K=0,75 : max (wu; 0,3mm), trong đó w ặc tính sức kháng nứt với bề rộng vết nứt w (theo thí nghiệm). 122 ừ kết quả thí nghiệm được l ình 4.17 ất – biến dạng dọc trục t ầm I bê tông cường độ ốt sợi thép cường đ của cốt sợi thép sức kháng cắt của b ắt do bê tông, sức kháng cắt do /AFGC công thức tính sức kháng ê tông. đai ược tính theo công thức sau ê tông cốt sợi. u = lc . εu và lc … đặc tính chiều d ập theo hướng ừ kết quả thức siêu cao ộ siêu cao ê tông thêm (4-32) 10: (4-32) (4-33) ài. 123 S: diện tích mặt cắt ngang của bê tông cốt sợi. S= 0,9 b0.d hoặc b0.z với mặt cắt dạng chữ nhật và chữ T S= 0,8 (0,9d2) hoặc 0,8z2 với mặt cắt dạng tròn bf: hệ số an toàn cho bê tông vùng chịu kéo lấy bằng 1,5 βu : góc của thanh chịu nén nhỏ hơn 300 *Điều kiện Vu <Vn (3-34) Trong đó  hệ số sức kháng cắt, =1 Các khái niệm tương tự đã được đề xuất trong hướng dẫn thiết kế của Đức cho sợi thép cụ thể 24, 39. Các kết quả thí nghiệm đã đạt được ở Đức (Fehling và Schmidt 2004 35, 36) cũng cho những kết quả tính toán tương tự. 4.10.5. Phân tích sức kháng uốn của dầm cầu bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao dự ứng lực cấp 130MPa 4.10.5.1. Công thức tính toán Mặt cắt hình chữ I chịu uốn dọc trục, phương trình sức kháng uốn danh định của mặt cắt có thể xác định theo ACI-544 23 , 42như sau: ܯ௡ = ܣ௣௦. ௣݂௦. ቀ݀௣ − ௔ଶቁ + ܣ௦. ௬݂ . ቀ݀௦ − ௔ଶቁ − ܣ௦ᇱ . ௬݂ᇱ. ቀ݀௦ᇱ − ௔ଶቁ +0,8. ௖݂ᇱ. (ܾ − ܾ௪). 0,65.ℎ௙ . ቀ௔ଶ − ௛೑ଶ ቁ + ߪ௧ . ܾ௪ . (ℎ − ݁). ቀ௛ଶ + ௘ଶ− ௔ଶቁ (4-35) Trong đó: Aps: diện tích thép dự ứng lực (mm2) fps: ứng suất trung bình trong cốt thép dự ứng lực ở sức kháng uốn danh định dp : khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép DƯL (mm) As : diện tích cốt thép chịu kéo không dự ứng lực (mm2) fy : giới hạn chảy quy định của cốt thép (MPa ) ds : khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo không dự ứng lực (mm) A’s : diện tích cốt thép chịu nén (mm2) f’y : giới hạn chảy của cốt thép chịu nén (MPa ) d’s : khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu nén (mm) f’c : cường độ chịu nén quy định của bê tông 28 ngày (MPa ) 124 b : bề rộng mặt chịu nén của cấu kiện (mm) bw : chiều dày của bản bụng (mm) hf : chiều dày của bản cánh chịu nén của dầm I hoặc T (mm) a : chiều dày của khối ứng suất tương đương (mm) t : ứng suất kéo trong bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao e : khảng cách từ mép trên đến khối ứng suất kéo do cốt sợi c: khoảng cách từ mép trên của dầm đến trục trung hoà h: chiều cao dầm 4.10.5.2. Đặc tính dầm tính toán Hiện nay, ở Việt Nam đang sử dụng phổ biến loại dầm dự ứng lức I có chiều dài L=33m, h=1,65m được thiết kế theo tiêu chuẩn 22TCN272-05. Nghiên cứu sinh thực hiện phân tích khả năng chịu uốn của 4 loại dầm cầu mặt cắt I, chiều dài 33m, đặc tính của các loại dầm theo bảng 4.13 Bảng 4.13: Đặc tính dầm tính toán Loại dầm Ký hiệu Chiều cao (mm) Cấp bê tông (MPa ) Cốt thép DUL (bó) Hàm lượng cốt sợi thép (%) theo V 1 D33-40 1650 40 5 0 2 D33-70F 1650 70 5 2 3 D33-130F 1650 130 5 2 4 D33-130-hF 1100 130 5 2 4.10.5.3. Tải trọng thiết kế */ Tĩnh tải - Trọng lượng bản thân dầm chủ - Tĩnh tải dầm