Đề tài Thi công cọc bê tông ly tâm ứng lực trước

n ra một đoạn lΔ tương ứng với các ứng suất xuất hiện trong thanh, điểm B của thanh chuyển sang điểm B1. Trong trạng thái kéo căng cốt thép như thế, lực N được truyền tới các bệ tỳ hoặc các đầu mặt của cofa người ta tiến hành đổ bê tông cấu kiện. Sau khi bê tông đông cứng và đạt được cường độ cần thiết thì thả tự do các cốt thép ứng suất trước ra. Như một lò so bị kéo căng, cốt thép có xu hướng co ngắn lại nhưng nhờ lực dính của nó với bê tông cho nên cấu kiện sẽ bị ép bằng lực N đã dùng khi kéo cốt thép. 21 NB B1eo N + N 13 2 4 5 6 6 eo (a) (b) btσ L - btσ lΔ Hình 2.1: Sơ đồ phương pháp căng trước a) Trước khi buông cốt thép ULT - b) sau khi buông cốt thép ULT. 1 - Cốt thép ứng lực trước. 2 – Bệ căng; 3 – Ván khuôn; 4 – Thiết bị kéo thép. 5 – Thiết bị cố định cốt thép ứng lực trước. 6 – Trục trung hòa. Tùy theo loại và mặt ngoài của cốt thép mà lực N được truyền lên bê tông qua các đầu mặt khi dùng cá bộ phận neo hoặc là nhờ lực dính giữa cốt thép với bê tông trên suốt chiều dài của cấu kiện (trường hợp bám dính). Trong trường hợp sau, để làm cốt thép căng trước, người ta dùng cốt thép có gờ (có bề mặt xù xì) hoặc tao thép xoắn lại để đảm bảo cốt thép tự neo suốt chiều dài của cấu kiện và đảm bảo sự cùng làm việc nguyên khối với bê tông. Phương pháp này có thể dùng khi chế tạo các cấu kiện của những kết cấu chỉ đòi hỏi lực N tương đối nhỏ để ép bê tông và trong thời gian bê tông đông cứng, lực N đó có thể truyền lên bệ tỳ hoặc lên đầu mặt của copfa trong quá trình thi công. Một dạng khác của phương pháp căng trước là phương pháp nhiệt điện để kéo căng cốt thép. Người ta cho dòng diện chạy qua cốt thép đã đặt sẵn trong khuôn và nung nóng các thanh tới 3000C làm cho các thanh bị giãn dài ra. Các đầu thanh được gắn chặt vào trong các khuôn hoặc các bệ tỳ đặc biệt, các khuôn hoặc các bệ tỳ đó sẽ tiếp nhận nội lực xuất hiện khi các thanh nguội đi. Tiến hành đổ bê tông và khi bê tông đã đạt cường độ cần thiết thì người ta thả các đầu thanh ra. Lúc này xảy ra hiện tượng 22 bê tông bị ép. Phương pháp nhiệt điện thường được dùng khi chế tạo các thành phẩm kích thước nhỏ có đặt các thanh cốt thép. 2.2.2. Phương pháp căng sau. Trước hết đặt các cốt thép thông thường vào các ống rãnh bằng tôn, kẽm hoặc bằng vật liệu khác để tạo các rãnh dọc, rồi đổ bê tông sau khi bê tông đông cứng thì tiến hành luồn và căng cốt thép ứng lực. Trong trường hợp này người ta dùng những cấu kiện đã được chế tạo để làm bệ tỳ. Khi kéo căng cốt thép phản lực được truyền lên các đầu mặt của cấu kiện (thông qua đầu neo) và gây ra ứng suất nén trong bê tông ở các tiết diện của nó như trường hợp căng trước. Để tạo ra liên kết (lực dính) giữa bê tông và giúp cốt thép khỏi bị ăn mòn thì