Hình 2.6 – Hình ảnh thí nghiệm.

b) Cấu tạo mẫu thí nghiệm: Mẫu thí nghiệm M1 có chiều dài 6m với tiết diện hình chữ U ngược  để tăng độ cứng khi chịu uốn, với các thông số hình học như trên hình 5. Bê tông cấp độ bền chịu nén B50 tương đương bê tông mác M700. Cốt dọc chịu lực 14 thanh loại cốt GFRP đường kính 12mm với cường độ f_f = 600MPa (hình 2.7), cốt đai cũng là loại cốt GFRP đường kính đường kính 6mm khoảng cách 250mm. Cốt sợi thủy tinh dạng thanh do công ty Nucetech nghiên cứu và sản xuất. Kết quả thí nghiệm xác định chỉ tiêu cơ lý của vật liệu đã được trình bày trên đây.

c) Trình tự thí nghiệm [2]

+ Lắp đặt hệ gia tải (khung thép gia tải, các khung phản lực, thiết bị thủy lực) và thiết bị đo chuyển vị vào đúng vị trí;

+ Tiến hành gia tải thử ở cấp tải 1 để loại bỏ các khe hở tại các vị trí liên kết, đồng thời kiểm tra sự hoạt động – hiệu chỉnh của hệ gia tải và các đồng hồ đo;

+ Hạ tải về cấp 0, ghi số liệu ban đầu;

+ Thực hiện các cấp gia tải lên cấu kiện thí nghiệm;

+ Tại mỗi cấp tải trọng xuất hiện vết nứt, tiến hành vẽ và ghi nhận giá trị bề rộng vết nứt tương ứng;

+ Sau khi vẽ và đo đạc vết nứt xong, tiến hành tăng tải. Quy trình lặp tương tự cho đến khi các cấu kiện bị phá hủy.

+ Ghi nhận kết quả

2.7. Phân tích kết quả thí nghiệm

a) Quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị

Trên hình 2.7 trình bày biểu đồ quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị giữa nhịp (P – f) của mẫu thí nghiệm. Giá trị tải trọng P thu được từ thiết bị gia tải, chuyển vị giữa nhịp thu được từ các thiết bị đo chuyển vị V1,V2,V3 và tính toán theo công thức (2.4).

Cấu kiện thí nghiệm làm việc đàn hồi đến cấp tải P_n = 14,3 kN thì xuất hiện vết nứt đầu tiên tương ứng với momen M_n = 7,15 kN.m, trong giai đoạn này quan hệ giữa tải trọng thí nghiệm và chuyển vị lớn nhất tại giữa nhịp gần như tuyến tính. Giá trị momen gây nứt xấp xỉ giá trị dự đoán trong mục 2.5. Tiếp tục tăng tải tới mẫu phá hoại ở cấp tải P_ul = 63 kN tương ứng với momen lớn nhất M_ul = 31,5kN.m và tương ứng với chuyển vị giữa nhịp 28mm, trong giai đoạn này vết nứt thẳng góc và các vết nứt nghiêng xuất hiện, lan dần và mở rộng đến 0,6mm trước khi phá hoại. 

Hình 2.8: Tải trọng và chuyển vị

Ngay sau khi xuất hiện vết nứt, quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị lớn nhất cũng vẫn gần như tuyến tính cho đến khi mẫu bị phá hoại. Điều này khác biệt với cấu kiện chịu uốn bê tông cốt thép vì cốt dọc chịu lực bằng GFRP làm việc đàn hồi cho đến khi đứt.

b) Quan hệ giữa momen và độ cong

Hình 2.9: Momen và độ cong

Trên hình 2.9 trình bày biểu đồ quan hệ giữa momen giữa nhịp và độ cong ψ của đoạn giữa nhịp. Giá trị momen được tính toán từ tải trọng trên sơ đồ dầm tĩnh định. 

