CHI DẪN THIẾT KẾ VÀ THI CÔNG KẾT CẤU BÊ TÔNG THANH POLYME CỐT SỢI

Bản Chỉ dẫn thiết kế và thi công kết cấu bê tông có cốt là thanh polyme cốt sợi

(FRP) đƣợc biên soạn từ các Tiêu chuẩn của Viện Bê tông Hoa Kỳ ACI .

Bản Chỉ dẫn này là cơ sở kỹ thuật và pháp lý để thiết kế và thi công các công trình xây dựng bằng bê tông có cốt là các thanh FRP do các Nhà máy của Công ty NUCETECH và các Doanh nghiệp liên doanh sản xuất.

-1-

CHƢƠNG 1  GIỚI THIỆU CHUNG Thanh Polyme cốt sợi, thuật ngữ tiếng Anh: Fiber- reinforced polymer (FRP), là sản phẩm dạng thanh tạo nên bởi các sợi thủy tinh hay sợi cacbon đƣợc dính kết và bao bọc bởi một chất nhựa tổng hợp polyme tạo nên cốt chịu lực Thanh FRP ra đời từ hơn 30 năm, đã đƣợc sử dụng để làm cốt cho kết cấu bê tông nhƣ một sản phẩm thay thế cho cốt thép. Kết cấu bê tông cốt thép truyền thống trong một số trƣờng hợp có thể gặp các vấn đề sau : khi kết cấu chịu môi trƣờng xâm thực mạnh nhƣ cầu, công trình bờ biển, hoặc chịu tác dụng kết hợp của độ ẩm, nhiệt độ, hóa chất làm thép bị ăn mòn thì thanh FRP là giải pháp ƣu việt thay thế cốt thép. FRP là vật liệu không có từ tính nên tránh đƣợc vấn đề tƣơng tác điện từ của kết cấu dùng cốt thép. Ngoài ra, vật liệu FRP còn có nhiều tính chất khác nhƣ cƣờng độ chịu kéo lớn nên thích hợp để làm cốt gia cƣờng. Sự áp dụng rộng rãi trên toàn thế giới đã thúc đẩy việc cải tiến công nghệ chế tạo, việc nghiên cứu lí thuyết và tích lũy kinh nghiệm cho phƣơng pháp xây dựng với vật liệu này.

Sự làm việc của kết cấu có cốt FRP khác với sự làm việc của kết cấu dùng cốt thép thông thƣờng. Vật liệu FRP là không đẳng hƣớng, chỉ có cƣờng độ chịu kéo lớn theo phƣơng của các sợi. Tính không đẳng hƣớng này ảnh hƣởng đến cƣờng độ chịu cắt và cả sự dính kết. Ngoài ra, vật liệu FRP khi chịu lực không có sự chảy dẻo và luôn luôn làm việc đàn hồi cho đến khi phá hoại. Tất cả các khác biệt đó làm thay đổi lí luận và tƣ duy thiết kế, dẫn đến sự sai khác nhƣ với bê tông cốt thép thông thƣờng. Bản Chỉ dẫn này (sau đây gọi là Tài liệu) trình bày phƣơng pháp thiết kế và thi công theo các Tiêu chuẩn và Chỉ dẫn của Viện Bê tông Hoa Kỳ ACI. Các văn bản, Tiêu chuẩn chủ yếu dựa vào để biên soạn Bản Chỉ dẫn là: Guide for the Design and Construction of Structural Concrete Reinforced with FRP Bars ACI 440.1R-06.(Chỉ dẫn thiết kế và thi công kết cấu bê tông có cốt là các thanh FRP), sau này gọi là Tài liệu gốc, có tham khảo thêm ấn bản ACI 440.1R-03, năm 2003 và ba Tiêu chuẩn bổ sung : 1) Specification for Construction with Fiber-Reinforced Polymer Reinforcing Bars ACI 440.5-08 (Chỉ dẫn kỹ thuật để thi công các thanh cốt FRP).

2) Specification for Carbon and Glass Fiber-Reinforced Polymer Bar Materials for Concrete Reinforcement ACI 440.6-08.(Chỉ dẫn cho kết cấu bê tông có cốt là các thanh FRP thủy tinh và cacbon ).

3) Guide Test Methods for Fiber-Reinforced Polymer (FRP) Composites for Reinforcing or Strengthening Concrete and Masonry Structures ACI.440.3R-12 (Chỉ dẫn các phƣơng pháp thử nghiệm Polyme cốt sợi cho bê tông có cốt và gia cƣờng kết cấu bê tông và kết cấu xây), có tham khảo thêm ấn bản ACI 440.3R-04, năm 2004.

Hai Tiêu chuẩn ACI 440.5-08 và ACI 440.6-08 đƣợc trích những điều khoản chính không trùng lặp với Tài liệu gốc và đƣợc in luôn trong văn bản theo chữ nghiêng và lùi vào đầu dòng để ngƣời đọc biết là đó không phải là ở Tài liệu gốc.

Tiêu chuẩn ACI.440.3R-12 đƣợc chọn ra một số phƣơng pháp và đƣa vào Phần Phụ lục.

-2-

1.1 Phạm vi.

Tài liệu này hƣớng dẫn và khuyến nghị để thiết kế và thi công kết cấu bê tông có cốt FRP. Nó chỉ áp dụng cho cốt sợi FRP không dự ứng lực. Cơ sở của tài liệu này là kết quả đúc rút đƣợc từ các nghiên cứu rộng rãi về lý thuyết và thực nghiệm cũng nhƣ quá trình ứng dụng của thanh cốt sợi FRP trên toàn thế giới.. Các khuyến nghị của tài liệu này nói chung là có chiều hƣớng thiên về an toàn.

Các chỉ dẫn thiết kế đƣợc dựa trên trình độ hiểu biết hiện tại và nhằm bổ sung vào các quy phạm hiện có của kết cấu bê tông cốt thép truyền thống, giúp cho các kĩ sƣ và cán bộ ngành xây dựng trong việc thiết kế, thi công kết cấu bê tông có cốt FRP. Tài liệu này không nêu cách sử dụng kết hợp cốt thép thƣờng và cốt FRP trong cùng một kết cấu bê tông.

1.2  Các định nghĩa Các định nghĩa dƣới đây giải thích cho các thuật ngữ riêng của cốt FRP ít đƣợc gặp trong bê tông thông thƣờng. Các từ đƣợc xếp theo thứ tự abc tiếng Anh để tiện đối chiếu với nguyên bản.

A AFRP  polyme cốt sợi aramit. aging – sự lão hóa – ảnh hƣởng của thời gian đến tính chất của vật liệu trong các môi trƣờng khác nhau. alkalinity – tính kiềm – điều kiện có hoặc chứa các iông hydroxyt (OH-) ; chứa các chất kiềm. Trong bê tông, môi trƣờng kiềm có độ pH cao hơn 12.

B balanced FRP reinforcement ratio  hàm lượng cốt FRP cân bằng – lƣợng cốt và sự phân bố cốt trong một cấu kiện uốn sao cho khi thiết kế về cƣờng độ thì cốt FRP chịu kéo sẽ đạt tới trị số biến dạng tỉ đối cực hạn đồng thời với việc bê tông vùng nén cũng đạt biến dạng tỉ đối cực hạn là 0,003. bar, FRP thanh FRP – Là vật liệu composit dạng thanh mảnh có thể dùng để làm cốt trong bê tông, gồm các sợi đặt theo phƣơng dọc (sợi thủy tinh, sợi aramit,…) thông qua chất kết dính là polyme tạo hình thành các thanh có tiết diện ngang khác nhau (thƣờng là tiết diện tròn hoặc chữ nhật) và có thể có bề mặt gân hoặc nhám để tăng độ dính kết với bê tông braiding  sự bện – cách xoắn hai hay nhiều sợi theo các phƣơng chéo nhau để tạo nên một thể thống nhất. Vật liệu bện khác với sản phẩm đan hay dệt ở cách đƣa sợi vào và cách các sợi xoắn bện nhau.

C CFRP  polyme cốt sợi cacbon composite – composit – tổ hợp từ một hay nhiều vật liệu khác nhau về hình thức hay thành phần ; các thành phần này vẫn giữ nguyên bản chất của chúng nghĩa là không hòa tan hoặc hòa nhập hoàn toàn vào nhau mặc dù chúng vẫn cùng phối hợp với nhau. Thông thƣờng các thành phần có thể nhận diện rõ ràng về vật lý và chúng có mặt phân giới với nhau.

-3-

cross-link  liên kết chéo – liên kết hóa học giữa các phân tử polyme. Lƣu ý : việc tăng số liên kết chéo cho mỗi phân tử polyme sẽ làm tăng cƣờng độ và mô đun đàn hồi nhƣng làm giảm độ mềm dẻo. curing of FRP bars – lưu hóa thanh FRP – quá trình biến đổi vĩnh viễn các tính chất của chất nhựa kết dính nóng bởi các phản ứng hóa học nhƣ quá trình ngƣng tụ, khép kín vòng hay phản ứng cộng thêm. Lƣu ý: sự lƣu hóa thanh FRP có thể thực hiện bằng cách thêm các liên kết chéo (liên kết hóa học giữa các phân tử polyme) trong điều kiện có hoặc không gia nhiệt và áp lực.

D deformability factor – hệ số biến dạng – tỉ số giữa năng lƣợng hấp thu (diện tích bên dƣới đƣờng cong quan hệ mô menđộ cong) của tiết diện tại mức cƣờng độ cực hạn so với năng lƣợng hấp thu tại mức ứng suất của giai đoạn sử dụng. degradation – sự xuống cấp – sự suy giảm cấu trúc hóa học, tính chất vật lí hoặc bề ngoài của một thanh cốt FRP. design modulus of elasticity – mô đun đàn hồi tính toán  mô đun đàn hồi của FRP (Ef) dùng trong tính toán thiết kế và đƣợc xác định nhƣ là mô đun trung bình của nhóm các mẫu thử (Ef = Ef,ave ). design rupture strain – biến dạng tỉ đối tính toán khi phá hủy  biến dạng tỉ đối kéo cực hạn của FRP (fu) và đƣợc xác định là bằng biến dạng tỉ đối đƣợc bảo đảm khi phá hủy kéo nhân với hệ số giảm do môi trƣờng (CE.fu*). design tensile strength – cường độ kéo tính toán  cƣờng độ kéo của FRP (ffu) đƣợc dùng trong tính toán thiết kế và đƣợc xác định là bằng cƣờng độ kéo đƣợc bảo đảm nhân với hệ số giảm do môi trƣờng (CEffu*).

E E-glass – thủy tinh E – một họ thủy tinh với thành phần silicat bo- canxi alumina và hàm lƣợng kiềm tối đa là 2,0%. Một loại sợi đa dụng dùng làm cốt sợi polyme. endurance limit – giới hạn chịu đựng– số chu kì biến dạng hay tải trọng làm cho vật liệu hoặc mẫu thử hoặc cấu kiện bị hỏng.

F fatigue strength – cường độ mỏi – ứng suất lớn nhất mà vật liệu có thể chịu đƣợc sau một số chu kì nhất định mà không bị phá hủy. fiber – sợi – mọi vật dạng dây, tự nhiên hoặc tổng hợp, có nguồn gốc khoáng chất hay hữu cơ. Lƣu ý: từ này thƣờng đƣợc dùng cho vật liệu mà chiều dài ít nhất bằng 100 lần đƣờng kính. fiber, aramid – sợi aramit – sợi hữu cơ định hƣớng ở mức cao làm từ polyamit kết hợp trong một cấu trúc vòng thơm. fiber, carbon – sợi cacbon – sợi đƣợc chế tạo bằng cách nung nóng các vật liệu hữu cơ tiền tố, có chứa một lƣợng lớn cacbon nhƣ là tơ nhân tạo, polyacrylonitrin (PAN) hay hắc ín trong một môi trƣờng trơ. fiber, glass – sợi thủy tinh – sợi kéo ra từ một sản phẩm vô cơ nóng chảy rồi đƣợc làm nguội mà không kết tinh.

-4-

fiber content – hàm lượng sợi – lƣợng sợi có trong một thanh composit. Lƣu ý: hàm lƣợng này thƣờng đƣợc cho bằng phần trăm thể tích hoặc phần trăm trọng lƣợng của cả thanh composit. fiber-reinforced polymer (FRP) – polyme cốt sợi (FRP ) – vật liệu composit gồm các sợi dài liên tục kết dính với nhau nhờ một polyme, sau đó tạo hình bằng khuôn và để rắn lại thành hình dạng dự định. fiber volume fraction – tỉ phần thể tích sợi – tỉ số thể tích sợi so với thể tích composit. fiber weight fraction – tỉ phần trọng lượng sợi – tỉ số trọng lƣợng sợi so với trọng lƣợng composit.

G GFRP – glass fiber reinforced polymer – polyme cốt sợi thủy tinh grid – lưới – một mảng cứng hai chiều (phẳng) hoặc ba chiều (không gian) gồm các thanh FRP liên kết với nhau tạo nên một lƣới liên tục và có thể làm cốt cho bê tông. Lƣới có thể đƣợc chế tạo từ các thanh liên kết trƣớc với nhau hoặc do từng thanh riêng lẻ liên kết bằng phƣơng pháp cơ học.

H hybrid – đa thể - kết hợp hai hay nhiều lọại sợi khác nhau nhƣ sợi cacbon và sợi thủy tinh hoặc sợi cacbon và sợi aramit trong một cấu trúc.

I impregnate – thấm đẫm – trong polyme cốt sợi, các sợi đƣợc thấm đẫm nhựa.

M matrix – chất nền gắn – trong trƣờng hợp polyme cốt sợi, đó là vật liệu dùng để kết dính các sợi với nhau, truyền tải đến các sợi và bảo vệ chúng chống sự xâm hại của môi trƣờng và hƣ hại khi thao tác bốc xếp.

P pitch – hắc ín – chất cặn đen từ việc chƣng cất dầu mỏ. polymer – polyme – hợp chất hữu cơ cao phân tử, tự nhiên hay tổng hợp, có chứa những đơn vị lặp đi lặp lại. precursor – chất tiền tố – đối với sợi cacbon hay graphit, đó là các sợi tơ, PAN (polyacrylonitrin), hay hắc ín để từ đó làm ra các sợi cacbon và graphit. pultrusion – sự đùn kéo – quá trình liên tục để chế tạo composit có tiết diện là đều.

Phƣơng pháp là kéo vật liệu làm cốt sợi qua một bể nhúng chứa đẫm nhựa rồi kéo qua khuôn tạo hình để nhựa đƣợc lƣu hóa sau đó.

R resin – nhựa – vật liệu polyme dạng cứng hoặc nửa cứng tại nhiệt độ trong phòng ; thƣờng có điểm chảy hoặc nhiệt độ chuyển hóa thủy tinh cao hơn nhiệt độ phòng.

S stress concentration – tập trung ứng suất – sự tăng ứng suất cục bộ tại vùng có sự uốn cong, có cắt khấc, rỗng, lỗ hay có dị vật, so với các ứng suất đã dự tính theo các công thức cơ học thông thƣờng mà không xét đến các bất thƣờng đó. sustained stress – ứng suất dài hạn – ứng suất gây bởi tải trọng lâu dài không nhân thêm hệ số, bao gồm tải trọng tĩnh và phần dài hạn của hoạt tải.

-5-

T thermoplastic – chất dẻo nhiệt – một loại nhựa có khả năng mềm hóa và rắn hóa nhiều lần bằng cách tăng và giảm nhiệt độ. thermoset – chất dẻo rắn nhiệt – một loại nhựa mà khi bị lƣu hóa bằng nhiệt hay bằng hóa học, sẽ biến đổi thành vật liệu không nóng chảy và không bị hòa tan.

V vinyl esters – vinyleste – một loại nhựa rắn nhiệt có chứa este của axit acrylic hay methacrylic hoặc cả hai, nhiều loại đƣợc chế tạo bằng nhựa epoxy.

W weaving – dệt – cách sắp xếp sợi theo nhiều phƣơng. Ví dụ dệt kiểu độc cực thì các sợi cốt sẽ theo các phƣơng chu vi, xuyên tâm.và dọc trục ; dệt trực giao thì các sợi sắp xếp theo hình trực giao (hệ Đê các), mọi sợi là giao nhau theo góc 90 độ.

1.3  Kí hiệu Af = Af,bar = Af,min = Af,sh

=

Afv

=

Afv,min

=

As a b bo bw C CE

= = = = = = =

c cb

= =

d

=

db dc

= =

Ec Ef

= =

diện tích tiết diện cốt FRP, mm2 diện tích tiết diện một thanh FRP, mm2 diện tích tiết diện của cốt FRP tối thiểu cần thiết để cấu kiện uốn không bị phá hỏng khi bị nứt, mm2 diện tích tiết diện cốt FRP để chịu co ngót và chịu nhiệt độ, tính trên mét dài, mm2 diện tích tiết diện cốt FRP chịu cắt bên trong khoảng cách s, mm2 diện tích tiết diện cốt FRP tối thiểu chịu cắt bên trong khoảng cách s, mm2 diện tích cốt thép chịu kéo, mm2 bề cao của biểu đồ ứng suất chữ nhật tƣơng đƣơng, mm bề rộng của tiết diện chữ nhật, mm chu vi của tiết diện nguy hiểm đối với bản và đế móng, mm bề rộng của bụng dầm, mm khoảng cách bƣớc hay kích thƣớc lớp bảo vệ, mm hệ số giảm do môi trƣờng đối với các loại sợi khác nhau và các điều kiện phơi lộ khác nhau, đƣợc cho trong bảng 4.1 khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trục trung hòa, mm khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trục trung hòa trong điều kiện cân bằng biến dạng, mm khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm của cốt chịu kéo, mm đƣờng kính của thanh cốt, mm bề dày lớp bê tông bảo vệ tính từ thớ kéo ngoài cùng đến tâm của thanh cốt sợi hay của vùng sợi gần nhất với thớ đó, mm mô đun đàn hồi của bê tông, MPa mô đun đàn hồi tính toán hay mô đun đàn hồi đƣợc bảo đảm -6-

Ef,av Es fc′

= = = =

ff ffb ffe

= = =

ffr ff,s ffu

= = =

ffu*

=

ffv

=

fs fu,ave fy

= = =

h I Icr Ie Ig K1 k

= = = = = = =

kb L

= = = = = = = = =

Ma

của FRP đƣợc xác định bằng mô đun trung bình của nhóm mẫu thử (Ef = Ef,ave ), .MPa mô đun đàn hồi trung bình của FRP, MPa mô đun đàn hồi của thép, MPa cƣờng độ nén đặc trƣng của bê tông, MPa căn bậc 2 của cƣờng độ nén đặc trƣng của bê tông, MPa ứng suất trong cốt FRP chịu kéo, MPa cƣờng độ của phần uốn cong của thanh FRP, MPa ứng suất trong thanh có thể triển khai trong chiều dài chôn le , MPa ứng suất yêu cầu của thanh, MPa mức ứng suất phát sinh trong FRP do tải trọng dài hạn, MPa cƣờng độ kéo thiết kế của FRP có xét sự giảm do môi trƣờng sử dụng, MPa cƣờng độ kéo đƣợc bảo đảm của thanh FRP, đƣợc xác định bằng cƣờng độ kéo trung bình của nhóm mẫu thử, trừ đi ba lần độ lệch chuẩn (fu* = fu,ave  3), MPa cƣờng độ kéo của thanh FRP khi thiết kế chịu cắt, lấy bằng giá trị nhỏ nhất trong các giá trị : cƣờng độ kéo thiết kế ffu , cƣờng độ kéo của phần uốn cong của đai FRP ffb hoặc ứng suất tƣơng ứng với 0,004Ef , MPa ứng suất cho phép trong cốt thép, MPa cƣờng độ kéo trung bình của nhóm mẫu thử, MPa ứng suất chảy đặc trƣng của cốt thép không ứng lực trƣớc, MPa .

Chiều cao tiết diện của cấu kiện uốn, mm mô men quán tính, mm4 mô men quán tính của tiết diện có khe nứt, mm4 mô men quán tính hữu hiệu, mm4 mô men quán tính của tiết diện nguyên, mm4 tham số xét đến các điều kiện biên (phƣơng trình 5-10) tỉ số của khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trục trung hòa và đến cốt chịu kéo hệ số phụ thuộc độ dính kết khoảng cách giữa các khe nối trong bản đặt trên đất, mm chiều dài nhịp của cấu kiện, m chiều dài neo bổ sung tại gối tựa hay tại điểm uốn, mm chiều dài neo cơ bản của móc FRP tiêu chuẩn chịu kéo, mm chiều dài neo, mm chiều dài chôn của thanh cốt, mm chiều dài của phần đuôi sau móc của thanh FRP, mm mô men lớn nhất trong cấu kiện tại giai đoạn tính toán độ

-7-

Mcr

=

Mn Ms Mu

= = =

nf

=

rb s

= =

Tg u

= =

Vc Vf Vn Vs Vu

= = = = =

w α

= =

α1

=

αL αT β

= = =

β1

=

= βd ∆(cp +sh) = (∆i )sus (∆/l)max εc εcu εf

= = = = =

võng, N-mm mô men gây nứt, N-mm khả năng chịu mô men uốn danh nghĩa, N-mm mô men do tải trọng dài hạn, N-mm mô men có nhân hệ số (còn gọi là mô men tính toán) tại tiết diện, N-mm tỉ số giữa mô đun đàn hồi của thanh FRP và mô đun đàn hồi của bê tông bán kính uốn phía trong của thanh FRP, mm khoảng cách đai hay bƣớc của cốt xoắn liên tục, và khoảng cách các thanh FRP dọc, mm nhiệt độ chuyển hóa thủy tinh, oC ứng suất dính trung bình tác dụng trên bề mặt thanh FRP, MPa khả năng chịu cắt danh nghĩa của bê tông, N khả năng chịu cắt của các đai FRP, N khả năng chịu cắt danh nghĩa tại tiết diện, N khả năng chịu cắt của các cốt đai thép, N lực cắt có nhân hệ số (còn gọi là lực cắt tính toán) tại tiết diện, N bề rộng vết nứt lớn nhất, mm góc nghiêng của đai hoặc của cốt xoắn (Chƣơng 6), hệ số điều chỉnh cho thanh trên đỉnh (Chƣơng 7) tỉ số giữa ứng suất trung bình của biểu đồ ứng suất chữ nhật tƣơng đƣơng và fc’ hệ số giãn nở nhiệt theo phƣơng dọc 1/oC hệ số giãn nở nhiệt theo phƣơng ngang 1/oC tỉ số giữa khoảng cách từ trục trung hòa đến thớ kéo ngoài cùng và khoảng cách từ trục trung hòa đến tâm của cốt chịu kéo (Mục 5.3.1) hệ số lấy bằng 0,85 đối với cƣờng độ bê tông fc’ tới 28 MPa. Với cƣờng độ lớn hơn 28 MPa, hệ số này sẽ giảm liên tục với mức 0,05 cho mỗi giá trị 7 MPa vƣợt quá 28 MPa nhƣng không lấy nhỏ hơn 0,65 hệ số giảm dùng để tính độ võng (Mục 5.3.2) độ võng bổ sung do từ biến và co ngót dƣới tải trọng dài hạn, mm độ võng tức thời do tải trọng dài hạn, mm tỉ lệ giới hạn độ võng so với nhịp (Chƣơng 5) biến dạng tỉ đối của bê tông biến dạng tỉ đối cực hạn của bê tông biến dạng tỉ đối của cốt FRP -8-

εfu

=

biến dạng tỉ đối thiết kế khi đứt của cốt FRP

=

biến dạng tỉ đối khi đứt đƣợc bảo đảm của cốt FRP, xác định bằng biến dạng tỉ đối trung bình lúc phá hủy của nhóm các mẫu thử trừ đi 3 lần độ lệch chuẩn (εfu* =εu,ave 3) biến dạng tỉ đối trung bình lúc kéo đứt của nhóm các mẫu thử tỉ số giữa khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm của cốt kéo (d) và bề cao toàn thể của cấu kiện uốn (h) (Chƣơng 5) hệ số nhân cho độ võng dài hạn bổ sung hệ số ma sát nền đất để tính toán cốt chịu co ngót và nhiệt độ của bản đặt trên đất hệ số theo thời gian của tải trọng dài hạn hàm lƣợng của cốt thép chịu nén, ρ′ =As′ /bd hàm lƣợng cốt thép tạo nên điều kiện cân bằng của biến dạng tỉ đối hàm lƣợng cốt FRP hàm lƣợng cốt FRP chịu nén hàm lƣợng cốt FRP tạo nên điều kiện cân bằng của biến dạng tỷ đối hàm lƣợng cốt FRP chịu cắt hàm lƣợng cốt FRP chịu nhiệt độ và co ngót hàm lƣợng cốt thép cực tiểu độ lệch chuẩn hệ số giảm cƣờng độ

εu,ave

=

η

=

λ µ

= =

ξ ρ′ ρb

= = =

ρf ρf′ ρf,b

= =

ρfv ρf,ts ρmin σ φ

= = = = =

1.4  Phạm vi ứng dụng cốt FRP Khi xác định xem cốt FRP có thích hợp với một kết cấu nào đó, cần xét các đặc trƣng vật liệu của FRP. Chƣơng 2 sẽ mô tả chi tiết đặc trƣng của vật liệu. Bảng 1.1 liệt kê một số điều lợi và bất lợi của cốt FRP cho kết cấu bê tông khi so sánh với cốt thép truyền thống, Khả năng chịu ăn mòn của FRP là lợi thế đáng kể cho những kết cấu nằm trong môi trƣờng xâm thực mạnh nhƣ đê biển và công trình biển khác, mặt cầu đƣờng và các kết cấu ở môi trƣờng không khí chứa muối. Trong những kết cấu đỡ thiết bị chụp ảnh cộng hƣởng từ, hay các thiết bị khác nhạy cảm với trƣờng điện từ, cốt FRP không từ tính sẽ là vật liệu tốt nhất. Cƣờng độ chịu kéo lớn của thanh FRP bù đắp một phần cho tính năng kém dẻo của nó. Sử dụng cốt FRP nên hạn chế cho những công trình đƣợc lợi rõ ràng nhờ những tính chất khác của vật liệu nhƣ không bị ăn mòn và không dẫn điện. Do chƣa đủ kinh nghiệm sử dụng, không nên dùng cốt FRP cho khung chịu mô men hoặc những vùng mà cần phân phối lại mô men.

-9-

Cốt FRP không nên dùng để chịu nén. Nhiều dữ liệu đã chứng tỏ mô đun nén của thanh FRP thấp hơn mô đun kéo ( xem thêm phần 2.2.2 ). Thêm vào đó, do mô đun kéo của FRP cũng thấp hơn so với thép, nên sự tham gia tối đa của cốt FRP nén khi xảy ra sự ép vỡ của bê tông (tại εcu = 0,003) là rất nhỏ. Do đó, cốt FRP không nên dùng làm cốt cho cột hay cho cấu kiện nén, cũng không dùng làm cốt chịu nén trong cấu kiện uốn. Có thể chấp nhận để cốt FRP thiết kế chịu kéo sẽ chịu lực nén trong trƣờng hợp nếu mô men đảo chiều hoặc tải trọng thay đổi. Khi đó có thể huy động một phần cƣờng độ nén của cốt FRP. Tuy nhiên lĩnh vực này cần đƣợc tiếp tục nghiên cứu.

Bảng 1.1  Các ƣu điểm và nhƣợc điểm của cốt FRP Ƣu điểm của cốt FRP Cƣờng độ kéo theo phƣơng dọc lớn (thay đổi tùy theo dấu và phƣơng của tải trọng so với các sợi) Sức kháng ăn mòn tốt (không phụ thuộc lớp phủ)

Nhƣợc điểm của cốt FRP Không có chảy dẻo trƣớc khi phá hủy đột ngột

Cƣờng độ chịu lực theo phƣơng ngang thấp (thay đổi tùy theo dấu và phƣơng của tải trọng so với các sợi) Không có từ tính Mô đun đàn hồi thấp (thay đổi tùy theo loại sợi làm cốt) Độ bền chịu mỏi cao (thay đổi tùy theo loại Nhựa polyme và các sợi dễ bị hƣ hại khi bị sợi làm cốt) phơi lộ trong bức xạ cực tím Trọng lƣợng nhẹ (khoảng 1/5 đến ¼ trọng Sợi thủy tinh kém bền trong môi trƣờng ẩm lƣợng riêng của thép) ƣớt Độ dẫn nhiệt và dẫn điện thấp (đối với sợi Một số loại sợi thủy tinh và aramit kém bền thủy tinh và aramit) trong môi trƣờng kiềm Hệ số giãn nở nhiệt cao theo phƣơng vuông góc với các sợi, so với bê tông Có thể hƣ hại do hỏa hoạn tùy theo chất nền dính kết và bề dày lớp bê tông bảo vệ

- 10 -

CHƢƠNG 2 CÁC ĐẶC TRƢNG CỦA VẬT LIỆU Thanh và lƣới FRP đã đƣợc sản xuất thƣơng mại hóa từ trên 30 năm, đƣợc dùng trong kết cấu bê tông thƣờng và bê tông ứng lực trƣớc. Thanh FRP đƣợc chế tạo từ nhựa polyme rắn nhiệt (thƣờng là polyeste và vinyleste) còn cốt sợi là sợi thủy tinh, cacbon, aramit. Ngày nay thanh FRP thông dụng nhất là vinyleste và sợi thủy tinh.

Chúng đƣợc khuyến nghị dùng trong kết cấu bê tông chịu tải trọng. Thanh đƣợc đặt cốt sợi dọc với thể tích cốt sợi vào khoảng 50 đến 60%. Phƣơng pháp chế tạo thƣờng là phƣơng pháp đùn kéo, hoặc dệt, hoặc bện. do đó bản chất của thanh là không đẳng hƣớng. Bề mặt thanh là nhám hoặc có gân để tăng dính bám với bê tông. Gân tạo bằng các sợi quấn bên ngoài hoặc lớp phủ bằng cát hoặc các gân riêng rẽ. Tiết diện thanh có nhiều loại : vuông, chữ nhật, tròn, đặc, rỗng. Trên thị trƣờng, thanh FRP đƣợc chế tạo với đƣờng kính từ 8 mm đến 32 mm (Hình 2.1).

Các yếu tố quan trọng nhất quyết định các đặc trƣng của thanh FRP là loại sợi, loại nhựa, phƣơng của sợi, kích thƣớc và việc chế tạo. Dƣới đây sẽ lần lƣợt trình bày các tính chất vật lí và cơ học của vật liệu FRP. Các số liệu nêu ở đây chỉ mang tính chất tổng quát hóa chứ không nhất thiết là đúng cho mọi vật liệu FRP có trên thị trƣờng.

Hình 2.1 Một số thanh FRP có trên thị trường.

2.1 Tính chất vật lí 2.1.1 Khối lượng riêng. Thanh FRP có khối lƣợng riêng từ 1,25 đến 2,1 g/cm3, tức là khoảng một phần sáu đến một phần tƣ của thép (Xem Bảng 2.1). Trọng lƣợng nhỏ làm giảm chi phí vận chuyển và làm thao tác bốc xếp trên công trƣờng đƣợc dễ dàng.

Bảng 2.1  Khối lƣợng riêng điển hình của thanh FRP (g/cm3) Thép 7,90

GFRP 1,25 đến 2,10

CFRP 1,50 đến 1,60

- 11 -

AFRP 1,25 đến 1,40

2.2.2 Hệ số giãn nở nhiệt. Hệ số giãn nở nhiệt của thanh FRP khác nhau theo phƣơng dọc và phƣơng ngang, tùy thuộc loại sợi, nhựa và tỉ phần thể tích sợi. Hệ số giãn nở nhiệt theo phƣơng dọc phụ thuộc chủ yếu vào tính chất của các sợi, còn hệ số giãn nở nhiệt theo phƣơng ngang phụ thuộc vào tính chất của nhựa. Bảng 2.2 liệt kê các hệ số giãn nở nhiệt của thanh FRP điển hình và của thép. Lƣu ý là hệ số giãn nở nhiệt âm có nghĩa là vật liệu co lại khi tăng nhiệt độ và giãn ra khi giảm nhiệt độ. Để tham khảo, bê tông có hệ số giãn nở nhiệt biến đổi từ 7,2  106 /oC đến 10,8  106 /oC và thƣờng đƣợc giả thiết là đẳng hƣớng.

Bảng 2.2  Hệ số giãn nở nhiệt điển hình của thanh cốt Phƣơng Thép Dọc, L Ngang, T

Hệ số giãn nở nhiệt (  106 /oC) GFRP CFRP

11,7

6,0 đên 10,0

11,7

21,0 đến 23,0

–9,0 đến 0,0 74,0 đến 104,0

AFRP –6 đến –2 60,0 đến 80,0

2.2 Tính chất cơ học 2.2.1 Sự làm việc chịu kéo. Khi chịu lực kéo, thanh FRP không thể hiện sự chảy dẻo trƣớc khi đứt. Sự làm việc chịu kéo của thanh FRP chỉ chứa một loại sợi đƣợc đặc trƣng bởi quan hệ ứng suất biến dạng đàn hồi tuyến tính cho đến khi phá hủy.

Tính chất chịu kéo của một số loại thanh FRP trên thị trƣờng đƣợc tóm tắt trong Bảng 2.3.

Bảng 2.3  Tính chất chịu kéo thông dụng của thanh cốt *

Ứng suất chảy danh nghĩa, MPa Cƣờng độ kéo, MPa Mô đun đàn hồi, 103 MPa Biến dạng tỉ đối chảy, % Biến dạng tỉ đối kéo đứt, %

Thép

GFRP

CFRP

AFRP

276 đến 517

không có

không có

không có

483 đến 690

483 đến 1600

600 đến 3690

200,0

35,0 đến 51,0

0,14 đến 0,25

không có

không có

không có

6,0 đến 12,0

1,2 đến 3,1

0,5 đến 1,7

1,9 đến 4,4

120,0 đến 580,0

1720 đến 2540 41,0 đến 125,0

* Các giá trị điển hình cho tỉ phần sợi theo thể tích từ 0,5 đến 0,7

Cƣờng độ kéo và độ cứng kéo của thanh FRP phụ thuộc vào nhiều yếu tố. Do các sợi của thanh FRP là thành phần chịu tải chính nên tỉ số của thể tích sợi trên thể tích toàn bộ của FRP (gọi là tỉ phần thể tích sợi) có ảnh hƣởng lớn đến tính chất chịu kéo của thanh FRP. Cƣờng độ kéo và độ cứng kéo sẽ biến động trong các thanh có tỉ phần thể tích sợi khác nhau, ngay dù thanh có cùng đƣờng kính, cùng - 12 -

hình dạng và cùng thành phần. Tốc độ lƣu hóa, quá trình chế tạo và việc kiểm tra chất lƣợng chế tạo cũng ảnh hƣởng đến đặc trƣng cơ học của thanh.