ngang - Tĩnh tải bản mặt cầu - Tĩnh tải lề bộ hành và lan can - Tĩnh tải lớp phủ mặt cầu. 125 */ Hoạt tải Hoạt tải xe ôtô thiết kế: Theo điều 3.6.1.2 Tiêu chuẩn 22TCN272-05, hoạt tải xe ôtô trên mặt cầu là HL-93. Tải trọng bộ hành Đối với tất cả đường bộ hành rộng hơn 600m phải lấy tải trọng người đi bộ bằng 3x10-3 MPa và phải tính đồng thời cùng hoạt tải xe thiết kế. 4.10.6. Mô tả mặt cắt ngang dầm I(theo bảng 4.14 và 4.15) Bảng 4.14: Kích thước mặt cắt ngang dầm I. L = 33m , h = 1,65m KÍCH THƯỚC MẶT CẮT NGANG Chiều dài dầm chủ 33000 mm Chiều cao dầm chủ(h) 1650 mm Bề dầy sườn dầm 200 mm Kích thước bầu dầm Bề rộng bầu dầm 650 mm Chiều cao bầu dầm 250 mm Vút bầu dầm Y 200 mm Z 225 mm Kích thước bản cánh trên Bề rộng bản cánh trên 850 mm Chiều cao bản cánh trên 120 mm Vút bản cánh trên Y 110 mm Z 325 mm Kích thước gờ kê ván khuôn cố định Y 80 mm Z 100 mm Bảng 4.15: Kích thước mặt cắt ngang dầm I, L = 33m, h = 1,10 m 650 850 80 15 0 20 0 25 0 200 225225 12 0 11 0 16 50 650 126 KÍCH THƯỚC MẶT CẮT NGANG Chiều dài dầm chủ 33000 mm Chiều cao dầm chủ(h) 1100 mm Bề dầy sườn dầm 200 mm Kích thước bầu dầm Bề rộng bầu dầm 650 mm Chiều cao bầu dầm 250 mm Vút bầu dầm Y 200 mm Z 225 mm Kích thước bản cánh trên Bề rộng bản cánh trên 850 mm Chiều cao bản cánh trên 120 mm Vút bản cánh trên Y 110 mm Z 325 mm Kích thước gờ kê ván khuôn cố định Y 80 mm Z 100 mm 4.10.7. Vật liệu chế tạo dầm(bảng 4.16) Bảng 4.16: Đặc tính vật liệu chế tạo dầm Đặc tính vật liệu Đơn vị Ký hiệu D33-40 (h=1650) D33-70 (h=1650) D33-130 (h=1650) D33-130h (h=1100) Tỷ trọng của bê tông Kg/m3 yc 2500 2500 2500 2500 CĐ chịu nén MPa fc' 40 70 130 130 Cường độ chịu kéo khi uốn khi xuất hiện vết nứt bê tông MPa  0 1,5 4,5 4,5 Cường độ chịu kéo khi uốn khi độ mở rộng vết nứt bê tông MPa  0 5,0 8,50 8,50 650 850 80 15 0 20 0 25 0 200 225225 12 0 11 0 16 50 650 11 00 127 Đặc tính vật liệu Đơn vị Ký hiệu D33-40 (h=1650) D33-70 (h=1650) D33-130 (h=1650) D33-130h (h=1100) w=0,3mm Cường độ chịu kéo khi uốn lớn nhất bê tông MPa (max) 0 8,0 24,2 24,2 Mô đun đàn hồi bê tông MPa Eb 30000 40000 50000 50000 Giới hạn cường độ của thép thường MPa fy 350 350 350 350 Giới hạn cường độ của cốt sợi thép MPa F sợi 0 2000 2000 2000 4.10.7.1. Cáp cường độ cao(theo bảng 4.17) Bảng 4.17: Đặc tính vật liệu cáp cường độ cao Đặc tính vật liệu Đơn vị Ký hiệu Cáp 15,2 mm, tiêu chuẩn ASTM Cường độ chịu kéo MPa fpu 1860,0 Giới hạn chảy của cốt thép DƯL MPa fpy 1667,0 Số bó cáp CĐC Bó 5 Số tao cable trong 1 bó Tao 7 Diện tích 1 tao cable cm2 1,4 Đường kính ống tạo lỗ cm 6,5 Mô đun đàn hồi cable MPa Ep 197000 4.10.7.2. Kích thước, các đặc trưng hình học và bố trí cáp cho dầm D33- 130h (chiều cao dầm h=1100mm) * Tổng cộng sử dụng 5 bó cáp như dầm truyền thống và được bố trí theo dạng Parabol theo phương trình sau:ݕ௜ = (݂ + ܿ) − ସ.௙.(௟ି௫)௟మ Trong đó: - Gốc tọa độ tại điểm đáy dầm bên trái (0,0) - f: độ võng lớn nhất giữa nhịp - C: Khoảng cách từ điểm võng nhất đến đáy dầm - (X - L: Kho - Lp: (X Góc chuy 4.10.7.3. I33m H=1,1m *Kích thư Hình 4.19 i,Yi): Tọa độ điểm đang xét ảng cách thực 2 đầu cáp theo ph 2-X1) Khoảng cách 2 điểm tính ển hướng theo chiều d Chiều dài nhịp (L nhịp) Chiều dài tính toán (L tính toán) Chiều dài cáp (L cáp) Sơ đồ bố trí cáp dọc dầ Hình 4.18: Sơ đồ bố ớc và các đặc trưng hình h : Các đặc trưng h 128 ương X ài Xi = tan(∝) = ସ.