Giá trị độ cong được tính toán từ giá trị biến dạng đo được ở thớ trên T1 và thớ dưới T2 của mẫu thí nghiệm dựa trên nguyên lý trên hình 2.10 và theo công thức sau đây [3]:

Trong đó: h là khoảng cách giữa 2 thiết bị đo biến dạng T1 và T2

Biểu độ quan hệ giữa momen và độ cong của mẫu thí nghiệm có 3 đoạn cơ bản. Đoạn đầu tiên của biểu đồ tương ứng với giai đoạn mẫu chưa xuất hiện vết nứt, quan hệ giữa momen và độ cong gần như tuyến tính và biểu đồ có độ dốc khá lớn cho tới khi cấu kiện xuất hiện vết nứt trong đoạn cấu kiện được gắn thiết bị đo với M=8,9 kN.m.

Đoạn thứ hai của biểu đồ tương ứng với trạng thái mẫu xuất hiện nứt, momen gần như không thay đổi nhưng độ cong tăng đột biến khoảng gấp 3 lần, biểu đồ xuất hiện bước nhảy về độ cong từ 0,0015(1/m) đến 0,0045(1/m).

Đoạn thứ ba của biểu đồ tương ứng với giai đoạn làm việc của tiết diện đã bị nứt, đoạn này cũng gần như tuyến tính nhưng độ dốc chỉ bằng khoảng ¼ độ dốc của đoạn đầu tiên. Có thể thấy rằng dạng biểu đồ quan hệ giữa momen và độ cong của mẫu thí nghiệm khá tương đồng với cấu kiện bê tông cốt thép chịu uốn khi cốt thép chưa chảy dẻo [3,7].

c) Quan hệ giữa độ cứng và momen

Trên hình 2.11 trình bày biểu đồ quan hệ giữa momen và độ cứng của đoạn giữa nhịp. Giá trị momen được tính toán từ tải trọng trên sơ đồ dầm tĩnh định. Giá trị độ cứng được tính toán từ quan hệ giữa momen, độ cong và độ cứng theo công thức sau đây [3]:

Biểu độ quan hệ giữa momen và độ cứng của mẫu thí nghiệm cũng có 3 đoạn cơ bản. Đoạn đầu tiên của biểu đồ tương ứng với khi mẫu chưa xuất hiện vết nứt trong đoạn cấu kiện gắn thiết bị đo M<8,9 kN.m, trong giai đoạn này độ cứng gần như không thay đổi 6600 kN.m².

Đoạn thứ hai của biểu đồ tương ứng với trạng thái đoạn cấu kiện xuất hiện vết nứt, momen gần như không thay đổi nhưng độ cứng giảm đột biến khoảng 4 lần, biểu đồ xuất hiện bước nhảy về độ cứng từ khoảng 6600 kN.m² xuống còn khoảng 1600 kN.m².

Đoạn thứ ba của biểu đồ tương ứng với giai đoạn làm việc của đoạn cấu kiện đã bị nứt, độ cứng gần như không đổi bằng khoảng 1600 kN.m2 cho tới khi phá hoại. Giá trị độ cứng của loại cừ này tương đương 30% độ cứng của loại cừ thép PU6 [9]. 

d) Hình thành khe nứt

Trên hình 2.12 thể hiện hình ảnh các vết nứt xuất hiện trên mẫu thí nghiệm trong quá trình chất tải. Các vết nứt thẳng góc xuất hiện đầu tiên tại đoạn giữa nhịp vì đoạn này nằm giữa hai điểm đặt tải, chịu momen không đổi M_n = 7,15 kN.m.

Khi tiếp tục tăng tải thì các vết nứt thẳng góc tiếp tục xuất hiện, lan ra tại vùng xung quanh đồng thời với các vết nứt nghiêng xuất hiện tại 2 đoạn gần gối và hướng vào điểm đặt tải. Khi các vết nứt nghiêng xuất hiện thì chiều rộng các vết nứt thẳng góc lại giảm xuống.