Khác với thép, cƣờng độ kéo đơn vị của thanh FRP có thể biến đổi theo đƣờng kính. Ví dụ: thanh GFRP có thể giảm cƣờng độ kéo tới 40% khi đƣờng kính thanh tăng theo tỉ lệ từ 9,5 đến 22 mm. Nhƣng đối với thanh CFRP bện xoắn thì sự thay đổi tiết diện lại gần nhƣ không ảnh hƣởng đến cƣờng độ của thanh. Còn đối với thanh AFRP, tình trạng phụ thuộc vào tiết diện ngang có sự biến động giữa các sản phẩm thƣơng mại. Ví dụ: đối với thanh AFRP bện, cƣờng độ giảm không quá 2% khi đƣờng kính thanh tăng từ 7,3 đến 14,7mm. Trong khi đối với thanh AFRP đùn kéo đơn phƣơng, có thêm các sợi aramit quấn bọc bề mặt thì cƣờng độ kéo giảm tới 7% khi đƣờng kính tăng từ 3 đến 8 mm. Do đó để có giá trị cƣờng độ cho từng loại thanh FRP cần phải căn cứ cụ thể vào tài liệu kỹ thuật của các nhà sản xuất.

Việc xác định cƣờng độ của thanh FRP bằng thử nghiệm là khá phức tạp do sự tập trung ứng suất tại các điểm neo có thể đƣa đến phá hủy sớm. Bàn kẹp mẫu thử đúng đắn sẽ khiến mẫu thử đứt ở giữa. Một phƣơng pháp thử nghiệm sẽ đƣợc trình bày trong Phụ lục A, trích từ ACI 440.3R Các tính chất chịu kéo của một thanh FRP riêng lẻ có thể lấy từ nhà sản xuất.

Thông thƣờng, ngƣời ta dựa trên một sự phân phối chuẩn (Gauss) cho cƣờng độ của tập hợp mẫu thử. Nhà sản xuất phải đƣa ra một cƣờng độ kéo đƣợc bảo đảm fu*, xác định bằng cƣờng độ kéo trung bình của nhóm mẫu, trừ đi 3 lần độ lệch chuẩn (fu* = fu,ave  3) và cũng đƣa ra biến dạng tỉ đối đứt đƣợc bảo đảm u* (u* = u,ave  3) và mô đun đàn hồi đặc trƣng Ef (Ef = Ef,ave. ). Các giá trị đƣợc bảo đảm này cho một xác suất 99,87% trƣờng hợp các giá trị nói trên sẽ đảm bảo vƣợt quá cho các thanh FRP tƣơng tự, với điều kiện là phải thử ít nhất 25 mẫu. Nếu thử số mẫu ít hơn 25 hoặc dùng luật phân phối khác phân phối chuẩn thì phải minh chứng đƣợc độ tin cậy của phƣơng pháp và độ tin cậy của kết quả thử. Trong mọi trƣờng hợp, nhà sản xuất phải mô tả phƣơng pháp đã dùng để có đƣợc các tính chất kéo đã đƣa ra Không thể uốn một thanh FRP sau khi đã đƣợc chế tạo (trừ phi là một thanh FRP bằng nhựa dẻo nóng có thể tạo hình lại bằng cách gia nhiệt và áp lực). Tuy nhiên có thể chế tạo thanh FRP uốn cong. Trong thanh FRP có uốn cong, cƣờng độ kéo ở phần uốn có thể giảm đi 40% đến 50% do các sợi bị uốn và do tập trung ứng suất.

Tiêu chuẩn ACI 440.6-08 có quy định bổ sung về cường độ kéo và mô đun đàn hồi của các thanh FRP cacbon và thủy tinh như sau : 1- Cường độ kéo được bảo đảm phải được xác định nhằm mục đích chứng nhận toàn diện sản phẩm. Việc này phải được làm theo ASTM D7205/D7205M trên ít nhất 25 mẫu gồm 5 nhóm mỗi nhóm 5 mẫu của các lô sản xuất khác nhau. Bảng 2.4 cho giá trị nhỏ nhất của cường độ kéo được bảo đảm. Khi cần xác định cường độ kéo để kiểm tra chất lượng và để khẳng định chất lượng sản phẩm cho khách mua thì làm theo ASTM D7205/D7205M với ít nhất 5 mẫu cho mỗi lô sản

- 13 -

phẩm. Cường độ của mỗi mẫu phải được báo cáo và không được nhỏ hơn cường độ bảo đảm đã được thông báo bởi nhà sản xuất.

2- Mô đun đàn hồi phải được xác định nhằm mục đích chứng nhận sản phẩm (tức là giá trị danh nghĩa). Giá trị danh nghĩa của mô đun đàn hồi kéo của thanh GFRP phải ít nhất là 39,3 GPa không phụ thuộc cỡ thanh hay hình dạng. Mô đun đàn hồi kéo của thanh CFRP phải ít nhất là 124,2 GPa không phụ thuộc cỡ thanh hay hình dạng.

Mô đun đàn hồi được xác định theo ASTM D7205/D7205M với số lần và số lượng thanh giống như đối với cường độ kéo được bảo đảm.

3- Biến dạng tỉ đối cực hạn. Biến dạng tỉ đối cực hạn phải được tính toán nhằm mục đích chứng nhận sản phẩm (tức là giá trị danh nghĩa). Biến dạng tỉ đối cực hạn danh nghĩa tính bằng cường độ kéo được bảo đảm chia cho mô đun đàn hồi danh nghĩa. Giá trị tính được đối với thanh FRP cacbon và FRP thủy tinh phải lần lượt ít nhất là 0,5 và 1%.

Bảng 2.4  Giá trị tối thiểu của cƣờng độ kéo đƣợc bảo đảm đối với các thanh FRP thủy tinh và cacbon Cỡ thanh 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Cƣờng độ kéo đƣợc bảo đảm tối thiểu GFRP (MPa) CFRP (MPa) 759 1449 759 1311 690 1173 655 1104 621 1104 586 Không có 552 Không có 517 Không có 483 Không có

2.2.2 Sự làm việc chịu nén Mặc dù đƣợc khuyến nghị là không để thanh FRP chịu nén, dƣới đây vẫn sẽ giới thiệu đầy đủ đặc trƣng làm việc của thanh FRP. Các thử nghiệm trên thanh FRP có tỉ lệ chiều dài trên đƣờng kính là từ 1:1 đến 2:1 cho thấy cƣờng độ nén thấp hơn cƣờng độ kéo. Cách phá hủy của thanh FRP chịu nén dọc có thể kèm theo sự phá hủy do kéo ngang, do sự oằn của các sợi và phá hủy do cắt. Cách phá hủy tùy thuộc loại sợi, tỉ phần thể tích và loại nhựa. Các thanh GFRP , CFRP và AFRP có cƣờng độ nén giảm so với cƣờng độ kéo lần lƣợt là 55%, 78% và 20%. Nói chung, cƣờng độ nén càng lớn khi thanh có cƣờng độ kéo càng lớn, ngoại trừ trƣờng hợp thanh AFRP thì các sợi ứng xử phi tuyến khi nén tại mức ứng suất tƣơng đối thấp.

- 14 -

Mô đun đàn hồi nén của thanh FRP nhỏ hơn mô đun đàn hồi kéo. Kết quả thử nghiệm trên mẫu chứa 55% đến 60% tỉ phần thể tích của sợi thủy tinh E trong nền nhựa vinyleste hay polyeste cho thấy mô đun đàn hồi nén là từ 35 GPa đến 48 GPa. Cũng theo các báo cáo, mô đun đàn hồi nén so với mô đun đàn hồi kéo của cùng loại sản phẩm là vào khoảng 80% đối với GFRP , 85% đối với CFRP và 100% đối với AFRP. Gíá trị mô đun đàn hồi nén thấp hơn đôi chút có thể là do sự phá hủy sớm trong quá trình thử gây bởi sự cọ sát ở hai đầu và sự oằn ở các sợi bên trong khi chịu lực nén.

Hiện tại chƣa định ra phƣơng pháp thử tiêu chuẩn để xét đặc trƣng ứng xử nén của thanh FRP. Nếu cần biết các tính chất chịu nén của một thanh FRP riêng biệt nào đó thì phải lấy từ nhà sản xuất. Nhà sản xuất cần mô tả phƣơng pháp thử đã dùng để nhận đƣợc các tính chất nén đã đƣa ra.

2.2.3 Sự làm việc chịu cắt Phần lớn chất nhựa của thanh FRP có khả năng chịu cắt tƣơng đối yếu. Nằm giữa các lớp sợi là lớp nhựa không có cốt. Do đó cƣờng độ cắt phụ thuộc chủ yếu vào chất nền gắn polyme tƣơng đối yếu. Nếu hƣớng các sợi theo phƣơng lệch khỏi trục để đi ngang qua các lớp sợi thì sẽ tăng sức kháng cắt, tùy theo độ lệch trục. Đối với thanh FRP, việc này có thể thực hiện bằng cách bện hay quấn các sợi theo phƣơng ngang với sợi chính. Các sợi lệch trục cũng có thể đƣợc thêm vào trong quá trình đùn kéo bằng cách đƣa một tấm sợi đan nhỏ vào giá ống sợi thô. Hiện tại chƣa định ra phƣơng pháp thử tiêu chuẩn để xét đặc trƣng ứng xử cắt của thanh FRP. Nếu cần biết các tính chất chịu cắt của một thanh FRP riêng biệt nào đó thì phải lấy từ nhà sản xuất. Nhà sản xuất cần mô tả phƣơng pháp thử đã dùng để nhận đƣợc các tính chất cắt đã đƣa ra.

Tiêu chuẩn ACI 440.6-08 có quy định bổ sung về cường độ cắt (vuông góc với thanh) của các thanh FRP cacbon và thủy tinh như sau : Cường độ cắt phải được xác định nhằm mục đích chứng nhận toàn diện sản phẩm (tức là giá trị được bảo đảm). Cường độ cắt được bảo đảm của thanh FRP không được nhỏ hơn 124 MPa bất kể đường kính và hình dạng thanh. Có thể dùng phương pháp của ACI 440.3R với số lần và số lượng giống như đối với cường độ kéo được bảo đảm (Mục 2.2.1).

2.2.4 Sự làm việc về dính kết Chỉ tiêu dính kết của một thanh FRP phụ thuộc hình dạng của nó, quá trình chế tạo, tính chất cơ học của bản thân thanh và các điều kiện môi trƣờng. Khi neo một thanh cốt vào trong bê tông, lực dính có thể đƣợc truyền bởi : - Lực dính của mặt phân cách, cũng đƣợc gọi là sự dính kết hóa học, - Lực ma sát chống trƣợt ở mặt phân cách, - Lực cản cơ học do mặt phân cách gồ ghề.

- 15 -

Trong thanh FRP lực dính đƣợc giả định là truyền qua nhựa đến sợi cốt và lực dính sẽ có thể bị mất khi lớp nhựa bị phá hủy do cắt. Khi lực kéo tăng dần trong một thanh cốt có gân chôn vào bê tông, sự dính giữa thanh và bê tông chung quanh bị giảm đi, đồng thời các gân trên bề mặt thanh gây nên lực tiếp xúc nghiêng giữa thanh và bê tông bao quanh. Ứng suất tại bề mặt thanh tạo bởi thành phần lực theo phƣơng của thanh có thể đƣợc coi là ứng suất dính giữa thanh và bê tông. Đã có rất nhiều nghiên cứu về tính chất dính của thanh FRP nhƣ thử nghiệm kéo tuột, thử nghiệm mối nối và dầm công xôn, nhằm xác định chiều dài chôn bằng công thức thực nghiệm, v.v.

Tiêu chuẩn ACI 440.6-08 có quy định bổ sung về cường độ dính của các thanh FRP cacbon và thủy tinh như sau : Cường độ dính phải được xác định nhằm mục đích chứng nhận sản phẩm (tức là giá trị được bảo đảm). Cường độ dính được bảo đảm của thanh FRP không được nhỏ hơn 9 MPa và được xác định bằng phương pháp do nhà sản xuất đề xuất và được người mua chấp nhận (có thể làm theo ACI 440.3R nhưng chỉ để đánh giá tính chất dính kết tương đối cho các tiêu chí của vật liệu chứ không thể dùng trong thiết kế) 2.3  Ứng xử phụ thuộc thời gian 2.3.1 Sự phá hủy do từ biến Thanh FRP khi chịu tải trọng không đổi quá lâu có thể bị phá hỏng đột ngột sau một khoảng thời gian, đƣợc gọi là thời gian giới hạn chịu đựng. Hiện tƣợng này đƣợc gọi là phá hủy do từ biến (hay mỏi tĩnh). Phá hủy do từ biến không đặt thành vấn đề đối với thép thanh trong bê tông cốt thép trừ phi ở nhiệt độ rất cao nhƣ khi hỏa hoạn. Khi tỉ số giữa ứng suất kéo dài hạn so với cƣờng độ ngắn hạn của thanh FRP tăng lên thì thời gian giới hạn chịu đựng giảm đi.Thời gian giới hạn chịu đựng do phá hủy từ biến cũng sẽ giảm trong điều kiện môi trƣờng bất lợi nhƣ nhiệt độ cao, phơi lộ trong bức xạ cực tím, độ kiềm cao, nhiều chu kì khô và ƣớt. Do thiếu nhiều dữ liệu về vấn đề này và chƣa có các phƣơng pháp tiêu chuẩn để thử nghiệm nên việc thiết kế hiện nay đều phải áp dụng các tiêu chí thiết kế thiên về an toàn.

Nói chung, sợi cacbon ít bị ảnh hƣởng với phá hủy từ biến, sợi aramit thì nhạy cảm vừa phải còn sợi thủy tinh là nhạy cảm nhất. Một số thí nghiệm cho thấy có mối quan hệ tuyến tính giữa cƣờng độ phá hủy từ biến với lôgarit của thời gian, khi thời gian lâu tới 100 giờ. Tỉ số của mức ứng suất lúc phá hủy từ biến so với cƣờng độ ban đầu của các thanh GFRP , AFRP và CFRP sau 500 000 giờ (trên 50 năm) đƣợc ngoại suy tuyến tính lần lƣợt là 0,29; 0,47 và 0,93. ( Có thể tham khảo thêm ở Bảng 5.3 )… … Các đặc trƣng từ biến của thanh FRP có thể xác định bằng phƣơng pháp nêu trong ACI 440.3R. Các khuyến nghị về giới hạn ứng suất dài hạn để tránh phá hủy từ biến đƣợc cho trong các chƣơng về thiết kế của Bản Chỉ dẫn này.

- 16 -

2.3.2 Mỏi Đã có nhiều nghiên cứu và thử nghiệm về hiện tƣợng mỏi của vật liệu FRP đƣợc thực hiện trong 30 năm qua, với các loại mẫu khác nhau, điều kiện gia tải và môi trƣờng khác nhau. Dƣới đây là một số kết quả chung.

Trong tất cả các loại FRP composit đƣợc áp dụng cho kết cấu hạ tầng, CFRP đƣợc cho là ít bị ảnh hƣởng nhất do phá hủy mỏi. Trên đồ thị ứng suất và lôga của số chu kì lúc phá huỷ (đƣờng cong S-N), độ dốc đi xuống trung bình của dữ liệu FRP cacbon thƣờng là vào khoảng 5% đến 8% của cƣờng độ ban đầu sau mỗi mƣời năm của lôga thời gian vòng đời. Sau 1 triệu chu kì, cƣờng độ mỏi thƣờng vào khoảng 50% và 70% của cƣờng độ tĩnh ban đầu và ít bị ảnh hƣởng của độ ẩm và nhiệt độ của kết cấu bê tông, trừ phi nhựa hoặc mặt phân cách nhựa-sợi bị xuống cấp rõ rệt bởi môi trƣờng.

Các sợi thủy tinh riêng lẻ nhƣ thủy tinh E, thủy tinh S nói chung ít bị phá hủy mỏi, tuy nhiên sợi thủy tinh riêng lẻ có thể bị phá hủy từ từ do sự ăn mòn diễn ra cùng lúc chịu ứng suất, khi các rạn nứt bề mặt lớn lên bởi lƣợng độ ẩm dù rất nhỏ của môi trƣờng thí nghiệm. Khi nhiều sợi thủy tinh đƣợc nhúng trong nền nhựa để tạo nên FRP composit, ảnh hƣởng của hiện tƣợng mỏi khi chịu kéo với tải trọng lặp sẽ làm giảm 10% khả năng chịu lực tĩnh ban đầu cứ sau mỗi thập niên của lôga tuổi thọ. Ảnh hƣởng mỏi này đƣợc cho là do tƣơng tác sợi với sợi và không phụ thuộc vào cơ chế ăn mòn cùng lúc chịu ứng suất nhƣ đối với sợi riêng lẻ. Các yếu tố môi trƣờng có vai trò quan trọng đối với ứng xử mỏi của sợi thủy tinh vì chúng khá nhạy cảm với độ ẩm, độ kiềm và dung dịch axit.

Sợi aramit có tính năng chịu mỏi tƣơng tự nhƣ sợi cacbon và thủy tinh. Khả năng chịu mỏi khi kéo của thanh dùng sợi aramit là rất tốt. Sự giảm cƣờng độ sau mỗi thập niên của lôga tuổi thọ chỉ xấp xỉ 5% đến 6%.... Dựa trên các kết quả nghiên cứu, đã có đề nghị đối với AFRP aramit, ứng suất tối đa đƣợc lấy là 54% đến 73% cƣờng độ kéo ban đầu… Sự phá hủy đối với các thanh AFRP hiện có trên thị trƣờng diễn ra nhanh hơn khi gặp độ ẩm và nhiệt độ cao.

Một số nghiên cứu về thanh CFRP cho thấy các kết quả sau : Cƣờng độ mỏi của thanh CFRP chôn trong bê tông sẽ giảm đi khi nhiệt độ môi trƣờng tăng từ 20 oC đến 40 oC. Thí nghiệm cho thấy giới hạn chịu đựng tỉ lệ nghịch với tần số gia tải. Khi tần số gia tải càng cao, từ 0,5Hz đến 8 Hz thì nhiệt độ của thanh cũng cao lên do ma sát trƣợt. Nhƣ vậy, giới hạn chịu đựng ở 1 Hz có thể 10 lần lớn hơn giới hạn ở 5 Hz. Trong thí nghiệm trên, với tỉ số ứng suất (tức là ứng suất nhỏ nhất chia cho ứng suất lớn nhất) là 0,1 và ứng suất lớn nhất là bằng 50% cƣờng độ ban đầu thì mẫu bị phá hủy sau hơn 400 000 chu kì với tần số gia tải 0,5 Hz. Giới hạn chịu đựng của thanh CFRP cũng phụ thuộc vào ứng suất trung bình và tỉ số ứng suất lặp nhỏ nhất – lớn nhất. Ứng suất trung bình càng lớn hoặc tỉ số ứng suất lặp càng nhỏ sẽ càng làm giảm giới hạn chịu đựng.

Mặc dù GFRP yếu hơn thép về chịu cắt, nhƣng thí nghiệm cho thấy thanh GFRP có gờ không dính kết có ứng xử mỏi tƣơng tự nhƣ thanh cốt thép có gờ khi chịu cắt ngang với tải trọng lặp lên tới 10 triệu chu kì. Các kết quả thí nghiệm và - 17 -

tính toán độ cứng cũng cho thấy có thể chuyển đổi tƣơng đƣơng giữa các thanh cốt thép và FRP khi chịu cắt bằng cách thay đổi một vài thông số nhƣ đƣờng kính, khoảng cách,…

Việc tạo thêm gờ, vỏ bọc và các loại gân trên bề mặt thanh sẽ làm tăng sự dính kết của thanh FRP nhƣng sẽ tạo ra ứng suất tập trung cục bộ làm ảnh hƣởng đáng kể đến tính năng chịu mỏi của thanh. Sự tập trung ứng suất cục bộ sẽ làm giảm tính năng mỏi do tạo ra trạng thái ứng suất phức tạp làm tăng cơ chế phá hoại nền nhựa, trong vật liệu composit sợi đơn phƣơng thì cơ chế này thông thƣờng bị hạn chế. Cơ chế làm hƣ hại thêm vật liệu sợi cũng có thể xảy ra gần chỗ các gân bề mặt của thanh, tùy thuộc vào cấu tạo thanh. Ảnh hƣởng của hiện tƣợng mỏi đến sự dính kết của thanh GFRP trong bê tông cũng đã đƣợc nghiên cứu khá chi tiết. Kết quả cho thấy cƣờng độ dính có thể biến động hoặc giữ nguyên khi chịu tải trọng lặp tùy theo các loại vật liệu chế tạo GFRP, điều kiện môi trƣờng và phƣơng pháp thử. Tuy nhiên do chƣa có nghiên cứu đầy đủ về ứng xử dính-mỏi nên việc áp dụng các tiêu chí thiết kế nên thiên về an toàn, dựa trên các các chỉ tiêu đặc trƣng của vật liệu và điều kiện thí nghiệm.

Các tiêu chí thiết kế về mỏi cho ở mục 5.4.2.

Còn về đặc trƣng mỏi của các thanh FRP, ngƣời thiết kế có thể dựa vào phƣơng pháp thử tiêu chuẩn đã trình bày trong ACI 440.3R. Và ngƣời thiết kế cũng nên thƣờng xuyên tham vấn nhà sản xuất về các tính năng ứng xử mỏi.

2.4 Tác động của nhiệt độ cao và lửa Không nên dùng cốt FRP trong các kết cấu mà sự an toàn đƣợc đảm bảo chủ yếu do khả năng chống cháy. Cốt FRP chôn bê tông tuy không cháy đƣợc vì thiếu ôxy nhƣng polyme sẽ bị mềm hóa do quá nóng. Nhiệt độ mà polyme bị mềm hóa đƣợc gọi là nhiệt độ chuyển hóa thủy tinh Tg. Khi nhiệt độ vƣợt quá Tg , mô đun đàn hồi của polyme bị giảm đáng kể do có thay đổi trong cấu trúc phân tử của nó. Giá trị Tg phụ thuộc vào loại nhựa nhƣng thƣờng trong khoảng 65 oC đến 120 oC. Tiêu chuẩn ACI 440.6-08 có quy định nhiệt độ chuyển hóa thủy tinh không được nhỏ hơn 100oC. Nhiệt độ chuyển hóa này được đo tại một mẫu cắt ra từ một thanh mới chế tạo và dùng phương pháp ASTM E1356 hoặc ASTM E1640. Lưu ý là nhiệt độ này không phải là nhiệt độ cao nhất được phép khi sử dụng, mà chỉ là chỉ tiêu yêu cầu đảm bảo đối với nhà sản xuất.

Trong vật liệu composit, các sợi do có tính chất chịu nhiệt cao hơn nhựa nên vẫn có thể tiếp tục chịu một phần lực theo phƣơng dọc nhƣng tính năng chịu kéo tổng thể của composit thì giảm đi vì sự truyền lực giữa các sợi thông qua lực dính với nhựa bị suy giảm. Kết quả thí nghiệm cho thấy ở nhiệt độ 250 oC, cao hơn nhiều so với Tg , cƣờng độ kéo của GFRP và CFRP sẽ giảm trên 20%. Các tính chất khác chịu ảnh hƣởng trực tiếp từ sự truyền lực cắt qua nhựa, nhƣ khả năng chịu cắt và chịu uốn thì còn giảm nhiều hơn ở nhiệt độ trên Tg. Trong thiết kế, một - 18 -

số nhà nghiên cứu đã khuyến nghị rằng vật liệu phải có Tg cao hơn ít nhất là 30 oC so với nhiệt độ tối đa có thể.gặp. Đối với bê tông đặt cốt FRP, tính chất của polyme ở bề mặt thanh có vai trò quan trọng để duy trì sự dính kết giữa FRP và bê tông. Tuy nhiên, tại nhiệt độ gần với Tg, các tính chất cơ học của polyme bị giảm đáng kể và polyme không còn có thể truyền ứng suất từ bê tông đến các sợi. Một nghiên cứu tiến hành với các thanh có Tg từ 60 oC đến 124 oC cho thấy cƣờng độ kéo tuột (lực dính) giảm từ 20% đến 40% tại nhiệt độ là 100 oC và giảm từ 80% đến 90% tại nhiệt độ 200 oC... Một thí nghiệm khác với dầm đặt cốt FRP cho thấy khi nhiệt độ thanh cốt đạt tới 250 oC đến 350 oC thì cốt chịu kéo bị hỏng. Sự phá hủy kết cấu có thể xảy ra một khi neo bị tuột do polyme bị mềm hóa và cũng có thể xảy ra khi nhiệt độ vƣợt quá nhiệt độ ngƣỡng của sợi : 880 oC đối với sợi thủy tinh, 180 oC đối với sợi aramit và 1600 oC đối với sợi cacbon. Đối với sợi cacbon, nhiệt độ cao còn làm tăng tốc độ ôxy hóa khi có ôxy trong không khí. Trong khi chƣa có một ngƣỡng rõ rệt nào có thể coi là nhiệt độ an toàn cho suốt thời gian sử dụng, nên có thể lấy nhiệt độ sử dụng cao nhất là 500 oC khi có tiếp xúc với không khí. Để an toàn, nhiệt độ này cũng nên đƣợc coi là nhiệt độ giới hạn đối với sợi cacbon ngay cả khi chúng đƣợc cách li một phần khỏi ôxy bằng bê tông không nứt và polyme hóa than.

Xét về cục bộ, ứng xử nhƣ vậy có thể làm tăng bề rộng khe nứt và độ võng. Sự phá hủy kết cấu có thể tránh đƣợc nếu vùng cuối của thanh FRP không bị nhiệt độ cao để đảm bảo duy trì neo. Kết cấu hoàn toàn có thể bị hỏng nếu các neo bị tuột vì polyme mềm hóa hoặc nếu nhiệt độ tăng cao hơn nhiệt độ ngƣỡng của bản thân các sợi. Trƣờng hợp sau xảy ra ở nhiệt độ gần 980 oC đối với sợi thủy tinh và 175 oC đối với sợi aramit. Sợi cacbon có thể chịu đƣợc nhiệt độ vƣợt quá 1600 oC. Tiêu chuẩn ACI 216R (Chỉ dẫn xác định độ chịu lửa của cấu kiện bê tông) có thể dùng để ƣớc tính nhiệt độ tại các độ cao khác nhau của một tiết diện bê tông.

2.5  Độ lâu bền Thanh FRP dễ bị thay đổi cƣờng độ và độ cứng trong môi trƣờng trƣớc, trong và sau khi thi công. Môi trƣờng có thể bao gồm nƣớc, tia cực tím, nhiệt độ cao, dung dịch kiềm hay axit và dung dịch muối. Cƣờng độ và độ cứng có thể tăng, giảm hoặc giữ nguyên tùy theo từng vật liệu riêng biệt và điều kiện phơi lộ. Các tính chất chịu kéo và dính là các tham số cần quan tâm nhất đối với công trình bê tông đặt cốt chịu lực. Điều kiện môi trƣờng đáng quan tâm là nƣớc có độ kiềm cao trong lỗ rỗng của bê tông ngoài trời. Đã có những phƣơng pháp dùng nhiệt để đẩy nhanh sự giảm cƣờng độ của của sợi thủy tinh trần, không có ứng suất, nằm trong bê tông và qua đó dự đoán đƣợc tính năng dài hạn của vật liệu GFRP trong dung dịch kiềm. Tuy nhiên các phƣơng pháp đẩy nhanh này đối với thủy tinh trần ( trong đó chỉ có một phản ứng hóa học gây ra sự xuống cấp ) không áp dụng đƣợc cho composit GFRP ( vì trong đó có nhiều phản ứng hóa học và nhiều cơ chế xuống cấp có thể xảy ra ngay lập tức hoặc sau đó )… Phần lớn các dữ liệu là đƣợc lập với thanh trần chịu môi trƣờng xâm thực và không có tải trọng. Trong khi đó quan hệ giữa các dữ liệu thanh trần và thanh chôn trong bê tông còn phụ thuộc vào các tham biến phụ thêm - 19 -

khác, ví dụ nhƣ mức độ bảo vệ của bê tông đối với cốt… Do vậy, chƣơng này chỉ nêu ra một số kết quả tổng quan không định lƣợng đối với một số vật liệu. Các kết quả thí nghiệm tƣơng ứng với một số vật liệu thanh FRP và điều kiện thí nghiệm nêu trong chƣơng này, do đó, nên đƣợc sử dụng một cách thiên về an toàn, trừ phi có các số liệu tin cậy hơn về độ lâu bền.

Dung dịch nƣớc với độ pH cao từ 11,5 đến 13,0 sẽ làm giảm cƣờng độ kéo và độ cứng của thanh GFRP với các mức độ khác nhau vì ngoài độ pH phải kể đến thành phần hóa học của dung dịch, nhiệt độ và có tải hay không. Nhiệt độ cao và thời gian dài cũng làm vấn đề càng trầm trọng hơn. Phần lớn dữ liệu thu đƣợc nằm trong phạm vi nhiệt độ từ nhiệt độ thấp mà nhựa bắt đầu đông đến nhiệt độ cao chỉ kém vài độ so với Tg của nhựa. Mức độ mà chất nhựa bảo vệ các sợi thủy tinh chống lại sự xâm nhập các ion hydroxyl ( OH- ) có hại thể hiện chủ yếu qua sức kháng kiềm của thanh GFRP. So với các nhựa khác, nhựa vinyl este đƣợc cho là chống lại tốt hơn sự thâm nhập của ẩm. Loại sợi thủy tinh cũng là một yếu tố quan trọng đối với sự chịu kiềm của thanh GFRP. Sự giảm cƣờng độ kéo của thanh GFRP nằm trong phạm vi 0% đến 75% giá trị ban đầu. Còn độ cứng khi kéo của thanh GFRP có ứng suất hoặc không ứng suất giảm trong phạm vi giữa 0% và 20% tùy trƣờng hợp. Cƣờng độ kéo và độ cứng của thanh AFRP trong dung dịch kiềm ở nhiệt độ cao, có hay không có ứng suất, lần lƣợt giảm từ 10% đến 50% và từ 0% đến 20% giá trị ban đầu. Trƣờng hợp thanh CFRP không có ứng suất, cƣờng độ và độ cứng giảm từ 0% đến 20%.

Việc phơi lộ thanh FRP trƣớc tia cực tím và độ ẩm trƣớc khi đặt trong bê tông có thể ảnh hƣởng bất lợi đến cƣờng độ kéo do các thành phần polyme, bao gồm sợi aramit và chất nhựa, bị hƣ hại. Cách thức thi công tốt và các phụ gia nhựa có thể cải thiện đáng kể vấn đề này. Do đó, trƣớc khi đƣợc đặt vào bê tông, thanh FRP rất nên đƣợc bảo vệ để tránh tiếp xúc trực tiếp ánh nắng và ẩm. Kết quả thứ nghiệm khi đồng thời chịu tia cực tím và ẩm của các thanh có và không có ứng suất cho thấy cƣờng độ kéo giảm từ 0% đến 20% giá trị ban đầu của thanh CFRP, từ 0 đến 30% của thanh AFRP và từ 0% đến 40% của thanh GFRP .

Thí nghiệm cũng cho thấy việc thêm các loại muối khác nhau vào dung dịch ngâm các thanh FRP gần nhƣ không làm thay đổi cƣờng độ và độ cứng so với các thanh ngâm trong dung dịch không có muối…

Tuổi thọ của lực dính giữa FRP và bê tông có liên quan chủ yếu đến môi trƣờng ẩm và kiềm trong bê tông. Lực dính của cốt FRP thể hiện qua sự truyền lực cắt và lực ngang tại mặt phân cách giữa cốt và bê tông, và giữa các sợi riêng rẽ trong thanh. Cơ chế tạo thành lực dính trong các thanh mà trong đó nhựa là chủ yếu khác hẳn với cơ chế trong các thanh có sợi là chủ yếu, và loại cơ chế sau ảnh hƣởng quyết định đến các tính chất nhƣ cƣờng độ và độ cứng dọc của thanh FRP. Nhƣ vậy, các môi trƣờng ảnh hƣởng đến nhựa polyme hay mặt phân cách sợi/nhựa cũng có thể xem nhƣ ảnh hƣởng đến lực dính của thanh FRP. Có nhiều phƣơng pháp thí nghiệm về lực dính của thanh FRP (nhƣ là thí nghiệm kéo tuột, kéo, thí nghiệm riêng phần đầu dầm) nhƣng phổ biến nhất vẫn là thí nghiệm kéo tuột trực tiếp vì đơn giản và ít tốn kém mặc dù nó không thể hiện đúng trạng thái ứng suất của bê tông trong phần lớn các trƣờng hợp thực tế. Các mẫu kéo - 20 -

tuột các thanh CFRP và GFRP đƣợc thực hiện trong môi trƣờng tự nhiên cho thấy cƣờng độ dính không bị giảm đáng kể sau khoảng thời gian 1 đến 2 năm. Ngoài ra thí nghiệm cũng cho thấy có cả sự tăng và giảm cƣờng độ kéo tuột sau thời gian ngắn của thanh GFRP khi chịu môi trƣờng ƣớt và nhiệt độ cao trong bê tông, có hoặc không có sự làm tăng độ kiềm. Vết nứt dọc trong lớp bê tông bảo vệ có thể làm tổn hại nghiêm trọng khả năng dính của thanh FRP và do đó phải có biện pháp đầy đủ để ngăn ngừa sự nứt nhƣ vậy. Việc các hóa chất thấm qua bê tông đến thanh FRP là một nhân tố quan trọng làm ảnh hƣởng cƣờng độ dính. Các khuyến nghị liên quan đến các tham số dính nhƣ là chiều dài neo và chiều dài nối chồng đƣợc nêu trong Chƣơng 7.

Về đặc trƣng lâu bền của thanh FRP, có thể tham khảo các phƣơng pháp thí nghiệm nêu trong ACI 440.3R. Ngƣời thiết kế cần thƣờng xuyên tham vấn nhà sản xuất để biết về các hệ số về độ lâu bền.

Tiêu chuẩn ACI 440.6-08 có quy định bổ sung về các tính chất bền lâu của các thanh FRP cacbon và thủy tinh như sau : 1. Độ hút ẩm: Phải thử nghiệm độ hút ẩm nhằm mục đích chứng nhận sản phẩm (tức là giá trị danh nghĩa) theo ASTM D570 Mục 7.4 hoặc D5229/D5229M, phương pháp B, dùng nước ở nhiệt độ 50 oC với số lần và số mẫu như đối với thí nghiệm tìm giá trị danh nghĩa của tính năng cơ học (trên ít nhất 25 mẫu gồm 5 nhóm, mỗi nhóm 5 mẫu của các lô sản xuất khác nhau). Các kết quả thí nghiệm độ hút ẩm riêng lẻ phải được thông báo và giá trị trung bình của chúng phải nhỏ dưới 1,0%.

2. Sức chịu môi trường kiềm: Sức chịu môi trường kiềm phải được xác định nhằm mục đích chứng nhận sản phẩm (tức là giá trị danh nghĩa) theo phương pháp do nhà sản xuất đề xuất và được người mua chấp nhận (có thể làm theo ACI 440.3R) với số lần và số mẫu như đối với thí nghiệm tìm giá trị danh nghĩa.