௙.(ଵି ௅ 33000 mm 32300 mm 32700 mm m và các đặc trưng hình h trí cáp dọc dầm h=1,1m ọc mặt cắt ngang của dầm H=1,1m ình học mặt cắt đầu dầm మ೉೔ ಽ ) ọc của dầm h=1,1m Hình 4.20: Các 4.10.8. N *Sử dụng phương pháp tính toán đã được trình bày tại phần sức kháng uốn danh định theo công thức Trong đó * Kiểm tra s *Tính toán đ Độ võng t Độ võng t Kết quả tính toán theo b Độ v đặc trưng h ội dung và kết quả tính toán Mu ≤ Mn :  - hệ số sức kháng uốn, ức kháng cắt danh định Vu < ộ võng của dầm theo TCN Hình 4.21: Sơ đồ tính độ ức thời do hoạt tải ở vị trí gi ại các vị trí khác: ∆= ௉.௅య ଺.ா.ூ. ảng 4.18 (tính cho d õng do tỉnh tải: ∆= ହ.ௐ.௅ ଷ଼ସ.ா 129 ình học mặt cắt giữa dầm h=1,1m 4.10 : (4.36)  = 1 Vn theo công thức (4 272-05 (tính cho dầm D33 võng của dầm theo TCN ữa nhịp ∆= ௉.௅య ସ଼.ா.ூ ௅ (ܮଶ − ܾଶ − ݔଶ) ầm d33-130h; H=1100mm): ర.ூ .6. Kiểm tra -34) -130h; 272-05 (4.37) (4.38) (4.39) 130 Kết quả tính toán theo bảng 4.19 Bảng 4.18: Kết quả tính toán độ võng do hoạt tải dầmH=1100mm Hoạt tải P (KN) L (mm) X (mm) b (mm) E (MPa) I (mm4)  (mm) Trục 1 35 32300 16150 11850 50000 2,07E+11 1,82 Trục 2 145 32300 16150 16150 50000 2,07E+11 8,22 Trục 3 145 32300 16150 20450 50000 2,07E+11 6,89 Cộng 16,97 Bảng 4.19: Kết quả tính toán độ võng do tĩnh tải dầm H=1100mm Tải trọng W (N/mm) L (mm) E (MPa) I (mm4)  (mm) Do trọng lượng bản thân 16,6 32300 50000 2,07E+11 10,81 Do ván khuôn 3,5 32300 50000 2,07E+11 1,70 Do bản mặt cầu 12,0 32300 50000 2,07E+11 5,26 Do lan can tay vịn 7,13 32300 50000 2,07E+11 3,50 Tổng cộng 21,27 Độ võng cho phép =L/800=40,375mm. Độ võng do tĩnh tải hoàn toàn có thể khắc phục được khi thiết kế độ vồng của dầm trong giai đoạn chế tạo dầm. Giả định cầu bố trí 2 làn xe gồm 6 dầm, hệ số phân bố độ võng =0,75 Vậy độ võng của hoạt tải: =16,97*0,75=12,75mm< đạt yêu cầu Tính toán sức kháng cắt có xét đến sự tham gia của cốt sợi thép theo hướng dẫn của hiệp hội kỹ sư xây dựng Pháp như mục 4.10.4 Kết quả tính toán cho cácdầm theo bảng 4.20 131 Bảng 4.20: Bảng kết quả tính toán cho các dầm Tham số D33-40 (h=1650) D33-70F (h=1650) D33-130 (h=1650) D33-130h (h=1100) 272-05 272-05 ACI 544 AFGC ACI 544 AFGC ACI 544 Hệ số an toàn 1,43 1,3 1,3 1,25 1,25 1,25 1,25 f'c 34 60 60 110,00 110,00 110,00 110,00 E 30000 40000 40000 50000 50000 50000 50000 (w=0,3) 0 0 5 8,5 8,5 8,5 8,5 (max) 0 0 8 24,2 24,2 24,2 24,2 1 0,75 0,65 0,65 0,65 0,65 0,65 0,65 b 2200 2200 2200 2200 2200 2200 2200 h 1650 1650 1650 1650 1650 1100 1100 bw 200 200 200 200 200 200 200 c 305,323 143,842 143,842 99,006 99,006 97,907 97,907 a 228,993 93,497 93,497 64,354 64,354 63,640 63,640 e - 435,977 206,515 435,977 435,977 290,651 290,651 Mn 1,19E+10 1,48E+10 1,41E+10 2,16E+10 2,08E+10 1,46E+10 1,52E+10 Mu 6,03E+09 6,03E+09 6,03E+09 6,03E+09 6,03E+09 5,52E+09 5,61E+09 Mn/Mu 1,96 2,46 2,33 3,57 3,44 2,64 2,70 Tăng so với dầm I33-40 1,25 1,19 1,82 1,75 1,34 