Luận án Nghiên cứu ảnh hưởng ứng xử sau đàn hồi của dầm nối tới sự làm việc chịu xoắn của kết cấu lõi nửa kín trong nhà nhiều tầng bê tông cốt thép

ng mô hình hỗn hợp gồm các phần tử vỏ để mô hình hóa các tường và mô hình hỗn hợp dầm – giàn để mô hình hóa các dầm nối. Mô hình đề xuất được thể hiện như trên Hình 3- 5. Hình 3- 5. Mô hình tính toán (vỏ kết hợp với phần tử dầm – giàn) đề xuất cho kết cấu lõi 3.3. Các đặc trưng của mô hình đề xuất 3.3.1. Các đặc trưng của mô hình hỗn hợp dầm – giàn cho dầm nối Dầm nối cấu tạo theo cách thông thường (truyền thống) và dầm nối cấu tạo cốt thép chéo làm việc khác nhau ở hai điểm sau đây (Paulay [100]): thứ nhất, trong dầm Thanh giàn Thanh dầm Dầm ảo Mô hình lõi nửa kín Mô hình hỗn hợp dầm – giàn cho dầm nối 64 nối cấu tạo thông thường, biến dạng của dầm nối bắt đầu từ biến dạng từ hai khớp dẻo ở hai đầu dầm. Do đó, các thép chịu kéo sẽ hạn chế biến dạng của dầm nối. Vì vậy khi dầm làm việc đảo chiều, biến dạng lớn ở các đầu dầm có thể ảnh hưởng lớn, làm giảm khả năng chịu cắt của dầm nối. Thứ hai, trong dầm nối được cấu tạo thép theo phương đường chéo, biến dạng của dầm nối tương ứng với biến dạng của cốt thép. Do đó, độ dẻo của dầm nối có cấu tạo cốt thép chéo sẽ lớn hơn các dầm có cấu tạo thông thường. Các mô hình dầm nối dạng giàn theo Paulay [33] hay Hindi và Hassan [35], [36] cũng phản ánh được sự làm việc của dầm nối so với các kết quả thí nghiệm cho dầm nối chỉ kể đến cốt thép chéo. Có thể thấy mô hình của Paulay xác định các thông số cuối cùng cho dầm trong khi mô hình Hindi và Hasan đánh giá theo quá trình phát triển biến dạng của dầm nối. Trong khi mô hình giàn của Paulay được áp dụng nhiều cho các nghiên cứu và các tiêu chuẩn trong khi mô hình Hindi và Hassan đánh giá quá mức các biến dạng của dầm ở các trạng thái sau đàn hồi (nhận định của Gwon [89]). Đối với các dầm nối đặt nhiều cốt thép dọc, chúng vẫn tham gia vào sự làm việc của dầm nối (Lim và Naish đã có thí nghiệm kiểm chứng), việc sử dụng hai mô hình trên sẽ có những sai lệch (theo khảo sát của Gwon [89]). Như vậy cần thiết phải nghiên cứu sâu hơn mô hình hỗn hợp dầm – giàn như đã đề cập ở phần trên để mô tả sự làm việc sau đàn hồi của dầm nối. Mô hình thanh dầm sẽ dựa theo tiêu chuẩn ASCE 41- 13 [29] và các nghiên cứu của Paulay [33], [34], Breña [90], Gwon và cộng sự [89] để điều chỉnh phù hợp. Phần giàn dựa trên nghiên cứu mô hình của Paulay và của Hindi và Hassan [95] (được trình bày ở Phụ lục A) để phát triển các điểm phù hợp, đồng thời đề xuất các công thức xác định đặc trưng của mô hình. Ý tưởng của mô hình dầm – giàn là ngoài đặc trưng của thanh dầm ban đầu, bổ sung thêm các thanh giàn chéo làm việc độc lập, đặc trưng cho sự làm việc kéo nén. Mô hình bao gồm thanh dầm có khớp dẻo mô men hai đầu và được kết hợp với hai thanh giàn chéo – đặc trưng cho sự làm việc kéo hoặc nén của cốt thép chéo được gọi là mô hình dầm - giàn (Hình 3- 6). 