Luận án Nghiên cứu bê tông chất lượng cao sử dụng muội silic và nano silic cho kết cấu công trình cầu trong môi trường xâm thực

đun đàn hồi nén tĩnh, MPa S2: Là ứng suất khi đạt 40% cường độ của bê tông S1: Là ứng suất ứng với biến dạng 1 2: Là biến dạng tương đối ứng với ứng suất S2 Bảng 2-31. Mô đun đàn hồi của bê tông 28 ngày tuổi MÔ ĐUN ĐÀN HỒI CỦA BTXM (ASTM C469) STT Giá trị ban đầu Giá trị tại 40% ứng suất Kết quả Biến dạng tương đối 1 Tải trọng phá hủy P1 Ứng suất nén mẫu S1 Biến dạng tương đối 2 Tải trọng phá hủy P2 Ứng suất nén mẫu S2 Mô đun đàn hồi từng mẫu Ei Mô đun đàn hồi trung bình Etb - kN Mpa - kN Mpa Mpa Mpa C70-0NS 1 0,00005 36,80 2,08 0,00075 590,20 33,40 44737 44878 62 MÔ ĐUN ĐÀN HỒI CỦA BTXM (ASTM C469) STT Giá trị ban đầu Giá trị tại 40% ứng suất Kết quả Biến dạng tương đối 1 Tải trọng phá hủy P1 Ứng suất nén mẫu S1 Biến dạng tương đối 2 Tải trọng phá hủy P2 Ứng suất nén mẫu S2 Mô đun đàn hồi từng mẫu Ei Mô đun đàn hồi trung bình Etb - kN Mpa - kN Mpa Mpa Mpa 2 0,00005 35,60 2,01 0,00076 586,40 33,18 43900 3 0,00005 36,10 2,04 0,00075 593,10 33,56 45028 4 0,00005 37,30 2,11 0,00075 595,60 33,70 45133 5 0,00005 36,20 2,05 0,00074 587,30 33,23 45197 6 0,00005 37,40 2,12 0,00074 589,40 33,35 45271 C70-2NS 1 0,00005 38,00 2,15 0,00073 654,00 37,01 51262 50946 2 0,00005 40,00 2,26 0,00074 662,00 37,46 51012 3 0,00005 41,00 2,32 0,00073 645,00 36,50 50264 4 0,00005 37,60 2,13 0,00075 666,00 37,69 50800 5 0,00005 37,00 2,09 0,00071 650,00 36,78 52559 6 0,00005 38,00 2,15 0,00074 645,00 36,50 49781 Nhận xét: Tiến hành thí nghiệm kiểm tra cấp phối bê tông tối ưu theo quy hoạch thực nghiệm C70-2NS và cấp phối bê tông đối chứng không NS C70-0NS. Kết quả thí nghiệm cho thấy hiệu quả khá rõ của NS trong cấp phối bê tông chất lượng cao. NS làm cho cường độ theo tuổi sớm, cường độ nén 28 ngày tuổi, cường độ chịu kéo khi uốn, mô đun đàn hồi đều tăng cao so với cấp phối đối chứng. 2.7. Kết luận chương 2 Trong chương 2 đã tiến hành lựa chọn chủng loại vật liệu, thành phần cấp phối để tiến hành nghiên cứu cấp phối bê tông chất lượng cao sử dụng muội silic-nano silic. Thiết kế theo quy hoạch thực nghiệm 9 cấp phối bê tông: với 2 hàm mục tiêu cường độ nén và độ thấm ion Clo phụ thuộc vào 2 biến tỷ lệ N/CKD và hàm lượng NS. Kết quả quy hoạch thực nghiệm đã thu được 2 phương trình quan hệ như sau: Cường độ chịu nén: ( ) ( ) 2 c28 N f 94,50 110,7 26,67 NS 6,667 NS CKD   = −  +  −     (2-12) 63 Phương trình cường độ chịu nén bê tông phụ thuộc vào biến X1(N/CKD) là tuyến tính, cường độ bê tông tăng khi tỷ lệ N/CKD giảm. Cường độ bê tông cao nhất khi tỷ lệ N/CKD=0,26 (trong khoảng khảo sát N 0,26 0,34 CKD        ). Điều này phù hợp với Qui trình ACI211,4R cho bê tông có cường độ nén trong khoảng 70MPa đến 100MPa. Cường độ chịu nén của bê tông phụ thuộc bậc 2 vào biến X2(NS). Đạo hàm bậc nhất của hàm cường độ chịu nén bằng với biến X2 xác định được giá trị cực trị tại X2=NS=2% (trong khoảng