phải phun vữa xi măng có áp lực vào các khe hở giữa cốt thép và ống rãnh. Phương pháp căng sau dùng khi chế tạo các cấu kiện yêu cầu có lực ép bê tông tương đối lớn. Ưu điểm của phương pháp căng sau là không tốn coffa, kiểm soát được ứng suất nén tạo ra trong cấu kiện. Không cần bệ tỳ đơn giản dễ thi công. Neo N N 1 3 6 6 eo (a) (b) N 2 4 5 σbt σbt - + Hình 2.2: Sơ đồ phương pháp căng sau. a) Trong quá trình căng - b) Sau khi căng. 1 - Cốt thép ứng lực trước. 2 – Cấu kiện BTCT; 3 – Ống rãnh; 4 – Thiết bị kích. 5 – Neo; 6 – Trục trung hòa. 23 2.3. Vật liệu sử dụng cho bê tông ứng lực trước. 2.3.1. Bê tông cường độ cao. Bê tông ứng suất trước yêu cầu sử dụng bê tông đạt cường độ chịu nén cao trong thời gian ngắn với cường độ chịu kéo tương đối cao hơn so với bê tông thông thường, độ co ngót thấp, tính từ biến thấp nhất và giá trị môđun đàn hồi lớn. 2.3.2. Thép cường độ cao. Thép ứng suất trước có thể là sợi, cáp hoặc thanh thép hợp kim. Thép sợi sử dụng cho bê tông ULT nói chung tuân theo TCVN 6284 thép cốt bê tông ứng lực trước. Sợi thép được quấn thành cuộn và được cắt là lắp ở nhà máy hay hiện trường. Trước khi thi công, sợi thép cần được vệ sinh bề mặt để tăng lực dính kết với bê tông Cáp ứng suất trước phổ biến nhất là loại cáp 7 sợi, có cường độ chịu kéo tới hạn puf là 1720Mpa và 1860Mpa, kết dính hoặc không kết dính. 2.4. Đánh giá tổn hao ứng suất trong các giải pháp ứng lực. Trong quá trình chế tạo và sử dụng cấu kiện bê tông cốt thép có xảy ra hiện tượng ứng suất kéo trước bị tổn thất làm ảnh hưởng rất nhiều đến sự làm việc của kết cấu. Những tổn thất thường xảy ra bao gồm: Sự dão ứng suất trong cốt thép (khi kéo căng vào bệ tỳ). Các biến dạng của khuôn của các neo và các bộ phận kẹp (ép các mối nối giữa các khối lắp ghép, ép các vòng đệm của neo). Tổn thất do các chùm hoặc các thanh cốt thép riêng rẽ không được kéo căng đều nhau. Tổn thất do co ngót và do từ biến của bê tông. Do tác động của tải trọng có chu kỳ. Do dão ứng suất trong cốt thép (khi kéo căng cốt thép vào bê tông). Chẳng hạn khi cấu kiện bị ép đúng tâm thì dưới ảnh hưởng của việc căng trước, cốt thép giãn dài một đoạn ctlΔ ứng với ứng suất oσ sau khi buông các thiết bị kéo căng thì cốt thép co ngắn lại và bê tông bị co lại với độ co đàn hồi là btlΔ và như thế 24 chính cốt thép bị rút ngắn lại một đoạn bằng trị số đó, làm cho ứng suất kéo trước bị tổn thất một giá trị là .bt o ct l l σΔΔ dưới ảnh hưởng của độ co và tính từ biến của bê tông mà cấu kiện bê tông cốt thép dần dần bị rút ngắn thêm một trị số ctblΔ do đó cốt thép cũng bị rút ngắn một đoạn bằng trị số đó (nhờ lực dính) nên ứng suất trước bị tổn thất do co ngót và từ biến là .bt o ct l l σΔΔ N lctl Δ N Δl' lbt (a) (b) (c) l1 Δlbt ΔlctbΔlctb Hình 2.3: Biến dạng của