3. Sự thẩm thấu theo phương dọc: Sự thẩm thấu theo phương dọc phải được xác định nhằm mục đích bảo đảm chất lượng với khách hàng. Năm đoạn dài 1 inch (2,5 cm) được cắt ra từ thanh FRP để thử nghiệm theo ASTM D5117 với mỗi lô sản phẩm. Không được có lỗ rỗng liên tục trong nhựa (lỗ rỗng liên tục là lỗ rỗng có trong cả 5 mẫu thử, có thể xảy ra do co ngót của nhựa hoặc do sợi và nhựa không kết chặt với nhau khi chế tạo). .

- 21 -

CHƢƠNG 3  YÊU CẦU ĐỐI VỚI VẬT LIỆU VÀ THỬ NGHIỆM Các thanh FRP làm từ sợi liên tục (aramit, cacbon, thuỷ tinh) cần phù hợp với các tiêu chuẩn chất lƣợng nêu ở Mục 3.1. Thanh FRP không đẳng hƣớng, trong đó trục dọc là trục chính. Các tính chất cơ học của chúng biến đổi rất nhiều tuỳ theo từng nhà chế tạo. Các yếu tố nhƣ tỉ phần thể tích sợi, loại sợi, nhựa, phƣơng sợi, kích thƣớc, việc kiểm tra chất lƣợng và quá trình chế tạo đều có tác động lớn đến các đặc trƣng vật lí và cơ học của thanh FRP. Thanh FRP cần đƣợc thiết kế với các cấp khác nhau dựa theo các đặc trƣng kỹ thuật của chúng (nhƣ cƣờng độ kéo và mô đun đàn hồi). Tên gọi của thanh cần tƣơng ứng với tính chất chịu kéo, và đƣợc kí hiệu một cách nhất quán đúng với thanh FRP sử dụng.

3.1  Cấp cƣờng độ và cấp mô đun của thanh FRP Thanh FRP làm cốt cho bê tông có nhiều cấp khác nhau theo cƣờng độ kéo và mô đun đàn hồi. Cấp cƣờng độ kéo đƣợc phân loại dựa trên cƣờng độ kéo của thanh, cấp thấp nhất là 414MPa. Gia số cƣờng độ giữa các cấp đƣợc lấy là 69 MPa ( 10 ksi ); ví dụ một số cấp có tên nhƣ sau : - Cấp F60, tƣơng ứng với 414 MPa  ffu* < 483 MPa; ( tƣơng đƣơng 60 ksi  ffu* < 70 ksi ) - Cấp F70, tƣơng ứng với 483 MPa  ffu* < 552 MPa; ( tƣơng đƣơng 70 ksi  ffu* < 80 ksi ) - Cấp F290, tƣơng ứng với 1999 MPa  ffu* < 2069 MPa; ( tƣơng đƣơng 290 ksi  ffu* < 300 ksi ) Khi thiết kế, ngƣời kĩ sƣ cần chọn một cấp nào đó giữa F60 và F290, mà không chọn một loại thanh FRP riêng biệt nào đó trên thị trƣờng.

Mô đun đàn hồi của các thanh FRP khác nhau đƣợc tóm tắt trong Bảng 3.1. Với mọi loại thanh FRP này, biến dạng tỉ đối khi đứt không đƣợc dƣới 0,005.

Cấp mô đun đàn hồi cũng đƣợc xác lập tƣơng tự nhƣ cấp cƣờng độ. Với cấp mô đun đàn hồi, giá trị nhỏ nhất đƣợc quy định tuỳ thuộc loại sợi. Khi thiết kế, ngƣời kĩ sƣ cần chọn theo cấp mô đun đàn hồi nhỏ nhất tƣơng ứng với loại sợi đã chọn cho cấu kiện hoặc cho công trình đó. Ví dụ một thanh FRP với mô đun cấp E5.7 có nghĩa là mô đun của thanh phải ít nhất là 39,3 GPa (5700 ksi). Nhà sản xuất chế tạo ra thanh FRP với mô đun đàn hồi vƣợt quá giá trị cực tiểu đã định có thể đề xuất những thanh FRP cao cấp hơn nhằm mục đích tiết kiệm lƣợng cốt FRP dùng cho một trƣờng hợp riêng nào đó Bảng 3.1 Mô đun đàn hồi cực tiểu của thanh FRP tƣơng ứng với loại sợi

Thanh GFRP Thanh AFRP Thanh CFRP

Cấp mô đun  GPa (103 ksi) E39,3 (5.7) E68,9 (10.0) E110,3 (16.0)

- 22 -

3.2  Hình dạng bề mặt Thanh FRP đƣợc chế tạo theo nhiều phƣơng pháp khác nhau. Mỗi phƣơng pháp sản xuất sẽ tạo ra các loại bề mặt khác nhau. Các đặc trƣng bề mặt của thanh FRP là quan trọng đối với sự dính kết cơ học với bê tông. Hình 3.1 là một số dạng bề mặt gân của các thanh FRP có trên thị trƣờng. Hiện tại chƣa có tiêu chuẩn về các mẫu bề mặt này.

Hình 3.1 Một số dạng gân bề mặt của các thanh FRP có trên thị trường. a) có sườn ; b) phủ cát ; c) bọc quấn và phủ cát 3.3  Cỡ thanh Tƣơng tự nhƣ thanh cốt thép tiêu chuẩn của ASTM, cỡ thanh FRP đƣợc chỉ định bằng một con số ( ví dụ: là số lần một phần tám inch của đƣờng kính thanh, theo tiêu chuẩn ASTM ). Có 10 cỡ tiêu chuẩn cho ở Bảng 3.2, kèm theo chuyển đổi theo hệ mét. Đƣờng kính danh nghĩa của thanh có gân là đƣờng kính của thanh tròn trơn tƣơng đƣơng có cùng diện tích tiết diện với thanh gân. Khi thanh FRP không phải là hình tròn đặc truyền thống (ví dụ chữ nhật hoặc rỗng) thì đƣờng kính ngoài của thanh hoặc là kích thƣớc ngoài lớn nhất của thanh sẽ đƣợc ghi thêm cùng đƣờng kính danh nghĩa tƣơng đƣơng. Đƣờng kính danh nghĩa của các thanh phi truyền thống này là đƣờng kính một thanh tròn trơn tƣơng đƣơng có cùng diện tích tiết diện .

3.4 Nhận dạng thanh Do có nhiều loại thanh FRP khác nhau về cấp, về cỡ, về loại sợi, cần phải có cách nhận dạng chúng dễ dàng. Mỗi nhà sản xuất phải đánh mã hiệu thanh hoặc thùng/gói hàng hoặc cả hai, với đầy đủ các thông tin sau : - thƣơng hiệu nhà sản xuất ; - chữ cái để chỉ loại sợi (nhƣ là G cho sợi thuỷ tinh, A cho sợi aramit, C cho sợi cacbon, H cho loại đa thể), theo sau là con số ứng với cỡ danh nghĩa của thanh theo tiêu chuẩn ASTM ; - dấu hiệu chỉ cấp cƣờng độ ; - dấu hiệu chỉ mô đun đàn hồi của thanh theo nghìn ksi hoặc GPa; và - trƣờng hợp thanh phi truyền thống (thanh có tiết diện không tròn hoặc rỗng), ghi thêm đƣờng kính ngoài hay kích thƣớc bao ngoài lớn nhất.

- 23 -

Bảng 3.2 Thanh cốt theo tiêu chuẩn ASTM Cỡ thanh Tiêu chuẩn Chuyển đổi hệ mét

Đƣờng kính danh nghĩa, in. (mm)

Diện tích in.2 (mm2)

No. 2

Ø6

2x1/8 = 0.250 (6,4)

0.05 (31,6)

No. 3

Ø10

31/8 = 0.375 (9,5)

0.11 (71)

No. 4

Ø13

41/8 = 0.500 (12,7)

0.20 (129)

No. 5

Ø16

51/8 = 0.625 (15,9)

0.31 (199)

No. 6

Ø19

61/8 = 0.750 (19,1)

0.44 (284)

No. 7

Ø22

71/8 = 0.875 (22,2)

0.60 (387)

No. 8

Ø25

81/8 = 1.000 (25,4)

0.79 (510)

No. 9

Ø29

91/8 = 1.128 (28,7)

1.00 (645)

No. 10

Ø32

101/8 = 1.270 (32,3)

1.27 (819)

No. 11

Ø36

111/8 = 1.410 (35,8)

1.56 (1006)

Ví dụ một kí hiệu nhận dạng là : XXX – G#4 – F100 – E6.0 Trong đó XXX = thƣơng hiệu hay tên nhà sản xuất ; G#4 = thanh GFRP No. 4 (đƣờng kính danh nghĩa ½ in hay 12 mm) ; F100 = cấp cƣờng độ bé nhất là 100 ksi (ffu*  100 ksi hay 689 MPa) ; E6.0 = cấp mô đun bé nhất 6000 ksi (41 GPa).

Trƣờng hợp thanh rỗng hay thanh có hình khác thƣờng, phải thêm vào cuối kí hiệu nhận dạng một số nữa. Số này là kích thƣớc bao ngoài lớn nhất của thanh và chỉ để kiểm tra, bảo đảm chất lƣợng, vì ngƣời kĩ sƣ đã quy định rõ hình dạng đặc biệt này trong thiết kế.

XXX – G#4 – F100 – E6.0 – 0.63 Trong đó 0.63 = kích thƣớc bao ngoài lớn nhất của thanh là 5/8 in (16 mm).

Các dấu hiệu nhận dạng nêu trên sẽ đƣợc dùng trên công trƣờng để kiểm tra loại thanh, cấp, cỡ và hình dạng của thanh đƣợc sử dụng.

3.5 Thanh thẳng Các thanh thẳng đƣợc cắt đến chiều dài đã định từ thanh dài hơn trong kho của đại lý hãng chế tạo hoặc tại nhà máy sản xuất.

- 24 -

3.6 Thanh uốn cong Việc uốn cong thanh FRP làm từ nhựa rắn nhiệt phải thực hiện trƣớc khi nhựa lƣu hoá hoàn toàn. Sau khi thanh đã đƣợc lƣu hoá, chúng rất cứng không thể uốn hay thay đổi hình dạng. Các polyme rắn nhiệt là thể liên kết chéo ở mức cao nên không cho phép làm nóng thanh vì sẽ làm phân rã nhựa và do đó làm giảm cƣờng độ thanh FRP. Với cùng một loại sợi, cƣờng độ của thanh uốn cong bị biến đổi rất nhiều, tuỳ thuộc vào kỹ thuật uốn và vào loại nhựa. Vì vậy, cƣờng độ của đoạn uốn thông thƣờng nên đƣợc xác định bằng các thử nghiệm làm theo phƣơng pháp của ACI 440.3R (xem Phụ lục). Thanh mà nhựa chƣa lƣu hoá hoàn toàn có thể uốn đƣợc nhƣng phải tuân theo chỉ dẫn của nhà sản xuất và phải uốn dần, tránh những góc nhọn làm hƣ hại các sợi.

3.7  Các quy định bổ sung đối với thanh GFRP và CFRP Tiêu chuẩn ACI 440.6-08 có các điều khoản riêng cho vật liệu của thanh GFRP và CFRP, được trích yếu và tóm tắt như dưới đây.

3.7.1 Vật liệu 1. Sợi. Sợi phải ở dạng sợi thô đơn phương (sợi thủy tinh) hoặc sợi dát đơn phương (sợi cacbon) với cỡ và khối lượng nhất định. Loại sợi và lượng sợi quyết định tính chất vật lí và cơ học của thanh FRP. Hàm lượng sợi phải được đo theo ASTM D3171 hoặc D2584. Nếu dùng ASTM D3171 thì hàm lượng sợi theo thể tích không được ít hơn 55%. Nếu dùng ASTM D2584 thì hàm lượng sợi không được ít hơn phần khối lượng tương ứng với hàm lượng sợi theo thể tích là 55%.

2. Nền nhựa. Được phép dùng các hệ thống nhựa vinyleste và epoxy nếu sản phẩm cuối cùng đáp ứng yêu cầu cơ lí và độ bền lâu quy định. Cho phép phối trộn nhựa vinyleste và epoxy. Chất polyme gốc trong hệ thống nhựa không được chứa polyeste. Cho phép thêm styren vào nhựa polyme trong lúc chế tạo. Lượng styren thêm vào không được quá 10% khối lượng nhựa polyme và phải được thông báo.

3. Chất độn và phụ gia. Chỉ được dùng chất độn vô cơ có trên thị trường như đất cao lanh, cacbonat canxi, trihydrat alumina và không được quá 20% khối lượng của thành phần nhựa polyme. Chỉ được dùng các chất phụ gia có trên thị trường như chất chống dính khuôn, phụ gia co ngót cấp thấp, chất mồi, chất thúc, chất làm rắn, chất xúc tác, chất mầu, chất làm chậm cháy, chất hãm tia cực tím. Phụ gia co ngót nếu sử dụng thì phải ít hơn 10% khối lượng nhựa polyme. Chỉ cho phép dùng tấm lưới hay màn không dệt, vô cơ hoặc hữu cơ, có trên thị trường để phủ bề mặt.

3.7.2 Cỡ thanh 1. Chỉ cho phép dùng thanh FRP có tiết diện tròn đặc hoặc elip. Cỡ thanh phải nhất quán với thanh cốt thép tiêu chuẩn cho trong ASTM A615/A615M và được liệt kê ở Bảng 3.3.

2. Đường kính tính toán của thanh FRP là đường kính thanh tròn trơn tương đương có cùng diện tích với thanh FRP, diện tích này được đo theo ASTM D7205/D7205M. - 25 -

3. Khi thanh FRP có tiết diện elip, cần ghi thêm kích thước ngoài lớn nhất và nhỏ nhất của tiết diện vào đường kính tính toán. Đường kính tính toán của thanh FRP elip là đường kính của thanh tròn đặc tương đương có cùng diện tích tiết diện được đo theo ASTM D7205/D7205M 4. Đường kính danh nghĩa của thanh FRP dùng để gọi tên và để thiết kế phải bằng với đường kính tính toán. Nếu đường kính tính toán không trùng với giá trị danh nghĩa nào cho ở Bảng 3.3 thì sẽ dùng đường kính danh nghĩa nhỏ hơn gần nhất của bảng.

Bảng 3.3 Cỡ của thanh FRP tròn Cỡ thanh

Đường kính danh nghĩa, in (mm)

Diện tích danh nghĩa, in2 (mm2)

No.2 No.3 No.4 No.5 No.6 No.7 No.8 No.9 No.10

0,250 (6,3) 0,375 (9,5) 0,500 (12,7) 0,625 (15,9) 0,750 (19,0) 0,875 (22,2) 1,000 (25,4) 1,128 (28,6) 1,270 ( 32,2)

0,05 (32,2) 0,11 (71,0) 0,20 (129,0) 0,31 (200,0) 0,44 (283,8) 0,60 (387,1) 0,79 (509,7) 1,00 (645,1) 1,27 (819,3)

3.7.3 Uốn cong 1. Bán kính uốn cong. Chỉ được uốn cong thanh FRP làm bằng nhựa rắn nhiệt và khi nhựa đang ở trạng thái lỏng. Bán kính trong nhỏ nhất tại chỗ uốn của thanh FRP tạo trong nhà máy được quy định ở Bảng 3.4 Bảng 3.4  Bán kính uốn trong nhỏ nhất của thanh uốn Cỡ thanh No.2 No.3 No.4 No.5 No.6 No.7 No.8 No.9 No.10

Bán kính uốn, in (mm) 0,75 ( 19,0) 1,125 (28,6) 1,50 (38,1) 1,875 (47,6) 2,25 (57,2) 2,625 (66,7) 3,00 (76,2) 4,50 (114,3) 5 (127,0)

- 26 -

2. Cƣờng độ chỗ uốn. Cường độ chỗ uốn được xác định để nhằm mục đích chứng nhận sản phẩm toàn diện (tức là giá trị được bảo đảm). Cường độ được bảo đảm của chỗ uốn được nhà sản xuất đo theo phương pháp của ACI 440.3R (dùng tối thiểu 5 mẫu uốn 90 độ, với bán kính uốn lấy tỉ lệ theo đường kính thanh nhỏ nhất), Khi có thể cắt được một đoạn thẳng đủ dài ở sau chỗ uốn, đoạn đuôi này phải được thử nghiệm theo ASTM D7205/D7205M. Cường độ của mẫu này không được nhỏ hơn cường độ được bảo đảm của thanh có cùng đường kính.

- 27 -

CHƢƠNG 4  CƠ SỞ THIẾT KẾ Chƣơng này trình bày những khuyến nghị chung về thiết kế cấu kiện chịu uốn bằng bê tông có cốt là các thanh FRP. Các khuyến nghị này dựa trên các nguyên lý cân bằng, tƣơng thích và cấu tạo của vật liệu. Ngoài ra, ứng xử giòn của cả hai vật liệu là cốt FRP và bê tông cũng đƣợc xét đến vì sự đứt của cốt FRP hay sự ép vỡ của bê tông đều là các cơ chế dẫn đến sự phá huỷ. Ảnh hƣởng của nhiệt độ cao và lửa đã đƣợc trình bày ở Mục 2.4.

4.1  Phƣơng pháp thiết kế Chỉ dẫn này sử dụng phƣơng pháp thiết kế theo cƣờng độ đối với cấu kiện bê tông đặt cốt thanh FRP để thống nhất với các tài liệu khác của ACI, đặc biệt là các điều khoản của ACI 318-05 “Tiêu chuẩn thiết kế đối với kết cấu bê tông”. Các khuyến nghị này dựa trên nguyên tắc thiết kế theo trạng thái giới hạn tức là một cấu kiện bê tông cốt FRP phải đƣợc thiết kế theo nội lực giới hạn rồi đƣợc kiểm tra về độ chịu đựng mỏi, độ bền từ biến và tiêu chí về điều kiện sử dụng. Trong nhiều trƣờng hợp, tiêu chí về điều kiện sử dụng hoặc giới hạn chịu đựng mỏi và phá huỷ từ biến có thể đóng vai trò quyết định trong việc thiết kế cấu kiện chịu uốn bằng bê tông có cốt FRP (đặc biệt là các thanh AFRP và GFRP có độ cứng kém).

Các hệ số tải trọng cho trong ACI 318-05 cũng đƣợc dùng để xác định nội lực giới hạn của cấu kiện bê tông có cốt FRP. 4.2  Các đặc trƣng tính toán của vật liệu Các tính chất cơ học do nhà sản xuất cung cấp, ví dụ nhƣ cƣờng độ kéo đảm bảo, cần đƣợc coi nhƣ các tính chất ban đầu chƣa xét đến ảnh hƣởng tác động dài hạn của môi trƣờng. Bởi vì sự phơi lộ dài hạn trong các môi trƣờng khác nhau có thể làm giảm cƣờng độ kéo, giảm độ chịu đựng mỏi hoặc phá hủy do từ biến của thanh FRP nên các tính chất cơ học dùng trong các phƣơng trình thiết kế phải đƣợc giảm đi tùy theo loại và mức độ phơi lộ.

Phƣơng trình từ (4-1) đến (4-3) cho phép tính toán các đặc trƣng chịu kéo sử dụng trong thiết kế. Cƣờng độ chịu kéo tính toán đƣợc xác định theo công thức

f fu  CE f fu*

(4-1)

trong đó ffu = cƣờng độ kéo tính toán của FRP có xét đến sự suy giảm do môi trƣờng sử dụng, MPa ; CE = hệ số giảm cƣờng độ kéo tính toán do tác động môi trƣờng , cho trong Bảng 4.1 tƣơng ứng với các loại sợi và điều kiện phơi lộ khác nhau ; ffu * = cƣờng độ kéo đảm bảo của thanh FRP, xác định bằng giá trị trung bình của một nhóm các mẫu thử trừ đi ba lần độ lệch chuẩn (ffu *= fu,ave –3 ), MPa ; Biến dạng tỉ đối tính toán khi phá hủy đƣợc xác định theo công thức

- 28 -

εfu = CE fu*

(4-2)

trong đó εfu = biến dạng tỉ đối tính toán khi phá hủy của cốt FRP ; fu* = biến dạng tỉ đối đảm bảo khi phá hủy của thanh FRP, đƣợc xác định bằng biến dạng kéo tỉ đối trung bình lúc phá hủy của một nhóm các mẫu thử trừ đi ba lần độ lệch chuẩn (fu* = εu,ave3).

Mô đun đàn hồi thiết kế lấy bằng giá trị thông báo của nhà sản xuất, tức là mô đun đàn hồi trung bình (đƣợc coi là giá trị đảm bảo ) của một nhóm các mẫu thử (Ef = Ef,ave).

.

Bảng 4.1 Hệ số giảm cƣờng độ kéo tính toán do tác động môi trƣờng, với các loại sợi và điều kiện phơi lộ khác nhau Điều kiện phơi lộ

Loại sợi

Bê tông không phơi lộ ra đất và thời tiết

Cacbon Thủy tinh Aramit Cacbon Thủy tinh Aramit

Bê tông bị phơi lộ ra đất và thời tiết

Hệ số giảm do môi trƣờng CE 1,0 0,8 0,9 0,9 0,7 0,8

Hệ số giảm do môi trƣờng cho tại Bảng 4.1 có tính thiên về an toàn, phụ thuộc vào độ lâu bền của từng loại sợi, với sự chấp thuận của Tiểu ban ACI 440. Ảnh hƣởng của nhiệt độ đã đƣợc kể đến trong giá trị của CE, tuy nhiên các thanh FRP không đƣợc dùng trong môi trƣờng có nhiệt độ sử dụng cao hơn nhiệt độ Tg của nhựa dùng cho chế tạo sợi. ( Hiện vẫn đang còn nhiều nghiên cứu tiếp tục về vấn đề này).

4.2.1 Cường độ kéo tại chỗ uốn cong của thanh FRP Cƣờng độ kéo tại chỗ uốn cong của thanh FRP có thể đƣợc xác định bằng công thức:

  r f fb   0.05. b  0.3  f fu  f fu db  

(4-3)

trong đó ffb = cƣờng độ kéo tính toán tại chỗ uốn cong của thanh FRP, MPa ; rb = bán kính uốn, mm ; db = đƣờng kính của thanh cốt, mm ; ffu = cƣờng độ kéo tính toán của FRP có xét đến sự giảm do môi trƣờng sử dụng, MPa. Phƣơng trình (4-3) đƣợc lấy theo khuyến nghị thiết kế của Hội Kĩ sƣ Xây dựng Nhật Bản. Một số nghiên cứu khác về móc uốn của thanh FRP cho thấy lực kéo - 29 -

phát sinh trong phần cong của thanh GFRP chịu ảnh hƣởng chủ yếu từ tỉ số bán kính cong trên đƣờng kính thanh rb/db, chiều dài phần đuôi và, ở mức độ thấp hơn, từ cƣờng độ của bê tông.

Một cách khác để xác định sự suy giảm cƣờng độ kéo do uốn cong là nhà chế tạo có thể tiến hành thí nghiệm thanh cong theo phƣơng pháp nêu trong ACI 440.3R.

- 30 -

CHƢƠNG 5  THIẾT KẾ CẤU KIỆN CHỊU UỐN Thiết kế cấu kiện chịu uốn bằng bê tông đặt cốt thanh FRP cũng tƣơng tự nhƣ thiết kế cấu kiện bê tông cốt thép. Các số liệu thí nghiệm trên cấu kiện chịu uốn bằng bê tông đặt cốt thanh FRP cho thấy khả năng chịu uốn có thể dựa trên các giả thiết tƣơng tự nhƣ đối với cấu kiện đặt cốt thép. Việc thiết kế cấu kiện chịu uốn bằng bê tông cốt FRP cần xét đến quan hệ ứng suất – biến dạng của vật liệu FRP. 5.1 Các vấn đề chung Các Chỉ dẫn ở Chƣơng này chỉ xét đến tiết diện chữ nhật với một lớp cốt thuộc một loại FRP vì việc nghiên cứu thực nghiệm hầu hết làm với loại tiết diện này.

Tuy nhiên, các ý tƣởng trình bày ở đây cũng có thể áp dụng để phân tích và thiết kế cấu kiện có hình dạng tiết diện khác, và có nhiều loại cốt, nhiều lớp cốt FRP hoặc cả hai trƣờng hợp. Mặc dù lí thuyết về cấu kiện chịu uốn trình bày ở đây cũng có thể áp dụng đƣợc cho tiết diện không chữ nhật, nhƣng sự làm việc thực tế của tiết diện không chữ nhật vẫn cần đƣợc tiếp tục nghiên cứu thí nghiệm để khẳng định.

5.1.1 Phương pháp thiết kế cấu kiện chịu uốn.

Cấu kiện bê tông cốt thép thƣờng đƣợc thiết kế không quá nhiều cốt thép để sao cho cốt thép chảy dẻo trƣớc khi bê tông vùng nén bị ép vỡ. Sự chảy dẻo của cốt thép sẽ tạo nên độ dẻo kết cấu và cảnh báo sự phá hủy cấu kiện. Trong khi đó, cốt FRP ứng xử không dẻo nên cần phải xem xét lại phƣơng pháp nói trên.

Nếu cốt FRP bị đứt thì sự phá hủy của cấu kiện diễn ra đột ngột và nguy hiểm, tuy nhiên trƣớc đó có sự cảnh báo về sự phá hủy sắp xảy ra với sự xuất hiện các vết nứt quá mức và độ võng lớn do các thanh FRP bị giãn ra nhiều trƣớc khi bị đứt.

Trong mọi trƣờng hợp, cấu kiện sẽ không cho thấy tính dẻo nhƣ thƣờng thấy ở dầm bê tông cốt thép đặt ít thép. Đối với dầm bê tông cốt FRP thì sự phá hủy do bê tông bị ép vỡ đôi khi lại có lợi hơn. Khi bê tông bị ép vỡ, cấu kiện uốn cho thấy một ứng xử dẻo nhất định trƣớc khi phá hủy.

Nhƣ vậy, cả hai sự phá hủy (đứt FRP và ép vỡ bê tông) đều đƣợc chấp nhận khi thiết kế cấu kiện chịu uốn có cốt FRP, với điều kiện là thỏa mãn các tiêu chí về cƣờng độ và điều kiện sử dụng. Để bù lại sự thiếu độ dẻo, cấu kiện cần có sự dự trữ cƣờng độ cao hơn. Do đó, Bản Chỉ dẫn này đề xuất một dự trữ an toàn cao hơn so với khi thiết kế bê tông cốt thép truyền thống.

Dùng bê tông cƣờng độ cao sẽ cho phép tận dụng tốt hơn cƣờng độ cao của thanh FRP và có thể làm tăng độ cứng của tiết diện bị nứt nhƣng bê tông cƣờng độ cao giòn hơn bê tông cƣờng độ thƣờng nên có thể làm giảm độ biến dạng tổng thể của cấu kiện uốn.

Hình 5.1 thể hiện sự so sánh các quan hệ lý thuyết mô menđộ cong của các dầm mà tiết diện đƣợc thiết kế với cùng một giá trị cƣờng độ Mn theo nguyên tắc thiết kế theo trạng thái giới hạn về cƣờng độ nêu ở chƣơng này (có kể đến hệ số giảm cƣờng độ theo ACI 318-05). Ba trƣờng hợp đƣợc trình bày cùng với một trƣờng

- 31 -

Hinh 5.1 Quan hệ lí thuyết mô men – độ cong của các tiết diện bê tông có cốt thép và cốt FRP thủy tinh (GFRP) và FRP cacbon (CFRP )

hợp tiết diện đặt cốt thép : hai trƣờng hợp có tiết diện đặt cốt là các thanh GFRP và một trƣờng hợp đặt cốt là thanh CFRP . Đối với trƣờng hợp dầm có thanh GFRP bị đứt, kích thƣớc của tiết diện bê tông có lớn hơn các dầm khác để chúng cùng đạt một khả năng chịu lực.

5.1.2 Giả thiết Việc tính toán cƣờng độ của tiết diện đƣợc dựa trên các giả thiết sau : - Biến dạng tỉ đối của bê tông và của cốt FRP tỉ lệ với khoảng cách đến trục trung hòa ( nghĩa là tiết diện luôn phẳng trƣớc và sau khi chịu tải ) ; - Biến dạng tỉ đối nén lớn nhất trong bê tông là 0,003 ; - Cƣờng độ kéo của bê tông bị bỏ qua ; - Sự làm việc của thanh FRP là đàn hồi tuyến tính cho đến khi phá hủy ; - Giữa bê tông và cốt FRP có sự dính kết hoàn toàn.

5.2  Cƣờng độ chịu uốn Phƣơng pháp thiết kế theo trạng thái giới hạn về cƣờng độ yêu cầu cƣờng độ uốn thiết kế của một tiết diện cấu kiện không đƣợc nhỏ hơn mô men tính toán (phƣơng trình 5-1). Cƣờng độ uốn thiết kế là cƣờng độ uốn danh nghĩa nhân với hệ số giảm cƣờng độ (, sẽ trình bày tại mục 5.2.3). Mô men tính toán là mô men đƣợc tính với tải trọng đã nhân với hệ số nhƣ quy định trong ACI 318-95 (ví dụ 1,2D +1,6L +..) Mn  Mu (5-1) - 32 -

Cƣờng độ uốn danh nghĩa của cấu kiện bê tông cốt FRP có thể đƣợc xác định dựa trên sự tƣơng thích biến dạng, sự cân bằng nội lực và trạng thái phá hủy. Hình 5.2 thể hiện ứng suất, biến dạng tỉ đối và nội lực của ba trƣờng hợp phá huỷ khả dĩ của tiết diện chữ nhật có cốt FRP. b

f c'

 cu

a=1 c

c

0.85f c'ba

NA

d Af

Af f f

ff

f

a) Phá hủy do bê tông bị ép vỡ b

f c'

 cu

0.85f c'ba

a=1 cb

cb NA d Af

Af ffu

ffu

fu

b) Điều kiện phá hủy cân bằng b

fc

c c

0.85f cba

a=1 c

NA d Af ffu

fu

Af ffu

c) Phá hủy do FRP bị đứt (ứng suất trong bê tông có thể không tuyến tính)

Hình 5.2  Trạng thái ứng suất và biến dạng tại các trạng thái phá huỷ - 33 -

5.2.1 Cách thức phá huỷ. Khả năng chịu uốn của cấu kiện cốt FRP phụ thuộc vào cách thức phá hủy là do bê tông bị ép vỡ hay do FRP đứt. Cách thức phá hủy có thể đƣợc xác định bằng cách so sánh hàm lƣợng cốt FRP với hàm lƣợng cốt cân bằng (tức là hàm lƣợng khi mà bê tông vỡ và FRP đứt xảy ra đồng thời). Bởi vì FRP không chảy dẻo, hàm lƣợng cân bằng của cốt FRP đƣợc tính toán theo cƣờng độ kéo thiết kế của cốt FRP. Hàm lƣợng cốt FRP có thể tính từ phƣơng trình (5-2) và hàm lƣợng cốt FRP cân bằng có thể tính từ phƣơng trình (5-3).

f 

Af

(5-2)

bd

E f  cu f c'  fb  0.851 . f fu E f  cu  f fu

(5-3)

Nếu hàm lƣợng cốt nhỏ hơn hàm lƣợng cốt cân bằng (f < fb) thì sự phá hủy là do đứt FRP. Ngƣợc lại, (f > fb), thì sự phá hủy do bê tông vỡ.

Bảng 5.1 ghi một số giá trị điển hình của hàm lƣợng cốt cân bằng, cho thấy hàm lƣợng cân bằng đối với cốt FRP fb thấp hơn nhiều so với hàm lƣợng cân bằng của cốt thép b. Thực vậy, hàm lƣợng cân bằng đối với cốt FRP thậm chí còn nhỏ hơn hàm lƣợng cốt tối thiểu của cốt thép (min= 0,0035 đối với thép cấp 60 và bê tông có fc’ = 5 ksi (34,5 MPa)).

Bảng 5.1 Giá trị điển hình của hàm lƣợng cốt cân bằng đối với tiết diện chữ nhật có fc’ = 5 ksi (34,5 MPa) Loại thanh

Thép GFRP AFRP CFRP

Cƣờng độ chảy fy hoặc cƣờng độ kéo ffu, MPa (ksi)

Mô đun đàn hồi, GPa (ksi)

b hay fb

414 (60)

200 (29 000)

0,0335

552 (80) 1172 (170)

41,4 (6 000) 82,7 (12 000)

0,0078 0,0035

2070 (300)

152 (22 000)

0,0020

5.2.2 Cường độ uốn danh nghĩa. Khi f > fb , sự phá hủy của cấu kiện bắt đầu do bê tông bị vỡ, và sự phân bố ứng suất trong bê tông có thể xem gần đúng là biểu đồ ứng suất chữ nhật theo ACI. Dựa trên sự cân bằng lực và tƣơng thích biến dạng (xem Hình 5.2) có thể suy ra các phƣơng trình sau :

 a M n  Af f f  d -   2

- 34 -

(5-4a)

a

Af f f (5-4b)

0.85 f c'b

f f  E f  cu

1d - a

(5-4c)

a

Thay a từ (5-4b) vào (5-4c) và giải ra ff :

ff

    

E   f

cu

4

2



0.85.1 f c'

f

 E f  cu  0.5E f  cu   f fu   

(5-4d)

Cƣờng độ uốn danh nghĩa có thể đƣợc xác định từ các phƣơng trình (5-4a), (54b) và (5-4d). Do cốt FRP là đàn hồi tuyến tính nên trong trƣờng hợp bê tông vùng nén bị ép vỡ, ứng suất trong FRP có thể tìm từ (5-4c) vì nó nhỏ hơn ffu .

Cũng có thể biểu thị cƣờng độ uốn danh nghĩa của tiết diện theo một cách khác, dựa vào hàm lƣợng cốt FRP nhƣ phƣơng trình (5-5), thay cho (5-4a) :

 f  M n   f f f 1- 0.59 f ' f fc 

 2  bd 

(5-5)

Khi f < fb, sự phá hủy cấu kiện bắt đầu bằng sự đứt thanh FRP nên biểu đồ ứng suất theo ACI không áp dụng đƣợc vì vùng nén có thể không đạt tới biến dạng tỉ đối cực đại của bê tông. Trong trƣờng hợp này, một biểu đồ ứng suất tƣơng đƣơng đƣợc dùng để biểu thị sự phân bố ứng suất trong bê tông tại mức biến dạng đã đạt tới.