khảo sát ( )1,2% NS 2,8%  ). Kết quả này cũng khá phù hợp với nhiều nghiên cứu trước đây theo thống kê Bảng 1-3 và nghiên cứu của Abhilash [16]. Độ thấm ion Clo: 2 N y 178,25 1406,25 34,688 NS CKD   = − +  −     (2-13) Độ thấm ion Clo phụ thuộc tuyến tính cả 2 biến X1 và X2, Với tỷ lệ X1(N/CKD) càng tăng độ thấm ion Clo càng tăng và ngược lại độ thấm ion Clo sẽ giảm nếu tỷ lệ NS tăng trong khoảng khảo sát ( ) N 0,26 0,34; 1,2% NS 2,8% CKD             . Với kết quả nghiên cứu trên có thể thấy giá trị cường độ lớn nhất ứng với hàm lượng nano silic là 2%. Khi sử dụng hàm lượng nano silic vượt quá 2% làm giảm cường độ nén so với giá trị cường độ nén với nano silic 2%. Kết quả trên phù hợp với các nghiên cứu của nhiều nhà khoa học khác khi kết luận rằng hàm lượng nano silic tốt nhất biến động quanh giá trị 1-3% theo nghiên cứu [16] đã đưa ra kết luận liều lượng nano silic 2 đến 3% cải thiện được tính chất cơ học và độ bền nhưng cường độ có thể giảm nếu liều lượng nano silic vượt quá 3%. Điều này có thể giải thích rằng vai trò của nano silic là chèn vào các lỗ rỗng vi mô, vì thế hàm lượng của nó chỉ xấp xỉ so với tổng lỗ rỗng vi mô là phù hợp. Nếu hàm lượng nano silic vượt quá giới hạn thì nó sẽ chèn vào các lỗ rỗng lớn hơn, ngoài ra vì tỷ diện tích bề mặt nhỏ và kích thước hạt rất bé nên khó phân tán đều trong bê tông làm các hạt nano silic kết tụ dẫn đến tăng độ xốp, xuất hiện vết nứt vi mô làm giảm cường độ bê tông [16]. Hàm lượng nano càng lớn thì yêu cầu công suất trộn và thời gian trộn phải càng lớn. Trong khi đó quy trình trộn với các loại bê tông này thường giống nhau nên có thể không phân tán đều hết nano vào trong bê tông. Sự phân tán không đều của nano silic trong bê tông dẫn tới khác biệt về cấu trúc của bê tông, làm giảm hiệu quả tổng thể của vật liệu. Như phân tích trên đây để nghiên cứu luận án lựa chọn cấp phối tối ưu theo quy hoạch với tỷ lệ ( ) N 0,26; NS 2,0% CKD    = =      . Từ cấp phối tối ưu theo quy hoạch và cấp phối đối chứng không có nano silic, luận án đã xác định được ảnh hưởng của NS đến các tính chất cường độ bê tông tăng nhanh tại 3 và 7 ngày và sau đó chậm lại tại 14 ngày. Theo nghiên cứu của Abhilash và cộng sự [16] Hoạt tính pozzolanic của nano silic cao hơn đáng kể so với muội silic do đó bê tông sử dụng nano 64 silic có cường độ chịu nén tăng cao ở mọi tuổi, và nano silic cũng cải thiện độ bền chịu kéo và các tính chất khác của bê tông. Tỷ lệ cường độ R3/R28 của các mẫu thí nghiệm đối chứng là 0,71, mẫu cấp phối có 2%NS là 0,74, Tỷ lệ cường độ R7/R28 của các mẫu thí nghiệm đối chứng là 0,76, mẫu cấp phối có 2%NS là 0,82 Bảng 2-29. Nano silic đã làm tăng cường độ R3 và tăng cao tại R7 so với mẫu đối chứng. So sánh tỷ số cường độ bê tông theo ngày với ACI209R [24] R3/R28 = 0,46 và R7/R28=0,7, Tại R7 thì cường độ mẫu có 2%NS hiệu quả lớn hơn nhiều so với mẫu không có NS. Cường độ tuổi bê tông 14 ngày, tỷ lệ cường độ R14/R28 chỉ có mẫu sử dụng NS là 0,92 tiếp tục