1,37 ΦVn 1,57E+06 2,03E+06 2,67E+06 2,06E+06 Vu 8,23E+05 8,86E+05 8,91E+05 9,88E+05 9,04E+05 ΦVn/Vu 1,90 2,29 2,70 2,27 Tăng so với dầm I33-40 1,20 1,42 1,19 Từ kết quả tính toán xây dựng được biểu đồMn/Mu ; Vn/Vu khi cấp bê tông và chiều cao dầm thay đổinhư nhình 4.23; 4.24 Hình 4.2 Hình 4.2 Như v độ siêu cao có bổ sung sức kháng uốn của v Kết quả phân tích số với dầm I33 có gia c thấy cốt sợi thép có đóng tính toán s Với dầm có c bê tông t chịu nén 40 70MPa) và tăng 2: Biểu đồ Mn/Mu khi 3: Biểu đồ Vn/Vu khi c ậy việc tính toán dầm cầu theo các tiêu chuẩn thiết kế cầu của SE ùng ch góp rõ ràng ức kháng uốn là chấp nhận đ ùng chiều cao h=1,65m, k ừ 70 đến 130 MPa; so sánh v MPa, thì sức kháng uốn của đến 1,75 lần (với b 132 cấp bê tông và chiều cao d ấp bê tông và chiều cao d dự ứng lực bê tông cốt sợi thépc TRA/AFGC và ACI ịu kéo của bê tông là kh ường 2% cốt sợi thép cho vào việc tăng sức kháng uốn v ược. hi tăng cường độ chịu né ới bê tông truyền thống dầm tăng từ 1,20 (v ê tông cấp 130MPa). Khả ầm thay đổi ầm thay đổi ường -544 ả thi. à kết quả n của có cường độ ới cấp bê tông năng chống cắt 133 của dầm cũng tăng lên khoảng 20% (với bê tông cấp 70MPa) và tăng lên 42% (với bê tông cấp 130MPa). Như vậy nếu cùng chiều cao dầm h=1,65m thì sức kháng uốn của dầm bằng bê tông cường độ siêu cao cấp 130MPa tăng 1,75 lần, sức kháng cắt tăng 42% so với dầm bê tông truyền thống. Khi giảm chiều cao dầm xuống còn h=1,1m, sức kháng uốn của dầm bằng bê tông cốt sợi siêu cường độ (f’=130MPa) tăng 1,37 lần so với dầm truyền thống, sức kháng cắt vẫn cao hơn dầm truyền thống 20%; độ võng tính toán theo TCN272-05 cho thấy độ võng do hoạt tải =12,75mm<=40,375mm của dầm vẫn đạt yêu cầu về độ võng. 4.11. Kết luận chương 4 -Về thực nghiệm: Nghiên cứu sinh đã thực hiện thí nghiệm trên 9 dầm (kích thước 125 x 250 x 2400mm) theo tiêu chuẩn ACI -544. Lập ra các biểu đồ quan hệ tải trọng – độ võng (P-); Tải trọng - độ mở rộng vết nứt (P-w); và ứng suất - biến dạng (-) để phục vụ cho tính toán dầm. -Đã tính toán cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao tại các trạng thái độ mở rộng vết nứt danh định. Đề xuất công thức  thiết lập từ thí nghiệm là: =K*.(lf/df).f.Fbe (MPa) Với K*=0,0159 -:-0,0179 -Đã xây dựng mô hình tính toán phục vụ cho phân tích ứng xử uốn của dầm cầu theo hướng dẫn của Châu Âu. Sử dụng mô hình của ACI-544 và cường độ chịu kéo khi uốn thực nghiệm từ 8,5 -:- 9,65MPa -Phân tích ứng xử uốn dầm cầu I33 với bê tông cốt sợi thép cường độ từ 120 -:- 140MPa cho thấy có thể giảm chiều cao dầm cầu từ 1,65m xuống còn 1,1m (giảm 33%) mà vẫn đảm bảo khả năng chịu uốn, cắt và độ võng. Kết quả tính toán phù hợp với các kết quả tính toán ở Hoa Kỳ 45, 46 chiều cao dầm cầu giảm còn 1,0m, và của Châu Âu (Pháp) và Hàn Quốc42,43 giảm còn 1,05m nên chấp nhận được. 134 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 1. KẾT LUẬN Sau khi nghiên cứu thành phần, tính chất cơ học, phân tích ứng xử uốn và xác định công thức tính cường độ chịu kéo khi uốn của dầm bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao, nghiên cứu các phương pháp thiết kế