65 Hình 3- 6. Mô hình hỗn hợp dầm - giàn đề xuất cho dầm nối Các thông số của mô hình như sau: thanh ngang có hai khớp dẻo mô men hai đầu được xác định thông qua độ cứng tương đương và giá trị giới hạn Mkd, các thông số về mô hình được tính theo Gwon [89] và độ cứng được thay đổi tương ứng. Ở trạng thái giới hạn, tức là khi dầm và thanh giàn đều đạt khả năng chịu lực cao nhất. Lúc này khả năng chịu cắt lớn nhất Vmax (Vgh) bằng tổng hợp khả năng chịu cắt của dầm và của các thanh giàn. Lực cắt Vmax cần được xác định, chính là khả năng chịu lực thực của dầm nối, theo công thức chính xác hoặc theo mô hình số chứ không phải theo mô hình giản lược (chỉ kể đến khả năng chịu cắt các thanh chéo). Theo các công thức đã biết (Paulay [33], [34], CEN 2004 [40]) khả năng chịu cắt của thanh giàn đã được xác định, như vậy nếu biết khả năng chịu cắt của dầm nối sẽ suy ra được thành phần chịu cắt còn lại do dầm. Giá trị mô men trong mô hình dầm được xác định như sau: Mkd = (Vgh-2Pghsin)Ln/2 (3. 1) Trong đó: Mkd là khả năng chịu uốn của thanh dầm,  là góc tạo bởi thanh giàn với phương nằm ngang, Vgh là khả năng chịu cắt lớn nhất của toàn bộ dầm nối, Pgh là khả năng chịu kéo nén của thanh dàn chéo (của cốt thép chéo). Pgh = Asdfyd (3. 2) Góc xoay dẻo của dầm được tính theo công thức (3.8) góc xoay bền được tính theo công thức A-12 (phụ lục A), góc xoay giới hạn được tính toán theo công thức 66 (3.13) điều chỉnh theo nghiên cứu của Ran Ding và cộng sự [101]. Sự làm việc của thanh dầm được trình bày trên Hình 3- 7. Hình 3- 7. Sự làm việc của thành phần dầm Độ cứng của các thanh giàn chéo được xác định theo công thức: EA = EsAsd (3. 3) Trong đó  là hệ số kể đến sự ảnh hưởng của bê tông, khi không kể đến bê tông tham gia làm việc thì  có giá trị bằng 1; Asd là diện tích cốt thép chéo. Khi khai báo trong mô hình, các thanh giàn có một đầu được gán bằng lò xo P-. Các thông số chuyển vị của thanh chéo được lấy theo điều kiện ứng suất biến dạng, được tính theo công thức (3.10) quy đổi từ chuyển vị của thanh theo công thức (3.15). Sự làm việc của thanh giàn được trình bày như trên Hình 3- 8 có dạng gần giống như với mô hình làm việc của cốt thép có giới hạn chảy thực tế (TCVN 5574: 2018) [6], [17], [18]. Ở đây sự làm việc của bê tông trong các thanh chéo (dải chéo) được bỏ qua do trên thực tế khi kết cấu chịu tác dụng của các tải trọng lặp đổi chiều như động đất, sẽ hình thành các vết nứt trong các thanh chéo chịu kéo và bê tông sẽ mất gần hết khả năng khi chịu nén trở lại. Trường hợp dầm nối không có cốt thép chéo thì các thành phần liên quan tới cốt thép chéo trong mô hình sẽ được bỏ qua, mô hình dầm nối lúc này chỉ còn lại thanh dầm. 0 50 100 150 200 250 0 0.02 0.04 0.06 0.08 M ô m en ( k N m ) Góc xoay (rad) M u gh Mkd 67 Để áp dụng phân tích tăng dần tải trọng ngang tính toán kết cấu, dầm nối sẽ được mô tả theo hai thành phần dầm và giàn với các điều kiện chịu lực, biến dạng theo quy trình xác định ở trên. Các công thức tính toán để xác định thông số mô hình sẽ được trình bày như ở mục 3.3.2. Hình 3- 8. Sự