tăng cao hơn so với tỷ số ACI209R đưa ra 0,86 còn mẫu đối chứng tỷ lệ này không tăng nữa. Với cường độ bê tông tuổi R21/R28 tỷ lệ phát triển cường độ của bê tông nghiên cứu gần như tương đương tỷ lệ của tiêu chuẩn ACI209 đưa ra lần lượt là 0,96, Trong đó, cường độ bê tông 21, 28 ngày của bê tông sử dụng 2%NS có cường độ cao hơn bê tông đối chứng khoảng 10% và 9%. Khi tiến hành thí nghiệm cường độ chịu kéo khi uốn và mô đun đàn hồi cho cấp phối bê tông nghiên cứu sử dụng 2%NS và không dùng NS ta đều thấy hiệu quả của NS đều làm tăng cường độ chịu kéo khi uốn và mô đun đàn hồi tuổi 28 ngày Bảng 2-30, Bảng 2-31. Ta thấy việc sử dụng kết hợp giữa nano silic và muội silic cấp phối nghiên cứu có hiệu quả rõ rệt làm tăng cường độ tuổi sớm cho bê tông nhất là 3 và 7 ngày tuổi trong đó 3 ngày tuổi đạt trên 70% cường độ 28 ngày, còn làm tăng cường độ chịu kéo khi uốn đạt đến 8,95MPa, mô đun đàn hồi 50946MPa. Tóm lại, có thể thấy rằng bê tông này có tính chất cơ lý phù hợp để nghiên cứu ứng dụng cho kết cấu yêu cầu chất lượng cao trong quá trình phát triển xây dựng hiện nay, ngoài ra nó còn hiệu quả trong việc đẩy nhanh tiến độ thi công công trình sẽ giảm giá thành xây dựng. 65 NGHIÊN CỨU KẾT CẤU DẦM CHỊU UỐN SỬ DỤNG BÊ TÔNG CHẤT LƯỢNG CAO MUỘI SILIC-NANO SILIC Chương 2 đã thu được cấp phối bê tông chất lượng cao sử dụng muội silic và nano silic có cấp phối tối ưu trong phạm vi cường độ 70Mpa đến 100Mpa bằng phương pháp quy hoạch thực nghiệm đã đạt được tỷ lệ ( ) N 0,26; NS 2,0% CKD   = =    . Bằng các phương pháp đã xác định cường độ nén fc28=93MPa, cường độ chịu kéo khi uốn fr28=8,95Mpa, mô đun đàn hồi Ec=50946MPa. Như trên ta thấy đối với bê tông nghiên cứu này có cường độ chịu kéo khi uốn khá cao, nhưng hiện nay tính toán khả năng chịu uốn của dầm bê tông cốt thép truyền thống, bê tông chất lượng cao (HPC) sử dụng tiêu chuẩn ACI318,14 đã bỏ qua khả năng chịu kéo khi uốn của bê tông. Do đó, nghiên cứu này sẽ xem xét khả năng chịu kéo của bê tông khi đánh giá sức kháng uốn của dầm dựa trên kết quả nghiên cứu thực nghiệm và phân tích lý thuyết. Bên cạnh đó xác định quan hệ giữa mô men và góc xoay  của mặt cắt kết cấu có thể dự đoán, đánh giá sức kháng và biến dạng kết cấu sử dụng bê tông chất lượng cao này. 3.1. Cơ sở nghiên cứu khả năng chịu uốn của dầm bê tông cốt thép với bê tông cường độ cao 3.1.1. Phương pháp nghiên cứu Phương pháp nghiên cứu kết hợp lý thuyết và thực nghiệm, từ lý thuyết của tiêu chuẩn ACI318 tính toán mô men tới hạn và so sánh với các tiêu chuẩn bê tông CEB-FIP, CSA, NZS từ đó xem xét phương pháp tính riêng phù hợp cho bê tông chất lượng cao sử dụng nano silic. Trên cơ sở hiệu chỉnh đó xây dựng đường cong mô men và biến dạng của dầm theo lý thuyết và thực nghiệm để dự báo giá trị mô men tới hạn và biến dạng kết cấu trong quá trình thiết kế sau này. 3.1.2. Cơ sở xác định mô men tới hạn theo tiêu chuẩn ACI318-14 cho cấu kiện chịu uốn cốt thép đơn tiết diện chữ nhật Để xây dựng