kết cấu dầm dự ứng lực sử dụng bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao trên thế giới và ứng dụng phân tích ứng xử uốn vào kết cấu là dầm cầu sử dụng bê tông cường độ siêu cao có thể đưa ra các kết luận sau: 1.1. Nghiên cứu sinh đã cùng nhóm nghiên cứu trường Đại học Giao thông Vận tải đã tìm ra mỏ đá Quarzt tại Thanh Sơn – Phú Thọ và đã chế tạo ra cát Quarzt, bột Quarzt phù hợp với các hướng dẫn trên thế giới. 1.2.Từ vật liệu trong nước chế tạo bê tông cường độ siêu caocó cường độ nén từ 120 – 140MPa với thành phần cấp phối như ở bảng 1 Bảng 1: Thành phần vật liệu bê tông cường độ siêu cao Xi măng Cát quarzt Bột Quarzt Muội Silic Phụ gia siêu dẻo Sợi thép Nước 1 1,011 0,133 0,230 0,025 0,177 0,241 1.3. Các kết quả thí nghiệm cho thấy các tính năng của bê tông cường độ siêu cao nghiên cứu được như ở bảng 2 Bảng 2: Các chỉ tiêu cơ lý của bê tông cường độ siêu cao Hạng mục Giá trị Cường độ nén đặc trưng (28 ngày tuổi), MPa 139 Cường độ chịu kéo khi uốn đặc trưng tại xuất hiện vết nứt đầu tiên, MPa 12,06 Cường độ chịu kéo khi uốn đặc trưng max, MPa 24,22 Cường độ chịu kéo khi uốn ứng vớ =10mm, MPa 3,9 Mô đun đàn hồi (GPa) Eđh=46,2 -:- 49,3 Độ sụt (cm) 23 Độ chảy lan (cm) 64 135 1.4.Mô hình ứng suất – biến dạng phục vụ cho tính toán được lập theo hướng dẫn của Châu Âu với cường độ nén đặc trưng từ 119 – 139 MPa, biến dạng 1 = 2%, 2 = 3,5‰, mô đun đàn hồi: 46,2 – 49,3 GPa. Xác định cường độ chịu kéo uốn đặc trưng theo biến dạng ứng với độ mở rộng vết nứt 0,05 ; 0,3 và 2,55 mm. 1.5. Nghiên cứu từ thực nghiệm sự làm việc của dầm bê tông cốt thép với bê tông cường độ siêu cao (139MPa), sử dụng cốt sợi thép cường độ cao R=20000MPa, d=0,2mm, l=13mm, hàm lượng cốt sợi 2% theo thể tíchđược kết quả sau 1.5.1.Xây dựng các biểu đồ về các mối quan hệ (P - ); ( - ); ( - w) tại các điểm CMOD (độ mở rộng vết nứt danh định) theo kết quả thí nghiệm để phục vụ thiết kế cầu. Phân tích ứng xử uốn từ các dầm thí nghiệm, đề xuất công thức tính.Công thức  thiết lập từ thí nghiệm là: =K*.(lf/df).f.Fbe (MPa) Với K*=0,0159 -:-0,0179 1.5.2. Nghiên cứu sử dụng phương pháp tính toán kết cấu dầm cầu bằng bê tông cường độ siêu cao theo phương pháp (-) SETRA/AFGC và của ACI 544 với =8,5MPa 1.6.Phân tích số về sức kháng uốn theo trạng thái giới hạn kết cấu dầm cầu mặt cắt chữ I, L = 33m, với bê tông cường độ siêu cao (139MPa) cốt sợi thép cho thấy cốt sợi thép làm tăng sức kháng uốn của dầm lên 1,82 lần, chiều cao của dầm cầu giảm từ 1,65m xuống còn 1,1m (giảm 33%). ( Mỹ tính toán giảm còn 1,0m 45, 46; Pháp và Hàn Quốc tính toán giảm còn 1,05m42,43) 1.7. Các điều trên là minh chứng đầu tiên rằng có thể ứng dụng bê tông cường độ siêu cao gia cường cốt sợi thép vào kết cấu cầu. Các tài liệu thí nghiệm có thể dùng để tham khảo cho các nhà nghiên cứu về vật liệu bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao. 136 2. KIẾN NGHỊ 2.1.Có thể ứng dụng bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao vào kết cấu dầm cầu, sản xuất bản mặt cầu lắp ghép hoặc các khu vực cục bộ cần tăng cường khả năng đặc biệt cho kết cấu cầu. 2.2.Có thể sử dụng phương