làm việc của thanh giàn Kết quả kiểm chứng mô hình ở mục 3.4 cho thấy mô hình đề xuất sự làm việc phi tuyến cho dầm nối phù hợp với các điều kiện kiểm chứng được đưa ra. 3.3.2. Các công thức đề xuất xác định các thông số của mô hình dầm - giàn 3.3.2.1. Đề xuất tính toán độ cứng tương đương và chiều dài đoạn chảy dẻo Ở phần trên đã đề xuất mô hình dầm – giàn cho dầm nối, sau đây sẽ đề xuất các công thức tính toán trực tiếp xác định các thông số của mô hình. Trước tiên, tính toán độ cứng tương (Iepr) đương bằng cách hợp công thức tính góc xoay theo ASCE 41-13 [29], các độ cứng đề xuất của Paulay [34], Breña [90] và Gwon [89], cho góc xoay dẻo bằng nhau được công thức tính toán độ cứng: 𝐼𝑒𝑝𝑟 = 6𝐼𝑚𝑜𝑑𝑙𝑝 (1+𝛷𝑦)𝐿𝑛 (3. 4) Trong công thức (3.4): 0 200 400 600 800 1000 0 0.02 0.04 0.06 0.08 L ự c k éo / n én ( k N ) Chuyển vị y gh Pgh 68 y là yếu tố ảnh hưởng tương đối của biến dạng cắt đến biến dạng uốn khi chảy, được tính theo công thức của Gwon [89]: 𝛷𝑦 = 12𝐸𝑐𝐼𝑚𝑜𝑑 (0.1𝐺𝑐𝐴𝑣)𝐿𝑛 2 (3. 5) Với Gc = 0,4Ec, Av = Ag/1,2, Ln – nhịp của dầm nối. Imod là mô men quán tính điều chỉnh theo Breña [90]: 𝐼𝑚𝑜𝑑 = 𝐼𝑒 [1,2+ 30𝐼𝑒 𝑙𝑛 2𝑏ℎ ] (3. 6) Ie là mô men quán tính tính toán dựa trên công thức của Paulay [34] nhưng đề xuất thêm hệ số  cho phù hợp với sự làm việc của dầm nối, được xác định theo công thức: 𝐼𝑒 = 𝛽𝐼𝑔 [1+3( ℎ 𝐿𝑛 ) 2 ] (3. 7) Hệ số điều chỉnh đề xuất  bằng 0,2 nếu dầm nối có tỉ số nhịp/ chiều cao ≤ 2, 0,4 nếu tỉ số này lớn hơn 2. Thực chất hệ số 0,4 là dùng cho dầm nối có cốt thép chéo theo đề xuất của Paulay, tuy nhiên, thử nghiệm hệ số này cho mô hình dầm – giàn, độ cứng này là phù hợp. Chiều dài đoạn chảy dẻo lp được tính toán theo công thức kiến nghị sau (điều chỉnh theo tính toán của Paulay [33] và tiêu chuẩn châu âu CEN [40], [102]): 𝑙𝑝 = 0.08𝑙𝑠 + 0.2Φ𝑏𝑓𝑦/𝑓′𝑐 (3. 8) Với b là đường kính cốt thép dọc, ls = M/V = Ln/2 là nhịp chịu cắt của dầm. Để kiểm nghiệm các công thức đề xuất, tiến hành tính toán và so sánh tỉ số độ cứng tương đương của các dầm nối đã thí nghiệm theo công thức đề xuất, độ cứng theo thí nghiệm và với công thức gần đúng của Biskinis [102] (xem phụ lục A). Kết quả tính toán, so sánh được trình bày trên Bảng 3- 1. Các tính toán độ cứng thanh dầm cho dầm nối được trình bày ở Bảng B- 3 (Phụ lục B). 69 Bảng 3- 1. So sánh độ cứng tương đương một số mẫu thí nghiệm với kết quả tính toán theo công thức đề xuất với độ cứng ban đầu (Ig) Mẫu Vtest y_test KQ thí nghiệm Ie_test/Ig CT TN IeBis/Ig CT đề xuất Iepr/Ig Ie_test/Ie_Bis Ie_test/Iepro Thí nghiệm của Lim (2016) CB10-1 1444 0,020 0,015 0,029 0,043 0,517 0,349 CB20-1 1073 0,016 0,053 0,080 0,065 0,663 0,815 CB30-DB 728,2 0,017 0,076 0,121 0,126 0,628 0,603 CB40-DH 754,5 0,015 0,119 0,149 0,140 0,799 0,850 Thí nghiệm của Galano và Vignoli (2000) P05 239,3 0,008 0,036 0,051 0,046 0,706 0,783 P07 238 0,0057 0,045 0,051 0,041 0,882 1,098 P10 241,1 0,0078 0,036 0,051 0,043 0,706 0,837 P11 239 0,0084 0,036 0,051 0,046 0,706 0,783 P12 240 0,008 0,037 0,051 0,046 0,725 0,804 