lý thuyết nghiên cứu cho bê tông chất lượng cao trên cơ sở lý thuyết cơ bản về cấu kiện chịu uốn của bê tông thông thường của tiêu chuẩn ACI318 như sau: Hình 3-1. Biểu đồ ứng suất ở trạng thái giới hạn cường độ a =  1 c c= c b h ds fct=0,85f'c TTH s=y A sb f y 66 Bê tông vùng kéo: Đối với ACI 318 bỏ qua không tính đến độ bền chịu kéo của bê tông trong các phép tính độ bền của mặt cắt BTCT (xem Mục 10.2.5 của ACI) Độ bền chịu kéo của bê tông xấp xỉ bằng 1/10 độ bền chịu nén và lực kéo trong bê tông trong vùng chịu kéo là nhỏ so với lực kéo trong cốt thép. Do đó, mức độ ảnh hưởng của ứng suất kéo trong bê tông đến khả năng chịu uốn của dầm là nhỏ và có thể bỏ qua. Giả định này được đưa ra chủ yếu nhằm làm đơn giản hoá phép tính toán về uốn. Tuy nhiên, trong một số trường hợp, đặc biệt là tính toán tải trọng khai thác, kiểm tra độ võng, kiểm toán liên kết và đánh giá sức kháng cắt đối với kết cấu bê tông cốt thép dự ứng lực thì khả năng chịu kéo của bê tông vẫn phải được xét đến. Bê tông vùng nén: Giả định rằng bê tông sẽ bị phá hoại tại thớ biên ngoài cùng khi biến dạng do nén đạt tới giá trị giới hạn. Một số biểu đồ bê tông quy đổi vùng nén tiêu biểu như Hình 3-2 và Hình 3-3. Tuy nhiên các biểu đồ sử dụng trong các phép tính đều có thể chấp nhận được, miễn là chúng phù hợp tốt với kết quả thực nghiệm. Như minh họa ở Hình 3-2, dạng của khối ứng suất trong dầm tương ứng với mômen tới hạn có thể được biểu diễn về mặt toán học theo ba hằng số. k1 - tỉ lệ của ứng suất nén trung bình với ứng suất cực đại (giá trị này tương đương với tỉ lệ của diện tích có màu sẫm trong Hình 3-2 với diện tích của hình chữ nhật) k2 - tỉ lệ của khoảng cách giữa thớ biên chịu nén và Tổng lực nén C với chiều cao của trục trung hòa c. k3 - tỉ lệ của ứng suất cực đại ' cf trong vùng chịu nén của dầm với độ bền lăng trụ Hình 3-2. Mô tả toán học của khối ứng suất nén C = k 1 k 3 f'cbcc k 2 c f"c=k3f'c 67 ` Hình 3-3. Giá trị k1 và k2, đối với các phân bố ứng suất khác nhau Như vậy: Đối với vùng chịu nén hình chữ nhật có bề rộng b và chiều cao tới trục trung hoà c thì Tổng lực nén là: ' 1 3 cC k k f bc= Các giá trị k1 và k2 đã cho trong Hình 3-3 sẽ dùng trong các biểu đồ biến dạng ứng suất nén giả định khác nhau hoặc “các khối ứng suất”. Khối ứng suất chữ nhật tương đương quy đổi của bê tông vùng nén theo ACI. Hình 3-4. Khối ứng suất chữ nhật tương đương Để đơn giản hơn, Mục 10.2.7 của ACI cho phép sử dụng sự phân bố ứng suất trong bê tông hình chữ nhật tương đương đã thể hiện ở Hình 3-4 cho các tính toán độ bền tới hạn. Sự phân bố dạng chữ nhật được định rõ như sau: Giả định ứng suất nén đều '1 cα f được phân bố khắp vùng chịu nén tương đương bao quanh bởi các cạnh của mặt cắt ngang và một đường thẳng đặt song song với trục trung hòa tại khoảng cách 1a=β c từ thớ biến dạng do nén cực đại, trong đó 1α =0,85 . Khoảng cách c từ thớ biến dạng cực đại tới trục trung hoà được đo vuông góc với trục đó. Hệ số 1β sẽ được xác định