pháp thí nghiệm, mô hình tính toán đã lập để tính toán kết cấu dầm cầu. 3. CÁC HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO 3.1.Cần nghiên cứu phân tích ứng xử của kết cấu với bê tông cường độ siêu cao cốt sợi thép khi chịu tải trọng va chạm và tải trọng lặp. 3.2.Về kết cấu, cần nghiên cứu ứng xử của bản và phương pháp tính toán kết cấu bản trên nền đàn hồi để phục vụ cho thiết kế các loại đường đặc biệt. 3.3.Cần nghiên cứu về khả năng chống phóng xạ, chống ăn mòn, xâm thực của bê tông cốt sợi thép cường độ siêu cao để sử dụng trong các công trình đặc biệt khác./. 137 CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC Đà CÔNG BỐ 1. Kết cấu bê tông cường độ cao dự ứng lực ngoài và ứng dụng trong xây dựng cầu GS.TS Phạm Duy Hữu; Ths. Trần Quang Tuấn; Ths. Nguyễn Lộc Kha - Tạp chí số 10/2009 - Tạp chí Cầu, đường Việt Nam 2. Nghiên cứu phát triển công nghệ bê tông cường độ rất cao trong kết cấu cầu: Phạm Duy Anh, Nguyễn Lộc Kha tạp chí số 28 tháng 12/2009 - Tạp chí khoa học GTVT. 3. Nghiên cứu vật liệu chế tạo bê tông cường độ siêu cao (UHPC) - Tạp chí Giao thông Vận tải số 07 ngày 07/2011 Cùng với các tác giả GS.TS Phạm Duy Hữu; TS. Phạm Thanh Sang; TS Phạm Duy Anh. 4. Tham gia thực hiện đề tài Nghiên cứu khoa học cấp Bộ: Nghiên cứu công nghệ chế tạo bê tông cường độ cao và ứng dụng trong kết cấu cầu và nhà cao tầng (UHSFRPC); Tác giả: GS.TS Phạm Duy Hữu, TS.Phạm Duy Anh, TS. Nguyễn Thanh Sang, NCS Nguyễn Lộc Kha năm 2012 5.Nghiên cứu tính toán khả năng chịu uốn của dầm bê tông cốt thép với bê tông cốt sợi thép siêu cường độ (UHPC), - Tạp chí Giao thông Vận tải số 3/2013; Tác giả: TS. Phạm Duy Anh, NCS. Nguyễn Lộc Kha TÀI LIỆU THAM KHẢO Tiếng Việt 1 TS. Phạm Duy Anh, Th.S.Nguyễn Lộc Kha (2009).“Nghiên cứu phát triển công nghệ bê tông cường độ rất cao trong kết cấu cầu”,Tạp chí khoa học GTVT số 28. 2 TS. Phạm Duy Anh, Th.S. Nguyễn Lộc Kha (2013). “Nghiên cứu tính toán khả năng chịu uốn của dầm bê tông cốt thép với bê tông cốt sợi thép siêu cường độ (UHPC),” Tạp chí KH Giao thông Vận tải tạp chí số 41,. 3 GS.TS Phạm Duy Hữu; TS. Phạm Thanh Sang; TS. Phạm Duy Anh, Th.S. Nguyễn Lộc Kha (2011). “Nghiên cứu vật liệu chế tạo bê tông cường độ siêu cao (UHPC)”,Tạp chí Giao thông Vận tải số 07,. 4 GS.TS Phạm Duy Hữu, TS.Phạm Duy Anh, TS.Nguyễn Thanh Sang, Th.S. Nguyễn Lộc Kha (năm 2012). Nghiên cứu công nghệ chế tạo bê tông cường độ siêu cao và ứng dụng trong kết cấu cầu và nhà cao tầng (UHSFRPC), Đề tài nghiên cứu khoa học cấp Bộ. 5 GS.TS.Phạm Duy Hữu, Nguyễn Ngọc Long, Đào Văn Đông , Phạm Duy Anh (năm 2009).Bê tông cường độ cao và bê tông chất lượng cao,Nhà xuất bản Giao thông Vận tải. 6 GS.TS.Phạm Duy Hữu, Nguyễn Bảo Khánh, Đặng Thùy Chi (năm 2007). Thử nghiệm vật liệu, phương pháp xác định môđun đàn hồi của bê tông AASHTO T22,Nhà xuất bản Giao thông Vận tải. 7 GS.TS.Phạm Duy Hữu(năm 2005).Công nghệ bê tông và bê tông đặc biệt,Nhà xuất bản Xây dựng. 8 PGS.TS Phạm Hữu Hanh (tháng 1/2005).Nghiên cứu chế tạo bê tông mác 100 dùng trong xây dựng hiện đại,Báo cáo tại hội nghị khoa học công nghệ lần thứ 14 trường Đại Học Xây dựng. 9 PGS.TS Phạm Hữu Hanh (năm 2012).Nghiên cứu chế tạo bê tông chất lượng cao dùng cho công trình biển từ nguyên vật liệu sẵn có ở Việt Nam,Đề tài nghiên cứu khoa học cấp Bộ. 10GS.TS. Phùng Văn Lự, PGS.TS. Phạm Hữu Hanh…,(1999).Nghiên cứu nâng cao chất lượng cường độ cao dùng để sửa chữa và xây dựng cầu,Đề tài nghiên cứu khoa học cấp Bộ. 11NCS.Nguyễn Công Thắng, TS.Nguyễn Văn Tuấn, PGS.TS.Phạm Hữu Hanh (2012).