cốt thép và của cấu kiện, các tổn thất của ứng suất. a) Độ giãn dài ctlΔ của cốt thép dưới ảnh hưởng của lực N. b) Độ co ngót btlΔ của cấu kiện do bê tông bị ép. c) Độ rút ngắn của cấu kiện ctblΔ do co ngót và từ biến. Bởi vì các tổn thất của ứng suất trước do co ngót và từ biến ít phụ thuộc vào loại cốt thép, cho nên các tổn thất tương đối của ứng suất càng nhỏ khi cường độ của thép càng cao. Khi so sánh về tổn thất ứng suất giữa 2 giải pháp căng trước và căng sau. Ta nhận thấy tổn thất ứng suất trong trường hợp căng sau ít hơn tổn thất ứng suất trong trường hợp căng trước. 2.4.1. Tổn thất do co ngót của bê tông 1σ . Các tổn thất 1σ do co ngót của bê tông nặng lấy bằng 400kG/cm2. Khi kéo căng vào bệ tỳ và 300kG/cm2 khi kéo căng vào bê tông. 25 2.4.2. Tổn thất do từ biến của bê tông 2σ . Các tổn thất 2σ do từ biến của bê tông nặng khi kéo căng vào bệ tỳ được xác định theo công thức. 2 . . 3. 0,5 . s bt bt o b o o k E R R E R R σσ σ⎡ ⎤⎛ ⎞= + −⎢ ⎥⎜ ⎟⎝ ⎠⎣ ⎦ (2.1) Trong đó: k – hệ số kể đến các tính chất của cốt thép lấy bằng 1 - đối với cốt thép sợi cường độ cao và các thành phần làm từ cốt thép sợi cường độ cao (bó dây cáp) 0,8 – đối với các loại cốt thép khác R – cấp độ bền thiết kế của bê tông Ro – cường độ của bê tông trong thời gian bị ép btσ - ứng suất nén trong bê tông do lực ép trước tại trọng tâm cốt thép dọc As và A’s, lực ép này xác định trước khi có các tổn thất xảy ra sau quá trình ép bê tông, nếu khi đó trọng lượng bản thân của cấu kiện ảnh hưởng đến sự phân bố ứng suất trên tiết diện trong quá trình ép cấu kiện thì nên kể đến các tải trọng khác tác dụng khi ép bê tông và còn giữ mãi trong quá trình sử dụng kết cấu. Khi kéo căng vào bê tông thì trị số 2σ tính theo công thức (2 - 1) được nhân với hệ số 0,75. Nên lấy tổn thất ứng suất trước do co và từ biến của bê tông nhẹ theo các số liệu thí nghiệm. 2.4.3. Tổn thất do dão ứng suất 3σ . Các tổn thất 3σ do dão ứng suất đối với cốt thép sợi và bó cốt thép cường độ cao tính theo công thức. 3 0,27 0,1 .o otc ctR σσ σ⎛ ⎞= −⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠ (2.2) Ở đây các ứng suất trước 0σ trong cốt thép căng trước As không kể đến các tổn thất. 26 Đối với cốt thép thanh : 3 0,1. 200oσ σ= − Đối với cốt thép cán nóng loại A-III, A-II, A-I, cũng như đối với cốt thép kéo nguội (trước khi căng cốt thép) loại A-IIIB và A-IIB thì không kể đến tổn thất do dão ứng suất 3( 0)σ = . 2.4.4. Tổn thất do biến dạng của neo 4σ . Các tổn thất 4σ do biến dạng của neo (do tính đàn hồi của các thiết bị neo) xác định theo công thức. ( )4 1 2 sElσ λ λ= + (2.3) Trong đó: 1λ - biến dạng của vòng đệm đặt dưới các thiết bị neo, bằng 1mm cho mỗi neo. 2λ - biến dạng của bản thân neo, bằng 1mm. Es – môđun đàn hồi của cốt thép. l – chiều dài của chùm cốt thép bị kéo căng (mm). 