Bài toán có hai ẩn số : biến dạng tỉ đối nén của bê tông tại lúc phá hủy c và bề cao tính đến trục trung hòa c. Ngoài ra các hệ số của biểu đồ chữ nhật 1 và 1 cũng chƣa biết, trong đó hệ số 1 là tỉ số của ứng suất trung bình của bê tông so với cƣờng độ bê tông và hệ số 1 là tỉ số giữa bề cao của biểu đồ ứng suất chữ nhật tƣơng đƣơng so với bề cao tính đến trục trung hòa. Lời giải chính xác với các ẩn số này sẽ trở nên phức tạp. Vì vậy, cƣờng độ uốn danh nghĩa tại một tiết diện có thể đƣợc tính theo phƣơng trình (5-6a) :

  c M n  Af f fu  d - 1  2  

(5-6a)

Với một tiết diện đã cho, tích số 1c trong (5-6a) biến đổi tùy theo tính chất vật liệu và hàm lƣợng cốt FRP. Giá trị lớn nhất của tích số này bằng 1cb và có đƣợc khi bê tông vùng nén đạt tới biến dạng tỉ đối cực đại (0,003). Một cách tính đơn

- 35 -

giản hóa và thiên về an toàn sẽ cho cƣờng độ uốn danh nghĩa của cấu kiện nhƣ sau, theo (5-6b) và (5-6c):

 c  M n  Af f fu  d - 1 b  2     cu  cb   d      fu   cu

(5-6b)

(5-6c)

5.2.3 Hệ số giảm cường độ khi uốn.

Vì cấu kiện bê tông cốt FRP không có tính dẻo nên cần có một hệ số giảm cƣờng độ để tạo ra một độ an toàn cao hơn cho cấu kiện. Các khuyến nghị của Nhật về thiết kế cấu kiện chịu uốn đặt cốt FRP đề xuất hệ số giảm cƣờng độ bằng 0,77. Một số nghiên cứu khác dựa trên quan điểm xác suất đề nghị giá trị bằng 0,75.

Theo ACI 318-05, hệ số  ứng với phá hủy về nén là 0,65 với chỉ số độ tin cậy từ 3,5 đến 4,0. Phân tích độ tin cậy cho dầm có cốt FRP chịu uốn, khi sử dụng tổ hợp tải trọng thứ 2 của ACI 318-05 với tỉ số hoạt tải trên tĩnh tải từ 1 đến 3 cho thấy chỉ số độ tin cậy nằm trong phạm vi từ 3,5 đến 4,0 khi hệ số  lấy bằng 0,65 ứng với trƣờng hợp phá hủy về ép vỡ bê tông và 0,55 khi phá hủy vì đứt cốt FRP theo phƣơng trình (5-6b). Phân tích phi tuyến độ cong lúc phá hủy cho thấy độ cong của những dầm có cốt FRP tại lúc phá hủy biến đổi trong khoảng 0,0138/d đến 0,0176/d cho các trƣờng hợp phá hủy do kéo và 0,0089/d đến 0,012/d cho các trƣờng hợp phá hủy do nén.

Theo ACI 318-05, sự phá hủy do kéo thƣờng xảy ra khi độ cong lớn hơn 0,008/d (tƣơng ứng với biến dạng tỉ đối trong thép là 0,005). Điều này cho thấy dầm đặt cốt FRP sẽ có độ võng lớn ở trạng thái cực hạn vì mô đun đàn hồi của cốt FRP thấp, và dầm cốt FRP khi bị phá hủy do đứt cốt sẽ có độ võng ở trạng thái cực hạn lớn hơn độ võng khi phá hủy do bê tông vỡ. Và mặc dù độ cong của dầm cốt FRP lớn hơn độ cong của dầm bê tông cốt thép tƣơng đƣơng, Ủy ban nghiên cứu của ACI vẫn khuyến nghị hệ số  là 0,55 cho trƣờng hợp phá hủy do kéo để duy trì chỉ số độ tin cậy tối thiểu là 3,5.

Mặc dù có thể dùng tính toán để dự báo trƣớc sự phá hủy do bê tông vỡ, nhƣng cấu kiện chế tạo ra có thể không bị hỏng nhƣ vậy. Ví dụ: nếu cƣờng độ bê tông cao hơn cƣờng độ đặc trƣng, cấu kiện có thể bị hỏng do cốt FRP đứt. Vì lí do đó và để thiết lập sự chuyển tiếp giữa hai giá trị , một tiết diện khống chế bởi bê tông vỡ đƣợc xác định là tiết diện trong đó f  1,4fb và một tiết diện khống chế bởi cốt FRP đứt đƣợc xác định là tiết diện trong đó f < fb Hệ số giảm cƣờng độ uốn có thể tính bằng phƣơng trình (5-7). Phƣơng trình này đƣợc biểu diễn bằng đồ thị ở hình H.5.3, và cho hai hệ số 0,65 ứng với tiết diện khống chế bởi bê tông vỡ và 0,55 ứng với tiết diện khống chế bởi cốt FRP đứt.

Giữa hai giá trị này là sự chuyển tiếp tuyến tính :

- 36 -

.Hình 5.3 Hệ số giảm cường độ là hàm của hàm lượng cốt

0.55      0.3  0.25. f  fb  0.65 

khi  f   fb khi  fb < f <1.4 fb

(5-7)

khi  f  1.4 fb

5.2.4 Hàm lượng tối thiểu cốt FRP. Nếu một cấu kiện đƣợc thiết kế để phá hủy vì cốt FRP đứt f < fb , thì cần phải có một lƣợng cốt tối thiểu để khỏi bị phá hủy cho đến khi bê tông bị nứt (nghĩa là Mn ≥ Mcr , trong đó Mcr là mô men gây nứt). Các điều khoản của ACI 318-05 về lƣợng đặt cốt tối thiểu là dựa trên quan điểm này và có điều chỉnh để áp dụng cho cấu kiện cốt FRP. Sự điều chỉnh này là do hệ số giảm cƣờng độ khác nhau (tức là 0,55 cho tiết diện khống chế bởi kéo chứ không phải là 0,9). Diện tích cốt tối thiểu đối với cấu kiện đặt cốt FRP đƣợc tính bằng cách lấy phƣơng trình đã có trong ACI 318-05 đối với cốt thép, nhân với 1,64 (1,64 = 0,90/0,55). Từ đó có phƣơng trình (5.8)

Af ,min 

0.41 f c' f fu

bw d 

2.29 bw d f fu

(5-8)

Nếu sự phá hủy của cấu kiện không bị khống chế bởi cốt FRP đứt f > fb, lƣợng cốt tối thiểu để ngăn ngừa sự phá hủy khi nứt là đƣợc tự động thỏa mãn. Nhƣ vậy chỉ cần kiểm tra phƣơng trình (5-8) nếu f < fb.

- 37 -

5.2.5 Các vấn đề đặc biệt 5.2.5.1 Đặt nhiều lớp cốt và kết hợp nhiều loại FRP khác nhau. Trong tiết diện mà sự phá huỷ diễn ra từ vùng kéo, mọi thanh cốt thép chịu kéo đều đƣợc giả thiết là đạt tới giới hạn chảy tại trạng thái cực hạn về cƣờng độ để tính toán cƣờng độ uốn danh nghĩa của cấu kiện có cốt thép đặt nhiều lớp. Nhƣ vậy, lực kéo đƣợc giả thiết đặt tại trọng tâm của các cốt thép và có độ lớn bằng diện tích của cốt thép chịu kéo nhân với giới hạn chảy của thép. Nhƣng vì vật liệu FRP không có vùng dẻo, ứng suất trong mỗi lớp cốt sẽ biến đổi tùy theo khoảng cách từ lớp đến trục trung hòa.

Tƣơng tự nhƣ vậy, nếu có nhiều loại thanh FRP đƣợc dùng để làm cốt cho cùng một cấu kiện, thì khi tính khả năng chịu uốn, cần phải xét sự biến đổi của giá trị ứng suất trong mỗi loại thanh. Trong trƣờng hợp này, sự phá hủy của lớp cốt ngoài cùng sẽ đƣợc coi là sự phá hủy của toàn thể các cốt, và việc tính toán khả năng chịu uốn đƣợc thực hiện dựa trên sự tƣơng thích về biến dạng.

5.2.5.2 Phân phối lại mô men. Cơ chế phá hủy của cấu kiện uốn có đặt cốt FRP không dựa trên sự hình thành khớp dẻo vì vật liệu FRP thể hiện ứng xử đàn hồi tuyến tính đến tận lúc phá hủy. Do đó, sự phân phối lại mô men trong các dầm liên tục hay trong các kết cấu siêu tĩnh khác sẽ không đƣợc xem xét với bê tông đặt cốt FRP. 5.2.5.3 Cốt chịu nén. Thanh FRP có cƣờng độ chịu nén thấp hơn nhiều so với cƣờng độ chịu kéo và khá biến động. Vì vậy, cƣờng độ chịu nén của mọi thanh FRP sẽ đƣợc bỏ qua khi tính toán thiết kế.

Bản Chỉ dẫn này không khuyến nghị sử dụng thanh FRP làm cốt dọc chịu nén cho cột hoặc làm cốt chịu nén trong cấu kiện uốn. Tuy nhiên trong một vài trƣờng hợp, không tránh đƣợc việc đặt các thanh FRP trong vùng nén của cấu kiện uốn.

Ví dụ tại các gối tựa của dầm liên tục hoặc tại những chỗ cần thanh dọc để cố định các đai. Trong các trƣờng hợp này, cần phải có cách kiềm chế thanh FRP trong vùng nén để khỏi mất ổn định và để giảm thiểu ảnh hƣởng của sự giãn nở phƣơng ngang tƣơng đối cao của vài loại thanh FRP. Cốt FRP ngang (đai) dƣới dạng thanh nối cần có khoảng cách nhỏ hơn bề rộng cấu kiện hoặc 16 lần đƣờng kính thanh dọc hoặc 48 lần đƣờng kính thanh nối (đai).

5.3  Trạng thái sử dụng.

Cấu kiện bê tông cốt FRP có độ cứng tƣơng đối nhỏ sau khi nứt. Do đó, các giá trị độ võng cho phép khi chịu tải trọng sử dụng ( tải trọng tiêu chuẩn ) có thể ảnh hƣởng quyết định đến thiết kế. Thông thƣờng, các tiết diện đặt cốt FRP đƣợc thiết kế theo điều kiện phá hủy do bê tông bị ép vỡ thƣờng thỏa mãn tiêu chí về điều kiện sử dụng đối với độ võng và bề rộng khe nứt. Điều kiện sử dụng có thể đƣợc định nghĩa nhƣ là tính năng làm việc thỏa đáng khi chịu tải trọng sử dụng. Điều này có thể đƣợc mô tả theo hai tham số : - Khe nứt – Không nên có bề rộng khe nứt quá lớn vì lí do thẩm mĩ và các lí do khác (ví dụ để ngăn thấm nƣớc ) có thể làm tổn hại hoặc làm hỏng bê tông của kết cấu ;

- 38 -

Biến dạng – biến dạng phải ở trong các giới hạn chấp nhận, đƣợc quy định từ điều kiện sử dụng kết cấu. Ví dụ để đảm bảo cho các bộ phận phi kết cấu khỏi bị hƣ hại.

Các điều khoản về điều kiện sử dụng trong ACI 318-05 cần phải đƣợc điều chỉnh đối với cấu kiện đặt cốt FRP vì tính chất của thép và FRP khác nhau nhƣ độ cứng kém hơn, cƣờng độ bám dính và độ chịu ăn mòn. Ví dụ: khi thay thanh thép bằng thanh FRP cùng diện tích thì thƣờng biến dạng và bề rộng khe nứt tăng lên nhiều hơn.

5.3.1 Khe nứt. Thanh FRP có khả năng chống ăn mòn nên bề rộng khe nứt lớn nhất có thể không bị hạn chế nhiều nhƣ đối với trƣờng hợp phải hạn chế nứt vì sợ thanh cốt bị ăn mòn. Ngoài ra, các lí do khác phải hạn chế bề rộng khe nứt còn liên quan đến vấn đề thẩm mĩ và tác động của lực cắt. Đối với riêng yêu cầu thẩm mĩ, Hội Kĩ sƣ Xây dựng Nhật đề nghị bề rộng khe nứt lớn nhất cho phép là 0,5 mm. Còn theo Tiêu chuẩn Canada CAN/CSA S806-02, “ Thiết kế và chế tạo các cấu kiện nhà cửa dùng cốt FRP “, thì bề rộng khe nứt cho phép là 0,5 mm khi cấu kiện phơi lộ bên ngoài và 0,7 mm đối với cấu kiện bên trong nhà. Tiêu chuẩn ACI 318-05 không đề cập về cốt FRP. Tuy nhiên để so sánh, có thể nêu ra điều khoản khống chế nứt đối với bê tông cốt thép là quy định bề rộng khe nứt lớn nhất bằng 0,4 mm. Ủy ban soạn thảo Tài liệu Chỉ dẫn này đề nghị nên áp dụng giới hạn theo Tiêu chuẩn Canada cho phần lớn các trƣờng hợp. Những giới hạn này cũng có thể không đủ đối với kết cấu phơi lộ trong môi trƣờng xâm thực hoặc có yêu cầu kín nƣớc. Do đó, trong các trƣờng hợp này cần có thêm các biện pháp dự phòng. Trái lại, với kết cấu có tuổi thọ ngắn hoặc kết cấu không cần quan tâm về vấn đề thẩm mĩ thì có thể bỏ qua yêu cầu bề rộng khe nứt, trừ phi trong kết cấu có chứa cả cốt thép.

Các điều khoản của ACI 318-05 về khoảng cách tối đa giữa các cốt thép khi tính toán bề rộng khe nứt đƣợc thiết lập dựa trên mô hình vật lí chứ không phải rút từ thực nghiệm. Công thức này không phụ thuộc vào loại cốt (thép hay FRP), trừ việc đƣa vào hệ số điều chỉnh kb để xét đến ảnh hƣởng lực dính kết. Do đó, bề rộng nứt lớn nhất có thể có của cấu kiện đặt cốt FRP đƣợc tính từ phƣơng trình (5-9) -

.

w2

ff Ef

 kb

s d   2 2 c

2

(5-9)

trong đó w = bề rộng khe nứt lớn nhất, mm ; ff = ứng suất trong cốt, MPa ; Ef = mô đun đàn hồi của cốt, MPa ;  = tỉ số giữa khoảng cách từ trục trung hòa đến mặt kéo so với khoảng cách từ trục trung hòa đến trọng tâm của cốt ; dc = bề dày lớp bảo vệ từ mặt kéo đến tâm của thanh gần nhất, mm ; s = khoảng cách thanh, mm.

Số hạng kb là hệ số xét đến mức độ dính giữa thanh FRP và bê tông chung quanh. Đối với thanh FRP có ứng xử bám dính tƣơng tự nhƣ thanh thép không sơn thì hệ số kb đƣợc lấy bằng 1. Đối với thanh FRP có ứng xử bám dính thấp hơn thép thì kb lớn hơn 1,0 còn với thanh FRP có ứng xử bám dính cao hơn thép thì kb nhỏ - 39 -

hơn 1,0. Đặc trƣng dính của thanh thủy tinh GFPR có thể khác so với đặc trƣng dính của thanh thép. Các nghiên cứu chỉ ra rằng bề rộng khe nứt của dầm bê tông cốt GFRP dƣới tải trọng dài hạn sẽ tăng lên so với ban đầu chừng 40% tại môi trƣờng bên trong nhà và tăng 60% tại môi trƣờng bên ngoài, sau thời gian 3 năm.

Theo Ủy ban ACI, dựa trên các phân tích về bề rộng nứt trên nhiều loại tiết diện bê tông và nhiều thanh FRP của các nhà sản xuất, loại sợi, công thức nhựa và cách xử lí bề mặt thì giá trị trung bình của kb thay đổi trong phạm vi từ 0,60 đến 1,72, trung bình là 1,10. Thanh FRP có bề mặt nhám phủ cát thì hệ số thiên về giá trị thấp.

Trong trƣờng hợp hệ số kb không đủ dữ liệu thí nghiệm thì có thể giả thiết một giá trị an toàn là 1,4. Thanh nhẵn và lƣới không đƣợc áp dụng theo giá trị khuyến nghị này.

5.3.2 Độ võng. Về tổng thể, các điều khoản của ACI 318-05 đã đề cập đến các độ võng sinh ra ở trạng thái sử dụng, dƣới tác dụng của tải trọng tĩnh dài hạn và tức thời, không áp dụng cho các tải trọng động nhƣ động đất, gió giật hay dao động do máy móc. Có hai phƣơng pháp đƣợc cho trong ACI 318-05 để khống chế độ võng của cấu kiện uốn một phƣơng : - Phƣơng pháp gián tiếp quy định bề dày tối thiểu của cấu kiện (bảng 9.5(a) trong ACI 318-05) ; và - Phƣơng pháp trực tiếp hạn chế biến dạng tính toán (bảng 9.5(b) trong ACI 31805).

Do độ cứng biến đổi, bản chất đàn hồi- giòn và tính chất bám dính đặc biệt của cốt FRP, độ võng của cấu kiện bê tông cốt FRP chịu ảnh hƣởng của các tác động có liên quan đến độ võng nhiều hơn là so với cấu kiện bê tông cốt thép có cùng kích thƣớc và cách bố trí cốt. Độ võng của cấu kiện đặt cốt FRP cũng thƣờng lớn hơn vì độ cứng nhỏ của các thanh FRP có trên thị trƣờng. Do đó, Bản Chỉ dẫn này yêu cầu dùng phƣơng pháp trực tiếp để khống chế võng nhƣ nêu ở các mục 5.3.2.2 và 5.3.2.3. Bề dày tối thiểu của cấu kiện đặt cốt FRP đƣợc khuyến nghị trong mục 5.3.2.1 chỉ để tham khảo khi lựa chọn kích thƣớc cấu kiện trong thiết kế.

5.3.2.1 Khuyến nghị bề dày tối thiểu trong thiết kế. Bề dày tối thiểu đƣợc khuyến nghị khi thiết kế bản một phƣơng và dầm đƣợc cho trong Bảng 5.2. Bảng này chỉ dùng cho thiết kế sơ bộ, và bề dày tối thiểu này có thể không đảm bảo đối với các yêu cầu về độ võng cho một kết cấu cụ thể.

Các giá trị của Bảng 5.2 là dựa trên giới hạn tối đa thông dụng của tỉ lệ nhịp trên bề cao, tƣơng ứng với việc giới hạn độ cong và độ võng tƣơng đối cho phép (phƣơng trình 5-10). Phƣơng pháp này áp dụng đƣợc cho mọi loại cốt.

l 48  1  k         h 5K1   f   l max

- 40 -

(5-10)

Bảng 5.2 Bề dày tối thiểu khuyến nghị của dầm hoặc bản một phƣơng ( không ứng lực trƣớc )

Bản đặc 1 phƣơng Dầm

Tựa đơn giản l /13 l /10

Bề dày tối thiểu h Một đầu liên tục Hai đầu liên tục l /17 l /22 l /12 l /16

Công xôn l /5,5 l /4

Trong phƣơng trình (5-10),  = d/h ; k xác định theo (5-12) và (/l )max là tỉ lệ giới hạn của độ võng do tải trọng sử dụng so với nhịp ; K1 là tham số xét đến các điều kiện biên. Với tải trọng phân bố đều, nó có thể đƣợc lấy bằng 1,0, 0,8, 0,6 và 2,4 lần lƣợt cho các nhịp đơn giản, một đầu liên tục, hai đầu liên tục, và công xôn.

Số hạng f là biến dạng tỉ đối trong cốt FRP dƣới tải trọng sử dụng, tính tại vị trí giữa nhịp, trừ trƣờng hợp công xôn thì tính tại gối tựa.

Phƣơng trình (5-10) đã bỏ qua sự tham gia chịu kéo của bê tông giữa các khe nứt. Để xét đến tác động của bê tông giữa các khe nứt, khi lập Bảng 5.2, các giá trị tính theo phƣơng trình (5-10) đã đƣợc điều chỉnh bởi tỉ số mô men quán tính hữu hiệu và mô men quán tính khi nứt hoàn toàn, đƣợc lần lƣợt tính theo các công thức (5-13a) và (5-11). Các giá trị ở bảng đƣợc tính dựa trên giả thiết giới hạn độ võng là l /240 dƣới tải trọng sử dụng và với giả thiết hàm lƣợng đặt cốt là 2,0fb cho bản và 3,0fb cho dầm.

5.3.2.2 Mô men quán tính hữu hiệu. Khi tiết diện không nứt, mô men quán tính bằng mô men quán tính nguyên Ig. Khi mô men tác dụng Ma vƣợt quá mô men gây nứt Mcr, khe nứt xuất hiện và làm giảm độ cứng ; mô men quán tính đƣợc tính theo tiết diện nứt Icr. Với tiết diện chữ nhật, mô men quán tính nguyên tính bằng Ig = bh3/12, còn Icr thì tính bằng phân tích đàn hồi. Việc phân tích đàn hồi bê tông cốt FRP là tƣơng tự nhƣ phân tích dùng cho bê tông cốt thép (tức là bỏ qua bê tông chịu kéo) và đƣợc tính bằng (5-11) và (5-12), với nf là tỉ số mô đun giữa FRP và bê tông

bd 3 3 I cr  k  n f Af d 2 (1  k )2 3

k  2 f n f    f n f



2

  f nf

(5-11) (5-12)

Độ cứng uốn tổng thể EcI của cấu kiện uốn có khe nứt khi chịu tải trọng sử dụng biến đổi giữa EcIg và EcIcr. Tiêu chuẩn ACI 318-05 đã đề nghị dùng biểu thức sau của Branson để tính mô men quán tính hữu hiệu: 3   M 3   M cr  cr Ie    I g  1     I cr  I g M M   a   a  

- 41 -

(5-13)

Phƣơng trình Branson phản ánh hai hiện tƣợng : sự biến đổi của độ cứng EI dọc theo cấu kiện và ảnh hƣởng của bê tông chịu kéo nằm giữa các khe nứt.

Phƣơng trình này dựa trên ứng xử của dầm bê tông cốt thép khi chịu tải trọng sử dụng. Trong khi đó, các nghiên cứu về độ võng của dầm cốt FRP chỉ ra rằng trên đồ thị tải trọng – độ võng của dầm tựa đơn giản, các đƣờng cong thực nghiệm gần nhƣ song song với các đƣờng cong vẽ theo phƣơng trình Branson. Tuy nhiên phƣơng trình Branson đã cho ra giá trị quá lớn của mô men quán tính hữu hiệu của dầm cốt FRP, đặc biệt đối với dầm đặt ít cốt, do mức độ ảnh hƣởng của bê tông vùng kéo giữa các khe nứt thấp hơn so với dầm đặt cốt thép tƣơng ứng. Việc giảm thấp nhƣ thế có thể là do mô đun đàn hồi thấp và độ bám dính của cốt FRP khác so với cốt thép. Để kể đến việc giảm ảnh hƣởng của bê tông vùng kéo giữa các khe nứt trong cấu kiện đặt cốt FRP, ngƣời ta dùng một biểu thức điều chỉnh của mô men quán tính hữu hiệu, đƣợc cho trong (5-13a) 3   M 3   M cr  cr Ie     d I g  1     I cr  I g M M   a    a

(5-13a)

Hệ số d là hệ số giảm đối với cấu kiện đặt cốt FRP. Mức độ giảm phụ thuộc vào hàm lƣợng và độ cứng của cốt chịu uốn cũng nhƣ hàm lƣợng tƣơng đối đặt cốt (tỉ số của f so với fb). Ủy ban ACI đề nghị biểu thức đơn giản sau để tính d: 1  f    1.0 5   fb 

d  .

(5-13b)

Phƣơng trình (5-13a) chỉ dùng trong trƣờng hợp khi mô men lớn nhất do tải trọng tiêu chuẩn trong cấu kiện bằng hoặc lớn hơn mô men nứt (Ma  Mcr). Bề dày tối thiểu khuyến nghị ở Bảng 5.2 cũng đƣợc thiết lập dựa trên điều kiện này. Nếu trong quá trình thiết kế, ngƣời thiết kế thấy mô men nói trên nhỏ hơn khá nhiều so với mô men nứt thì độ võng tính theo mục 5.3.2.2. và 5.3.2.3 phải sử dụng Ig. Trong trƣờng hợp mô men lớn nhất do tải trọng tiêu chuẩn chỉ nhỏ hơn mô men nứt chút ít thì ngƣời thiết kế vẫn nên tính toán với tiết diện nứt vì các yếu tố nhƣ co ngót và nhiệt độ có thể gây nứt cho tiết diện ngay cả khi Ma < Mcr. Khi đó phƣơng trình (5-13a) đƣợc áp dụng với Ma = Mcr . ( Việc tính toán giá trị Mcr đƣợc thực hiện theo những chỉ dẫn của tiêu chuẩnACI 318-05, mục 9.5.2.3 ) 5.3.2.3 Tính độ võng (phương pháp trực tiếp). Khi tính toán độ võng theo các điều khoản của mục này, ngƣời thiết kế cần so sánh độ võng tính đƣợc với giới hạn cho phép nhƣ một phần của tiêu chí thiết kế. Trong nhiều trƣờng hợp, tiêu chí độ võng sẽ đƣợc quy định trong các Tiêu chuẩn cục bộ. Độ võng ngắn hạn (độ võng tức thời do tải trọng sử dụng) của cấu kiện uốn một phƣơng đặt cốt FRP có thể đƣợc tính toán bằng cách phân tích kết cấu và dùng mô men quán tính hữu hiệu của dầm đặt cốt FRP. - 42 -

Độ võng dài hạn có thể lớn hơn nhiều lần độ võng ngắn hạn và trong thiết kế cần xem xét cả hai độ võng ngắn hạn và dài hạn dƣới tải trọng sử dụng. Sự tăng của độ võng dài hạn phụ thuộc vào nhiều yếu tố : hình học của cấu kiện (diện tích cốt và kích thƣớc cấu kiện), đặc trƣng của tải trọng (tuổi của bê tông lúc đặt tải, độ lớn và thời gian của tải dài hạn) và đặc trƣng của vật liệu (mô đun đàn hồi của bê tông và của cốt FRP, từ biến và co ngót của bê tông, hình thành các khe nứt mới và mở rộng các khe nứt đã có).

Các số liệu về độ võng theo thời gian của cấu kiện đặt cốt FRP do từ biến và co ngót cho thấy các đƣờng cong độ võng theo thời gian của cấu kiện đặt cốt FRP và cấu kiện đặt cốt thép có cùng hình dạng cơ bản, điều này chứng tỏ có thể dùng cùng một phƣơng pháp cơ bản để tính độ võng dài hạn.

Theo ACI 318-05, độ võng dài hạn do từ biến và co ngót (cp+sh) có thể tính theo các phƣơng trình sau :  cp  sh    i sus 

 1  50  '

(5-14a) (5-14b)

Tham số  trong (5-14b) đƣợc rút xuống còn  vì cốt chịu nén không đƣợc xét đến trong cấu kiện đặt cốt FRP (f’ = 0). Các giá trị của  đã đƣợc cho trong ACI 318-05.

Các phƣơng trình này cũng có thể đƣợc dùng cho cốt FRP với các điều chỉnh để xét đến sự khác nhau về độ cứng dọc trục giữa cấu kiện bê tông cốt FRP so với cấu kiện bê tông cốt thép. Dù với cốt FRP hay cốt thép, từ biến của bê tông đều làm giảm đáng kể độ cứng uốn EcI. Để đơn giản hóa, sự giảm độ cứng này có thể coi nhƣ bài toán cộng tác dụng của hai tác động trái ngƣợc. Tác động thứ nhất là sự giảm mô đun đàn hồi hữu hiệu, nhƣ là hệ quả trực tiếp của từ biến bê tông. Tác động thứ hai là sự tăng bề cao của vùng nén , có thể đƣợc tính gần đúng bằng cách phân tích đàn hồi tiết diện ngang với mô đun đàn hồi của bê tông giảm xuống. Sự tăng bề cao của vùng nén này làm cho mô men quán tính của tiết diện nứt đƣợc tăng lên đáng kể. Sự tăng bề cao của vùng nén đối với cấu kiện đặt cốt FRP còn rõ rệt hơn là đối với cấu kiện đặt cốt thép vì độ cứng của cốt FRP là khá nhỏ trong những cấu kiện bê tông đặt cốt FRP thƣờng gặp. Kết quả là sự tăng độ võng theo thời gian đối với cấu kiện bê tông đặt cốt FRP thƣờng thấp hơn sự tăng độ võng của cấu kiện bê tông cốt thép.

Một nghiên cứu cho thấy độ võng theo thời gian của dầm đặt cốt FRP không có cốt chịu nén, sau thời gian 6 tháng chịu tải dài hạn thì bằng 60% đến 90% độ võng ban đầu. Độ võng phụ thêm theo thời gian đo đƣợc chỉ bằng 50% đến 75% độ võng tính theo các phƣơng trình (5-14a) và (5-14b).

Căn cứ vào các kết quả nêu trên, một hệ số 0,6 đƣợc khuyến nghị áp dụng vào phƣơng trình (5-14a). Do đó, với các trƣờng hợp áp dụng thông thƣờng, độ võng dài hạn của cấu kiện có cốt FRP có thể xác định theo (5-15):

- 43 -

 cp  sh  0.6  i sus

(5-15)

Đối với các dầm không bị nứt trƣớc khi đặt tải trọng dài hạn, phƣơng trình (5-15) có thể cho giá trị thấp hơn thực tế đối với hệ số xét đến ảnh hƣởng thời gian. Tình trạng này sẽ gặp ở các dầm mà phần lớn hoặc tất cả tải trọng sử dụng đều là tải trọng dài hạn. Sự đánh giá thấp này là do sự xuất hiện thêm những khe nứt trong dầm sau một thời gian chịu tải trọng dài hạn. Do đó, trong những trƣờng hợp mà tải trọng dài hạn có giá trị lớn thì phƣơng trình (5-15) nên đƣợc bổ khuyết bằng các số liệu thực nghiệm.

5.4  Phá hủy do từ biến và mỏi Để tránh cho cốt FRP bị đứt do từ biến dƣới tác dụng của ứng suất dài hạn, do ứng suất lặp hoặc do hiện tƣợng mỏi của cốt FRP, cần phải hạn chế mức ứng suất trong cốt FRP khi gặp các điều kiện làm việc nhƣ vậy. Vì mức ứng suất này thƣờng nằm trong phạm vi ứng xử đàn hồi của cấu kiện nên có thể tính toán ứng suất này qua phân tích đàn hồi nhƣ mô tả ở H. 5.4: b

fc

c c

0.85f cba

a=1 c

NA d Af ffu

fu

Af ffu

Hình 5.4 Sự phân bố ứng suất và biến dạng đàn hồi 5.4.1 Giới hạn của ứng suất phá hủy do từ biến – Để tránh cho cấu kiện có cốt FRP bị phá hủy do đứt cốt FRP vì từ biến, cần phải quy định giới hạn ứng suất trong cốt FRP. Ứng suất trong cốt FRP có thể tính theo phƣơng trình (5-16), với Ms là mô men gây ra do tất cả tải trọng dài hạn tiêu chuẩn ( tải trọng tĩnh và phần dài hạn của hoạt tải, không có hệ số vƣợt tải )

f f ,s  M s

n f d (1  k ) I cr

(5-16)

Mô men quán tính của tiết diện có khe nứt Icr và tỉ số k của bề cao vùng nén tính theo đàn hồi so với bề cao hữu hiệu đƣợc tính theo các phƣơng trình (5-11) và (512).

- 44 -

Các giá trị an toàn của mức ứng suất dài hạn đƣợc cho trong Bảng 5.3. Các giá trị này đƣợc căn cứ trên các giới hạn ứng suất phá hủy do từ biến đã nói ở mục 2.3.1, với hệ số an toàn dự định là 1/0,60.

Bảng 5.3  Giới hạn ứng suất đứt do từ biến trong cốt FRP Loại sợi Giới hạn ứng suất phá hủy do từ biến ff,s

GFRP 0,20 ffu

AFRP 0,30 ffu

CFRP 0,55 ffu

5.4.2 Giới hạn của ứng suất mỏi. Nếu kết cấu làm việc trong chế độ mỏi, cần phải giới hạn ứng suất trong cốt FRP theo các giá trị ghi ở Bảng 5.3. Ứng suất trong cốt FRP có thể tính theo phƣơng trình (5-16), với Ms là mô men do tất cả tải trọng dài hạn cộng mô men cực đại gây ra trong một chu kì gia tải mỏi.

- 45 -

CHƢƠNG 6  THIẾT KẾ CẤU KIỆN CHỊU CẮT Thiết kế cấu kiện chịu cắt bằng bê tông có cốt là các thanh FRP cũng tƣơng tự nhƣ thiết kế cấu kiện bê tông cốt thép. Tuy nhiên các tính chất cơ học của thanh FRP khác với cốt thép nên ảnh hƣởng đến khả năng chịu cắt của cấu kiện. Chƣơng này đề cập tới sức kháng cắt của dầm bê tông và của bản một phƣơng đặt cốt FRP, sử dụng đai FRP, và khả năng chịu xuyên thủng của bản hai phƣơng có cốt FRP. 6.1 Các vấn đề chung Khi thiết kế cấu kiện bê tông đặt cốt FRP chịu cắt, cần xét đến một số yếu tố nhƣ sau : - FRP có mô đun đàn hồi tƣơng đối thấp ; - FRP có sức kháng cắt theo phƣơng ngang thấp ; - FRP có cƣờng độ kéo cao và không có điểm chảy ; - Cƣờng độ kéo ở chỗ uốn của thanh FRP thấp hơn nhiều so với đoạn thẳng.

6.1.1. Phương pháp thiết kế chịu cắt. Thiết kế cấu kiện đặt cốt FRP chịu cắt đƣợc dựa trên phƣơng pháp thiết kế theo trạng thái giới hạn. Hệ số giảm cƣờng độ 0,75 theo ACI 318-05 đối với khả năng chịu cắt danh nghĩa Vn của cấu kiện bê tông cốt thép cũng sẽ đƣợc dùng cho cấu kiện đặt cốt FRP. Cƣờng độ chịu cắt tính toán Vn phải lớn hơn lực cắt tính toán Vu tại tiết diện đang xét. Việc tính toán lực cắt lớn nhất Vu tại các gối tựa dầm có thể đƣợc thực hiện theo các điều khoản của ACI 31805.

6.2  Cƣờng độ chịu cắt của cấu kiện đặt cốt FRP Theo ACI 318-05, cƣờng độ chịu cắt danh nghĩa của tiết diện bê tông cốt thép Vn là tổng khả năng chịu cắt của bê tông Vc và khả năng chịu cắt của cốt thép Vs .

So sánh giữa một tiết diện bê tông cốt thép và tiết diện bê tông đặt cốt FRP có cùng diện tích cốt dọc, cấu kiện uốn đặt cốt FRP sau khi nứt sẽ có bề cao vùng nén nhỏ hơn bởi vì độ cứng dọc trục thấp hơn ( độ cứng dọc trục là tích số giữa diện tích cốt và mô đun đàn hồi ). Vùng nén của tiết diện ngang giảm đi và vết nứt mở rộng hơn. Kết quả là khả năng chịu cắt do cả hai yếu tố cốt liệu chèn và bê tông vùng nén đều giảm xuống. Các nghiên cứu khả năng chịu cắt của cấu kiện chịu uốn không đặt cốt chống cắt cũng cho thấy cƣờng độ chịu cắt của bê tông còn chịu ảnh hƣởng bởi độ cứng của cốt dọc (chịu uốn).

Khả năng chịu cắt của bê tông Vc trong cấu kiện chịu uốn đặt cốt FRP có thể tính theo phƣơng trình (6-1): 2 Vc  f c' bw c (6-1) 5 trong đó bw = bề rộng của sƣờn, mm và c = bề cao quy đổi của vùng nén trên tiết diện có khe nứt, mm.