“Nghiên cứu chế tạo bê tông chất lượng siêu cao sử dụng vật liệu sẵn có ở Việt Nam”,Tạp chí Xây dựng, Bộ Xây dựng số 12,. 12NCS.Nguyễn Công Thắng, KS.Nguyễn Thị Thắng, PGS.TS.Phạm Hữu Hanh (2013).“Nghiên cứu chế tạo bê tông chất lượng siêu cao sử dụng Silica fume và xỉ lò cao nghiện mịn ở Việt Nam”,Tạp chí khoa học công nghệ XD số 15,. 13 Bùi Đức Vinh, Bùi Phương Trinh, TS.Nguyễn Văn Chánh, Kim Huy Hoàng (2011). “Đặc tính vật lý và cơ học của bê tông hiệu năng siêu cao khi có và không có cốt liệu lớn”, Tạp chí khoa học công nghệ Tp HCM. Tiếng Anh [14]Aitcin P.C., Neville A., (January, 1993).High-performance Concrete Demystified, Concrete International,Vol.15,No.1,pp.21-26. [15] Adnan R. Malik anhd Stephen j. Foster.; (june 2008).Behaviour of Reactive Powder Concrete Columns Without Steel Ties.; Journal of Advanced Concrete(Technology Vol. 6 No 2, 377-386),. [16] AFGC Groupe de travail BFUP (2005).Ultra High Performance Fibre- Reinforced Concretes,. [17] ACI - 363 - 92 (1998).State of the Report on high - Strength concrete,. [18] ASTM C39. [19] AASHTO T198 ( ASTM 496). [20] AASHTO T259 ( ASTM C1202) . [21] AASHTO T119 ( ASTM 143) . [22] AASHTO T126 97 (ASTM C192 – 90A) . [23] ACI 544.4R-88. Design Considerations for Steel Fiber Reimforced Concrete,. [24] DIN 1054-1 (2001).Tragwerke aus Beton, Stahbeton and Spamnbeton, and Contruction, Berlin,. [25] Ecole francaise de Génie Civil (2002), Documents scientifiques et techniques.Béton fibrés ultra – hautes performances,. [26] Fuller, W.B; Thomson, S.E (1997).The laws of proportioning conrete. American society of civil engineer, Vol.33;S.223-298. [27] Gozde Guvensoy., (2005).Mechanical Behavior of High Performance Steel Fiber Reinfoced Cementitious Composites under Cyclic Loading Condition. ; Istanbul Technical University,. [28]Geisenhansluke, C. Diplomarbeit , Herleitung eines dreidimensionalen Partikelverteilungsmodells Enteicklung verbesserter UHSFRC, – Mischungen ; Universitat Kassel, Diplomarbeit, Kassel (2002),Betreuer - T.teichmann. [29] International Symposium on Ultra High Performance Concrete,(2004),. [30] Jorg Jungwirth (Structural Concrete Labotatory 2002).Underspanned Bridge structures in Reactive Powder Concrete (RPC ),. [31] Klaus Droll.Influence of additions on ultra high performance concretes – grain size optimisation,Wihelm Dyckerhoff Institut Dyckerhoff AG Wiesbaden, Germany. [32] Konig. G., Tue. N.V, Zuk. T (2001).Hochleistungsbeton, Ernst & Sohn, 417, Berlin, Allemagne,. [33] Larrard . F. and T. Sedran. (1993).Optimization Of Ultra – High – Performance Concrete, By The Use a Packing Model. Laboratoire Central des Ponts et Chauseés PARIS – France. [34] Larrard. F., (1998).Formulation