2.4.5. Tổn thất do ma sát của cốt thép 5σ . Các tổn thất 5σ do ma sát của cốt thép và thành ống trên phần đường thẳng và đường cong. 5 11kt kxe μθ σ σ +⎛ ⎞= −⎜ ⎟⎝ ⎠ (2.4) Trong đó: ktσ - ứng suất trước dùng để kiểm tra cốt thép, khi không có tổn thất thì cho phép lấy kt oσ σ= . e – cơ số lôgarit tự nhiên. k – hệ số kể đến sự sai lệch của đoạn thẳng của rãnh so với vị trí thiết kế của nó trên 1m dài (bảng 2.1). 27 x – chiều dài của phần rãnh từ thiết bị kéo căng đến tiết diện tính toán (m) đối với các cấu kiện dài, cho phép lấy trị số x bằng chiều dài hình chiếu của phần rãnh lên trục dọc của cấu kiện. μ - hệ số ma sát giữa cốt thép và thành rãnh lấy theo (bảng 2.1). θ - góc trung tâm (rađian) của cốt thép trên phần rãnh cong. Bảng 2.1: Trị số các hệ số k và μ Trị số μ khi cốt thép có dạng Loại rãnh Trị số k chùm thanh trơn thanh có gờ Rãnh có mặt ngoài bằng kim loại 0,003 0,35 0,4 Rãnh có mặt ngoài bằng bê tông được tạo ra bằng thiết bị tạo rãnh cứng 0 0,55 0,65 Như trên, được tạo ra bằng thiết bị tạo rãnh mềm 0,0015 0,55 0,65 Có thể lấy gần đúng : 1kxe kxμθ μθ+ = + + (2.5) 2.4.6. Tổn thất do ép bê tông trong các vòng cốt thép xoắn 6σ . Các tổn thất 6σ do ép bê tông trong các vòng cốt thép xoắn khi đường kính của kết cấu nhỏ hơn 3m thì lấy bằng 300KG/cm2, còn khi đường kính lớn hơn 3m thì lấy 6 0σ = . 2.4.7. Tổn thất khi thay đổi số hiệu nhiệt độ của cốt thép 7σ . Các tổn thất 7σ khi thay đổi hiệu số nhiệt độ của cốt thép căng trước và của thiết bị tiếp nhận lực kéo căng (chẳng hạn khi hấp hoặc nung nóng) được xác định theo công thức. 7 20. tσ = Δ (2.6) Trong đó: tΔ - sự khác nhau giữa nhiệt độ của cốt thép căng trước và nhiệt độ thiết bị (độ C). 28 2.4.8. Tổn thất do tác dụng của tải trọng có chu kỳ 8σ . Các tổn thất 8σ do tác dụng của tải trọng có chu kỳ được kể đến khi tính toán độ bền mỏi, xác định theo công thức. 8 600. ' bt btR σσ = (2.7) 2.4.9. Tổn thất do biến dạng của khuôn 9σ . Các tổn thất 9σ do biến dạng của khuôn dùng để chế tạo các cấu kiện bê tông cốt thép tính theo công thức. 9 . ct l E l σ Δ= (2.8) Trong đó: lΔ - chuyển vị của các bệ tỳ (chốt) tại mức và phương của thanh hoặc sợi đang xét do biến dạng của khuôn dưới tác dụng của lực kéo trước cốt thép xuất hiện sau khi cố định được các ứng suất kiểm tra. l – chiều dài của thanh hoặc sợi. 2.4.10. Tổn thất do kéo cốt thép không đều 10σ . các tổn thất 10σ do kéo cốt thép không đều có thể xảy ra khi dùng một số cùm hoặc thanh cốt thép trong cấu kiện căng trước. Trị số thay đổi ứng suất (giảm hoặc tăng) trong cốt thép đã kéo căng sớm hơn do độ co đàn hồi của bê tông khi chịu các lực trong cốt thép bị kéo căng chậm hơn, có thể lấy bằng. 10 . btnσ σ= Δ (2.9) Trong đó: n – tỷ số giữa môđun đàn hồi của cốt thép