Với tiết diện chữ nhật đặt cốt đơn, bề cao vùng nén c có thể tính bằng: c  k.d

- 46 -

k  2 f n f    f n f



2

  f nf

trong đó f = hàm lƣợng cốt FRP = Af /bwd Phƣơng trình (6-1) có xét đến độ cứng dọc trục của cốt FRP thông qua bề cao vùng nén c là một hàm số của hàm lƣợng cốt f và tỉ số mô đun nf Phƣơng trình (6-1) có thể viết lại dƣới dạng phƣơng trình (6-1a). Dạng này cho thấy phƣơng trình (6-1) cũng là phƣơng trình tính khả năng chịu cắt Vc của cấu kiện bê tông cốt thép cho bởi ACI 318-05, nhƣng đã đƣợc điều chỉnh bằng hệ số [(5/2)k] để xét đến độ cứng dọc của cốt FRP : 5  Vc   k  f c' bw d  12 

(6-1a)

Phƣơng pháp ACI 318-05 dùng để tính toán phần tham gia chịu cắt của cốt đai cũng áp dụng đƣợc cho cốt FRP chịu cắt. Khả năng chịu cắt của cốt đai FRP vuông góc với trục cấu kiện có thể viết là : Vf 

Afv f fv d s

(6-2)

Mức ứng suất trong cốt FRP chịu cắt cần đƣợc hạn chế để khống chế bề rộng khe nứt do cắt và tránh phá huỷ tại chỗ uốn của đai FRP (phƣơng trình 4-3).

Phƣơng trình (6-3) cho mức ứng suất cực hạn trong cốt FRP chịu cắt dùng trong thiết kế : f fv  0.004E f  f fb (6-3) Khi dùng cốt chịu cắt đặt vuông góc với trục cấu kiện, khoảng cách và diện tích cần thiết của cốt chịu cắt có thể tính theo (6-4) : Afv Vu  Vc  (6-4)  s  f fv d Khi sử dụng đai FRP đặt nghiêng chịu cắt, dùng (6-5) để tính sự tham gia của đai FRP : Vf 

Afv f fv d s

 sin   cos 

(6-5)

Nếu dùng cốt FRP xoắn ốc chữ nhật liên tục để chịu cắt (trong trƣờng hợp này, c là bƣớc và  là góc nghiêng của đƣờng xoắn ốc), phƣơng trình (6-6) cho giá trị của cốt xoắn : Vf 

Afv f fv d s

 sin  

(6-6)

Cách thức phá huỷ của cấu kiện đặt cốt FRP chịu cắt có thể chia thành hai loại : cách phá huỷ do cắt - kéo ( đặc trƣng bởi sự đứt cốt FRP chịu cắt) và cách phá huỷ do cắt - nén ( đặc trƣng bởi bê tông trong sƣờn dầm bị vỡ). Cách thứ nhất là phá hoại giòn , còn cách thứ hai dẫn tới độ võng nhiều hơn. Kết quả thực nghiệm cho thấy cách thức phá huỷ phụ thuộc vào chỉ số cốt chịu cắt fv Ef , trong đó fv là hàm lƣợng cốt FRP chịu cắt Afv / bws. Khi giá trị fvEf tăng lên, khả năng chịu cắt của cốt FRP tăng lên và cách phá huỷ thay đổi từ cắt- kéo sang phá hủy do cắt - nén.

6.2.1 Giới hạn biến dạng kéo của cốt chịu cắt. Giả thiết cộng tác dụng giữa các khả năng chịu cắt của bê tông và của cốt chịu cắt dùng trong thiết kế chỉ đúng khi khe - 47 -

nứt do cắt đƣợc khống chế thích hợp. Vì vậy, biến dạng kéo của cốt FRP chịu cắt phải đƣợc hạn chế để phƣơng pháp thiết kế của ACI 318-05 có thể áp dụng đƣợc.

Tiêu chuẩn Thiết kế Cầu Đƣờng Canada ( Hiệp hội Tiêu chuẩn Canada 2000 ) hạn chế biến dạng kéo của cốt FRP chịu cắt là 0,002 mm/mm. Giá trị biến dạng này đƣợc coi là rất an toàn : một số nghiên cứu thực nghiệm cho thấy có thể đạt tới giá trị cao hơn. Dự thảo của Tiêu chuẩn bê tông châu Âu giới hạn giá trị biến dạng do cắt trong cốt FRP là 0,0025 mm/mm. Do biến dạng lúc phá huỷ của FRP khá cao nên ngƣời kĩ sƣ có thể dùng giá trị 0,00275 nhƣ đã cho phép trong các ấn bản ACI 318 trƣớc đây. Trong mọi trƣờng hợp, biến dạng thực của cốt FRP chịu cắt không đƣợc vƣợt quá 0,004, và cƣờng độ tính toán không đƣợc vƣợt quá cƣờng độ của phần uốn cong của đai ffb. Giá trị 0,004 đƣợc coi là giá trị biến dạng để đảm bảo phát huy hiệu ứng chèn cốt liệu và khả năng chịu cắt tƣơng ứng của bê tông.

6.2.2 Lượng cốt chịu cắt tối thiểu. Tiêu chuẩn ACI 318-05 yêu cầu một lƣợng cốt chịu cắt tối thiểu khi Vu vƣợt quá Vc /2. Yêu cầu này nhằm ngăn ngừa hoặc kiềm chế sự phá huỷ cắt trong các cấu kiện khi mà sự hình thành vết nứt đột ngột có thể dẫn đến nguy hiểm quá mức. Để ngăn ngừa phá huỷ giòn do cắt, cần có một lƣợng dự trữ cƣờng độ thích hợp để đảm bảo một hệ số an toàn tƣơng tự nhƣ các điều khoản của ACI 318-05 đối với cốt thép : b s Afv ,min  0.35 w (6-7) f fv với bw và s bằng mm, ffv bằng MPa. Lƣợng cốt tối thiểu tính theo (6-7) không phụ thuộc cƣờng độ bê tông. Nếu dùng cốt đai bằng thép, lƣợng cốt tối thiểu là lƣợng cốt tƣơng ứng với khả năng chịu cắt thay đổi từ 1,50Vc với fc’ bằng 17 MPa đến 1,25Vc với fc’ bằng 69 MPa. Phƣơng trình (6-7) lấy ra từ cấu kiện bê tông cốt thép tỏ ra an toàn hơn khi dùng với cấu kiện có cốt FRP. Chẳng hạn, khi áp dụng vào cấu kiện uốn có cốt dọc là GFRP, khả năng chịu cắt tính theo (6-7) có thể vƣợt quá 3Vc. Tỉ số giữa khả năng chịu cắt tính theo (6-7) và Vc sẽ giảm đi khi độ cứng của cốt dọc hoặc cƣờng độ của bê tông tăng lên.

6.2.3 Phá huỷ cắt do bụng dầm bị ép vỡ. Nhiều nghiên cứu chứng tỏ rằng đối với cấu kiện có cốt FRP, sự chuyển tiếp từ cách phá huỷ do đứt cốt FRP sang phá huỷ vì ép vỡ bê tông xảy ra với giá trị trung bình của Vc là 0,3fc’bwd, nhƣng cũng có khi giảm thấp tới 0,18fc’bwd. Do đó, khi Vc nhỏ hơn 0,18fc’bwd, có thể xem đây là sự phá hủy bởi đứt cốt, trong khi nếu vƣợt quá 0,3fc’bwd thì có thể xảy ra phá huỷ do ép vỡ bê tông. Sự phân biệt rạch ròi giữa phá huỷ do đứt và phá huỷ do ép vỡ, tuy nhiên, vẫn chƣa thật rõ ràng nên thông thƣờng giá trị giới hạn của ACI 318-05 là (2/3)fc’bwd đƣợc coi là an toàn và khuyên dùng hơn là giá trị 0,3fc’bwd . Trong thực tế, các hạn chế của ACI còn nhằm khống chế bề rộng khe nứt quá lớn do cắt và nhƣ vậy ít khi đạt đến giá trị tƣơng ứng với sự ép vỡ của bụng dầm.

6.3  Cấu tạo chi tiết của đai chịu cắt Khoảng cách tối đa của cốt đai thép thẳng đứng theo ACI 318-05 là giá trị nhỏ hơn giữa d/2 hay 600 mm ; khoảng cách này cũng áp dụng đƣợc cho cốt FRP - 48 -

chịu cắt đặt thẳng đứng. Giới hạn này đảm bảo cho mỗi vết nứt do cắt đều cắt qua ít nhất một đai.

Các thử nghiệm chỉ ra rằng với mẫu có rb/db bằng không, các thanh sẽ bị phá huỷ do cắt tại chỗ uốn cong ở mức tải trọng rất thấp. Do đó, mặc dù có thể chế tạo đƣợc cốt FRP với góc uốn nhọn, nhƣng cần phải tránh làm nhƣ vậy. Tỉ số rb/db tối thiểu nên lấy bằng 3. Ngoài ra, đai FRP phải khép kín với móc có uốn góc 90 độ.

Các điều khoản của ACI 318-05 về lực dính của thanh thép có móc không thể áp dụng trực tiếp đƣợc cho các thanh cốt FRP vì tính chất cơ học khác nhau. Lực kéo trong nhánh đai đặt thẳng đứng đƣợc truyền đến bê tông thông qua phần đuôi ở sau móc nhƣ Hình 6.1. Khi chiều dài đuôi lthf lớn hơn 12db thì không có sự trƣợt đáng kể và không ảnh hƣởng đến cƣờng độ kéo của nhánh đai. Do đó, khuyến nghị dùng chiều dài đuôi tối thiểu là 12db.

Hình 6.1 Chiều dài đuôi yêu cầu của đai FRP 6.4  Cƣờng độ chịu cắt của bản bê tông cốt FRP làm việc hai phƣơng Các thí nghiệm chứng tỏ rằng độ cứng dọc trục của cốt FRP cũng nhƣ cƣờng độ bê tông fc’ có ảnh hƣởng đáng kể đến sự làm việc chịu cắt theo phƣơng ngang tại chỗ liên kết giữa các cột trung gian và bản bê tông cốt FRP làm việc hai phƣơng.

Thí nghiệm với bản bê tông riêng rẽ có cốt FRP làm việc hai phƣơng chịu tải trọng phân bố đều cho thấy là việc tăng độ cứng của lƣới FRP lớp trên sẽ làm tăng khả năng chịu xuyên thủng và làm giảm độ võng cực hạn của bản. Sự phá hủy do xuyên thủng của bản có cốt thanh FRP có tính chất đột ngột và giòn. Ngƣợc lại, kết quả thử nghiệm xuyên thủng với bản hai phƣơng đặt lƣới FRP, không phải thanh FRP, cho thấy sẽ không có sự đột ngột giảm khả năng chịu tải khi bị phá hủy do xuyên thủng. Không những thế, chúng còn tiếp tục hấp thụ năng lƣợng một cách ổn định sau khi đã xảy ra phá hủy ban đầu.

Các kết quả thử nghiệm cũng cho thấy mô hình thiết kế chịu cắt của bản một phƣơng có xét đến độ cứng của cốt có thể đƣợc điều chỉnh để xét đến sự truyền lực - 49 -

cắt trong bản hai phƣơng. Việc điều chỉnh này dẫn đến phƣơng trình (6-8) có thể dùng để tính toán khả năng chịu xuyên thủng trong bản bê tông cốt FRP làm việc hai phƣơng trong trƣờng hợp bản tựa lên các cột trung gian hoặc chịu tải trọng tập trung có chu vi dạng vuông hay tròn : Vc 

4 5

f c' bo c

(6-8)

trong đó bo = chu vi của tiết diện nguy hiểm của bản và đế móng, mm ; c = bề cao vùng nén của tiết diện quy đổi có khe nứt, mm.

Bề cao vùng chịu nén c của bản đƣợc tính nhƣ sau : c  k .d k  2 f n f    f n f



2

  f nf

f = hàm lƣợng cốt FRP Trong phƣơng trình (6-8), bo đƣợc tính tại vị trí cách khoảng d/2 từ mặt cột.

Ngoài ra, hình dạng của tiết diện nguy hiểm lấy đồng dạng với hình dạng tiết diện của cột.

Phƣơng trình (6-8) có thể viết lại thành (6-8a). Phƣơng trình này chỉ là phƣơng trình cơ bản của ACI 318-05 về chịu xuyên thủng của bản bê tông cốt thép, đƣợc điều chỉnh bằng hệ số (5/2)k để xét đến độ cứng dọc trục của cốt FRP.

5  Vc   k  f c' bo d (6-8a) 6  Phƣơng trình (6-8) đƣợc dùng với một độ an toàn hợp lí cho bản đặt cốt FRP làm việc hai phƣơng trong phạm vi các hàm lƣợng đặt cốt và các loại cƣờng độ bê tông đã đƣợc thử nghiệm cho đến nay.

- 50 -

CHƢƠNG 7  CÁC VẤN ĐỀ THIẾT KẾ KHÁC 7.1  Cốt chịu tác dụng của co ngót và biến thiên nhiệt độ Cốt chịu tác dụng của co ngót và biến thiên nhiệt độ (sau đây gọi tắt là cốt chịu co ngót và cốt nhiệt độ) dùng để hạn chế bề rộng khe nứt. Độ cứng và cƣờng độ của thanh cốt có ảnh hƣởng lớn đến chức năng này. Vết nứt do co ngót có phƣơng vuông góc với nhịp cấu kiện đƣợc khống chế bởi cốt chịu uốn, nhƣ vậy cốt chịu co ngót và cốt nhiệt độ chỉ cần đặt theo phƣơng vuông góc với nhịp. ACI 318-05 yêu cầu một hàm lƣợng cốt thép tối thiểu là 0,0020 khi dùng thép có gân cấp 40 ( 276 MPa ) hay 50 ( 345 MPa ) và 0,0018 khi dùng thép có gân cấp 60 ( 414 MPa ) hoặc cốt thép hàn (có gân hoặc trơn). ACI 318-05 cũng yêu cầu khoảng cách của các cốt chịu co ngót và cốt nhiệt độ không đƣợc quá 5 lần bề dày cấu kiện hoặc 500 mm.

Hiện nay chƣa có các dữ liệu thực nghiệm đủ tin cậy cho hàm lƣợng tối thiểu của cốt FRP chịu co ngót và nhiệt độ. ACI 318-05 mục 7.12.2 đã quy định đối với bản sử dụng cốt thép có giới hạn chảy lớn hơn 414 MPa đo tại biến dạng chảy 0,0035, thì tỉ số cốt thép trên diện tích nguyên của bê tông phải ít nhất là 0,0018  414/fy, ( với fy tính bằng MPa) nhƣng không ít hơn 0,0014. Công thức này cũng có thể dùng lại với độ cứng và cƣờng độ của cốt FRP chịu co ngót và cốt nhiệt độ. Do đó, khi dùng thanh gân FRP làm cốt chịu co ngót và cốt nhiệt độ, lƣợng cốt FRP có thể xác định theo phƣơng trình (7-1) :  f ,ts  0.0018 x

414 Es f fu E f

(7-1)

Do kinh nghiệm sử dụng còn hạn chế, nên hàm lƣợng cốt FRP chịu co ngót và nhiệt độ tính theo (7-1) không nên lấy nhỏ hơn 0,0014, tức là giá trị nhỏ nhất mà ACI 318-05 quy định cho cốt thép chịu co ngót và nhiệt độ. Ngƣời kĩ sƣ cũng có thể chọn giới hạn cao hơn, tới 0,0036, cho hàm lƣợng cốt FRP chịu co ngót và nhiệt độ hoặc tính toán hàm lƣợng dựa trên các mức biến dạng tƣơng ứng với khả năng chịu uốn danh nghĩa mà không dùng các giá trị biến dạng tính theo (7-1). Khoảng cách của các cốt FRP chịu co ngót và nhiệt độ không đƣợc quá 3 lần bề dày bản hoặc 300 mm, lấy số nhỏ hơn.

7.2  Neo cốt FRP Trong một cấu kiện chịu uốn bằng bê tông cốt thép hoặc cốt FRP, lực kéo trong cốt cân bằng với lực nén trong bê tông. Lực kéo đƣợc truyền cho cốt thông qua lực dính giữa cốt và bê tông bao quanh. Ứng suất dính tồn tại bất cứ khi nào lực kéo trong cốt thay đổi. Lực dính giữa cốt FRP và bê tông phát triển theo một cơ chế giống nhƣ đối với cốt thép và phụ thuộc vào loại FRP, mô đun đàn hồi, dạng gân bề mặt và hình dạng của thanh FRP. 7.2.1 Sự phát triển ứng suất trong thanh thẳng. Hình 7.1 thể hiện điều kiện cân bằng của một thanh FRP dài le chôn trong bê tông. Lực trong thanh đƣợc chống lại

- 51 -

bởi ứng suất dính trung bình u tác dụng trên bề mặt thanh. Sự cân bằng lực có thể viết nhƣ sau : le dbu  Af ,bar f f (7-2) trong đó Af,bar là diện tích một thanh, db là đƣờng kính thanh, và ff là ứng suất phát triển trong thanh ở đầu cuối của chiều dài chôn. Khác với cốt thép, cƣờng độ của thanh FRP không đƣợc tận dụng hết toàn bộ, đặc biệt là khi khả năng uốn bị khống chế bởi sự ép vỡ bê tông và ứng suất xuất hiện trong thanh tại lúc phá hủy nhỏ hơn nhiều so với cƣờng độ cực hạn đƣợc bảo đảm của cốt. Ngoài ra, việc thay đổi từ cách thức phá hủy do thanh đứt hay bê tông vỡ sang cách thức phá hủy do lực dính không làm thay đổi đáng kể độ dẻo của kết cấu tại lúc phá hủy..

Hình 7.1 Truyền lực qua lực dính Phƣơng trình tính chiều dài neo đối với cốt thép trong ACI 318-05 đƣợc thiết lập dựa trên nhiều thí nghiệm với các mẫu thép chôn trong bê tông, có và không có sự hạn chế nở ngang. Kết quả xử lý đã đƣa đến một phƣơng trình biểu diễn quan hệ giữa ứng suất dính trung bình đƣợc chuẩn hóa theo căn bậc hai của cƣờng độ bê tông nén với lớp bảo vệ đƣợc chuẩn hóa tính đến tâm của thanh C/db và chiều dài nối chuẩn hóa db/le . Phƣơng trình này đƣợc dùng làm cơ sở cho phƣơng trình tính chiều dài neo đối với cốt thép trong ACI 318-05.

Phƣơng pháp nghiên cứu tƣơng tự cũng đƣợc thực hiện với nhiều mẫu thử dầm, thử mối nối với cốt FRP, đa số là cốt GFRP, gồm cả hai loại thanh quấn xoắn ốc và thanh cốt gai, có hoặc không có cốt đai chống nở ngang. Sau một số biến đổi toán học nhận đƣợc quan hệ dƣới đây giữa ứng suất dính trung bình chuẩn hóa với lớp bảo vệ và chiều dài chôn ( nối chồng ) chuẩn hóa, sau khi làm tròn các hệ số u 0.083 f c'

 4.0  0.3

d C  100 b db le

(7-3)

trong đó C là giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị : bề dày lớp bảo vệ tính đến tâm thanh và một nửa khoảng cách (tâm đến tâm) giữa các thanh đƣợc neo. Bề mặt của thanh (thanh cuốn xoắn ốc hoặc thanh có gờ) cũng nhƣ việc có hay không có cốt chống nở ngang gần nhƣ không ảnh hƣởng đến kết quả. Thí nghiệm cũng cho thấy trong dầm bê tông cốt thép, khi cốt dọc là các thanh thép gân có diện tích gờ tƣơng đối lớn thì các cốt chống nở ngang có tác dụng làm tăng lực dính nhiều hơn so với thanh thép cùng cỡ nhƣng có diện tích gờ nhỏ hơn. Vì lí do đó, do thanh GFRP có diện tích gờ rất nhỏ nên cốt chống nở ngang có thể không làm tăng ứng suất dính trung bình. Tuy nhiên, ảnh hƣởng của cốt chống nở ngang đối với lực dính của thanh GFRP cũng nên đƣợc tiếp tục nghiên cứu thêm.

- 52 -

Phƣơng trình (7-2) và (7-3) có thể dùng để tính ứng suất đạt đƣợc trong thanh khi đã biết chiều dài chôn và lớp bảo vệ. Nhiều dữ liệu thí nghiệm đã đƣợc sử dụng nhằm định ra một hệ số an toàn cho việc sử dụng các phƣơng trình này với xác suất của tỷ số giá trị thí nghiệm trên giá trị dự tính nhỏ hơn 1,0 là 22%. Các dữ liệu đó bao gồm cả hai trƣờng hợp phá hủy do tách vỡ bê tông và kéo tuột cốt, với chiều dài chôn tối thiểu là 19db. Ngoài ra, một giá trị giới hạn là 3,5 đƣợc gán cho số hạng C/db để có thể dùng đƣợc cùng một phƣơng trình để dự tính ứng suất phát triển trong thanh cho cả hai cách phá hủy dính (tách vỡ bê tông hoặc tuột cốt). Khi lớp bảo vệ chuẩn hóa có giá trị trên 3,5 và chiều dài chôn lớn hơn 19db thì dạng phá hủy luôn luôn là tuột cốt. Khi đó biểu thức của ứng suất phát triển trong thanh là 0.083 f c'   le C le f fe   340   f fu 13.6   db db db  

(7-4)

trong đó số hạng C/db không đƣợc lấy lớn hơn 3,5 và  là hệ số xét đến vị trí của thanh (sẽ trình bày ở mục 7.2.2). Trị trung bình của tỉ số ứng suất trong thanh đo thực tế/ ứng suất dự tính khi dùng phƣơng trình này là 1,14, với hệ số biến động là 15,8%. Với chiều dài chôn lớn hơn 100db , phƣơng trình này không thích hợp nữa vì dữ liệu thí nghiệm không thấy sự phá hủy về dính khi chiều dài chôn lớn hơn 100db. Không nên dùng chiều dài chôn nhỏ hơn 20db .

Khi áp dụng phƣơng trình (7-4) vào thiết kế, có thể giả thiết rằng ứng suất lớn nhất đạt đƣợc trong thanh biến đổi tuyến tính từ 0 đến giá trị tính theo (7-4) dọc theo 20db đầu tiên của chiều dài chôn. Sau điểm này, có thể dùng (7-4) để xác định ứng suất đạt đƣợc trong thanh dọc chiều dài chôn. Cần phải kiểm tra xem khả năng chịu mô men tại điểm cuối của chiều dài chôn có đƣợc đảm bảo hay không.

Nếu không đạt thì phải tăng chiều dài chôn, tăng số lƣợng thanh sao cho ứng suất trong mỗi thanh ở trạng thái cực hạn phải giảm xuống, hoặc tính lại khả năng chịu mô men danh nghĩa có xét đến khả năng phá hủy dính nhƣ mô tả ở mục 7.1.3. Cần lƣu ý rằng việc tăng số thanh có thể làm giảm ứng suất trong các thanh, vì số hạng C/db giảm khi khoảng cách thanh giảm.

7.2.2 Hệ số điều chỉnh do vị trí thanh. Hệ số điều chỉnh do vị trí thanh mặc định là 1,0.

Khi đổ bê tông, không khí, nƣớc và các hạt nhỏ di chuyển lên phía trên ngang qua bê tông. Điều này có thể làm giảm đáng kể cƣờng độ dính phía bên dƣới cốt nằm ngang. Thuật ngữ “cốt trên đỉnh” thƣờng để chỉ thanh cốt nằm ngang có lớp bê tông bên dƣới dày hơn 305mm tại lúc chôn vào bê tông. Các thí nghiệm với cốt trên đỉnh có chiều dài chôn lớn hơn 16db cho kết quả nghiêng về sự phá hủy dính.

Căn cứ vào đó, hệ số  trong phƣơng trình (7-4) nên lấy là 1,5 đối với những thanh có hơn 300 mm bê tông bên dƣới.

7.2.3 Hệ số điều chỉnh vật liệu. Số liệu thí nghiệm (tuy còn hạn chế) cho thấy chiều dài neo của các thanh AFRP cũng gần tƣơng tự nhƣ của các thanh GFRP. Do đó, các phƣơng trình về chiều dài neo cũng dùng đƣợc với thanh AFRP mà không cần thêm hệ số điều chỉnh vật liệu. Còn đối với các thanh CFRP, do có độ cứng lớn - 53 -

hơn nhiều nên chiều dài neo cần thiết cũng nhƣ hệ số điều chỉnh vật liệu có thể lấy giảm xuống. Hiện tại, do chƣa đủ số liệu thí nghiệm đối với thanh CFRP, nên khuyến nghị vẫn dùng hệ số vật liệu là 1,0.

7.2.4 Khả năng chịu mô men danh nghĩa trên tiết diện nguy hiểm về lực dính. Tiết diện đƣợc coi là nguy hiểm về lực dính là tiết diện mà tại đó ứng suất lớn nhất đạt đƣợc trong thanh FRP bị giới hạn bởi phƣơng trình (7-4). Trong trƣờng hợp này, khả năng chịu mô men danh nghĩa cần đƣợc tính toán lại theo điều chỉnh của phƣơng pháp đã mô tả ở Mục 5.2. Khi trị số ứng suất có thể phát triển trong thanh bị hạn chế bởi lực dính, hai cách thức phá hủy có thể xảy ra là vỡ bê tông và hỏng do bám dính. Khả năng chịu mô men đối với trƣờng hợp phá hủy do vỡ bê tông có thể tính toán theo phƣơng trình (5-5). Phƣơng trình này đƣợc áp dụng nếu ứng suất có thể xuất hiện trong thanh ( ffe xác định từ (7-4) ) lớn hơn hay bằng ứng suất trong thanh đƣợc xác định theo (5-4d). Khi  < fb hoặc  > fb và ứng suất trong thanh tính theo phƣơng trình (5-4d) không thể đạt đƣợc thì khả năng chịu mô men đối với trƣờng hợp phá hủy do bám dính có thể đƣợc xác định bằng phƣơng trình (5-6b), trong đó ffe tính theo phƣơng trình (7-4) sẽ thay thế cho ffu và ffe /E thay thế cho fu trong (5-6c). Hệ số giảm cƣờng độ khi uốn bằng 0,55 đƣợc khuyến nghị áp dụng đối với trƣờng hợp phá hủy do bám dính.

7.3Chiều dài neo của thanh uốn Các điều khoản của ACI 318-05 về chiều dài neo của thanh thép có móc không áp dụng đƣợc cho thanh FRP vì các đặc trƣng vật liệu khác nhau.

Dựa trên kết quả thí nghiệm với các thanh FRP có móc, một biểu thức cho chiều dài neo lbhf của thanh uốn móc 900 đƣợc đề xuất nhƣ sau : lbhf  K 4

db f c'

(7-5)

Hệ số K4 để tính chiều dài neo trong phƣơng trình ( 7-5 ) lấy bằng 150 đối với thanh có ffu nhỏ hơn 517 MPa. Hệ số này cần phải nhân với ffu /517 đối với các thanh có cƣờng độ kéo nằm giữa 517 MPa và 1034 MPa. Khi lớp bảo vệ phía hai bên (vuông góc với mặt phẳng của móc) lớn hơn 64 mm và lớp bảo vệ phía đầu móc không nhỏ hơn 50 mm thì có thể nhân thêm với hệ số 0,7. Các hệ số điều chỉnh này cũng tƣơng tự nhƣ các hệ số trong ACI 318-05, mục 12.5.3 cho các thanh thép có móc. Các phƣơng trình (7-6) dƣới đây đƣợc đề xuất để tính chiều dài neo của các thanh có móc, có xét đến điều kiện số liệu thí nghiệm chƣa tích lũy đƣợc nhiều:

- 54 -

lbhf

 165    f fu   3.1  330  

db f c' db f c' db f c'

khi f fu  520 MPa khi 520  f fu  1040 MPa

(7-6)

khi f fu  1040 MPa

trong đó lbhf tính bằng mm, ffu và fc’ bằng MPa và db bằng mm.

Giá trị tính đƣợc theo (7-6) không đƣợc nhỏ hơn 12db hay 230 mm. Các trị số này là dựa trên những kết quả thí nghiệm cho thấy lực kéo và sự chống trƣợt của thanh có móc là có trị số ổn định xung quanh giá trị 12db. Chiều dài của đuôi móc, lthf (hình 6.1), không đƣợc nhỏ hơn 12db . Chiều dài đuôi móc lớn hơn có ảnh hƣởng không đáng kể đến lực kéo cực hạn và sự chống tuột của móc. Để tránh sự phá hủy do cắt tại chỗ uốn, bán kính uốn không đƣợc lấy nhỏ hơn 3db.

7.4  Chiều dài neo của cốt chịu mô men dƣơng Nói chung, các yêu cầu của Mục 12.10 và 12.11 của ACI 318-05 cũng phải đƣợc tuân thủ đối với cốt FRP nhƣng kèm theo những thay đổi nhƣ sau : đối với thanh thẳng, ứng suất đạt đƣợc trong thanh ffr sẽ là trị số nhỏ nhất trong số các giá trị: ffu , ứng suất cho bởi phƣơng trình (5-4d), và ứng suất cho bởi phƣơng trình (74). Chiều dài neo đối với thanh thẳng đƣợc xác định nhƣ là chiều dài bám dính cần thiết để đạt đƣợc trị số ứng suất ffr và cho bởi :  ld 

f fr

 340 0.083 f c' db C 13.6  db

(7-7)

Do có hệ số giảm cƣờng độ so với thép, nên quy định cho chiều dài neo của cốt chịu mô men dƣơng tại các điểm uốn và gối tựa đơn giản cho trong ACI 318-05 (Mục 12.11.3) đƣợc đổi thành : ld 

Mn Vu

 la

(7-8)

trong đó Mn là khả năng chịu mô men danh nghĩa với giả thiết là mọi thanh cốt tại tiết diện đều đạt ứng suất bằng ứng suất yêu cầu của thanh ffr ; Vu là lực cắt tính toán tại tiết diện ; và la là đoạn chôn kéo qua tâm gối tựa, nếu xét tại gối tựa hoặc la , nếu xét tại điểm uốn, lấy bằng trị số lớn hơn giữa hai trị số : bề cao hữu hiệu của cấu kiện và 12db. Giá trị Mn/Vu có thể tăng lên 30% khi các điểm cuối của thanh cốt chịu ảnh hƣởng của phản lực nén. Yêu cầu về chiều dài neo nói trên có thể không cần phải tuân thủ nếu nhƣ các tính toán chi tiết chứng tỏ rằng khả năng chịu mô men của tiết diện lớn hơn các trị số mô men tính toán trên suốt chiều dài neo.

- 55 -

7.5  Mối nối chồng chịu kéo ACI 318-05, Mục 12.15 phân biệt hai loại mối nối chồng chịu kéo tùy thuộc vào số lƣợng các thanh đƣợc nối trên một đoạn dài định sẵn và vào ứng suất trong các thanh trong phạm vi mối nối. Đối với cốt thép, chiều dài mối nối chồng loại A là 1,0 ld và loại B là 1,3ld . Sự phân loại này áp dụng không thích hợp cho FRP vì không bao giờ sử dụng hết toàn bộ cƣờng độ chịu kéo của thanh. Tuy nhiên để tăng mức độ an toàn nên các mối nối đều lấy theo loại B. Chiều dài neo tối thiểu này cũng đã đƣợc kiểm chứng qua thí nghiệm nối chồng đối với cốt FRP chịu kéo. Vì vậy trị số 1,3ld nên đƣợc dùng cho tất cả các mối nối chồng.

7.6  Bản đặt trên đất 7.6.1 Bản bê tông không đặt cốt. Bản bê tông không cốt đặt trên đất truyền trực tiếp tải trọng xuống đất nền, nên gần nhƣ không chịu lực, chỉ cần đƣợc thiết kế để không bị nứt dƣới tải trọng sử dụng. Để làm giảm nứt do co ngót, phải hạn chế khoảng cách giữa các khe co ngót và khe thi công (mạch ngừng). Chi tiết thiết kế bản bê tông không cốt có thể tham khảo ACI 360R (Thiết kế bản đặt trên đất).

7.6.2 Bản bê tông có cốt chịu co ngót và cốt nhiệt độ. Khi thiết kế một bản bê tông có cốt chịu co ngót và cốt nhiệt độ, cần coi nó nhƣ bản bê tông không có cốt để xác định bề dày. Bản đƣợc giả thiết là không nứt khi có tải trọng sử dụng đặt lên trên mặt. Bề rộng và khoảng cách các vết nứt co ngót đƣợc hạn chế bởi một lƣợng danh nghĩa cốt FRP phân bố đặt tại nửa trên của bản. Mục đích chủ yếu của cốt chịu co ngót là khống chế bề rộng của mọi vết nứt hình thành giữa các khe. Cốt chịu co ngót không ngăn đƣợc nứt, cũng không làm tăng đáng kể khả năng chịu uốn của bản. Tăng bề dày bản có thể tăng đƣợc khả năng chịu uốn.

Mặc dù bản đƣợc thiết kế để không nứt khi chịu tải trọng sử dụng, các thanh cốt vẫn đƣợc dùng để hạn chế khoảng cách và bề rộng vết nứt, cho phép tăng khoảng cách giữa các khe (co ngót và thi công), tăng khả năng truyền tải tại các khe và tạo thêm mức độ an toàn sau khi xảy ra nứt do co ngót và nhiệt độ.

Phƣơng pháp biến dạng nền thƣờng đƣợc dùng để xác định lƣợng cốt chịu co ngót và nhiệt độ không căng trƣớc, nhƣng không áp dụng đƣợc khi các sợi đƣợc căng trƣớc hoặc sợi bố trí không có quy luật. Khi dùng cốt thép, phƣơng trình theo phƣơng pháp nói trên là :  Lw (7-9) As  2 fs

trong đó As = diện tích tiết diện thép trên mét dài, mm2/m ; fs = ứng suất cho phép của cốt thép, MPa, thƣờng lấy bằng 2/3 đến 3/4của fy ;  = hệ số ma sát nền (1,5 đối với bản sàn trên đất) ; L = khoảng cách giữa các khe, m ; w = trọng lƣợng bản thân của bản, N/m2 (thƣờng giả thiết bằng 24 N/m2 cho một mm bề dày bản).

Vì mô đun đàn hồi của cốt FRP thấp hơn cốt thép, nên khi thiết kế cốt FRP chịu co ngót và nhiệt độ, phƣơng trình chủ đạo nên dựa vào biến dạng chứ không dựa - 56 -

vào mức ứng suất. Tại ứng suất cho phép, biến dạng trong cốt thép là xấp xỉ 0,0012 ; sử dụng giá trị biến dạng này vào cốt FRP sẽ có ứng suất là 0,0012Ef và phƣơng trình (7-9) đƣợc viết thành :  Lw (7-10) Af , sh  2  0.0012 E f

2



trong đó Af,sh là diện tích tiết diện của cốt FRP, mm trên mét dài.