et propriétés des bétons à très hautes performances Mix-design and properties of very-high performance concrete,Doctoral Thesis of Ecole Nationale des Ponts et Chaussées,Rapport de Recherche des LPC NO149. [35] Michael Schmidt, (2002).Methods for Modelling and Calculation of High Density Packing for Cement and Fillers in UHSFRC, University of Kassel Kassel , Germany. [36] Michael Schmidt and Ekkehard Fehling (2004).Ultra High Perfomance concrete: Research, development and appli cation in Europe, Kassel Germany. [37] Nakamuka, K.Sokai, K. Aizawa(2000). Creep and Shrinkage of Ultra High Performance Steel Fibre Reinforced Concrete in Japan,. [38] Oliver Bonneau,ChristianVernet,Micheline Moranville,Pierre-Claude Aitcin (2000).Characterization of the granular packing and percolation threshold of reactive powder concrete, Department Génie Civil, CRIB Université de sherbrooke,Quebec,Canada Jik 2 R1. [39]Racky, Kassel Germany (2004).Cost-effectiveness and sustainability of UHPC,. [40] Peter Bultelaar (2004).Heavy Reinfoced Ultra High Performance Concrete, Hojbjerg,Denmark. [41] Richard, P.; cheyrezy, M. (1995).Composition of reactive powder concretes. In: Cement and Concrete, Research 25, H.7, S.1491-1500. [42] SETRA, AFGC.Béton fibrés à ultra-hautes performences, recommandationn,. [43] Su-Tae Kang, Jung-Jun Park, Kyung-Taek Koh and Sung-Wook Kim.The Flexural Strength and Reinforcing Effect of Ultra High Performance cementitious Composites, Structure Material Research Division Korea Institute of Construction Technology Goyang 411-712 Korea. [44] Steinberg, E., and A Lubbers (2003).Bond of Prestressing Strands in UHSFRC. Proceedings, International symposium on Hight Performance concrete,. [45] Schmidt M, Fehling E (2005).Ultra high Performance concrete research development and application in Europe. In: Seventh international symposium on the utilization of high- strength/high – performance concrete, Washington (DC, USA): America concrete Insitute. [46] Shah .S.P (2005).Ultra High perfomance concrete, properties and applications. [47] Tawfiq, K., (1995),Cracking and Shear Capacity of High Strength Concrete Bridge Girders, FL/DOT/RMC/612(1) – 4269. [48] Teutsch, Manfred ; Grenert, Jens.Bending design of steel-fibre-strengthened UHPC, Technical University Braunschweig Braunschweig, Germany. [49] U.S. Department of Transportation Federal Highway Administration (2006).Structural Behavior of Ultra – High Performance Concrete Prestressed I- Girders,. [50] Xincheng Pu, Chongqing Univ. China (2004).Kilometer Shanghai, Compressible Material and Its Preparation, International Symposium on UHPC,. [51] Yang S.L,S.G. Millard, M.N Soutsos, S.J.Barnett , T.T.Le (2009).Influence of aggregate and curing regime on the machemical properties of ultra-high performance fibre reinforced concrete,. [52] Yangab S.L., S.G Millardb,* M.N.Soutsosb, S.J.Barnettb,T.T.Leb (2009).Ultra – high performance concrete (UHPC); Department of civil engineering, Shanghai University, Beijing 100083, China. Department of Engineering University of Liverpool, Liverpool L69 3GQ UK,.