Thí nghiệm của Naish và Wallace (2013) CB24F 761 0,015 0,078 0,098 0,081 0,796 0,963 CB24D 708 0,015 0,072 0,098 0,081 0,735 0,889 CB33F 552 0,0120 0,114 0,131 0,088 0,870 1,295 CB33D 537 0,0120 0,111 0,131 0,088 0,847 1,261 Thí nghiệm của Tassios (1996) CB-2A 283 0,019 0,009 0,029 0,018 0,310 0,500 CB-2B 170 0,026 0,019 0,062 0,041 0,306 0,463 Kết quả tính toán tỉ số trung bình TB 0,680 0,815 Kế quả tính toán độ lệch Độ lệch 0,178 0,271 Ngoài ra kết quả so sánh tính toán góc xoay dẻo cho các dầm nối theo thí nghiệm với tính toán theo mô hình đề xuất, theo tiêu chuẩn được trình bày ở Bảng B- 6 (Phụ lục B). Kết quả so sánh cho thấy công thức đề xuất dự đoán được độ cứng tương đương của dầm nối gần hơn với kết quả thí nghiệm (so sánh với kết quả thí 70 nghiệm, mức độ gần đúng là 0,815 so với 0,68 của Biskinis). Đối chiếu với nhiều kết quả thí nghiệm, tỉ số giữa độ cứng tương đương trên độ cứng ban đầu của 95 mẫu thí nghiệm được tổng hợp bởi Abdullah S.A. và Wallace J.W. (2020) [103], [104], có thể thấy mức độ phân bố độ cứng tương đương theo công thức xác định là phù hợp với tổng kết của Abdullah S.A. [103] (Hình 3- 9). Hình 3- 9. Tỉ số độ cứng theo tỉ số Ln/h (Abdullah S.A. và Wallace J.W., 2020 [103], [97]) 3.3.2.2. Công thức đề xuất xác định các thông số của mô hình dầm – giàn Mô hình dầm – giàn được tính toán bằng các công thức xác định như phân tích dưới đây sau khi đã có hai thành phần riêng lẻ: dầm và giàn. Sau đó sẽ được mô hình dầm – giàn cho dầm nối đặt cốt thép chéo. Các thông số tính toán cho mô hình được trình bày trên Hình 3- 10. Đường quan hệ V –  thu được là tổng hợp của mô hình dầm và sự làm việc của thanh giàn. Các giá trị của mô hình được xác định bởi các thông số (VMP, M) – điểm thay đổi đầu tiên, (Vmax, y) – điểm chảy dẻo, (Vmax, u) – điểm góc xoay bền, (Vsd, gh) – điểm giới hạn (ứng với trạng thái chịu lực cuối cùng). Tỉ số Ln/h CRCB (35 dầm - Động đất) DRCB (56 dầm - Động đất) LATBSDC&TBI Thí nghiệm của Abdullah 71 Hình 3- 10. Các thành phần mô hình dầm – giàn Công thức xác định các giá trị này cho các điểm xác định của mô hình được trình bày trong các công thức dưới đây. Tính toán góc xoay điểm gấp đầu tiên: 𝜃𝑀 = 𝑀𝑘𝑑𝑙𝑝 𝐸𝑐𝐼𝑒𝑝𝑟 (3. 9) Với Iepr là mô men quán tính tương đương được tính theo công thức (3.4) và lp là chiều dài đoạn chảy dẻo tính toán theo công thức (3.8) ; Mkd là khả năng chịu uốn của thanh dầm theo công thức (3.1). Góc xoay dẻo của mô hình được tính theo công thức: 𝜃𝑦 = 𝛾∆𝑠𝑑/(𝑠𝑖𝑛𝛼𝐿𝑛) (3. 10) Với:  là góc tạo bởi thanh dầm với thanh chéo (góc nghiêng của cốt thép chéo); sd là độ giãn/ nén của thanh giàn cốt thép chéo được tính theo biến dạng và chiều dài trong nhịp dầm nối của thanh thép chéo, được tính toán theo công thức: ∆𝑠𝑑= 𝜀𝑠𝑑𝑙𝑠𝑑 = 𝑓𝑦𝑑 𝐸𝑠 𝑙𝑠𝑑; 𝑙𝑠𝑑 = 𝑑 𝑠𝑖𝑛𝛼 (3. 