Phƣơng trình (7-10) cũng có thể dùng để tính khoảng cách L giữa các khe ứng với một lƣợng cốt FRP đã định trƣớc. Hiện nay chƣa có các dữ liệu thí nghiệm công bố về bản bê tông đặt trên đất sử dung cốt FRP, nên phƣơng pháp tính này cần đƣợc nghiên cứu, kiểm chứng thêm.

- 57 -

CHƢƠNG 8  THI CÔNG KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT FRP 8.1  Chỉ dẫn chung Các thanh FRP đƣợc chế tạo ở nhà máy rồi đƣợc chuyên chở đến kho công trƣờng. Việc thi công tiếp theo gồm thao tác bốc xếp, lắp đặt các thanh, đổ bê tông.

Các công việc này phải đƣợc thực hiện sao cho ít gây hƣ hại nhất cho các thanh FRP. Tƣơng tự nhƣ thanh thép bọc epoxy, các thanh FRP phải đƣợc thao tác cẩn thận hơn so với cốt thép thông thƣờng.

Nhƣ đã nói ở Chƣơng 1, ngoài Tài liệu gốc là Bản chỉ dẫn ACI 440.1R, còn có một Tiêu chuẩn khác là Specification for Construction with Fiber-Reinforced Polymer Reinforcing Bars ACI 440-5-08 (Chỉ dẫn kỹ thuật để thi công các thanh cốt FRP) Tiêu chuẩn này cũng đƣợc viết gộp vào Chƣơng này với chữ in nghiêng và lùi vào đầu dòng để phân biệt với Tài liệu gốc.

8.2 Sản phẩm chế tạo ở nhà máy 8.2.1 Vật liệu 8.2.1.1 Thanh FRP. Thanh FRP làm cốt có dạng là thanh có gân, bọc cát hoặc kết hợp cả hai để tăng dính kết với bê tông. Tổng số các hư hại nhìn thấy trên một mét dài thanh không được vượt quá 2% diện tích bề mặt thanh trên mét dài thanh. Độ sâu của hư hại cho phép không quá 1mm. Có thể dùng cốt dưới dạng lưới do các thanh FRP ghép sẵn với nhau.

8.2.1.2 Miếng kê cốt FRP. Dùng miếng kê cốt FRP làm từ vật liệu điện môi ( cách điện ), hoặc nếu bằng sắt thì bọc bằng vật liệu điện môi, như epoxy hoặc polyme khác. Nếu miếng kê là bê tông đúc sẵn thì phải có diện tích không dưới 25 cm2 với cường độ nén và tuổi thọ bằng hay lớn hơn so với bê tông sắp đổ.

8.2.2 Chế tạo. Không cho phép chế tạo tại hiện trường, trừ việc buộc thanh, cắt thanh theo bản vẽ thi công. Việc cắt thanh FRP ở hiện trường phải làm theo mục 8.4 8.3 Thi công 8.3.1 Vận chuyển và lưu kho. Thanh FRP khá nhạy cảm với các hƣ hại bề mặt.

Chọc thủng bề mặt có thể làm giảm đáng kể cƣờng độ của thanh FRP. Trong trƣờng hợp thanh GFRP, bề mặt hƣ hại có thể làm giảm độ lâu bền do bị kiềm thâm nhập. Các chỉ dẫn dƣới đây đƣợc khuyến nghị dùng, nhằm giảm thiểu hƣ hại thanh và gây tổn thƣơng cho ngƣời vận chuyển.

- Phải bốc xếp các thanh FRP bằng găng tay để tránh tổn thƣơng cho ngƣời do các sợi lộ ra ngoài hoặc do cạnh sắc ; - Khi lƣu kho không đƣợc để thanh FRP trên đất. Phải có giá kê bên dƣới thanh để giữ sạch và dễ thao tác ; - Cần tránh nhiệt độ cao, tia cực tím và các hoá chất (ví dụ dung môi, xăng) vì có thể làm hƣ hại thanh ;

- 58 -

Khi thanh bị nhiễm bẩn bởi chất bôi trơn ván khuôn hay hoá chất khác, phải đƣợc lau sạch bằng dung môi trƣớc khi đặt thanh trong ván khuôn. Cần cẩn thận khi chọn dung môi và tham khảo ý kiến của nhà sản xuất vì có nhiều dung môi trên thị trƣờng có thể làm hƣ hại thanh FRP nhƣ là MEK, cacbon đisunfua, cacbon tetraclorua, xăng (đối với một vài polyme)…và thậm chí cả nƣớc cất ; - Nếu cần, có thể dùng đòn cẩu để cẩu đƣợc thanh FRP mà không bị uốn nhiều; - Khi cần thiết, có thể cắt thanh bằng máy cắt kiểu mài tốc độ cao (tốc độ không tải tối thiểu là 600 vòng/phút) hoặc cƣa lƣỡi mỏng. Không đƣợc cắt thanh bằng máy cắt dao. Nên dùng mặt nạ chống bụi, găng tay và kính bảo vệ mắt khi cắt.

(Xem quy định bổ sung về cắt ở mục 8.4.2 2) 8.3.2 Lắp đặt và buộc cốt FRP Nói chung, lắp đặt cốt FRP cũng tƣơng tự nhƣ lắp đặt cốt thép, nên cũng phải tuân theo các kỹ thuật chung về thi công và dung sai, (xem ACI 117 Tiêu chuẩn về dung sai đối với kết cấu và vật liệu bê tông), ngoại trừ một số quy định riêng do kĩ sƣ đặt ra, nhƣ dƣới đây : - Cốt FRP cần đặt trên các miếng kê có cùng tính chất sử dụng nhƣ thanh cốt (ví dụ không bị ăn mòn, không có từ tính), trừ khi điều kiện riêng của công trình chấp nhận việc dùng các miếng kê thông dụng. Yêu cầu về miếng kê phải đƣợc nói rõ trong quy định kỹ thuật của thiết kế ; - Cốt FRP phải đƣợc cố định không xê dịch khi đổ bê tông. Dùng dây buộc có vỏ bọc, dây chất dẻo hay nilông, kẹp bấm bằng chất dẻo để buộc cốt. Yêu cầu về dây phải đƣợc nói rõ trong quy định kỹ thuật của thiết kế ; - Không đƣợc uốn thanh FRP rắn nhiệt đã lƣu hoá tại hiện trƣờng. Đối với các loại FRP khác, cần tuân theo chỉ dẫn của nhà sản xuất ; - Khi cần có cốt liên tục, có thể dùng mối nối chồng. Chiều dài nối chồng thay đổi tuỳ theo cƣờng độ bê tông, cấp cƣờng độ của thanh, cỡ thanh, bề mặt thanh, khoảng cách thanh và lớp bê tông bảo vệ. Chi tiết nối chồng phải đƣợc thực hiện theo Chƣơng 7 Tài liệu này. Hiện tại chƣa có liên kết kiểu cơ khí -

8.4  Bổ sung các điều khoản của ACI 440.5-08 về thi công 8.4.1 Lắp đặt và buộc cốt FRP 8.4.1.1 Dung sai đặt cốt. Vị trí cốt, miếng kê, buộc cốt theo như chỉ dẫn ở bản vẽ. Không được vượt quá dung sai đặt cốt quy định tại ACI 117 trước khi đổ bê tông. Dung sai đặt cốt không được làm giảm yêu cầu về lớp bảo vệ, ngoại trừ quy định khác của ACI 117. Khi cần di chuyển đặt lại cốt vượt quá dung sai để tránh giao nhau với các cốt khác, với đường ống dẫn hoặc vật chôn khác, phải đệ trình cách bố trí cốt mới để được chấp thuận.

8.4.1.2 Lớp bê tông bảo vệ. Trừ khi có quy định khác, lớp bê tông bảo vệ cho cốt FRP phải tuân theo số liệu trong Bảng 8.1. Bảng này quy - 59 -

định về lớp bê tông bảo vệ đối với mọi điều kiện phơi lộ, trừ khi có yêu cầu thêm về chống cháy. Đối với các thanh FRP ghép thành bó, lớp bê tông bảo vệ phải bằng đường kính tương đương của bó, nhưng không nên lớn quá 50 mm và không được nhỏ hơn giá trị theo Bảng 8.1. Đường kính tương đương của bó được tính theo diện tích tổng cộng của các thanh trong bó. Dung sai về lớp bê tông bảo vệ phải tuân theo yêu cầu của ACI 117.

8.4.1.3 Miếng kê và buộc cốt FRP. Dùng miếng kê bằng bê tông đúc sẵn để đỡ các thanh cốt khỏi mặt đất hoặc bùn. Nếu giữ cốt FRP bằng dây thì dây phải được mạ điện, bọc bằng vật liệu điện môi hoặc làm bằng vật liệu điện môi (kể cả vật liệu FRP) để giữ cốt FRP. Cốt thép và vật chôn bằng thép dùng cùng với cốt FRP phải được phủ kẽm (mạ điện) hoặc bọc bằng vật liệu phi kim loại, hoặc là thép không gỉ, hoặc có vỏ bọc thép không gỉ. Trong trường hợp thanh CFRP, thì lớp phủ kẽm, thép không gỉ hay vỏ bọc thép không gỉ không được tiếp xúc trực tiếp với thanh CFRP. Khi miếng kê bê tông đúc sẵn đỡ cốt FRP có dây thép hay thanh thép thì dây thép và thanh thép phải được bọc bằng chất điện môi hoặc bằng thép không gỉ.

Nếu dùng cốt thanh đỡ cốt FRP thì cốt đó phải bọc epoxy hoặc là cốt FRP. Trong tường, các thanh giằng phải được bọc epoxy hoặc làm bằng FRP. Khi sử dụng các neo bằng kẹp kim loại kết hợp với các thanh giằng trong tường có cốt FRP thì các bộ phận này phải làm bằng vật liệu chống ăn mòn hay bọc bằng vật liệu điện môi.

Dây buộc phải làm bằng chất dẻo hay bọc polyme. Trường hợp cần trung hoà điện từ hoàn toàn, các thanh GFRP phải được buộc tại chỗ bằng dây buộc chất dẻo. Hoặc được phép dùng kẹp bằng chất dẻo rắn phun trong khuôn.

8.4.1.4 Cốt dạng lƣới. Trong bản nằm trên đất, lưới cốt FRP được trải cách mép bê tông khoảng 50 mm. Mép nối chồng và mép lưới FRP phải được thể hiện trên bản vẽ thiết kế. Trừ khi có quy định khác, không được kéo lưới cốt FRP đi qua khe co ngót. Phải kê lưới cốt FRP trong lúc đổ bê tông để giữ đúng độ cao quy định trong bản.

Không được đặt lưới FRP trên nền dốc rồi sau đó nhấc vào vị trí đổ bê tông. .

Bảng 8.1 Lớp bê tông bảo vệ cho cốt FRP Lớp bảo vệ, mm Bản và dầm phụ Cốt lớp trên và lớp dưới

- 60 -

19 Cỡ thanh No10 và nhỏ hơn ( Đường kính danh nghĩa 32mm và nhỏ hơn ) Bê tông đổ trực tiếp trên đất (không có ván khuôn), bản đỡ đất đắp Cỡ thanh No5 và nhỏ hơn ( Đường kính danh 38 nghĩa 16mm và nhỏ hơn ) Cỡ thanh No6 đến No10 ( Đường kính danh 50 nghĩa 19mm đến 32mm ) Dầm Đai, đai xoắn ôc và dây buộc 38 Cốt chủ 50 Cấu kiện tiếp xúc với đất Đai và dây buộc 50 Cốt chủ 63 Tường 19 Cỡ thanh No10 và nhỏ hơn ( Đường kính danh nghĩa 32mm và nhỏ hơn ) Bề mặt bê tông tiếp xúc với đất 50 Móng và bản đế Bê tông đổ trên nền bê tông lót 50 Bê tông đổ trực tiếp trên nền đất 75 Cốt lớp trên của móng Như đối với bản Cốt đặt trên đầu cọc 50

8.4.1.5 Uốn và nắn thẳng. Nếu bản vẽ yêu cầu có thanh uốn thì việc uốn thanh phải được thực hiện trong lúc chế tạo. Không cho phép uốn hay nắn thẳng thanh trên hiện trường. Bán kính trong tối thiểu của chỗ uốn tại nhà máy phải phù hợp với Bảng 8.2. Ngoài ra, điểm bắt đầu của chỗ uốn phải cách xa mặt bê tông ít nhất bằng đường kính tối thiểu của chỗ uốn.

8.4.1.6 Cốt FRP qua khe giãn nở. Không cho cốt FRP hoặc các vật khác bằng FRP dính kết với bê tông đi qua khe giãn nở. Cốt FRP kéo qua khe giãn nở hay băng chặn nước phải không dính hoặc chỉ dính với một bên của khe giãn nở hay của băng chặn nước.

Bảng 8.2 Bán kính tối thiểu của thanh uốn tại nhà máy Cỡ thanh FRP

Đường kính trong tối thiểu của chỗ uốn Cỡ thanh No3 đến No8 ( Đường kính Ba lần đường kính thanh danh nghĩa 10mm đến 25mm ) Cỡ thanh No9 và No10 ( Đường kính Bốn lần đường kính thanh danh nghĩa 29mm và 32mm )

- 61 -

8.4.2 Sửa chữa và cắt thanh FRP tại hiện trƣờng.

8.4.2.1 Sửa chữa thanh FRP. Thanh FRP bị hư hại như nhìn thấy sợi (không phải ở chỗ cắt đầu thanh), có vết cắt hay khiếm khuyết sâu hơn 1 mm phải bị loại bỏ. Hư hại nhìn thấy được của thanh vượt quá 2% diện tích bề mặt thanh, nếu không bị các kỹ sư đề nghị loại bỏ, thì phải được sửa chữa. Chỗ thanh FRP hư hại có thể được chữa bằng cách chồng một đoạn thanh mới tại chỗ hư hại với chiều dài chồng thích hợp về cả hai phía..

8.4.2.2 Cắt thanh FRP tại hiện trƣờng. Việc cắt thanh FRP tại hiện trường chỉ được thực hiện sau khi có sự cho phép hoặc chấp thuận của kỹ sư. Không được cắt thanh bằng máy cắt dao hoặc bằng kéo. Đầu cắt phải được trám kín nếu nhà sản xuất hoặc kỹ sư yêu cầu.

Mọi hư hại bề mặt do cắt phải được báo cáo với kỹ sư và phải được sửa chữa.

8.4.3 Đổ bê tông Nếu cốt FRP chưa được kê buộc chắc chắn để chống tụt hay trồi, hay chuyển dịch về bất cứ phương nào trong khi đổ bê tông, thì việc đổ bê tông phải ngừng lại cho đến khi cố định xong.

8.5  Giám sát và kiểm tra chất lƣợng Việc kiểm tra chất lƣợng cần đƣợc thực hiện từ lúc thử nghiệm lô thanh FRP. Nhà sản xuất cần cung cấp thông tin về việc theo dõi thử nghiệm của lô vật liệu hoặc của tiến trình sản xuất. Có thể sử dụng các thử nghiệm tiến hành bởi nhà sản xuất hoặc bởi một bên thứ ba thử nghiệm độc lập.

Mọi thử nghiệm cần đƣợc thực hiện theo các phƣơng pháp mà ACI 440.3R khuyến nghị. Các thử nghiệm về đặc trƣng vật liệu để xác định các tính chất sau đây cần đƣợc thực hiện ít nhất một lần trƣớc và sau mỗi khi thay đổi trong quá trình sản xuất hay vật liệu : - Cƣờng độ kéo, mô đun đàn hồi kéo và biến dạng tỉ đối cực hạn ; - Cƣờng độ mỏi ; - Cƣờng độ bám dính ; - Hệ số giãn nở nhiệt ; - Độ bền trong môi trƣờng kiềm. Để đánh giá việc kiểm tra chất lƣợng của một lô thanh FRP riêng lẻ, khuyến nghị nên xác định lại cƣờng độ kéo, mô đun đàn hồi kéo và biến dạng tỉ đối cực hạn. Khi có yêu cầu, nhà sản xuất cần cung cấp giấy chứng nhận sự phù hợp cho mỗi lô thanh FRP bất kì, cùng với sự mô tả quy trình thử nghiệm.

- 62 -

CHƢƠNG 9 THÍ DỤ THIẾT KẾ DẦM Thí dụ sau trình bày cách thiết kế dầm theo phƣơng pháp trạng thái giới hạn nêu trong tài liệu này và dùng các hệ số vƣợt tải theo ACI 318-05.

Dầm tựa đơn giản, bằng bê tông nặng có fc’ = 27,6 MPa, Ec = 4750√f’c = 2,49.104 MPa, dùng để đỡ một thiết bị cộng hƣởng từ dùng trong y tế. Dầm đặt bên trong nhà, chịu hoạt tải sử dụng là wLL = 5,8 kN/m (trong đó 20% dài hạn) và tải trọng tĩnh phụ thêm wSDL = 3,0 kN/m. Nhịp dầm 3,35 m. Độ võng của dầm không đƣợc vƣợt quá 1/240 nhịp là giới hạn của độ võng dài hạn. Bề cao dầm không đƣợc lớn hơn 350 mm do yêu cầu xây dựng. Dùng các thanh GFRP làm cốt, các tính chất của vật liệu thanh do nhà sản xuất thông báo đƣợc cho trong Bảng 9.1.

Phƣơng pháp thiết kế trình bày ở đây cũng có thể áp dụng cho các thanh CFRP và AFRP với các tính chất vật liệu do nhà sản xuất thông báo, giống nhƣ trong Bảng 9.1.

Bảng 9.1 Tính chất của thanh GFRP do nhà sản xuất thông báo Cƣờng độ kéo ffu* Biến dạng tỉ đối khi đứt fu* Mô đun đàn hồi Ef

620,6 MPa 0,014 44 800 MPa

Trình tự Bƣớc 1- Ƣớc tính kích thƣớc hợp lí của tiết diện dầm Bề cao của dầm bê tông tựa đơn giản có thể sơ bộ lấy theo Bảng 5.2 l h 10 Giá trị cho trong bảng chỉ là để thiết kế sơ bộ, chọn h = 305 mm

Tính toán

Ƣớc tính bề cao hữu hiệu của tiết diện, với lớp bảo vệ 38 mm Ƣớc tính d = h  lớp bảovệ  db,shear db/2

3.35m  0.335 m 10 Chọn h = 305 mm < 335 mm h

Giả thiết thanh chủ 16mm, thanh chịu cắt 9,5 mm. Lớp bảo vệ 38 mm Bề rộng tối thiểu là 178 mm khi dùng 216 hoặc 219 và đai 9,5.

Chọn b = 178 mm

d  305mm  38mm  9.5mm 

Bƣớc 2- Tính tải trọng tính toán Tải trọng tĩnh phân bố đều bao gồm cả

- 63 -

16mm  250mm 2

trọng lƣợng bản thân dầm

wDL   3.0kN / m    0.178m 

wDL  wSDL  wSW

 0.035m   24kN / m3   4.3kN / m

Tính tải trọng phân bố đều tính toán và mô men lớn nhất

wu  1.2  4.3kN / m   1.6  5.8kN / m 

wu  1.2wDL  1.6wLL

wu l 2 Mu  8

wu  14.4 kN/m

Mu

Bƣớc 3- Tính cƣờng độ kéo đứt thiết kế của thanh FRP Dầm đặt trong nhà. Do đó, hệ số giảm do môi trƣờng CE đối với thanh GFRP theo Bảng 4.1 là 0,80 :

14.4kN / m  3.35m  

2

8

 20.2kNm

f fu   0.8 620.6MPa   496MPa

f fu  CE f fu* Bƣớc 4- Xác định diện tích thanh GFRP chịu uốn Tìm hàm lƣợng cốt chịu uốn bằng cách tính thử dần theo các phƣơng trình (5-1), (5-4d) và (5-5) Giả thiết lƣợng cốt FRP ban đầu

Hai thanh 16

Tính hàm lƣợng cốt FRP cân bằng :

 fb  0.851

27.6 MPa 0.85 496MPa  44800MPa  0.003 .  44800MPa  0.003   496MPa 

 fb  0.85

E f  cu f . f fu E f  cu  f fu ' c

  fb  0.0086

f 

ff

   

E   f

cu

4

2

Af

 400mm  2

f 

bd

 0.85.1 f c'  E f  cu  0.5E f  cu   f 

Đặt

- 64 -

178mm  250mm 

 0.009

A

B

E   f

  44800MPa  0.003  A

2

cu

4

4

0.85.1 f c'

f

2

E f  cu

B

 4516

0.85.  0.85 27.6MPa   44800MPa  0.003  0.009   297800

C  0.5  44800MPa  0.003  67.2

C  0.5E f  cu

Do đó f f  4516  297800  67.2  483MPa

f f   A  B  C  f ff  2  M n   f f f 1- 0.59  bd f c'  

Mn 

 0.009  483MPa    0.009  483MPa   . 1- 0.59   27.6MPa    .(178mm)(250mm) 2  43.9kNm

Tính hệ số giảm cƣờng độ ( 5-7):

  0.3  0.25.

f khi  fb < f <1.4 fb  fb

  0.3 

Kiểm tra

0.009 =0.562 4  0.0086 

 M n   0.562  43.9kNm 

M n  Mu

 M n  24.7kNm  M u  20.2 kNm

Bƣớc 5- Kiểm tra bề rộng khe nứt Tính mức ứng suất trong thanh FRP do tải trọng tĩnh và hoạt tải tiêu chuẩn 4.3  3.35  6.03 kNm 8 2

M DL 

DLl 2

M DL 

8 LL l 2 M LL  8 M DL  LL  M DL  M LL nf 

Ef Ec



5.8  3.35 M LL   8.14kNm 8 M DL  LL  6.03  8.14  14.17kNm 2

Ef 4750 f

nf 

' c

k  2 f n f    f n f



2

  f nf

M DL  LL ff  Af d 1  k / 3

Ef Ec



44800MPa  1.8 4750 27.6MPa

k  2  0.009 1.8   0.009 1.8 

2

  0.009 1.8  0.165 ff 

Xác định tỷ số biến dạng để chuyển biến dạng ở mức cốt FRP đến bề mặt chịu kéo của dầm khi bị nứt

- 65 -

14.17x106 Nm  149.9MPa  400mm2   250mm 1  0.165 / 3



h  kd d (1  k )



305mm -  0.165  250mm   1.263  250mm 1- 0.165

Tính khoảng cách từ thớ biên chịu kéo của bê tông đến tâm của cốt chịu kéo

dc  h  d

dc  305mm  250mm  55mm

Tính khoảng cách giữa các thanh

s  178mm  2  55mm   68mm

s  b  2dc Tính bề rộng khe nứt từ phƣơng trình (59), dùng giá trị khuyến nghị kb = 1,4 đối với thanh có gân

w2

s

ff

2

 kb dc2    Ef 2

w2

149.9MPa  1.263 1.4     44800MPa  2

68mm   55mm      0.77mm  0.7mm  2  Không đạt !

Lƣu ý rằng nếu dùng thanh đƣờng kính nhỏ hơn thì sẽ hạn chế đƣợc nứt. Ví dụ dùng 3 thanh 12,7 thì có cùng diện tích FRP và gần nhƣ cùng bề cao hữu hiệu, tuy nhiên bề rộng của dầm có thể phải tăng.

Giữ nguyên b = 178 mm 2

Giới hạn bề rộng khe nứt lúc này có tính chất quyết định đối với thiết kế. → Tăng lƣợng cốt FRP

Chọn lại: 219, có Af = 567 mm2 Ƣớc tính: d=h-lớp bảo vệ-db,shear -

db 2

d  305  38  9.5 

Af

f 

f 

bd

19  248mm 2

567mm2  0.0128 178mm  248mm 

Tính lại khả năng chịu lực :

ff

   

E   f

cu

4

2

 0.85.1 f c'  E f  cu  0.5E f  cu   f 

Đặt

E   A f

  44800MPa  0.003  A

2

cu

4

4

- 66 -

2

 4516

B

0.85.1 f c'

E f  cu

f

0.85.  0.85 27.6MPa   44800MPa  0.003  0.0128

B

C  0.5E f  cu

 209.400 C  0.5  44800MPa  0.003  67.2

Do đó f f   A  B  C 

f f  4516  209.40  67.2  395.3MPa Mn 

 f   M n   f f f 1- 0.59 f ' f  bd 2 fc  

 0.0128 395.3MPa    0.0128 395.3MPa   . 1- 0.59   27.6MPa    .(178mm)(248mm) 2  49.4kNm

  0.65 khi  f  1.4 fb Kiểm tra

 f  0.0128  1.4 fb  0.012    0.65

 M n   0.65 49.4kNm 

M n  Mu

 M n  32.1kNm  M u  20.2kNm Tính lại bề rộng khe nứt: k  2 f n f    f n f



2

  f nf

k  2  0.0128 1.8   0.0128 1.8  

2

  0.0128 1.8   0.193 ff 

M DL  LL ff  Af d 1  k / 3



h  kd d (1  k )

14.17x106 Nm  107.7 MPa 567mm2   248mm 1  0.193 / 3



dc   305mm    248mm   57mm

dc  h  d Tính khoảng cách thanh s  b  2dc

s  178mm  2  57mm   64mm

So sánh bề rộng nứt theo (5-9) với giới hạn cho phép, vẫn dùng giá trị mặc định kb = 1,4 đối với thanh có gân

w2 w2

ff Ef

 kb

s d   2

305mm -  0.193 248mm   1.285  248mm 1- 0.193

2

2 c

107.7 MPa  1.285 1.4     44800MPa  2

64mm   57mm      0.57mm  0.7mm  2  OK 2

Bƣớc 6- Kiểm tra độ võng dài hạn của dầm Tính mô men quán tính nguyên của tiết diện

- 67 -

Ig 

bh3 12

178mm  305mm  

Ig

3

12

 4.029 x108 mm4

Tính các đặc trƣng của tiết diện nứt và mô men nứt f  0.62 27.6 MPa  3.26 MPa r

f r  0.62 f c'

M cr 

2 fr I g h

3

bd 3 I cr  k  n f Af d 2 (1  k )2 h

M cr  I cr

2  3.26   4.209x108 

178 248  3

305 3

 0.193

 9.00kNm



3

1.8  567  248  1  0.193  4.74 x107 mm4 2

2

Tính hệ số điều chỉnh d theo ( 5-13b )

1  f   5   fb 

1  0.0128 

d    0.30 5  0.0086 

d  

Tính độ võng do tải trọng tĩnh và hoạt tải 3

 I e DL LL

3   M 3   M cr  cr    d I g  1     I cr M M   0    0

 i DL LL 

5M DL  LLl 2 48Ec (Ie ) DL  LL

9.00  8  I e  DL LL     0.30   4.209 x10  14.17   3   9.00   7 7 4  1      4.74x10   6.76 x 10 mm   14.17  

 i DL LL 

5 14.17 x 106 Nmm   3350mm 

2

48  2.49 x 104 N/mm2  6.67 x107 mm4   10mm

Tính độ võng do riêng các tải trọng : tĩnh tải và hoạt tải

 i  DL 

wDL  i DL  LL wDL  LL

 i  LL 

wLL  i DL LL wDL  LL

4.3kN / m 10mm   4.3mm 4.3kN / m  5.8kN / m 5.8kN / m  10mm   5.7mm 4.3kN / m  5.8kN / m

 i DL   i LL

Tính hệ số nhân độ võng theo thời gian, dùng giá trị  = 2,0 (ACI 318 khuyến nghị cho thời hạn trên 5 năm), theo (515)   0.60

  0.60  2.0   1.2

Tính độ võng dài hạn (độ võng ban đầu do hoạt tải cộng với độ võng theo thời gian của tải dài hạn)  LT   i LL    i DL  0.20  i LL 

 LT   5.7mm   1.2  4.3mm   0.2  5.7mm   =12.2mm

- 68 -

Kiểm tra độ võng tính đƣợc so với độ võng giới hạn l  LT  240 Bƣớc 7- Kiểm tra giới hạn ứng suất phá hủy do từ biến Tính mô men do mọi tải trọng dài hạn (tĩnh tải cộng với 20% hoạt tải) w  0.2wLL M s  DL M DL  LL wDL  wDL

Tính ứng suất dài hạn trong thanh FRP Ms f f ,s  Af d 1  k / 3

12.2mm 

Ms 

3350mm  14mm 240

OK

4.3kN / m  0.2 . 5.8kN / m 14.17kNm 4.3kN / m  5.8kN / m  7.66 kNm

f f ,s 

7.66 x 106 Nmm  567mm2   248mm 1- 0.193 / 3  58.2 MPa

Kiểm tra giới hạn ứng suất cho trong Bảng 5.2 đối với thanh GFRP f f ,s  0.20 f fu

58.2MPa  0.20  496  99.2 MPa

Bƣớc 8- Thiết kế chịu cắt Xác định lực cắt tính toán tại khoảng cách d tính từ gối tựa

Vu 

wl Vu  u  wu d 2 Tính phần tham gia chịu cắt của bê tông trong dầm bê tông có cốt FRP 2 Vc  f c' bwc 5

14.4kN / m  3.35m 

2  14.4kN / m  0.248m   20.6kN

k  0.193 d  248mm c   0.193 248mm   47.9mm Vc 

→ Cần phải có cốt FRP chịu cắt.

Cốt FRP chịu cắt đƣợc giả thiết là đai kín No3 ( 9,5 ) thẳng đứng. Để xác định lƣợng cốt FRP chịu cắt cần thiết, phải xác định ứng suất hữu hiệu trong cốt FRP chịu cắt. Ứng suất này có thể quyết định bởi ứng suất cho phép trong đai tại chỗ uốn cong và đƣợc tính nhƣ sau, theo (4-3)

- 69 -

2 27.6MPa 178mm  47.9mm   17.9kN 5

  r f fb   0.05 b  0.3  f fu db  

3  9.5   f fb   0.05  0.3   496MPa   223.2MPa 9.5   Chú ý là bán kính cong tối thiểu là ba lần đƣờng kính thanh

Ứng suất thiết kế của đai đƣợc giới hạn bởi (6-3)

f fv  0.004E f  f fb

f fv  0.004  44800MPa   179.2MPa  223.2MPa

Khoảng cách yêu cầu của cốt đai FRP đƣợc tính theo (6-4)

 Afv f fv d s Vu  Vc 

0.75  2 x 71 mm 2  179.2MPa  248mm 

s

 20600 N  0.75 17900 N   = 660mm s   248mm / 2   124mm

Kiểm tra giới hạn khoảng cách đai lớn nhất = d/2 hay 600 mm Phƣơng trình (6-7) cho lƣợng tối thiểu của cốt chịu cắt có thể viết lại thành s  Afvffv/0,35bw

s

s  600mm 2  71mm2  179MPa  0.35 178mm 

 408mm

Dùng đai  9,5 đặt cách nhau 120 mm Bƣớc 9- Kiểm tra ứng suất có thể phát triển trong thanh và độ neo đảm bảo Tìm C = min (lớp bê tông tính đến tim thanh , ½ khoảng cách tim đến tim)

c  min(38mm  9.5mm 

19mm 64mm , ) 2 2

C=32mm Xác định ứng suất thanh có thể phát triển tại giữa nhịp với chiều dài chôn le  l / 2 0.083 f c'   le C le  340   f fu 13.6   db db db  

0.083 27.6MPa 1 1675mm 32mm 1675mm   . 13.6   340  19mm 19mm 19mm    735.8 MPa  f fu  496 MPa  f fe  496MPa

So sánh ứng suất có thể phát triển trong thanh ffe với ứng suất theo yêu cầu chịu uốn ff

496 MPa > 395,3 MPa nhƣ vậy độ neo hoàn toàn đảm bảo đƣợc khả năng chịu uốn .

f fe 

f fe 

Kiểm tra chiều dài neo trong vùng mô men dƣơng theo (7-7)

- 70 -

 ld 

f fr 0.0083 f c' C 13.6  db

 340

395.3 MPa  340 0.0083 27.6 MPa ld  19mm  700mm 32mm 13.6  19mm ld  700mm 1

db

Kiểm tra chiều dài neo của cốt thép chịu mô men dƣơng tại gối tựa đơn giản theo (7-8) M ld  1.3 n  la Vu

700mm  1.3

- 71 -

32100kNmm  0  2025mm 20.6kN OK

PHỤ LỤC A PHƢƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM CƢỜNG ĐỘ KÉO VÀ MÔ ĐUN CỦA THANH FRP (Trích từ ACI 440.1R-03) Phƣơng pháp này đƣợc Ủy ban ACI 440 nghiên cứu và đƣa vào Bản chỉ dẫn Thiết kế và Thi công Bê tông cốt FRP ACI 440.1R-03, ấn bản năm 2003. Mặc dù trong các Tiêu chuẩn mới nhất của ACI (năm 2012) thì phƣơng pháp này đã đƣợc thay bằng phƣơng pháp của ASTM D7205/D7205M, Tài liệu này vẫn trình bày phƣơng pháp năm 2003 vì nó dễ thực hiện, thích hợp với điều kiện của nƣớc ta.

Phƣơng pháp thí nghiệm dùng để xác định các tính chất của thanh FRP sử dụng thay cho cốt thép trong bê tông. Phƣơng pháp thí nghiệm này dùng trong phòng thí nghiệm để tìm cƣờng độ kéo và mô đun đàn hồi, dựa vào kích cỡ và loại thanh FRP, không quan tâm đến tính năng neo. Do đó thí nghiệm nào hỏng ở đoạn neo sẽ bị bỏ qua và chỉ sử dụng thí nghiệm mà thanh bị phá hủy.

Mẫu thí nghiệm Chiều dài của thanh thí nghiệm bằng tổng chiều dài của đoạn thử và chiều dài của các đoạn neo. Chiều dài của đoạn thử lấy bằng số lớn hơn của 100 mm hay 40 lần đƣờng kính của thanh.

Thử ít nhất năm thanh. Nếu có một thanh nào hỏng ở đoạn neo hay trƣợt khỏi ngàm neo thì phải làm thêm một thí nghiệm nữa với một thanh lấy từ cùng lô thanh.

Thiết bị và tạo dựng thí nghiệm Máy thí nghiệm phải có năng lực gia tải vƣợt quá khả năng chịu kéo của thanh thử, và có thể gia tải với một tốc độ đã định.

Neo phải phù hợp với hình dạng của thanh và phải có khả năng truyền tải trọng đủ làm hỏng thanh tại đoạn thử. Neo phải đƣợc cấu tạo sao cho đảm bảo truyền tải từ máy thí nghiệm đến đoạn thanh thử, chỉ truyền lực dọc trục xuống thanh, không truyền mô men uốn hoặc xoắn. Khi lắp thanh lên máy, trục dọc của mẫu thử phải trùng với đƣờng tƣởng tƣợng nối hai đầu neo bắt vào máy.