theo cường độ bê tông ' cf . k 1 = 0,5 k 2 = 0,333 k 1 = 0,67 k 2 = 0,375 T k 2 c C k 1 = k 1 = 0,85 k 2 = 0,425 c k 3 f'c k 2 c=( 1 /2)c C = 0,85f'c1cb 0,85f'c c a= 1 c 68 Phương pháp tính toán mô men tới hạn theo ACI318: Xác định hàm lượng cốt thép cân bằng Asb cho bài toán cốt đơn: Hàm lượng lượng cốt thép cân bằng được thiết lập trên cơ sở nhằm kiểm soát các trường hợp phá hoại của cấu kiện bê tông cốt thép. Trong đó biến dạng trong cốt thép yε xảy ra đồng thời khi biến dạng trong bê tông vùng nén đạt: cε =0,003 . Hệ số quy đổi 1β được xác định như sau: ( ) ' c ' 1 c ' ' c c 0,85 f 28Mpa 0,65 f 56Mpa 0,05 0,85 f 28 28 f 56Mpa 7         =      − −      (3-1) Tìm Mô men tới hạn Mn Phương tình cân bằng lực: ( )s y cX 0 A f 0,85 f’ a.b   =  = s y ' c 1 A f a a c 0,85 f b =  =   (3-2) Xét các trường hợp phá hoại dẻo của tiết diện khi tới hạn: ' n c s a M =0,85 f ab d - 2         (3-3) Như trên ta đã trình bày lý thuyết tính toán và công thức xác định mô men tới hạn Mn cho tiết diện bê tông cốt thép cốt thép đơn theo tiêu chuẩn ACI318. Lý thuyết này quy đổi diện tích bê tông vùng nén là thành “Khối bê tông hình chữ nhật” và bê tông vùng kéo bỏ qua. Mô men khác uốn Mn được xác định bằng công thức (3-3). 3.1.3. Xây dựng quan hệ giữa mô men và góc xoay trong dầm chịu uốn Để xây dựng mối quan hệ giữa Mô men và góc xoay trên cơ sở lý thuyết của tiêu chuẩn ACI318 và phân tích mặt cắt cấu kiện chịu uốn (Park và Paulay [92]). Mục đích của việc phân tích quan hệ giữa Mô men và độ cong tiết diện hay còn gọi là góc xoay (φ =ε/c) là phương pháp sử dụng quan hệ ứng suất- biến dạng phi tuyến của vật liệu để xác định khá chính xác ứng xử giữa tải trọng và biến dạng của một mặt cắt bê tông nào đó. Với tải trọng cho trước, thì tồn tại 1 biến dạng của thớ chịu nén ngoài cùng và góc xoay φ, tại đó ứng suất phân bố phi tuyến cân bằng với tải trọng. Từ sự phân bố ứng suất của mặt cắt có thể xác định mô men uốn với góc xoay tương ứng này. Biến dạng nén và góc xoay mặt cắt có thể được tính toán lặp cho đến khi tạo thành miền giá trị M – φ như sau. Hình 3-5 mô tả phần tử chịu uốn có bán kính cong R và chiều cao trục trung hoà kds, biến dạng cực hạn bê tông và biến dạng kéo của thép sẽ thay đổi theo chiều dọc cấu kiện vì 69 xuất hiện các vết nứt trong bê tông vùng chịu kéo. Do đó chỉ xem xét 1 phần tử có chiều dài dx. Hình 3-5. Biến dạng của phần tử chịu uốn Ta có góc xoay của phần tử: ( ) ( ) c c c c s s s s dx dxdx 1 R kd d 1 k R kd d 1 k     = =  = = − − (3-4) Với 1/R là góc xoay phần tử (Góc xoay / 1 đơn vị chiều dài cấu kiện) và kí hiệu là : ( ) c c c s s s skd d 1 k d    +    = = = − (3-5) Góc xoay thực tế sẽ thay đổi dọc theo chiều dài của cấu kiện do sự dao động của chiều cao trục trung hòa và biến dạng giữa các vết nứt. Nếu chiều dài phần tử đủ nhỏ và nằm trên vết nứt, độ cong được cho bởi (3-5), với c và s là biến dạng bê tông và thép chịu kéo tại mặt cắt nứt. Khi mô men tiếp tục tăng, vết nứt bê tông làm