11) Trong công thức (3.10):  - hệ số đề xuất, kể đến ảnh hưởng của tỉ số nhịp trên chiều cao của dầm nối, bằng 2 khi Ln/h <1,5, bằng 1,4 trong các trường hợp còn lại. 0 200 400 600 800 1000 1200 0 0.02 0.04 0.06 0.08 L ự c cắ t (k N ) Góc xoay (rad) M-theta P-theta MH D-G M y u gh M- P- Vmax Vsd VMP VKD 72 Giá trị lực cắt VMP là bằng tổng của hai thành phần lực cắt do các thanh chéo tại góc xoay M và lực cắt tương ứng với Mkd của thanh dầm được tính theo công thức: 𝑉𝑀𝑃 = 𝑉𝑠𝑑 𝜃𝑦 𝜃𝑀 + 2𝑀𝑘𝑑 𝐿𝑛 (3. 12) Góc xoay bền được tính theo công thức đề xuất của Biskinis và Fardis (2007) [102] như ở công thức (A- 21) của Phụ lục A. Góc xoay giới hạn được tính theo công thức của Ran Ding và cộng sự [101], [105] (điều chỉnh thêm hệ số 1,2 cho phù hợp với kết quả thực nghiệm): 𝜃𝑔ℎ = 1,2(0,0239 + 4,3209𝜌𝑣√ 𝐿𝑛 ℎ ) khi 𝜌𝑣√ 𝐿𝑛 ℎ ≤ 0,0125 (3. 13) 𝜃𝑔ℎ = 1,2𝑥0,0779 khi 𝜌𝑣√ 𝐿𝑛 ℎ > 0,0125 v là hàm lượng cốt thép đai trong dầm nối. Với các công thức tính toán xác định trên đây, mô hình dầm - giàn xác định không phải qua tra bảng và tính toán theo ASCE 41-13 [29] mà được tính hoàn toàn bằng các công thức đề xuất và các công thức đã được thực nghiệm kiểm chứng. Mô hình xác định được có ý nghĩa trong việc làm rõ sự làm việc của dầm nối đặt cốt thép chéo, mặc dù khả năng chịu cắt lớn nhất là do đóng góp của hai thành phần dầm và thanh giàn (cốt thép chéo) nhưng góc xoay dẻo lại được quyết định bởi biến dạng của thanh giàn. Thanh giàn có biến dạng lớn nên sau khi phần dầm bị phá hoại, thanh giàn vẫn giữ được khả năng chịu lực cho tổng thể dầm nối. Điểm uốn đầu tiên có sự đóng góp của dầm và thanh giàn, độ cứng dầm chỉ có ý nghĩa trong giai đoạn đầu, đến giai đoạn sau dầm suy giảm độ cứng quá lớn nên vai trò làm việc chính được quyết định bởi thanh giàn chéo. 3.3.2.3. Xác định khả năng chịu lực của dầm nối đặt cốt thép chéo theo lý thuyết trường nén cải tiến và lý thuyết trường nén cải tiến đơn giản Một trong các thông số quan trọng của mô hình là khả năng chịu lực của dầm nối. Điều này có thể xác định được qua thí nghiệm, hay qua theo lý thuyết trường nén 73 cải tiến (MCFT) thiết lập sẵn trên chương trình VecTor2. Tuy nhiên, cần có một phương pháp xác định đơn giản và nhanh chóng hơn qua các công thức tính toán. Vì vậy phương pháp tính toán theo lý thuyết trường nén cải tiến đơn giản (SMCFT) là cách thức tính toán thuận tiện khi chỉ cần tính toán qua công thức. Khả năng chịu cắt tính toán Vgh theo SMCFT [5], [43] được xác định theo ứng suất cắt v trong tiết diện được xác định theo công thức: Vgh = bd (3. 14) Trong đó  là ứng suất cắt được tính theo công thức (3. 15): 𝜐 = 𝛽√𝑓𝑐′ + 𝜌𝑧𝑓𝑠wcot𝜃 (3. 15) Với  và  là hai đại lượng quan trọng cần xác định, hai đại lượng này ràng buộc lẫn nhau, theo lý thuyết trường nén cải tiến (MCFT) phải lập các bảng tính sẵn khá phức tạp và khó để tính toán thủ công. Tuy nhiên, lý thuyết trường nén cải tiến đơn giản (SMCFT) xác định hai đại lượng này độc lập theo các biểu thức (3. 16) và (3. 17). 𝛽 = 0,4 1+1500𝜀𝑥 1300 1000+𝑆𝑥𝑒 (3. 16) 𝜃 = (290 + 7000𝜀𝑥) (0,88 + 𝑆𝑠𝑒 2500 ) ≤ 750 (3. 17) Trong (3.16) và (3.17), x là biến dạng trọng cốt thép dọc, Sxe khoảng cách giữa các vết nứt nghiêng quy đổi (thường là giả thiết để tính toán, có thể lấy bằng 150mm). Bề rộng vết nứt của dầm theo SMCFT được tính theo công thức [5], [43]: w=sθε1 (3. 