Dụng cụ đo biến dạng (ví dụ giãn kế hoặc cữ đo biến dạng) dùng để đo độ giãn dài của thanh dƣới tác dụng của tải trọng phải có thể ghi lại các biến đổi về chiều dài hay độ giãn trong lúc thí nghiệm với độ chính xác đo ít nhất là 10  106 Phƣơng pháp thí nghiệm Để xác định mô đun Young và biến dạng tỉ đối của thanh, một dụng cụ đo biến dạng đƣợc lắp vào khoảng giữa của mẫu thử, cách chỗ neo ít nhất 8 lần đƣờng kính danh nghĩa của thanh FRP. Trục của dụng cụ đo biến dạng phải thẳng hàng với phƣơng của lực kéo. Chiều dài ban đầu (tức cữ đo khi dùng giãn kế) phải ít nhất 8 lần đƣờng kính danh nghĩa của thanh FRP. Tốc độ gia tải phải sao cho ứng suất trong thanh FRP là giữa 100 và 500 MPa một phút. Nếu dùng máy thí nghiệm khống chế đƣợc biến dạng, tải trọng cần đặt vào thanh với một tốc độ cố định sao cho biến dạng tỉ đối của thanh là ứng với ứng suất ở giữa 100 và 500 MPa.

- 72 -

Tải trọng đƣợc tăng cho đến khi thanh bị kéo đứt còn biến dạng tỉ đối thì đƣợc đo ghi cho đến khi tải trọng đạt ít nhất là 60% cƣờng độ kéo.

Tính toán Các đặc trƣng vật liệu của thanh FRP đƣợc tính toán theo tối thiểu năm thanh bị kéo đứt mà không trƣợt khỏi neo hoặc bị đứt gần chỗ neo.

Cƣờng độ kéo đƣợc tính theo phƣơng trình sau, với độ chính xác tới ba con số có nghĩa : F fu  u A trong đó : fu = cƣờng độ kéo, N/mm2 (MPa) ; Fu = khả năng chịu kéo cực hạn, N ; A = diện tích danh nghĩa của tiết diện thanh thử, mm2 . Độ cứng kéo và mô đun Young đƣợc tính từ hiệu số giữa các giá trị của đƣờng cong tải trọng – biến dạng tại 20% và 60% khả năng kéo, lấy từ số đọc của dụng cụ đo biến dạng. Tính theo các biểu thức dƣới đây, với độ chính xác tới ba con số có nghĩa. Nếu đã biết cƣờng độ kéo của thanh FRP thì có thể dùng giá trị 20% và 60% cƣờng độ kéo F ;  l E  A EA 

trong đó : EA = độ cứng kéo, N ; E = mô đun Young, N/mm2 (MPa) ; F = hiệu số giữa các tải trọng ở 20% và 60% của khả năng chịu kéo cực hạn, N;  = hiệu số giữa các biến dạng tỉ đối ở 20% và 60% của khả năng chịu kéo cực hạn ;  = độ dốc của đƣờng cong tải trọng – biến dạng giữa 20% và 60% khả năng kéo cực hạn, N/mm ; l = chiều dài ban đầu của cữ đo của dụng cụ đo biến dạng, mm.

Biến dạng tỉ đối cực hạn là biến dạng tỉ đối tƣơng ứng với cƣờng độ kéo khi vẫn có số đo của dụng cụ đo biến dạng tới lúc phá hủy. Nếu không có đƣợc số đo này tại lúc phá hủy, biến dạng tỉ đối cực hạn có thể tính từ cƣờng độ kéo và mô đun Young theo biểu thức dƣới đây, với độ chính xác tới ba con số có nghĩa : u 

trong đó u là biến dạng tỉ đối cực hạn.

- 73 -

Fu ; EA

PHỤ LỤC B CÁC PHƢƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM THANH FRP DÙNG TRONG BÊ TÔNG Tính chất

Phƣơng pháp thử ASTM

Phƣơng pháp thử ACI 440   B.3  B.5* B.6 *

Diện tích tiết diện Cƣờng độ kéo và mô đun dọc Các tính chất dính Cƣờng độ cắt Khả năng của thanh uốn cong Các tính chất về độ lâu bền

D7205/D7205M D7205/D7205M A944 D7617/D7617M  

Các tính chất về mỏi Các tính chất về từ biến

D3479 D7337/D7337M D2990 E328 

B.10



B.11



B.12

D790 D4476 E831 D696 E1356 E1640 D648 E2092 D3171 D2584 D7522/D7522M D7565/D7565M D7616/D7616M D4551 C882



Các tính chất về chùng ứng suất Các tính chất về neo Các tính chất về kéo của thanh có uốn góc Ảnh hƣởng của bán kính cong đến cƣờng độ Các tính chất về uốn Hệ số giãn nở nhiệt Nhiệt độ chuyển hoá thuỷ tinh Tỉ phần thể tích Kéo tuột trực tiếp Cƣờng độ kéo và mô đun Cƣờng độ cắt chồng Cƣờng độ dính

* Các phƣơng pháp B.5 và B.6 đƣợc trình bày ở Phụ lục C và D

- 74 -

B.7  B.9

      

PHỤ LỤC C PHƢƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM CƢỜNG ĐỘ CỦA THANH FRP UỐN CONG VÀ CỦA ĐAI TẠI CHỖ UỐN (Phƣơng pháp B.5 của ACI 440.3R-12) 1. Phạm vi Phƣơng pháp thí nghiệm này quy định các yêu cầu về thí nghiệm cƣờng độ của thanh FRP uốn cong dùng làm neo cho đai trong kết cấu bê tông.

2. Các tài liệu viện dẫn ASTM quốc tế ASTM C39/C39M-12  Phƣơng pháp thí nghiệm tiêu chuẩn cho cƣờng độ nén của mẫu bê tông hình trụ ASTM C143/C143M  Phƣơng pháp thí nghiệm tiêu chuẩn cho độ sụt của bê tông xi măng ASTM C192/C192M-07 Phƣơng pháp tiêu chuẩn để làm và bảo dƣỡng mẫu thí nghiệm bê tông cho phòng thí nghiệm ASTM D7205/D7205M-06 (2011)  Phƣơng pháp thí nghiệm tiêu chuẩn cho tính chất kéo của thanh composit polyme cốt sợi ASTM E4-10  Phƣơng pháp tiêu chuẩn để kiểm định lực của máy thí nghiệm 3. Ý nghĩa và công dụng 3.1 Phƣơng pháp thí nghiệm này dùng trong phòng thí nghiệm để xác định cƣờng độ của phần uốn cong dùng làm neo. Các biến số chính là cỡ thanh, bán kính uốn cong và loại đai FRP. 3.2 Uốn đai FRP để tạo neo sẽ làm giảm dáng kể cƣờng độ của đai. Bán kính uốn cong và phần đuôi bên ngoài chỗ uốn là các yếu tố quan trọng tác động đến khả năng chịu lực chỗ uốn.

3.3 Phƣơng pháp thí nghiệm này đo khả năng chịu tải cực hạn của một đai FRP chịu lực kéo theo phƣơng của đoạn thẳng.

3.4 Phƣơng pháp thí nghiệm này nhằm xác định khả năng chịu lực của chỗ uốn và sự giảm cƣờng độ để lập quy định tính năng của vật liệu, để nghiên cứu và phát triển, đảm bảo chất lƣợng, thiết kế và phân tích kết cấu. Ứng xử của thanh uốn và của đai đƣợc đo bằng phƣơng pháp cho sau đây, theo nhƣ mục tiêu đã định.

4. Thiết bị thí nghiệm và yêu cầu Kích thủy lực và tải trọng kế phải đƣợc hiệu chuẩn theo ASTM E4, có năng lực gía tải vƣợt quá khả năng chịu lực của mẫu, và có thể gia tải với tốc độ yêu cầu. Tải trọng kế phải đảm bảo số đọc chính xác đến 1 phần trăm trong suốt quá trình thí nghiệm.

5. Chuẩn bị mẫu 5.1 Cấu hình của một mẫu tiêu biểu đƣợc vẽ trên Hình C.1. Kích thƣớc của mỗi khối bê tông dùng để neo đai FRP có thể thay đổi tùy theo kích thƣớc của đai. Tuy nhiên, chiều dài tự do của đai giữa hai khối không đƣợc nhỏ hơn 200 mm, có thể đề xuất là 400 mm. Khối bê tông phải có đai thép nhƣ ở Hình C.1 để ngăn ngừa sự vỡ tách của khối bê tông trƣớc khi chỗ uốn đai FRP phá hủy. Chiều dài phần đuôi Lt của đai FRP thí nghiệm không đƣợc quá 150 mm. Ống chống dính dùng để loại bỏ

- 75 -

Hình C.1- Cấu hình của mẫu ( rt = bán kính cong; db = đƣờng kính danh nghĩa; Lt = chiều dài phần đuôi)

sự tham gia của đoạn thanh thẳng của móc. Ống chống dính sẽ trƣợt trên thanh FRP ; hai đầu ống phải bịt kín bằng vật liệu xảm để ống không bị bê tông lấp đầy khi đổ bê tông.

5.2 Bê tông phải đƣợc trộn theo tiêu chuẩn, cốt liệu thô lớn nhất là 20 – 25 mm.

Cần định cấp phối và trộn tuân theo ASTM C192/C192M. Bê tông phải có độ sụt 100  20 mm phù hợp với ASTM C143/C143M và cƣờng độ nén là 30  3 MPa phù hợp với ASTM C39/C39M. Tối thiểu phải làm 5 mẫu đối chứng tiêu chuẩn hình trụ 150  300 mm hay 100  200 mm để xác định cƣờng độ nén của bê tông cho mỗi mẻ bê tông.

5.3 Số lƣợng kết quả thí nghiệm hợp lệ phải không dƣới năm. Nếu có mẫu hỏng vì vỡ tách của khối bê tông, kết quả thí nghiệm phải bỏ đi và phải thí nghiệm thêm một mẫu nữa, lấy cùng một lô với mẫu hỏng.

5.4 Nếu mẫu thử bị hỏng vì bị kéo tuột phần uốn ra khỏi khối bê tông, chứng tỏ rằng bán kính uốn và chiều dài đuôi là không đủ đối với thanh đƣợc thí nghiệm.

Cần phải điều chỉnh các tham số này (có thể cả kích thƣớc khối bê tông) và thí nghiệm lại.

6, Điều kiện môi trƣờng của thí nghiệm Trừ khi kế hoạch thí nghiệm có yêu cầu khác về môi trƣờng, việc thí nghiệm sẽ tiến hành trong môi trƣờng tiêu chuẩn của phòng thí nghiệm : 23  3oC và 50  10 phần trăm độ ẩm tƣơng đối.

Cho phép xử lí trƣớc các thanh FRP trƣớc khi đổ bê tông nhƣng phải ghi vào báo cáo.

7. Phƣơng pháp thí nghiệm 7.1 Tạo dựng thí nghiệm nhƣ ở Hình C.2, gồm một kích thủy lực để tạo một chuyển dịch tƣơng đối giữa hai khối bê tông và một tải trọng kế để đo tải đặt vào. Đặt bản thép và túi chất dẻo phía trƣớc tải trọng kế và kích thủy lực để phân bố tải lên bề mặt bê tông. Một vòng đệm hình cầu cũng có thể đƣợc đặt ở đầu pit tông. Khối bê tông chứa đoạn uốn thí nghiệm đƣợc đặt trên các con lăn để giảm thiểu ma sát giữa khối bê tông và bệ thí nghiệm.

7.2 Cƣờng độ kéo của thanh FRP thẳng có cùng đƣờng kính với đai FRP đƣợc xác định theo ASTM D7205/D7205M hoặc phƣơng pháp Phụ lục A. - 76 -

Hình C.2  Tạo dựng thí nghiệm 7.3 Phải đảm bảo mẫu thử không bị va chạm, rung động hay xoắn trong quá trình thí nghiệm. Lực kích đƣợc tăng một cách êm thuận, liên tục cho đến khi mẫu hỏng.

Không đƣợc ngừng tải trong lúc thí nghiệm. Tốc độ gia tải nên chọn sao cho mẫu bị hỏng trong khoảng 1 đến 10 phút kể từ lúc bắt đầu.

7.4 Ghi chép tải trọng phá huỷ và cách thức huỷ của mẫu.

8. Tính toán 8.1 Khả năng đoạn uốn của đai FRP chỉ đƣợc đánh giá dựa trên mẫu bị phá hỏng tại chỗ uốn. Trƣờng hợp khối bê tông vỡ tách rõ ràng thì các dữ liệu phải bỏ đi và phải thí nghiệm bổ sung cho đến khi số mẫu hỏng ở chỗ uốn là tối thiểu 5 mẫu.

8.2 Khả năng đoạn uốn của đai FRP đƣợc tính theo phƣơng trình (C-1) và làm tròn đến ba con số có nghĩa : F fub  ub (C-1) 2A trong đó : fub = khả năng của đoạn uốn của đai FRP, MPa Fub = khả năng chịu tải cực hạn của thí nghiệm uốn cong, N A = diện tích tiết diện thanh FRP 8.3 Hệ số giảm cƣờng độ  đƣợc tính theo phƣơng trình (C-2)



fub fu

(C-2)

trong đó : fu = cƣờng độ kéo cực hạn song song với sợi của thanh FRP.

- 77 -

9. Báo cáo thí nghiệm Báo cáo thí nghiệm gồm các mục sau 9.1 Các tính chất của bê tông. Các tính chất sau đây của bê tông phải đƣợc đƣa vào báo cáo : a) Tỉ lệ trộn của xi măng, cốt liệu nhỏ, cốt liệu thô, phụ gia (nếu có) và N/X b) Độ sụt của bê tông mới trộn xác định theo ASTM C143/C143M c) Cƣờng độ 28 ngày của mẫu hình trụ đối chứng xác định theo ASTM C39/C39M d) Mọi sự sai lệch với các tiêu chuẩn đã quy định nhƣ trộn, dƣỡng hộ, ngày tháo khuôn và thí nghiệm mẫu hình trụ đối chứng 9.2 Các mục bổ sung. Báo cáo thí nghiệm phải có các mục bổ sung sau đây : a) Thƣơng hiệu, hình dạng, ngày chế tạo (nếu có) và số lô của sản phẩm thanh FRP đƣợc thí nghiệm b) Loại sợi và vật liệu liên kết sợi, theo báo cáo của nhà sản xuất, và tỉ phần thể tích sợi c) Phƣơng pháp chế tạo đai, theo thông báo của nhà sản xuất d) Số hay dấu hiệu nhận dạng của mẫu e) Tên, đƣờng kính và diện tích tiết diện f) Kích thƣớc của khối bê tông, cấu tạo (đƣờng kính và khoảng cách) của đai thép kìm hãm, chiều dài không dính, bán kính uốn cong và chiều dài phần đuôi của thanh uốn cong g) Xử lí thanh FRP trƣớc khi đúc mẫu h) Ngày và nhiệt độ thí nghiệm i) Loại và năng lực của tải trọng kế j) Khả năng chịu lực của thanh uốn và hệ số giảm cƣờng độ của mỗi đai thí nghiệm k) Khả năng chịu lực trung bình của thanh uốn và hệ số giảm cƣờng độ trung bình của tất cả các mẫu đã phá hủy tại chỗ uốn nhƣ dự định

- 78 -

PHỤ LỤC D PHƢƠNG PHÁP THỬ NGHIỆM NHANH TÍNH KHÁNG KIỀM CỦA THANH FRP (Phƣơng pháp B,6 của ACI 440.3R-12) 1. Phạm vi Phƣơng pháp này quy định các yêu cầu thí nghiệm để đánh giá tính kháng kiềm của các thanh FRP dùng làm cốt trong bê tông và khối xây bằng cách ngâm chìm trong dung dịch nƣớc kiềm. Tính kháng kiềm đƣợc đo bằng cách cho thanh FRP vào môi trƣờng kiềm, có hay không có ứng suất, rồi sau đó thí nghiệm kéo theo ASTM D7205/D7205M (hoặc theo phƣơng pháp ở Phụ lục A).

Có ba quy trình thí nghiệm tiến hành ở nhiệt độ 60 oC, mỗi quy trình thực hiện với các điều kiện gia tải khác nhau. a) Quy trình A - Một hệ thống trong đó mẫu FRP chìm trong dung dịch kiềm mà không có tải trọng kéo đặt vào. Các tham số kiểm tra là độ pH và nhiệt độ của dung dịch kiềm và thời gian ngâm chìm; b) Quy trình B - Một hệ thống trong đó mẫu FRP chìm trong dung dịch kiềm dƣới tải trọng kéo dài hạn. Các tham số kiểm tra là mức tải trọng dài hạn, độ pH và nhiệt độ của dung dịch kiềm và thời gian ngâm chìm; .c) Quy trình C - Một hệ thống trong đó mẫu FRP đƣợc bao quanh bởi bê tông ƣớt và chịu tải trọng kéo dài hạn. Các tham số kiểm tra là mức tải trọng dài hạn, độ pH và nhiệt độ của bê tông và thời gian chôn trong bê tông.

2. Các tài liệu viện dẫn ASTM quốc tế ASTM C192/C192M-07  Phƣơng pháp tiêu chuẩn để làm và bảo dƣỡng mẫu thí nghiệm bê tông cho phòng thí nghiệm ASTM C511-09  Quy định tiêu chuẩn cho phòng trộn, phòng ẩm và bồn chứa nƣớc dùng để thí nghiệm ximăng và bê tông.

ASTM D618-08 – Phƣơng pháp tiêu chuẩn của chất déo xử lí phụ gia cho thí nghiệm ASTM D5229/D5229M-92 (2010)  Phƣơng pháp thí nghiệm tiêu chuẩn cho tính chất hút ẩm và xử lí phụ gia cân bằng của vật liệu composit làm nền polyme.

ASTM D7205/D7205M-06 (2011)  Phƣơng pháp thí nghiệm tiêu chuẩn cho tính chất kéo của thanh composit polyme cốt sợi ASTM E4-10 Phƣơng pháp tiêu chuẩn để kiểm định lực của máy thí nghiệm 3- Ý nghĩa và công dụng 3.1 Phƣơng pháp thí nghiệm khảo sát tính kháng kiềm của thanh FRP là nhằm tiến hành trong phòng thí nghiệm mà các biến số chính là nhiệt độ và nồng độ của dung dịch kiềm, loại thanh FRP và mức tải trọng dài hạn.

3.2 Phƣơng pháp này đo sự thay đổi của khối lƣợng và khả năng chịu kéo của thanh FRP sau khi ngâm chìm trong dung dịch kiềm và không có ứng suất (quy trình A); và khả năng chịu kéo của thanh FRP sau khi ngâm chìm trong dung dịch kiềm và chôn trong bê tông ẩm dƣới tải trọng dái hạn (quy trình B và C).

3.3 Phƣơng pháp thí nghiệm nhằm mục đích xác định các dữ liệu về tính kháng kiềm để lập quy định tính năng của vật liệu, để nghiên cứu và phát triển, đảm bảo - 79 -

chất lƣợng, thiết kế và phân tích kết cấu. Tính kháng kiềm đƣợc đo theo phƣơng pháp dƣới đây. Kết quả thí nghiệm chủ yếu là sự thay đổi khối lƣợng và sự bảo toàn khả năng chịu kéo của mẫu thử, đó là các yếu tố quan trọng cần xét khi sử dụng thanh FRP. 3.4 Mức tải trọng dài hạn của quy trình B và C không đƣợc quy định trong phƣơng pháp này. Ứng suất tiêu biểu trong thí nghiệm có tải là bằng ứng suất gây bởi tải trọng tĩnh và phần hoạt tải dài hạn. Nếu không biết tải trọng sử dụng, ứng suất kéo trong thanh FRP thủy tinh nên chọn sao cho tạo một biến dạng tỉ đối kéo bằng 0,002. Có thể dùng ứng suất dài hạn cao hơn để đẩy nhanh thí nghiệm. Mức ứng suất dài hạn cần đƣợc ghi trong báo cáo.

4. Thiết bị thí nghiệm và yêu cầu Dùng cân phân tích có độ chính xác phù hợp với quy trình A của ASTM D618.

Máy thí nghiệm và thiết bị phải phù hợp với ASTM E4.

5. Chuẩn bị mẫu 5.1 Mẫu thanh FRP phải đại diện cho lô đƣợc thử. Nói chung, mẫu thử không đƣợc mang gia công nào khác sau khi chế tạo. Với thanh FRP loại lƣới, có thể chuẩn bị mẫu thử thẳng bằng cách cắt bỏ đi phần vật liệu không liên quan sao cho không ảnh hƣởng đến phần đƣợc thí nghiệm.

5.2 Trong khi chuẩn bị mẫu thử, phải tránh mọi biến dạng, làm nóng, phơi ra tia cực tím ngoài trời và các điều kiện khác có thể làm thay đổi tính chất vật liệu.

5.3 Chiều dài của mẫu bằng tổng chiều dài của đoạn thử và chiều dài của hai đoạn neo. Chiều dài đoạn thử không đƣợc nhỏ hơn 40 lần đƣờng kính thanh FRP. Nếu thanh FRP là dạng bó sợi xoắn, chiều dài đoạn thử cũng cần lớn hơn hai lần bƣớc bó sợi.

5.4 Số lƣợng mẫu cho việc thử trƣớc và sau khi ngâm chìm không đƣợc ít hơn 5 mẫu. Mỗi mẫu phải đƣợc ghi nhãn rõ ràng bằng các kí hiệu nhận dạng.

5.5 Bọc đầu mút thanh và bọc đầu mút và các phần tử ngang của lƣới bằng nhựa epoxy để ngăn dung dịch khỏi lọt vào qua chỗ cắt. Để nhựa lƣu hóa hoàn toàn trƣớc khi ngâm.

5.6 Dung dịch kiềm trong quy trình A và B phải là đại diện cho thành phần của nƣớc lỗ rỗng bên trong bê tông xi măng Poclan. Thành phần của dung dịch kiềm có thể gồm 118,5 g Ca(OH)2, 0,9 g NaOH, và 4,2 g KOH trong 1 lít nƣớc đã khử iông.

Dung dịch có độ pH là 12,6 đến 13 – đó là độ pH đại diện cho dung dịch lỗ rỗng của bê tông đủ tuổi. Dung dịch kiềm cần đƣợc đậy kín trƣớc và sau khi thí nghiệm để tránh tƣơng tác với CO2 khí trời và khỏi bay hơi.

6. Xử lí mẫu để thí nghiệm 6.1 Mẫu của quy trình A cho ngâm trong dung dịch kiềm ở nhiệt độ 60  3 oC với các thời gian 1, 2, 3, 4 và 6 tháng trừ phi có quy định thời gian lâu hơn. Sau thời gian đã định, mẫu đƣợc lấy ra khỏi dung dịch kiềm, rửa kĩ bằng nƣớc khử iông, lau khô bằng khăn, rồi cân và thử về kéo cho đến phá hủy.

6.2 Mẫu của quy trình B đƣợc đặt vào thiết bị neo ở hai đầu theo ASTM D7205/D7205M. Đoạn thử của mẫu đƣợc ngâm trong dung dịch kiềm chứa bên trong một tủ môi trƣờng hoặc một bình chứa dung dịch kiềm đƣợc giữ ở nhiệt độ không đổi 60  3 oC. Mẫu đƣợc giữ trong thiết bị gia tải để chịu một ứng suất dài hạn không đổi trong các thời gian 1, 2, 3, 4 và 6 tháng trừ phi có quy định thời gian lâu hơn.

- 80 -

6.3 Mẫu của quy trình C đƣợc chuẩn bị bằng cách chôn đoạn thử vào trong bê tông ẩm. Kích thƣớc tiêu biểu của hình trụ bê tông cho ở Hình Phụ lục D. Kích thƣớc 150 mm có thể tăng lên nếu đƣờng kính thanh lớn hơn. Bê tông phải đƣợc trộn theo tiêu chuẩn, cốt liệu thô lớn nhất là 20 – 25 mm. Cần định cấp phối và trộn tuân theo ASTM C192/C192M, dƣỡng hộ phù hợp với ASTM C511. Sau 28 ngày dƣỡng hộ trong nƣớc, mẫu đƣợc đặt neo ở hai đầu tuân theo ASTM D7205/D7205M và đƣa vào máy để cho chịu lực kéo dài hạn trong các thời gian 1, 2, 3, 4 và 6 tháng trừ phi có quy định thời gian lâu hơn. Khối trụ bê tông phải đƣợc giữ ẩm ở bên trong một tủ môi trƣờng có nhiệt độ không đổi 60  3 oC trong suốt quá trình thí nghiệm.

Thanh FRP đƣợc thí nghiệm với trụ bê tông vẫn bám vào.

Hình Phụ lục D 7. Phƣơng pháp thí nghiệm 7.1 Đo độ pH của dung dịch kiềm trƣớc khi thí nghiệm và sau khi thí nghiệm về tính kháng kiềm. Trong lúc mẫu ngâm chìm, phải kiểm tra độ pH của dung dịch kiềm ít nhất là 5 ngày một lần và nếu cần thì điều chỉnh để giữ cùng thành phần và độ pH nhƣ lúc ban đầu.

7.2 Bề ngoài của mẫu cũng cần đƣợc xem xét trƣớc và sau khi thí nghiệm kháng kiềm để so sánh màu sắc, điều kiện bề mặt và thay đổi hình dạng. Nếu cần, có thể cắt khoanh mẫu và đánh bóng, và quan sát điều kiện tiết diện bằng kính hiển vi.

7.3 Thí nghiệm về thay đổi khối lƣợng mẫu của quy trình A- Trƣớc khi ngâm chìm, mẫu cần đƣợc làm khô đến khi khối lƣợng không đổi, theo quy trình B của ASTM D5229/D5229M, đó là khối lƣợng ban đầu Wo. Sau khi ngâm một thời gian đâ định, lấy mẫu ra khỏi dung dịch, nhanh chóng rửa bằng nƣớc khử iông, lau khô bằng vải và lập tức cân ngay, đƣợc khối lƣợng tại thời gian 1, gọi là W1. Sau đó mẫu đƣợc đặt vào neo ở hai đầu để thí nghiệm về duy trì khả năng chịu kéo.

7.4 Thí nghiệm về bảo toàn khả năng chịu kéo của các mẫu theo quy trình A, B và C. Các mẫu phải đƣợc thí nghiệm về kéo cho tới phá hủy trong vòng 24 giờ sau khi lấy ra khỏi môi trƣờng phơi lộ tại khoảng thời gian đã định. Phƣơng pháp thí nghiệm kéo làm theo ASTM D7205/D7205M hoặc phƣơng pháp Phụ lục A. 8. Tính toán 8.1 Sự thay đổi khối lƣợng của thanh FRP đƣợc tính theo các phƣơng trình (D-1) và (D-1a) khối lƣợng tăng (%) =

W1  W0 x100 W0

- 81 -

(D-1)

khối lƣợng giảm (%) =

W0  W1 x100 W0

(D-1a)

8.2 Chỉ những mẫu nào phá hủy tại đoạn thử mới đƣợc tính toán các tính chất vật lí của thanh FRP. Trƣờng hợp đứt hay trƣợt tại đoạn neo thì bỏ các kết quả đi và thí nghiệm bổ sung với cùng một lô của mẫu bị hỏng. Sự bảo toàn khả năng kéo đƣợc tính theo phƣơng trình (D-2) với độ chính xác đến hai con số có nghĩa.

Ret 

Fu 2 x100 Fu1

(D-2)

trong đó : Fu1 = khả năng chịu kéo trƣớc khi ngâm, N Fu2 = khả năng chịu kéo sau khi ngâm, N 9. Báo cáo thí nghiệm 9.1 Các mục chung. Báo cáo thí nghiệm gồm những mục sau : a) Thƣơng hiệu, hình dạng, ngày chế tạo (nếu có) và số lô của sản phẩm đƣợc thí nghiệm b) Loại sợi và vật liệu liên kết sợi, theo báo cáo của nhà sản xuất, và tỉ phần thể tích sợi c) Số hay dấu hiệu nhận dạng của mẫu d) Tên, đƣờng kính và diện tích tiết diện e) Ngày bắt đầu và kết thúc việc ngâm chìm.

9.2 Các mục về ngâm trong dung dịch kiềm. Báo cáo thí nghiệm gồm những mục sau về ngâm trong dung dịch kiềm ; a) Thành phần dung dịch kiềm, pH, nhiệt độ, giai đoạn ngâm và thời gian b) Mức tải trọng dài hạn, thời gian, cách kiểm tra và điều chỉnh dung dich c) Ghi chép về nhận xét bề mặt ngoài và thay đổi khối lƣợng d) Khối lƣợng mẫu tại mỗi quãng thời gian e) Đồ thị quan hệ của phần trăm thay đổi khối lƣợng với thời gian, tính theo phƣơng trình (D-1a) hay (D-1b) 9.3 Các mục về thí nghiệm kéo. Báo cáo thí nghiệm gồm những mục sau về thí nghiệm kéo : a) Nhiệt độ và tải trọng thí nghiệm b) Khả năng chịu kéo của mẫu thử có ngâm và không ngâm tại các quãng thời gian 1, 2, 3, 4 và 6 tháng với trị trung bình và độ lệch tiêu chuẩn của khả năng chịu kéo và cƣờng độ kéo c) Mô đun đàn hồi và trị trung bình của mọi mẫu thử có ngâm và không ngâm d) Biến dạng tỉ đối cực hạn của mọi mẫu thử có ngâm và không ngâm và biến dạng tỉ đối cực hạn trung bình e) Bảo toàn khả năng chịu kéo f) Các đƣờng cong ứng suất – biến dạng mọi mẫu thử có ngâm và không ngâm g) Đồ thị của sự bảo toàn khả năng chịu kéo theo thời gian phơi lộ

- 82 -

PHỤ LỤC E ( Tham khảo ) CÁC THÔNG SỐ HÌNH HỌC CỦA THANH CỐT SỢI THỦY TINH (GFRP) DO CÔNG TY CỔ PHẦN CỐT SỢI POLYME VIỆT NAM SẢN XUẤT

Hình 1: Hình dạng của thanh cốt sợi thủy tinh B1 – Chiều rộng của sợi không xoắn (2)

B2 – Chiều rộng của sợi xoắn (bước quấn 1)

t1 - Khoảng cách giữa hai sợi không xoắn t2 - Khoảng cách giữa hai sợi xoắn d - Đường kính trong của thanh

DH - Đường kính ngoài của thanh

h - Chiều cao gờ ngang

Bảng1 – Các thông số hình học và khối lƣợng thanh cốt sợi thủy tinh tiết diện đặc

Số hiệu thanh Các thông số của 4 thanh Đƣờng kính ngoài, dext, 4 mm ±0,5 Đƣờng dint,mm

kính

trong

6

8

10

12

14

16

18

20

6

8

10

12

14

16

18

20

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

3

5

6

8

10

12

14

16

18

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

5,0

6,5

8,2

10,5

12,4

14,5

16,2

18,3

Đƣờng kính danh định 3,0

- 83 -

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

±0,5

0,5

0,5

0,5

1,0

1,0

1,0

1,0

1,0

1,0

±0,2

±0,2

±0,2

±0,2

±0,2

±0,2

±0,2

±0,2

±0,2

12

12

12

12

12

12

12

12

12

±3

±3

±3

±3

±3

±3

±3

±3

±3

12

12

12

12

12

12

12

12

12

±3

±3

±3

±3

±3

±3

±3

±3

±3

2,0

2,0

2,0

3,5

3,5

3,5

3,5

3,5

3,5

±1

±1

±1

±1

±1

±1

±1

±1

±1

3,5

3,5

3,5

3,5

3,5

5,0

5,0

5,0

5,0

±1

±1

±1

±1

±1

±1

±1

±1

±1

7,06

19,62 33,16 52,78 86,55

±8

±8

±8

±8

Khối lƣợng 1 m dài, g

26,0

40,0

72,0

110,0 184,0 242,0 320,0 430,0 530,0

Sai lệch cho phép %

±8

±8

±8

±6

d, mm Chiều cao gờ ngang, h, mm Bƣớc quấn thứ nhất, t1, mm Bƣớc quấn thứ hai, t2, mm Chiều rộng bƣớc quấn thứ nhất b1, mm Chiều rộng bƣớc quấn thứ hai b2, mm Diện

tích

mặt

cắt

ngang, mm2 Sai lệch cho phép %

±8

±6

120,7 165,0 206,0 262,8 0

4

1

9

±8

±8

±8

±8

±5

±5

±5

Bảng 2 – Các đặc trƣng cơ lý của thanh cốt sợi thủy tinh

Gía trị Tên chỉ tiêu 1. Cƣờng độ kéo trung bình, MPa, không nhỏ hơn 2. Độ giãn dài tƣơng đối khi đứt, %, không nhỏ hơn 3. Mô đun đàn hồi kéo trung bình, Mpa, không nhỏ hơn 4.Giới hạn bền khi nén, Mpa (D10-D16), - 84 -

900

Phƣơng pháp thí nghiệm GOST 31938 -2012

1-3

GOST 31938 -2012

45000

GOST 31938 -2012

300

GOST 31938 -2012

±5

không nhỏ hơn 5.Giới hạn bền khi cắt ngang, Mpa (D10 – D60), không nhỏ hơn 6. Cƣờng độ bám dính giới hạn trung bình với bê tông B25, Mpa, không nhỏ hơn D6 – D8 D10 – D20 7. Hệ số bám dính phụ thuộc kb (D14, D16, D20) 8. Khối lƣợng riêng, T/m3, không nhỏ hơn 9. Mầu sắc

150

GOST 31938 -2012

8 12 1,0

GOST 31938 -2012

1,9 Từ ánh đến nhạt

ACI 440 - K - 2010 GOST 31938 -2012 xanh vàng nâu

Một số đặc điểm của sản phẩm -

Thanh xuất xƣởng dài 11,7 m Đƣờng kính nhỏ từ D4 mm đến D 10 mm đƣợc cuộn tròn dài 100m Uốn đai và các dạng uốn có hình dáng khác đƣợc thực hiện trong nhà máy, bán kính góc uốn tối thiểu là 3D. Chiều dài nối buộc là 40 D, sử dụng dây mạ kẽm, dây rút nhựa, cóc nhựa để nối.

Bảo quản trong trạng thái nằm ngang trên các gối kê, tuân thủ các biện pháp tránh tác động của tia cực tím và ẩm.

Khoảng cách điểm kê thanh cốt sợi bằng 2/3 khoảng cách của cốt thép.

Thanh cốt sợi thủy tinh sẽ bị “nổi lên” trong quá trình đầm rung bê tông do trọng lƣợng nhẹ, đặc biệt trong thi công cọc đổ tại chỗ. Độ bền lâu: không ít hơn 50 năm, thậm chí trong nƣớc biển.

- 85 -

MỤC LỤC CHƢƠNG 1  GIỚI THIỆU CHUNG 1.1 - Phạm vi 1.2 - Các định nghĩa 1.3 - Kí hiệu 1.4 - Phạm vi ứng dụng cốt FRP CHƢƠNG 2 CÁC ĐẶC TRƢNG CỦA VẬT LIỆU 2.1 - Tính chất vật lí 2.2 - Tính chất cơ học 2.3 - Ứng xử phụ thuộc thời gian 2.4 - Tác động của nhiệt độ cao và lửa 2.5 - Độ lâu bền CHƢƠNG 3  YÊU CẦU ĐỐI VỚI VẬT LIỆU VÀ THỬ NGHIỆM 3.1 - Cấp cƣờng độ và cấp mô đun của thanh FRP 3.2 - Hình dạng bề mặt 3.3 - Cỡ thanh 3.4 - Nhận dạng thanh 3.5 - Thanh thẳng 3.6 - Thanh uốn cong 3.7 - Các quy định bổ sung đối với thanh GFRP và CFRP CHƢƠNG 4  CƠ SỞ THIẾT KẾ 4.1 - Phƣơng pháp thiết kế 4.2 - Các đặc trƣng tính toán của vật liệu CHƢƠNG 5 THIẾT KẾ CẤU KIỆN CHỊU UỐN 5.1 - Các vấn đề chung 5.2 - Cƣờng độ chịu uốn 5.3 - Trạng thái sử dụng.