giảm độ cứng kháng uốn, độ cứng giảm lớn hơn đối với cấu kiện ít cốt thép chịu kéo. Tính chất của mặt cắt sau khi nứt phụ thuộc chủ yếu vào hàm lượng thép. Tiết diện có hàm lượng cốt thép chịu kéo thấp đường cong M- là tuyến tính cho đến khi thép đạt giá trị giới hạn chảy fy. Khi thép đạt giá trị fy, góc xoay sẽ gia tăng nhanh trong khi đó mô men uốn gần như không đổi, mô men này tăng từ từ đến cực đại do cánh tay đòn nội lực, và sau đó giảm xuống. M P Truïc trung hoaø Veát nöùt Theùp R ds c kds s  M P Truïc trung hoaø 70 Mặt khác, tiết diện có hàm lượng cốt thép chịu kéo cao đường cong M- là phi tuyến khi quan hệ ứng suất-biến dạng của bê tông làm việc không còn đàn hồi, và có thể phá hoại giòn trừ khi bê tông vùng nén được gia cố thép. Để đảm bảo tính dẻo của kết cấu, nghiên cứu sử dụng hàm lượng thép nhỏ hơn giá trị cốt thép thiết kế cân bằng. Mối quan hệ M- đối với một dầm thực tế cốt thép đơn được lý tưởng hóa thành ba giai đoạn được trình bày trong Hình 3-6. Giai đoạn đầu tiên là giai đoạn đàn hồi trước khi nứt, giai đoạn thứ hai thép đạt đến giới hạn chảy, và giai đoạn thứ ba đến giá trị cực hạn trong tiết diện bê tông. Hình 3-6. Quan hệ giữa mô men và góc xoay trong dầm chịu uốn cốt thép đơn Như trên đã trình bày mục tiêu và cách xác định giá trị Mô men và góc xoay của mặt cắt bê tông, tiến hành xem xét 1 cấu kiện chịu uốn có cốt thép đơn với tiết diện (b.h) với diện tích thép bố trí là As như Hình 3-6. Công thức xác định đường quan hệ M - như sau: Giai đoạn đàn hồi trước khi xuất hiện vết nứt Hình 3-7. Tiết diện trước khi xuất hiện vết nứt (Mcr) Diện tích tiết diện: sA b h (n 1) A=  + −  (3-6) Trong đó: Tỷ lệ mô đun đàn hồi thép/bê tông: s c E n E = As ds b h a 0  cr.b Mu M y  u  y M  Mcr cr.a (n-1)As ds b h a 0 y t 71 Mô men tĩnh trục x-x: x s 0 h S (b h) (n 1) A a 2 =  + −   (3-7) Chiều cao vùng kéo: x b S y A = Chiều cao vùng nén: t by h y= − Mô men quán tính của tiết diện: 3 3 2t b s s t b y b y I (n 1) A (d y ) 3 3   = + + −   − (3-8) Mô men khi xuất hiện vết nứt thớ dưới dầm: r cr b f I M y  = (3-9) Góc xoay khi thớ dưới chưa xuất hiện vết nứt: r c cr.a b f / E y  = (3-10) Ngay sau khi vết nứt xuất hiện Hình 3-8. Tiết diện làm việc sau khi xuất hiện vết nứt (Mcr) Chiều cao trục trung hoà: ( )ss s s kd b kd n A d kd 2   =  − (3-11) Mô men quán tính tiết diện nứt: ( ) ( ) ( ) 3 2 2s s cr s s s b kd kd I b kd nA d kd 12 2    = +  + −    (3-12) nAs ds b h a 0 kds (ds-kds) 72 Góc xoay khi tiết diện vừa xuất hiện vết nứt: cr cr.b c cr M E I  =  (3-13) Sau khi xuất hiện vết nứt đến giới hạn chảy của thép Hình 3-9. Tiết diện dầm khi thép đạt tới giới hạn chảy Xác định chiều cao trục trung hoà: skd Trong đó: ( ) 1/2 2 2k n 2 n n=   +  −  (3-14) Biến dạng thép chịu kéo: y y s f E  = Ứng suất trong bê tông: c c cf E=  Lực nén trên bê tông: c c s 1 C f b kd 2 =   (3-15) Vị trí hợp lực nén Cc: s kd a 3   =     Ta có: sjd d a= − Mô men chảy: y s yM A f jd=   (3-16) Góc xoay thời điểm thép