18) Trong đó: khoảng cách giữa hai vết nứt chéo s được tính theo công thức: sθ = 1/ ( sin𝜃 𝑠𝑥 + cos𝜃 𝑠𝑧 ) (3. 19) Ứng suất kéo chính 1 trong bê tông được tính theo công thức: 74 ε1 = εx(1 + cot 2𝜃) + cot4𝜃 15000(1+√500𝜀1) (3. 20) Thông số ảnh hưởng đến tính toán vết nứt theo phương dọc sx được tính theo công thức: 𝑠𝑥 = 𝑆𝑥𝑒(𝑎𝑔+16) 35 (3. 21) Và theo phương ngang sz được tính bằng 1,5 lần sx, ag là kích thước cốt liệu lớn nhất. Biến dạng trong cốt thép dọc được tính theo công thức: 𝜀𝑥 = 𝜐cot𝜃− 𝛽√𝑓𝑐 ′ cot𝜃 𝐸𝑠𝜌𝑥 (3. 22) Ứng suất trong cốt thép dọc khi nứt được tính theo công thức (fsxrc ≤ fy): f sxrc = (𝜈+𝛽√𝑓𝑐 ′)cot𝜃 𝜌𝑥 (3. 23) Các thông số tính toán được cho như trên Hình 3- 11: Hình 3- 11. Các thông số trong mô hình SMCFT [112] Trong mô hình SMCFT [112], khi tính toán các giá trị biến dạng, khoảng cách vết nứt được giả định rồi tính lặp sao cho thỏa mãn điều kiện giả thiết của biến dạng ban đầu và ứng suất trong cốt thép dọc không vượt quá giới hạn chảy của nó. Tính toán theo SMCFT [112] là một quá trình tính lặp, kết quả cuối cùng của vết nứt có được sau khi đã xác định được giá trị biến dạng, ứng suất cắt (trung bình) trong bê tông, và góc nghiêng . Lý thuyết trường nén cải tiến đơn giản tính toán cấu kiện bê 75 tông cốt thép theo hàm lượng cốt thép dọc và cốt thép ngang (cốt thép đai) trong khi dầm nối được đặt cốt thép chéo. Sau đây trình bày đề xuất tính toán khả năng chịu cắt của dầm nối bằng cách chuyển cốt thép chéo thành hai hàm lượng cốt thép dọc và cốt thép ngang (cốt thép đai) bổ sung. Cốt thép dọc bổ sung được Ran Ding (2017) [105] quy đổi là một nửa hàm lượng cốt thép chéo (một phía) nhân với cos, tuy nhiên lượng bổ sung này không phù hợp để tính toán khả năng chịu cắt, kiến nghị hàm lượng cốt thép dọc và cốt thép ngang bổ sung như sau: 𝜌𝑥𝑎𝑑𝑑 = 𝜌𝑑𝑐𝑜𝑠𝛼/𝑘 (3. 24) Cốt thép ngang (thép đai) bổ sung: 𝜌𝑧𝑎𝑑𝑑 = 𝜌𝑑𝑠𝑖𝑛𝛼/𝑘 (3. 25)  là góc tạo bởi cốt thép chéo với trục dầm. Với k là hệ số phụ thuộc tỉ số nhịp/ chiều cao dầm nối, k = 0,75 nếu tỉ số Ln/h ≤ 1,5, bằng 1,5 nếu tỉ số 1,5 3. Tiến hành tính toán một số dầm nối đã được làm thí nghiệm để so sánh kết quả. Dầm nối P05 theo thí nghiệm của Galano (2000) [76]. Dầm nối CB10-1; CB20- 1; CB30-DB và CB40-DH theo thí nghiệm của Lim 2016 [82], [83]. Các thông số tính toán được trình bày trên Bảng 3- 2. Bảng 3- 2. Các thông số tính toán 05 trường hợp dầm nối đặt cốt thép chéo Dầm nối b x h (cm) Ln/h f'c fyd  x (%) z (%) CB10-1 25x50 1 34,5 486 26 1,85 1,76 P05 15x40 1,5 39,9 567 28 0,65 0,56 CB20-1 30x50 2 52,2 450 21,8 1,57 1,41 CB30-DB 30x50 3 52,2 475 8,8 1,85 1,76 CB40-DH 30x50 4 59 483 7,2 1,57 0,69 76 Bảng 3- 3 là kết quả tính toán theo SMCFT (lý thuyết đề xuất - LTĐX), theo mô hình giàn của Paulay (Vn) và kết quả thực nghiệm. Tính toán cụ thể cho các dầm nối được trình bày ở Bảng B- 8 (Phụ lục B). Bảng 3- 3. Kết quả tính toán, so sánh 05 trường hợp dầm nối (đơn vị kN) Dầm nối Vn