5.4 - Phá hủy do từ biến và mỏi CHƢƠNG 6  THIẾT KẾ CẤU KIỆN CHỊU CẮT 6.1 - Các vấn đề chung 6.2 - Cƣờng độ chịu cắt của cấu kiện đặt cốt FRP. 6.3 - Cấu tạo chi tiết của đai chịu cắt.

6.4 - Cƣờng độ chịu cắt của bản bê tông cốt FRP làm việc hai phƣơng.

CHƢƠNG 7  CÁC VẤN ĐỀ THIẾT KẾ KHÁC 7.1 - Cốt chịu tác dụng của co ngót và biến thiên nhiệt độ 7.2 - Neo cốt FRP 7.3 - Chiều dài neo của thanh uốn 7.4 - Chiều dài neo của cốt chịu mô men dƣơng - 86 -

7.5 - Mối nối chồng chịu kéo 7.6 - Bản đặt trên đất CHƢƠNG 8 THI CÔNG KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT FRP 8.1 - Chỉ dẫn chung 8.2 - Sản phẩm chế tạo ở nhà máy 8.3 - Thi công 8.4 - Bổ sung các điều khoản của ACI 440.5-06 về thi công 8.5 - Giám sát và kiểm tra chất lƣợng CHƢƠNG 9  THÍ DỤ THIẾT KẾ DẦM PHỤ LỤC A PHƢƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM CƢỜNG ĐỘ KÉO VÀ MÔ ĐUN CỦA THANH FRP PHỤ LỤC B CÁC PHƢƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM THANH FRP DÙNG TRONG BÊ TÔNG PHỤ LỤC C PHƢƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM CƢỜNG ĐỘ CỦA THANH FRP UỐN CONG VÀ CỦA ĐAI TẠI CHỖ UỐN PHỤ LỤC D PHƢƠNG PHÁP THỬ NGHIỆM NHANH TÍNH KHÁNG KIỀM CỦA THANH FRP PHỤ LỤC E CÁC THÔNG SỐ HÌNH HỌC CỦA THANH CỐT SỢI THỦY TINH (GFRP) DO CÔNG TY CỔ PHẦN CỐT SỢI POLYME VIỆT NAM SẢN XUẤT ( Tham khảo )

- 87 -

CÔNG TY ĐẦU TƢ VÀ PHÁT TRIỂN CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC XÂY DỰNG (NUCETECH)

THUYẾT MINH CHỈ DẪN THIẾT KẾ VÀ THI CÔNG KẾT CẤU BÊ TÔNG CÓ CỐT LÀ THANH POLYME CỐT SỢI (COMMENTARY FOR THE GUIDE FOR THE DESIGN AND CONSTRUCTION OF CONCRETE STRUCTURES REINFORCED WITH FRP BARS)

HÀ NỘI 2015 - 88 -

THUYẾT MINH CHỈ DẪN THIẾT KẾ VÀ THI CÔNG KẾT CẤU BÊ TÔNG CÓ CỐT LÀ THANH POLYME CỐT SỢI (FRP)

I – MỞ ĐẦU 1- Giới thiệu chung về kết cấu bê tông có cốt là thanh polyme cốt sợi Thanh Polyme cốt sợi (FRP) mà tiếng Anh là Fiber reinforced polymer (FRP) là sản phẩm dạng thanh tạo nên bởi một chất nhựa tổng hợp polyme bao bọc các sợi thủy tinh hay sợi cacbon tạo nên cốt chịu lực cơ học cho thanh. Thanh FRP ra đời từ hơn 30 năm, đã đƣợc sử dụng để làm cốt cho kết cấu bê tông nhƣ một thay thế cho cốt thép. Kết cấu bê tông cốt thép truyền thống trong một số trƣờng hợp có thể gặp các vấn đề sau : khi kết cấu chịu môi trƣờng xâm thực mạnh nhƣ cầu,cầu cảng, công trình bờ biển, khi kết cấu chịu tác dụng kết hợp của độ ẩm, nhiệt độ, hóa chất làm thép bị ăn mòn thì thanh FRP là giải pháp ƣu việt thay thế cốt thép. FRP là vật liệu không có từ tính nên tránh đƣợc vấn đề giao thoa điện từ của kết cấu cốt thép.

Ngoài ra, vật liệu FRP còn có nhiều tính chất khác nhƣ cƣờng độ chịu kéo lớn nên thích hợp để làm cốt gia cƣờng. Sự áp dụng rộng rãi trên toàn thế giới đã thúc đẩy việc cải tiến công nghệ chế tạo, việc nghiên cứu lí thuyết và tích lũy kinh nghiệm cho phƣơng pháp xây dựng với vật liệu này.

2- Tình hình sản xuất và triển vọng áp dụng ở Việt Nam. Ở Việt Nam đã có nhiều công ty chuyên sản xuất và sử dụng loại vật liệu gọi là bê tông sợi thủy tinh (GFRC glass fiber reinforced concrete) trong một số cấu kiện xây dựng nhƣ cửa, vách, đá trang trí và chủ yếu làm đồ gia dụng. Dạng bê tông này thƣờng là bê tông cốt sợi thủy tinh dạng phân tán, nó sẽ bao gồm hỗn hợp cát, ximăng, phụ gia và sợi thủy tinh. Một số công ty khác đặc biệt ở miền Nam đã sản xuất vật liệu composit gồm nhựa tổng hợp và cốt dƣới dạng vải sợi thủy tinh hay vải sợi cacbon. Các sản phẩm này đƣợc dùng để gia cố sửa chữa kết cấu, làm bồn nƣớc, vỏ tàu vỏ xe v,v. Một lĩnh vực nữa của vật liệu composit cốt sợi là làm các tấm mái trong suốt lấy sáng. Những sản phẩm này phức tạp và khó chế tạo hơn nhiều so với chế tạo các thanh FRP cho bê tông, tuy nhiên cho đến nay chƣa thấy giới thiệu sản phẩm hoặc dự án nào đã dùng bê tông cốt FRP. Một nguyên nhân

- 89 -

chủ yếu có thể là do chƣa có phƣơng pháp tính toán kết cấu này, chƣa có phƣơng pháp thiết kế thi công đƣợc thừa nhận và do đó chƣa có tiền lệ. sử dụng .

Triển vọng áp dụng phƣơng pháp này ở nƣớc ta là rất lớn. Hàng nghìn ngôi nhà chung cƣ đã hƣ hỏng mà chƣa thể phá đi xây mới, hàng nghìn khu sàn bị nứt bị võng do chịu quá tải trọng sử dụng, hàng nghìn cây cầu xuống cấp, v.v.đều có thể kéo dài tuổi thọ, tăng độ an toàn bằng phƣơng pháp này,..Đặc biệt thích hợp với kết cấu cốt FRP là các bộ phận thuộc về nền móng, khi mà không cần quan tâm vấn đề độ võng của kết cấu : đế móng, móng bè, tƣờng vây, tƣờng chắn, đài cọc, v.v.

Những công trình mới xây, do những điều kiện đặc thù về môi trƣờng ăn mòn, về yêu cầu không nhiễm điện từ,. về vận chuyển, về thời hạn xây dựng, có thể dùng FRP lợi hơn hẳn so với dùng cốt thép thông thƣờng..Ngoài ra, trong mọi trƣờng hợp, khi có hai giải pháp thay thế nhau thì luôn tốt hơn là chỉ có một giải pháp duy nhất. .

Trong thời gian gần đây, Công ty cổ phần đầu tƣ phát triển công nghệ Đại học Xây Dựng (NUCETECH ) đã liên kết với một số đơn vị đầu tƣ xây dựng thành công Nhà máy cốt sợi polyme Việt nam. Sản phẩm của nhà máy đã và đang đƣợc ứng dụng trên một số dự án mà do Công ty đảm trách , dần dần đƣợc ứng dụng rộng rãi trên phạm vi cả nƣớc. Việc áp dụng loại hình kết cấu này ở nƣớc ta không chỉ là triển vọng mà đã trở thành thực tế.

3- Sự cần thiết phải có Chỉ dẫn thiết kế và thi công kết cấu bê tông cốt FRP Sự làm việc của kết cấu có cốt FRP khác với sự làm việc của cốt thép thông thƣờng. Vật liệu FRP là không đẳng hƣớng, chỉ có cƣờng độ chịu kéo lớn theo phƣơng của các sợi. Tính không đẳng hƣớng này ảnh hƣởng đến cƣờng độ chịu cắt và cả sự dính kết. Ngoài ra, vật liệu FRP không có sự chảy dẻo, nó luôn luôn làm việc đàn hồi cho đến khi phá hoại. Tất cả các khác biệt đó làm thay đổi lí luận và tƣ duy thiết kế, khác với bê tông cốt thép thông thƣờng. Để có thể áp dụng loại hình mới mẻ này trong xây dựng, cần có một Bản Chỉ dẫn về thiết kế và thi công bê tông cốt FRP, trƣớc mắt là ở mức độ Công ty để đƣợc cấp thẩm quyền duyệt sử dụng cho sản phẩm do Nhà máy Cốt sợi Polyme Việt nam sản xuất. Qua một thời gian áp dụng và tích lũy kinh nghiệm, thực hiện các nghiên cứu cần thiết, có thể hoàn thiện thêm Bản Chỉ dẫn để phổ biến cho các đơn vị thiết

- 90 -

kế và xây dựng trong nƣớc. Lúc đó Bản Chỉ dẫn đã hoàn thiện có thể đƣợc trình duyệt ban hành ở mức độ Tiêu chuẩn ngành hoặc cao hơn.

Tên tài liệu : Chỉ dẫn thiết kế và thi công kết cấu bê tông có cốt là thanh polyme cốt sợi (FRP) Guide for the Design and Construction of Concrete Structures Reinforced with Fiber reinforced polymer (FRP) Bars II- KẾ HOẠCH BIÊN SOẠN TÀI LIỆU CHỈ DẪN THIẾT KẾ VÀ THI CÔNG KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT FRP 2.1- Nguồn tài liệu Cũng nhƣ với mọi loại kết cấu khác mà chúng ta chƣa có điều kiện nghiên cứu để tự viết ra Tiêu chuẩn, cách làm tốt nhất để biên soạn Tài liệu này là dựa vào những Tiêu chuẩn sẵn có của thế giới, chọn ra tài liệu thích hợp nhất để chuyển dịch hoặc biên dịch, ban hành rồi rút kinh nghiệm điều chỉnh dần. Với loại kết cấu này, chúng tôi chọn và dựa vào 4 bản Chỉ dẫn kỹ thuật của Viện Bê tông Hoa Kỳ ACI cùng nhiều tài liệu tham khảo khác cũng của Hoa Kỳ, vì đây là nguồn tài liệu phong phú nhất mà chúng tôi tìm đƣợc. Ngoài ra, các văn bản quy phạm của ACI tƣơng đối thông dụng trên thế giới và đã rất quen thuộc với giới xây dựng nƣớc ta.

Cụ thể là sử dụng các tài liệu sau : 1) Guide for the Design and Construction of Structural Concrete Reinforced with FRP Bars ACI 440.1R-06.(Chỉ dẫn thiết kế và thi công kết cấu bê tông có cốt là các thanh FRP), ấn bản năm 2006. Đây là tài liệu chính để soạn dịch, sau này gọi là Tài liệu gốc, và có tham khảo thêm ấn bản ACI 440.1R-03, năm 2003, và ba Tiêu chuẩn bổ sung :.

2) Specification for Construction with Fiber-Reinforced Polymer Reinforcing Bars ACI 440.5-08 (Chỉ dẫn kỹ thuật để thi công các thanh cốt FRP), ấn bản năm 2008 3) Specification for Carbon and Glass Fiber-Reinforced Polymer Bar Materials for Concrete Reinforcement ACI 440.6-08.(Chỉ dẫn cho kết cấu bê tông có cốt là các thanh FRP thủy tinh và cacbon ), ấn bản năm 2008 4) Guide Test Methods for Fiber-Reinforced Polymer (FRP) Composites for Reinforcing or Strengthening Concrete and Masonry Structures ACI.440.3R-12 (Chỉ dẫn các phƣơng pháp thử nghiệm Polyme cốt sợi cho bê tông có cốt và gia

- 91 -

cƣờng kết cấu bê tông và kết cấu xây), ấn bản năm 2012, ngoài ra có tham khảo thêm ấn bản ACI 440.3R-04, năm 2004.

Hai Tiêu chuẩn ACI 440.5-08 và ACI 440.6-08 đƣợc trích những điều khoản chính không trùng lặp với Tài liệu gốc và đƣợc in luôn trong văn bản theo chữ nghiêng và lùi vào ở đầu dòng để ngƣời đọc biết là đó không phải là ở Tài liệu gốc.

Tiêu chuẩn ACI.440.3R-12 đƣợc chọn ra một số phƣơng pháp và đƣa vào Phần Phụ lục.

2.2- Cách chọn và dịch các tài liệu 1) Chúng tôi không có ý định dịch nguyên bản các tài liệu đã chọn vì những lí do sau :  Cả 4 tài liệu đều có nội dung quan trọng không thể bỏ qua một cuốn nào, trong khi đó nếu dịch nguyên bản thì phải ban hành tới 4 Tiêu chuẩn cùng một lúc là điều khó làm đƣợc tại thời điểm này. Việc ban hành phải kéo dài vài năm, sẽ khiến cho sản phẩm của Nhà máy chƣa thể sử dụng đƣợc.  Văn bản gốc ACI 440.1R-06 mà chúng tôi dựa hẳn vào để soạn dịch đƣợc viết rất tỉ mỉ với rất nhiều tài liệu viện dẫn, với những giả thiết, thảo luận, bình luận, những kế hoạch nghiên cứu đang và sắp làm. Các vấn đề này rất hay và bổ ích với các nhà nghiên cứu nhƣng không thực sự cần thiết cho các kĩ sƣ thiết kế và thi công.

Do đó khi soạn dịch, chúng tôi bỏ các tên nguồn viện dẫn, cũng nhƣ một số nội dung mang tính chất hàn lâm v.v. và nhƣ vậy giảm nhẹ rất nhiều nội dung cần dịch.  Hai tiêu chuẩn ACI 440.5-08 và ACI 440.6-08 là hai tiêu chuẩn chuyên sâu về hai loại vật liệu và về thi công. Vì là các tiêu chuẩn hoàn chỉnh riêng rẽ nên mỗi bản đều đầy đủ các chƣơng mục nhƣ Phạm vi, Định nghĩa, Trình duyệt, v.v. Mỗi tiêu chuẩn gồm trên 10 chƣơng, mỗi chƣơng rất ngắn, có những chƣơng chỉ vài dòng,đƣợc nhập chung với Tài liệu gốc, có thể bỏ đi những trùng lặp, còn những nội dung quan trọng đƣợc chuyển vào các chƣơng mục tƣơng ứng của Tài liệu gốc.

Chúng đƣợc trình bày theo chữ nghiêng và in lùi vào đầu dòng để ngƣời đọc biết là đó không phải là ở Tài liệu gốc.  Tiêu chuẩn ACI.440.3R-12 gồm 12 phƣơng pháp thí nghiệm thanh FRP, trong đó có 7 phƣơng pháp đã trùng với các phƣơng pháp của Tiêu chuẩn ASTM. Còn lại 5 phƣơng pháp của riêng ACI thì chúng tôi chọn ra 2 phƣơng pháp khả thi đƣa vào - 92 -

Phần Phụ lục. Còn 3 phƣơng pháp còn lại đi sâu vào những vấn đề mang tính nghiên cứu hoặc dùng cho cốt ứng lực trƣớc thì tạm thời chƣa dịch lần này.

2.3- Xin ý kiến chuyên gia và hội thảo về dự thảo Bản Chỉ dẫn Sau khi soạn dịch xong lần 1, chúng tôi đã gửi bản thảo đến các chuyên gia của Trƣờng Đại học Xây Dựng. Sau khi nhận đƣợc ý kiến của chuyên gia, các soạn giả đã tiếp thu sửa chữa và giải trình cho việc phát hành văn bản lần 2 vào tháng 3/2013. Tiếp sau đó, đầu tháng 4/2013, một Hội thảo rộng rãi hơn đƣợc tổ chức và các chuyên gia đã trực tiếp thảo luận và góp ý về bản thảo. Trên cơ sở đó, Bản thảo này đã đƣợc hoàn chỉnh trƣớc khi đƣa trình duyệt lên cấp có thẩm quyền.

III- NỘI DUNG BẢN CHỈ DẪN Bản chỉ dẫn gồm 9 chƣơng và 1 phần phụ lục CHƢƠNG 1 - GIỚI THIỆU CHUNG 1.5 Phạm vi 1.6 Các định nghĩa 1.7 Kí hiệu 1.8 Phạm vi ứng dụng cốt FRP Chương này gần như dịch toàn bộ chương 1 của Tài liệu gốc, chỉ bỏ phần mở đầu về lịch sử và tổng quan của vật liệu.

CHƢƠNG 2  CÁC ĐẶC TRƢNG CỦA VẬT LIỆU 2.1 Tính chất vật lí 2.2 Tính chất cơ học 2.3 Ứng xử phụ thuộc thời gian 2.4 Tác động của nhiệt độ cao và lửa 2.5 Độ lâu bền Chương này dịch gần toàn bộ chương 3 của Tài liệu gốc, kết hợp với chương 4 của Tài liệu gốc. Bỏ chương 2 trong Tài liệu gốc vì chỉ nói về lịch sử phát triển và ứng dụng. Trong chương này của dự thảo có bổ sung nhiều điều khoản của ACI 440.5-08 về vật liệu CFRP và GFRP.

- 93 -

CHƢƠNG 3  YÊU CẦU ĐỐI VỚI VẬT LIỆU VÀ THỬ NGHIỆM 3.1 Cấp cƣờng độ và cấp mô đun của thanh FRP 3.2 Hình dạng bề mặt 3.3 Cỡ thanh 3.4 Nhận dạng thanh 3.5 Thanh thẳng 3.6 Thanh uốn cong 3.7 Các quy định bổ sung đối với thanh GFRP và CFRP Chương này dịch toàn bộ chương 5 của Tài liệu gốc, có bổ sung những điều liên quan từ ACI 440.5-08 về vật liệu CFRP và GFRP. CHƢƠNG 4  CƠ SỞ THIẾT KẾ 4.1 Phƣơng pháp thiết kế 4.2 Các đặc trƣng tính toán của vật liệu Chương này dịch toàn bộ chương 7 của Tài liệu gốc CHƢƠNG 5  THIẾT KẾ CẤU KIỆN CHỊU UỐN 5.1 Các vấn đề chung 5.3 Cƣờng độ chịu uốn 5.3 Trạng thái sử dụng.

5.4 Phá hủy do từ biến và sự mỏi Chương này dịch toàn bộ chương 8 của Tài liệu gốc CHƢƠNG 6  THIẾT KẾ CẤU KIỆN CHỊU CẮT 6.1 Các vấn đề chung 6.2 Cƣờng độ chịu cắt của cấu kiện đặt cốt FRP. 6.3 Cấu tạo chi tiết của đai chịu cắt.

6.4 Cƣờng độ chịu cắt của bản bê tông cốt FRP làm việc hai phƣơng.

Chương này dịch toàn bộ chương 9 của Tài liệu gốc

- 94 -

CHƢƠNG 7  CÁC VẤN ĐỀ THIẾT KẾ KHÁC 7.1 Cốt chịu tác dụng của co ngót và biến thiên nhiệt độ 7.2 Neo cốt FRP 7.3 Chiều dài neo của thanh uốn 7.4 Chiều dài neo của cốt chịu mô men dƣơng 7.5 Mối nối chồng chịu kéo 7.6 Bản đặt trên đất Chương này dịch từ các chương 10 và 11 của Tài liệu gốc,đồng thời đưa thêm Phụ lục A của Tài liệu gốc vào do Phụ lục này chỉ ngắn chưa đầy 1 trang. Lý do ghép 3 chương từ Tài liệu gốc vào chương này vì đã bỏ qua không dịch rất nhiều viện dẫn và bình luận, giả thiết như đã nói ở trên.

CHƢƠNG 8 THI CÔNG KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT FRP 8.1 Chỉ dẫn chung 8.2 Sản phẩm chế tạo ở nhà máy 8.3 Thi công 8.4 Bổ sung các điều khoản của ACI 440.5-06 về thi công 8.5 Giám sát và kiểm tra chất lƣợng Chương này gồm chương 6 về thi công của Tài liệu gốc (nội dung khá sơ lược) và tất cả nội dung không trùng lặp của ACI 440.6-08 chuyên về thi công.

CHƢƠNG 9  THÍ DỤ THIẾT KẾ DẦM Chương này dịch toàn bộ thí dụ của chương 13 Tài liệu gốc, đương nhiên chỉ giữ phần công thức và tính toán theo hệ SI, bỏ hoàn toàn hệ đơn vị Anh-Mĩ. Một số chỗ sai sót trong nguyên gốc đã được sửa chữa.

Bỏ hẳn chương 12 của Tài liệu gốc liệt kê nguồn tài liệu viện dẫn.

Một số Tiêu chuẩn thông dụng đã được chỉ dẫn ngay trong các chương nội dung - 95 -

Phần Phụ lục gồm 5 Phụ lục PHỤ LỤC A PHƢƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM CƢỜNG ĐỘ KÉO VÀ MÔ ĐUN CỦA THANH FRP Phụ lục này dịch toàn bộ phương pháp thí nghiệm trong Tiêu chuẩn ACI 440.1R-03, năm 2003. Mặc dù hiện nay phương pháp này đã được phương pháp của ASTM thay thế nhưng xét thấy phương pháp năm 2003 rất dễ thực hiện trong điều kiện nước ta nên vẫn đưa vào để người đọc tham khảo và vẫn có thể sử dụng được trong trường hợp không có điều kiện làm theo ASTM..

PHỤ LỤC B CÁC PHƢƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM CHẤT FRP DÙNG TRONG BÊ TÔNG Phụ lục này là Bảng 1.3 của ACI.440.3R-12, liệt kê các phương pháp thí nghiệm chất FRP theo ASTM và ACI. Do phần lớn các phương pháp thí nghiệm đều là của ASTM nên không cần dịch các phương pháp tương tự của ACI có trong ACI.440.3R-12. Như trên đã nói, chỉ dịch 2 phương pháp B5 và B6 cần thiết mà ASTM không có.

PHỤ LỤC C PHƢƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM CƢỜNG ĐỘ CỦA THANH FRP UỐN CONG VÀ CỦA ĐAI TẠI CHỖ UỐN Phụ lục này dịch toàn bộ phụ lục B5 của ACI.440.3R-12, cần thiết cho việc xác định cường độ của thanh uốn cong.

PHỤ LỤC D PHƢƠNG PHÁP THỬ NGHIỆM NHANH TÍNH KHÁNG KIỀM CỦA THANH FRP

- 96 -

Phụ lục này dịch toàn bộ phụ lục B6 của ACI.440.3R-12, cần thiết cho việc xác định độ lâu bền của thanh FRP. PHỤ LỤC E CÁC THÔNG SỐ HÌNH HỌC CỦA THANH CỐT SỢI THỦY TINH (GFRP) DO CÔNG TY CỔ PHẦN CỐT SỢI POLYME VIỆT NAM SẢN XUẤT ( Tham khảo ) Phụ lục này giới thiệu một số thông số hình học và cơ lý của các thanh cốt sợi thủy tinh ( GFRP) do Công ty cổ phần cốt sợi polyme Việt Nam ( FRP Vietnam JSC ) sản xuất. Các thông tin chi tiết khác có thể tham khảo thêm qua địa chỉ liên hệ: Công ty cổ phần cốt sợi polyme Việt Nam, 81 phố Lạc Trung, Vĩnh Tuy, Q. Hai Bà Trưng, Hà Nội.

Tel: +84 4 36 36 18 58 Fax: +84 4 36 36 03 93

IV. NHỮNG ĐIỂM LƢU Ý 4.1 Về phƣơng pháp dịch Nhƣ đã nêu trên, đây không phải là tài liệu dịch nguyên văn mà có lựa chọn và sắp xếp lại từ Tài liệu gốc và các Tài liệu khác liên quan, nên gọi là soạn dịch. Việc lựa chọn phần nào dịch hoặc bỏ là dựa theo sự cân nhắc chủ quan của các soạn giả, nhƣng có thể nói rằng việc lựa chọn đã đƣợc thực hiện một cách thận trọng, không để bỏ sót bất cứ điều gì cần thiết, có ý nghĩa cho việc thiết kế và thi công. Chỉ loại bỏ hoặc rút gọn những vấn đề thuộc về tổng quan, về lịch sử nghiên cứu và phát triển, về các nguồn tài liệu viện dẫn, các thảo luận, dự định, nghi ngờ chƣa khẳng định, v.v., ( những điều này có rất nhiều trong Tài liệu gốc ), nhờ đó mà rút gọn đáng kể khối lƣợng văn bản. Mọi công thức, số liệu, thí dụ tính toán đều chỉ dùng theo hệ đơn vị SI, bỏ hệ đơn vị Anh-Mĩ, chỉ trừ những số liệu trong Tiêu chuẩn ASTM thì phải giữ nguyên đơn vị Anh-Mĩ nhƣng có bổ sung thêm đơn vị SI ngay bên cạnh.

- 97 -

4.2 Về thuật ngữ tiếng Việt.

Tên viết tắt của thanh polyme cốt sợi đƣợc giữ nguyên tên tiếng Anh là FRP vì từ này đã phổ biến nhƣ một thuật ngữ quốc tế. Các nƣớc không dùng tiếng Anh nhƣ Pháp vẫn dùng chữ FRP trong các tài liệu của mình. Ngoài ra dùng chữ FRP tiên lợi khi nói về các loại sợi khác nhau nhƣ polyme cốt sợi thuỷ tinh đƣợc viết là GFRP, polyme cốt sợi cacbon đƣợc viết là CFRP, v.v.

Các thuật ngữ về vật liệu, về hóa học thì lấy theo Từ điển Khoa học-Công nghệ Anh Việt, Nhà xuất Bản KHKT, 2006. Các thuật ngữ về cơ học , kết cấu, xây dựng thì theo các Từ điển về Xây dựng thông dụng ở nƣớc ta, các sách giáo khoa của các Trƣờng Kỹ thuật về Xây dựng. Với một số trƣờng hợp, khi một từ tiếng Anh có thể dịch sang vài từ tiếng Việt thì ngƣời dịch sẽ lựa chọn từ thích hợp nhất với văn cảnh.

4.3 Về các tài liệu viện dẫn Bản dự thảo có sử dụng và viện dẫn một số tài liệu Quy phạm, Tiêu chuẩn của Hoa Kỳ nhƣ ACI 318-05 “ Quy phạm Xây dựng đối với kết cấu bê tông và Bình luận” và các Tiêu chuẩn của ASTM về vật liệu và về thí nghiệm. Do điều kiện không cho phép nên ở đây không thể trích dịch ngay các điều khoản của các tiêu chuẩn viện dẫn này để sử dụng, vì nhƣ vậy sẽ làm tăng lên rất lớn khối lƣợng của Bản Chỉ dẫn. Ngƣời kĩ sƣ thiết kế kết cấu loại này phải mặc nhiên đã có hiểu biết về Tiêu chuẩn ACI 318-05 là Quy phạm thiết kế kết cấu bê tông đã ít nhiều quen thuộc ở Việt Nam, hoặc ít ra đã có sách hƣớng dẫn về vấn đề này (hiện đang có bán ở Việt Nam). Còn về phƣơng pháp thí nghiệm thì đƣơng nhiên nhà sản xuất phải có đủ các tiêu chuẩn của ASTM để áp dụng, không cần dịch và đƣa ra ở đây.

4.4 Những vấn đề cần giải quyết về nội dung khoa học của Bản Chỉ dẫn Cũng nhƣ với mọi Tiêu chuẩn dịch từ nƣớc ngoài, vấn đề đầu tiên đặt ra là Tiêu chuẩn đó có phù hợp với nƣớc ta không, rồi một loạt các câu hỏi: - Tại sao?, - Làm nhƣ thế nào? đặt ra đối với bản Tiêu chuẩn dịch. Bản Chỉ dẫn này đƣợc ban hành chắc sẽ có một số câu hỏi đặt ra:  Vật liệu sản xuất ở nƣớc ta theo các công nghệ khác nhau (Nga, Trung quốc) có thể thiết kế đƣợc theo Tiêu chuẩn Hoa Kỳ không ?

- 98 -

 Nhiệt độ, độ ẩm ở nƣớc ta khác của Hoa Kỳ, liệu các hệ số tính toán xét đến môi trƣờng có áp dụng đƣợc không ?  Vấn đề kinh tế của vật liệu này, sử dụng có tiết kiệm hơn dùng thép không ?  Chƣa rõ các chi tiết cấu tạo của cấu kiện - …vân vân. Đây là những câu hỏi nằm ngoài phạm vi một tài liệu soạn dịch. Trong tài liệu soạn dịch này, chúng tôi không thêm thắt bất cứ điều gì ngoài văn bản gốc. Các câu hỏi trên chỉ có thể đƣợc giải đáp bằng các thí nghiệm, các nghiên cứu tiếp theo của Nhà máy sản xuất, của Công ty NUCETECH, của các cơ sở sản xuất và nghiên cứu khác có nhu cầu sử dụng loại hình vật liệu mới này. Bản chỉ dẫn này là cơ sở tiền đề cho việc ứng dụng kết cấu bê tông cốt sợi FRP trong các công trình xây dựng. Để có dữ liệu cho việc tính toán thiết kế, Nhà sản xuất cốt sợi FRP của Công ty NUCETECH đã tiến hành thí nghiệm trên các sản phẩm của mình để tìm ra các tính năng, đặc trƣng vật liệu ( Cƣờng độ chịu kéo, cƣờng độ chịu cắt, mô đun đàn hồi, suất biến dạng cực hạn...). Nhìn chung các chỉ số đặc trƣng này không sai khác nhiều so với các chỉ số đặc trƣng của các sản phẩm tƣơng tự đã đƣợc đề cập đến trong các tài liệu gốc do Viện Bê tông Hoa Kỳ ban hành. Qua thời gian ứng dụng trên các công trình thực tế, hy vọng sẽ rút đƣợc kinh nghiệm về thi công và sản xuất, và khi đó các điều quy định mới về thiết kế - thi công sẽ đƣợc bổ sung liên tục cho Bản chỉ dẫn này.

V- KẾT LUẬN 1. Bản “Chỉ dẫn thiết kế và thi công kết cấu bê tông có cốt là các thanh FRP” đƣợc soạn dịch từ Tài liệu gốc Guide for the Design and Construction of Structural Concrete Reinforced with FRP Bars ACI 440.1R-06 và các Tiêu chuẩn chuyên sâu khác. Việc soạn dịch có mục đích phục vụ thiết thực cho công tác thiết kế và thi công bằng một cuốn Chỉ dẫn duy nhất. Từ đó đã làm theo nguyên tắc không dịch nguyên văn, lƣợc bỏ những phần hàn lâm phục vụ cho nghiên cứu, lƣợc bỏ những phần trùng lặp và đã nhập 4 cuốn tiêu chuẩn của Hoa Kỳ vào trong cùng bản chỉ dẫn này.

- 99 -

2- Kiến nghị cấp có thẩm quyền duyệt để ban hành, trƣớc hết ở cấp Công ty để tạo điều kiện đƣa sản phẩm của Công ty vào thực tiễn xây dựng. Qua quá trình sử dụng sẽ đúc kết đƣợc kinh nghiệm, tích lũy đƣợc dữ liệu thí nghiệm để bổ sung cho Bản chỉ dẫn, tiến tới có thể hoàn chỉnh nâng cấp thành Tiêu chuẩn ngành và Tiêu chuẩn Việt Nam.

- 100 -

LỜI CÁM ƠN Công ty cổ phần đầu tƣ và phát triển công nghệ Đại học Xây Dựng (NUCETECH) xin chân thành cám ơn GS.TS Đoàn Định Kiến, ngƣời đã dày công nghiên cứu và chủ biên tài liệu này; Chân thành cám ơn Th.S Đinh Chính Đạo và Th.S Nguyễn Văn Khánh đã dành nhiều thời gian trực tiếp hiệu đính toàn bộ tài liệu; và đặc biệt, phiên bản đầu tiên này đƣợc ra mắt là nhờ có sự ủng hộ của Lãnh đạo Trƣờng Đại học Xây Dựng; cùng với sự đóng ý kiến hoặc tham gia biên soạn của các chuyên gia trong các Khoa, Viện trong Trƣờng và các cơ quan chuyên ngành; cụ thể là các chuyên gia: 01. GS. TS Vũ Công Ngữ 02. GS.TS Phạm Văn Hội 03. GS.TS Phan Quang Minh 04. PGS. TS Phan Ý Thuận 05. PGS. TS Đinh Quang Cƣờng 06. PGS. TS Lê Bá Huế 07. PGS. TS Nguyễn Quang Viên 08. Th.S Trần Nhật Thành 09. Th.S Đỗ Đức Thắng 10. Th.S Võ Mạnh Tùng 11. TS. Nguyễn Hùng Phong 12. Th.S Phan Minh Tuấn 13. KS Lê Huy Nhƣ 14. TS. Bùi Đức Hải 15. KS. Vƣơng Minh Đức, 16. Th.S Đinh Lê Khánh Quốc , Tổng Công ty Xây dựng số 1 (TP HCM ) Do vật liệu Cốt sợi thanh Polyme ( FRP) là một dạng vật liệu mới và lần đầu tiên áp dụng vào Việt nam nên Bản chỉ dẫn này có thể còn nhiều khiếm khuyết, trong quá trình vận dụng sẽ không tránh khỏi những vƣớng mắc. Công ty Cổ phần đầu tƣ phát triển công nghệ Đại học xây dựng( Nucetech) cùng tập thể các tác giả

- 101 -

mong muốn nhận đƣợc ý kiến đóng góp từ các nhà khoa học, các kỹ sƣ , các nhà sản xuất và toàn thể độc giả để hoàn thiện dần tài liệu này cho các lần xuất bản tiếp theo.

Mọi ý kiến đóng góp xin đƣợc gửi về : Công ty cổ phần đầu tƣ và phát triển công nghệ Đại học xây dựng ( NUCETECH ) Địa chỉ : Số 55 Đƣờng Giải phóng, quận Hai Bà Trƣng , thành phố Hà Nội E-Mail : info@nucetech.vn Website: www.nucetech.vn

- 102 -