chảy: y s y s s f / E d kd  = − (3-17) nAs ds b h a 0 kds (ds-kds)  y c y 73 Giai đoạn tới hạn Hình 3-10. Tiết diện làm việc tới hạn Chiều cao vùng nén quy đổi: s y c A f a 0,85 f ' b  =  (3-18) Mô men tới hạn: u c s a M 0,85 f ' ab d 2   =   −    (3-19) Góc xoay tới hạn: c c 1 u c a     = = (3-20) Như trên đã trình bày lý thuyết 1 cấu kiện bê tông chịu uốn sẽ trải qua 3 giai đoạn làm việc cơ bản: 1) Giai đoạn đầu: Vật liệu đàn hồi chưa có vết nứt lúc này bê tông vùng kéo làn việc cùng với kết cấu và sau đó vết nứt hình thành. 2) Giai đoạn 2: Từ lúc bê tông có vết nứt đến lúc cốt thép chảy dẻo, giai đoạn này lý thuyết tính toán không xem xét khả năng chịu kéo của bê tông. 3) Giai đoạn 3: Từ lúc cốt thép chảy dẻo cho đến tới hạn của kết cấu, và gia đoạn này cũng không xét đến khả năng tham gia chịu kéo của bê tông. Để đánh giá về sức kháng uốn của dầm sử dụng vật liệu bê tông nano, đề tài sẽ tiến hành thực hiện các thí nghiệm trên các mẫu dầm từ đó sẽ có những hiệu chỉnh phù hợp khi xác định sức kháng uốn theo tiêu chuẩn ACI318 cho bê tông cốt thép thông thường. 3.2. Thí nghiệm dầm và thu thập số liệu 3.2.1. Chuẩn bị mẫu dầm thí nghiệm Cấp phối bê tông cường độ theo cấp phối tối ưu với tỷ lệ N/CKC là 0,26 và hàm lượng nano silic 2%. Cấp phối 6 có các số liệu sau: Bê tông cấp 70Mpa; xi măng Bút Sơn PCB40; cốt liệu lớn: đá dăm Kim Bảng-Hà Nam; cốt liệu nhỏ: cát Sông Lô-Phú Thọ; độ sụt gốc 5cm; muội silic 8%; tỷ lệ N/X=0,26; Nano silic 2,0%. Theo thiết kế cấp phối ta có thành phần vật liệu cho cấp phối 6 theo Bảng 3-1 nAs ds b h a 0 kds (ds-kds) u cu y 74 Bảng 3-1. Thành phần vật liệu cấp phối 6 Kí hiệu BT N/CKD Đ (kg) C (kg) N (lit) X (kg) SF (kg) NS (kg) PGSD (lít) C026-20NS 0,26 1060 590 160,4 555,26 49,4 12,34 7,4 3.2.2. Sản xuất mẫu dầm thí nghiệm Đề tài tham khảo tài liệu của J.Sridhar[62]; Sang-Woo Kim [100]; Saad I [97], để lựa chọn kết cấu dầm chịu nén 4 điểm như Hình 3-11 : Sản xuất 9 mẫu dầm có tiết diện hình với kích thước như sau: chiều cao 150mm, bề rộng 150mm và chiều dài 1,200mm bao gồm 3 tổ hợp mẫu: Tổ hợp 1: gồm 3 dầm, sử dụng 2 thanh cốt thép thường D12mm bố trí ở vùng chịu kéo (tỉ lệ cốt thép thường sử dụng là 0,48%), ký hiệu lần lượt là 2D12 - 1; 2D12 - 2 và 2D12 - 3, Tổ hợp 2: gồm 3 dầm, sử dụng 2 thanh cốt thép thường D14mm bố trí ở vùng chịu kéo (tỉ lệ cốt thép thường sử dụng là 0,65%), ký hiệu lần lượt là 2D14 - 1; 2D14 - 2 và 2D14 - 3, Tổ hợp 3: gồm 3 dầm, sử dụng 2 thanh cốt thép thường D16mm bố trí ở vùng chịu kéo (tỉ lệ cốt thép thường sử dụng là 0,85%), ký hiệu lần lượt là 2D16 - 1; 2D16 - 2 và 2D16 – 3, Việc chọn kích thước mẫu và hàm lượng thép trong dầm cần phản ánh sự làm việc chịu uốn của dầm, có sự kết hợp đồng thời giữa bê tông và cốt thép. Do đó, các thông số trên được tham khảo trong nghiên cứu của J.Sridhar[62]; Sang-Woo Kim [100]; Saad I [97], để lựa chọn kích thước và hàm lượng thép kết cấu dầm chịu nén 4 điểm như Hình 3-11. Hình 3-11. Sơ đồ cấu tạo