LTĐX TN TN/Vn TN/LTĐX CB10-1 847 1278 1444 1,70 1,13 P05 167 235 239 1,43 1,02 CB20-1 882 1051 1073 1,22 1,02 CB30-DB 463 722 728 1,57 1,01 CB40-DH - 747 754 - 1,01 Tr. bình: 1,48 1,04 Độ lệch: 0,21 0,05 Hai cột cuối cùng trong Bảng 3- 3 là tỉ số giữa giá trị khả năng chịu cắt theo thí nghiệm chia cho giá trị tính toán theo hai mô hình. Kết quả tính toán so sánh cho thấy, theo SMCFT với các hàm lượng cốt thép quy đổi từ thép chéo sang thép dọc và ngang là phù hợp, giá trị tính được là khá tương đồng với kết quả thí nghiệm với mức độ sai số nhỏ (độ lệch 5%). 3.4. So sánh kết quả tính toán của mô hình dầm nối 3.4.1. So sánh mô hình với kết quả thí nghiệm Ở phần này tiến hành thiết lập các đường quan hệ lực – góc xoay cho các dầm nối theo mô hình dầm – giàn và so sánh chúng với các kết quả thí nghiệm tương ứng. 16 mẫu thí nghiệm dầm nối bao gồm: 02 mẫu thí nghiệm của Tassios và cộng sự (1996) [75], 06 mẫu thí nghiệm của Galano và Vignoli (2000) [76], 02 mẫu thí nghiệm của Naish và Wallace (2013) [38], [39], 06 mẫu thí nghiệm của Lim và cộng sự (2016). Ngoài ra thực hiện thêm so sánh kiểm chứng cho 01 vách kép và 01 lõi nửa kín (mẫu TC3). Các thí nghiệm cho dầm nối, vách kép và lõi nửa kín được tổng hợp ở Bảng 3- 4. 77 Bảng 3- 4. Thống kê các thí nghiệm so sánh kiểm chứng mô hình STT Tác giả Năm TN Số lượng TN 1 Tassios [75] 1996 2 2 Galano & Vignoli [76] 2000 7 3 Naish và Wallace [38], [39] 2013 2 4 Lim và cộng sự [82], [83] 2016 6 5 Santhakumar (vách kép) [54] 1974 1 6 Xiu-li (Lõi NK – mẫu TC3) [56] 2008 1 Tổng 19 Thí nghiệm của Tassios và cộng sự (1996) Tassios và cộng sự [75] đã nghiên cứu ảnh hưởng của các cách bố trí cốt thép khác nhau đến ứng của các dầm nối ngắn và trung bình với hai mẫu được cấu tạo cốt thép theo đường chéo được thử nghiệm (CB-2A và CB-2B) có cấu tạo như trên Hình 3- 12 và Bảng B- 1. Hình 3- 12. Các mẫu thí nghiệm của Tassios và cộng sự (1996) [75] Các kết quả tính toán mô hình dầm nối được trình bày ở Bảng B- 3 (Phụ lục B). Hình 3- 13 cho thấy kết quả của hai mẫu thử (CB-2A và CB-2B). Kết quả so sánh cho thấy mô hình dầm – giàn tương đối sát với kết quả thực nghiệm trong khi mô 78 hình dầm thông thường theo ASCE 41-13 [29] khác xa với mô hình dầm – giàn và kết quả thí nghiệm. Vì vậy ở các so sánh ở sau, không đưa mô hình dầm theo ASCE 41-13 vào để so sánh nữa. Các so sánh được thực hiện với mô hình dầm – giàn và kết quả thí nghiệm. (a)Mô hình cho dầm nối CB-2A (b) Mô hình cho dầm nối CB-2B Hình 3- 13. So sánh mô hình dầm – giàn với thí nghiệm Tassios Thí nghiệm của Galano và Vignoli (2000) Galano và Vignoli [76] đã thí nghiệm 15 dầm nối ngắn với bốn cách bố trí cốt thép khác nhau dưới tải trọng cắt đơn điệu và tuần hoàn (Hình 3- 14). Hình 3- 14. Cấu tạo cốt thép của Dầm nối theo Galano và Vignoli (2000) [76] Tất cả các mẫu dầm đều được đặc trưng bởi tỷ số nhịp cắt trên chiều cao dầm là 0,75 (tỉ số nhịp trên chiều cao dầm là 1,5). Các cấu tạo cốt thép bao gồm: cấu tạo theo cách thông thường (a); cấu