Các vết nứt nghiêng bắt đầu xuất hiện ở cấp tải P = 32 kN tương ứng với lực cắt tại đoạn gần gối tựa Q = 16 kN. Tiếp tục tăng tải thì các vết nứt nghiêng mở rộng và ăn sâu vào vùng bê tông chịu nén, đây chính là nguyên nhân gây phá hoại mẫu thí nghiệm.

e) Cơ chế phá hoại

Trên hình 2.13 thể hiện hình ảnh phá hoại của mẫu thử. Ngay trước khi phá hoại, vết nứt nghiêng mở rộng và phát triển ăn sâu vào vùng nén dẫn tới phá hoại vùng liên kết giữa bản bụng và vùng cánh bê tông chịu nén kéo theo phá hoại bản bụng của mẫu thí nghiệm.

Ứng suất trong cốt dọc GFRP trước khi mẫu phá hoại khoảng 238MPa xấp xỉ 40% giới hạn kéo đứt của loại cốt này, giá trị này lớn hơn với giá trị ứng suất giới hạn sử dụng được đề xuất trong tiêu chuẩn Hoa Kỳ ACI code-440.11-22 [8].

Mặc dù giới hạn kéo đứt của cốt GFRP khá cao (600MPa), tuy nhiên mođun đàn hồi của loại cốt này lại rất thấp (44GPa) nên không thể khai thác loại cốt này ở mức ứng suất cao như với cốt thép vì khi biến dạng quá lớn của cốt GFRP kéo theo các vết nứt trong vùng kéo và các vết nứt nghiêng ở bản bụng mở rộng làm cho mẫu thí nghiệm bị phá hoại khá sớm khi ứng suất trong cốt dọc chưa cao, cũng phù hợp với yêu cầu khống chế ứng suất khi chịu tải dài hạn [11].

3. Kết luận

Việc sử dụng cốt GFRP thay thế cho cốt thép cho loại cấu kiện cừ bê tông đúc sẵn là giải pháp khá hiệu quả và phù hợp với những môi trường có tính ăn mòn cao.

Theo kết quả thí nghiệm loại cừ này có ứng xử tương tự như các loại cừ thép và bê tông cốt thép đúc sẵn đang được sử dụng trên thị trường.

Với độ cứng uốn tổng thể bằng khoảng 30% loại cừ thép PU6 cho thấy rằng độ cứng loại cừ này là khá nhỏ so với cừ thép và cần có biện pháp tăng cường như sử dụng giải pháp ứng lực trước cho cốt GFRP.

TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] TCVN 5574:2018: Tiêu chuẩn thiết kế bê tông và bê tông cốt thép, Tiêu chuẩn Việt Nam.
[2] TCVN 9347:2012: Cấu kiện bê tông và bê tông cốt thép đúc sẵn – Phương pháp thí nghiệm gia tải để đánh giá độ bền, độ cứng và khả năng chống nứt, Tiêu chuẩn Việt Nam.
[3]  Phan Quang Minh, Ngô Thế Phong, Nguyễn Trường Thắng, Võ Mạnh Tùng (2021), Kết cấu bê tông cốt thép – Phần cấu kiện cơ bản, NXB Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.
[4] TCVN 3118:2022: Bê tông – Phương pháp xác định cường độ chịu nén, Tiêu chuẩn Việt Nam.
[5] TCVN 8862:2011: Quy trình thí nghiệm xác định cường độ kéo khi ép chẻ của vật liệu hạt liên kết bằng các chất kết dính, Tiêu chuẩn Việt Nam.
[6] JIS A 5373:2016: Precast prestressed concrete products, Japanese Industrial Standard.
[7] ACI 318-19 (Reapproved 2022), Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary, American Concrete Institute.
[8] ACI code-440.11-22, Building Code Requirements for Structural Concrete Reinforced with Glass Fiber Reinforced Polymer (GFRP) Bars-Code and Commentary, American Concrete Institute.
[9] ArcelorMittal Piling handbook 9th edition.
[10] Jabbar S.A., Saad B.H. Farid (2018), “Replacement of steel rebars by GFRP rebars in the concrete structures”, Karbala International Journal of Model Sience, Vol. 4, 216-227.
[11] Tommaso D’Antino, Marco A. Pisani (2019), “Long-term behavior of GFRP reinforcing bars”, Composite Structure, Vol. 227.