cốt thép và vị trí thiết bị thí nghiệm 9 dầm Mục tiêu thí nghiệm xác định mô men tới hạn, nghiên cứu phá hoại uốn thuần tuý do đó để ngăn ngừa dầm phá huỷ do cắt, trong vùng bê tông chịu cắt bố trí cốt đai 6mm bước 60mm. Nghiên cứu này thiết kế dầm đơn giản chịu tải 4 điểm dưới tác dụng của máy nén 200KN. Tải trọng được đo bằng Load cell (Cảm biến đo lực) kết nối máy tính, độ võng được 70 1060 70 2 0 1 1 0 2 0 20 5x60=300 300 205x60=300 1200 1 5 0 20 110 20 150 2 0 1 1 0 2 0 1 5 0 20 110 20 150 2 0 1 3 0 1 5 0 130 130 75 đo bằng LVDT (Linear variable diferential transformers), xác định biến dạng bằng strain gauge (Cảm biến đo biến dạng). Bảng 3-2. Cấu tạo, diện tích và tỉ lệ hàm lượng cốt thép chịu kéo Tên dầm thí nghiệm Cấu tạo cốt thép chịu kéo (mm) Diện tích cốt thép chịu kéo As(mm2) Tỉ lệ diện tích thanh cốt thép chịu kéo (%) Giới hạn chảy của cốt thép (MPa) Mô đun đàn hồi của thanh thép MPa 2D12-1 2 12 216 0,480 380 2.105 2D12-2 2 12 216 0,480 380 2.105 2D12-3 2 12 216 0,480 380 2.105 2D14-1 2 14 292,2 0,649 380 2.105 2D14-2 2 14 292,2 0,649 380 2.105 2D14-3 2 14 292,2 0,649 380 2.105 2D16-1 2 16 383,2 0,852 360 2.105 2D16-2 2 16 383,2 0,852 360 2.105 2D16-3 2 16 383,2 0,852 360 2.105 Tổ hợp dầm sau khi chế tạo như Hình 3-12. Dầm được đúc trong các khuôn và được đầm chặt, các dầm được tháo khuôn trong 48 giờ và dưỡng hộ 28 ngày, như ở Hình 3-13. Hình 3-12. Hình ảnh 9 dầm thí nghiệm Hình 3-13. Bảo dưỡng dầm thí nghiệm 3.3. Phương pháp và trình tự thí nghiệm dầm 3.3.1. Thiết bị thí nghiệm Quá trình thí nghiệm trường Đại học Giao thông Vận tải TP.HCM. Thiết bị thí nghiệm giàn nén kết hợp Hệ thống thiết bị đo lường đa năng (CompactDAQ Multifunction System) National Instruments (Mỹ) và các thiết bị kèm theo. Hệ thống thiết bị đo lường đa năng (CompactDAQ Multifunction System) National Instruments (Mỹ) Hình 3-14: CompactDAQ chassis USB-9179, (14 khe cắm mô đun), 7 tác vụ thực hiện đồng thời, giao tiếp USB 3,0, Mô đun NI-9235, đo biến dạng bằng strain gauge, 1/4 cầu, 120 Ohm, 8 kênh, độ phân giải 24 bit, tốc độ lấy mẫu 10,000 mẫu/giây/kênh Mô đun NI-NI-9237, đo lực, chuyển vị, áp suất từ các cảm biến dạng mạch cầu strain gauge, nhiệt độ, 4 kênh, độ phân giải 24 bit, tốc độ lấy mẫu 50,000 mẫu/giây/kênh. 76 Hình 3-14. Hệ thống thiết bị đo lường đa năng (CompactDAQ Multifunction System) Kết hợp hệ thống xi lanh thủy lực: cấp tải mỗi xi lanh 300 kN, hành trình tối đa 200mm kiểu tác động kép (2 chiều lên-xuống). Trên mỗi xi lanh có gắn sẵn cảm biến áp suất đo lực (Loadcell), Model BSA-300, hãng sản xuất CAS, Hàn Quốc, dải đo 30 tấn, cấp chính xác D3, sai số không tuyến tính < 0,05%, tín hiệu 2mmV/V. Hình 3-15. Hình ảnh thiết bị đo LDVT, Load cell và Strain gauge Strain gauge đo biến dạng N11-FA-5-120 Ohm, gauge length 5mm, Hãng sản xuất Showa-Japan, sai số 0,3%. Strain gauge đo biến dạng cho bê tông PL-60, 120 Ohm, gauge length 60mm, Hãng sản xuất TML-Japan, sai số 0,3%. Cảm biến đo chuyển vị (L