tạo cốt thép theo đường chéo không có cốt đai bó 0 50 100 150 200 0 0.02 0.04 0.06 L ự c cắ t (k N ) Góc xoay (rad) MH D-G ASCE 41 Test 0 50 100 150 200 250 300 0 0.02 0.04 0.06 L ự c cắ t (k N ) Góc xoay (rad) MH D-G Test ASCE 41 Đai 56 Đai 56 Chiều dày S = 150mm Chiều dày S = 150mm Kiểu P10 (b2) Kiểu P05 (b1) Đai 56 Đai 56 hí nghiệm hí nghiệm 79 thép chéo (b1). Cường độ nén bê tông của các mẫu thử thay đổi từ 40 đến 54 MPa. Bảng B- 2 (Phụ lục B) liệt kê vật liệu và đặc tính hình học của bảy mẫu dầm nối được thí nghiệm. Các kết quả tính toán mô hình dầm nối được trình bày ở Bảng B- 3 (Phụ lục B). Hình 3- 15 hiển thị kết quả của các mẫu thử nghiệm bởi Galano và Vignoli [4], [76]. (a) Mô hình cho dầm nối P05 (Galano) (b) Mô hình cho dầm nối P07 (Galano) (c) Mô hình các dầm nối P08, 10, 11, 12 Hình 3- 15. So sánh mô hình dầm-giàn với kết quả thí nghiệm của Galano 0 50 100 150 200 250 300 0 0.02 0.04 0.06 0.08 L ự c cắ t (k N ) Góc xoay (rad) MH D-G Test 0 50 100 150 200 250 300 0 0.02 0.04 0.06 0.08 L ự c cắ t (k N ) Góc xoay (rad) MH D-G Test 0 50 100 150 200 250 300 0 0.02 0.04 0.06 0.08 L ự c cắ t (k N ) Góc xoay (rad) MH D-G Thí nghiệm hí nghiệm hí nghiệm 80 Thí nghiệm của Naish và Wallace (2013) Hệ thống thí nghiệm được thiết kế như trên Hình B- 2 với tải trọng theo sơ đồ trên Hình B- 3. Naish và Wallace [38], [39] làm thí nghiệm cho 8 mẫu bao gồm các mẫu cấu tạo có thép chéo, các mẫu có tấm sàn phía trên và các mẫu có tấm sàn phía trên được ứng lực trước. Ở nghiên cứu này chỉ trình bày hai mẫu có cấu tạo cốt thép chéo, không có tấm sàn ở trên. Hai mẫu thí nghiệm được Naish và Wallace [38], [39] thí nghiệm đưa ra so sánh mô hình là mẫu dầm CB24D (Ln/h = 2,4) và CB33F (CB33D) (Ln/h = 3,3) như trên Hình B- 4 và Hình B- 6. Các mẫu có cường độ chịu nén của bê tông f’c = 47,5 Mpa, cốt thép có fy = 490 Mpa. Dầm CB24D có góc tạo bởi cốt thép chéo với trục dầm  = 15,7o và góc 12,3 o là cho dầm CB33F. Khả năng chịu lực của dầm nối gần với dự đoán theo mô hình giàn của Paulay do các mẫu chủ yếu bố trí cốt thép chéo. Các mẫu dầm thường phá hoại ở mức góc xoay bằng 10% (tương ứng bằng 0,1 rad) như trên Hình B- 5 (không có ảnh chụp cho mẫu CB33F/D). Kết quả tính toán mô hình dầm – giàn cho các dầm nối được trình bày trên Bảng B- 4 (Phụ lục B), Hình 3- 16 và Hình 3- 17. Hình 3- 16. So sánh mô hình dầm – giàn với thí nghiệm dầm CB24D (Naish) 0 200 400 600 800 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 L ự c cắ t (k N ) Góc xoay (rad) MH D-G Thí nghiệm 81 Hình 3- 17. So sánh mô hình dầm – giàn với thí nghiệm dầm CB33F (Naish) Đối với các dầm nối cấu tạo cốt thép chéo như của Naish và Wallace [38], [39], khả năng chịu lực chủ yếu do cốt thép chéo chịu và do vậy, mô hình trở thành mô hình ba đoạn thẳng, đóng góp của cốt thép dọc là không có. Các giá trị góc xoay tính toán của mô hình khớp với kết quả thực nghiệm. Thí nghiệm của Lim (2016) Lim (2016) [82], [83] nghiên cứu thực nghiệm cho các tổ hợp mẫu dầm nối đặt cốt thé