và của bê tông. btσΔ - ứng suất trung bình trong bê tông tại phần chiều dài của nhóm cốt thép đang xét bị kéo căng sớm hơn ở mức trọng tâm của nó do lực kéo của nhóm cốt thép bị kéo căng chậm hơn gây ra, khi đó ứng suất trong cốt thép sẽ không kể đến tổn thất xảy ra trong quá trình ép bê tông. 29 Người ta xác định các trị số btσΔ đối với từng nhóm cốt thép bị kéo căng sau nhóm cốt thép có xác định tổn thất ứng suất cốt thép của nhóm được kéo căng sớm hơn sẽ cho ứng suất có trị số lớn hơn trị số thay đổi ứng suất tìm được bằng phương pháp đó. Khi xác định thay đổi ứng suất trước nên phân chia cốt thép thành 2-3 nhóm Trong tất cả các trường hợp, trị số tổng cộng của các ứng suất nên lấy không nhỏ hơn 1000kG/cm2. 2.5. Lý thuyết cấu kiện chịu nén đúng tâm ứng suất trước. Khi chịu nén sơ đồ tính ổn định của cấu kiện như hình 2.4 Q M i i Q M i i Q M i i Q M i i Pth1 Pth2 X Y Y X +Q -M k k -Q +M k k H (a) (b) (c) Hình 2.4: Sơ đồ tính toán cấu kiện chịu nén dúng tâm ứng suất trước Bê tông và cốt thép ứng lực ngăn cản chuyển vị ngang và xoay của cấu kiện, cấu kiện có thể mất ổn định theo dạng thứ nhất (hình 2.4b) hoặc dạng thứ hai (hình 2.4c) của đường cong Euler. Gọi kσ và kθ là độ võng và góc xoay của thân cấu kiện tại điểm k, ta có. .k k kQσ α= ; .k k kMθ β= (2.10) 30 Trong đó: Qk, Mk - Phản lực và môment uốn tại điểm k. Dấu của Qk, Mk (hình 2.4b, c) phụ thuộc dạng ổn định. kα , kβ - Các hệ số biến dạng thẳng và xoay, phụ thuộc vào độ cứng dọc của thép ứng lực và cường độ của bê tông. Phương trình vi phân của đường đàn hồi của đoạn cấu kiện từ 0 đến điểm k có dạng. 1 1 ( ) 0 1 1 . '' 0 k k y y k k i i i i E J P R x Q M = − = = + − + + =∑ ∑ (2.11) 1 1 0 1 1 1 ( ) n n i i i i R n i Q M n − − = = ⎡ ⎤= − +∑ ∑⎢ ⎥⎣ ⎦ (2.12) Lời giải tổng quát của phương trình (2.12) có dạng. [ ]0 1 2 2 3 1 . 1. os .sin sin . . . . kk k k k k k i i R xy C c Ux C Ux Ux Ux Q U E J U E J = = + + − − −∑ [ ] 2 1 1 . 1 os . . . k k i i c Ux M U E J = − −∑ (2.13) Trong đó: 2 . thPU E J = thP - lực nén tới hạn Euler của riêng thân. Dùng các điều kiện biên đối với mút trên và dưới của cấu kiện. 0kx = , (0) 0y = có C1 = 0; kx H= ; ( ) 0Hy = có 2 3. . .sin nAC E J nν ν= Với: . . . thPnU n E J ν = = [ ] [ ]1 10 1 1 . . ( ). sin( ). 1 os(n-i). n n n i i i i A n R n i n i Q c Mν ν ν ν− − = = = − + − − − + −∑ ∑ Thay giá trị của C2 vào phương trình (2.13) ta có độ võng tại điểm k. 31 [ ] [ ] 1 0 1 k-1 i=1 1 sin{ . . ( ) sin( ) . sin 1 os(k - i) } k k n i i i kk R A k i k i Q E J n c M νσ ν ν νν ν − = = + − − − − −∑ − −∑ (2.14) Tương tự, đạo hàm (2.13), ta có góc xoay tại điểm k. [ ] [ ]1 k-10 2 1 i=1 1 os{ (1 os( ) sin(k - i) } . . os k k n i i i c kR A c k i Q M E J c n νθ ν νν ν − = = + − − − −∑ ∑ (2.15) Tách từ hai phương trình (2.14) và (2.15) số hạng chung osk sinn n cA νν (nhận được từ việc biến đổi các số hạng sink sinn nA ν ν và osk cosn n cA νν , cho các phần tử còn lại của hai phương trình đó cân bằng nhau, thay thế R0 qua Qi, Mi từ (2.12), đồng thời dùng (2.10) ta có thể lập được (n - 1) phương trình quan hệ Qk và Mk dạng. [ ]1 3 1 1 k-1 i 1 i=1 1 2 1 sin. . ( ) . . . . ( )( ) osk cosi( ) ( ) { [n ( ) ]M cosk ( . . . . ) ( ) 0 k i k k i n i i k n k k i i k inn i tgk i n k Q n E J n k tgk k Q c tgk k n i Q tgk n k n E J tgk tgk k M tgk k M ν ν α ν ν νν νν ν ν ν νν β ν ν ν ν ν ν − = − = + − = + ⎡ ⎤− − − + + − − +∑ ⎢ ⎥⎣ ⎦ + − − − − − − −∑ ∑ + − − − =∑ (2.16) Phương trình (2.16) thể hiện điều kiện của dạng cân bằng mới của cấu kiện. Điều này dẫn đến phương trình đặc trưng (đóng vai trò hệ số của Q và M) và của ,( ) 0k kν α β = . Để có thể tìm được tất cả các Qk và Mk ta dùng thêm điều kiện biên. + Khi mất ổn định theo dạng 1: Qn-k = Qk ; Mn-k = - Mk ; Mn/2 = 0 (2.17) + Khi mất ổn định theo dang 2: Qn-k = - Qk ; Mn-k = Mk ; Qn/2 = 0 (2.18) Như vậy thực chất chỉ có (n – 1) ẩn số với (n – 1) phương trình dạng (2.16) có thể tìm được toàn bộ các ẩn số Qk và Mk. 32 2.6. Lý thuyết cấu kiện chịu nén lệch tâm ứng suất trước. P Mn n ε n εn εn ε n εn er er er Pnc Pnc, M=0, e=0 P =0,nt M =0, e =0nt t P ,nt M , e nt t P =0,nt M , e =nt t 8 Pnt caáu kieän chæ chòu neùn Hình 2.5: Sơ đồ biểu diễn các trường hợp nén lệch tâm ứng suất trước. 2.6.1. Trường hợp lệch tâm bé. Khi cấu kiện chịu nén có độ lệch tâm bé trong khoang giới hạn thi cấu kiện chỉ chịu nén trong trường hợp này độ lệch tâm e = 0, M = 0, tính toán như phần cấu liện chịu nén đúng tâm ứng suất trước. 2.6.2. Trường hợp lệch tâm lớn. Trong trường hợp lệch tâm lớn lúc đó giá tri độ lệch tâm 0e ≠ , cấu kiện phân ra hai vùng kéo nén rõ rệt khi đó việc ứng suất trước trong cấu kiên sẽ làm giảm hoặc triệt tiêu ứng suất kéo trong vùng cấu kiện chịu kéo. 33 2.6.2.1 Tính không cho phép nứt Điều kiện để đảm bảo cho cấu kiện không hình thành khe nứt là: , 02( 2 2 )crc bt set b s s sp spN N R A A A Nα β≤ = + + + (2.19) 02 1( )sp sp sp s sN A Aγ σ σ σ= − − (2.20) 1 2sσ σ σ= + (2.21) 2.6.2.2 Tính theo sự mở rộng của vết nứt. Công thức kiểm tra giống như đối với cấu kiện bê tông cốt thép thường. Chỉ khác là độ tăng ứng suất trong cốt thép kể từ lúc ứng suất nén trước trong bê tông triệt tiêu, cho đến lúc kết cấu chịu tải trọng tiêu chuẩn Ntc và được tính theo công thức. 02tc s s sp N N A A σ −= + (2.22) 2.6.3 Kiểm tra cường độ cấu kiện ở giai đoạn chế tạo. Khi buông cốt thép ứng lực trước, cấu kiện có thể bị ép hỏng do đố cần kiểm tra cường độ của cấu kiện theo công thức. b bp b s sN R A R Aγ≤ + (2.23) N - là lực nén bê tông khi buông cốt thép Với cấu kiện căng trước: (1,1 300)sp spN Aσ= − (2.24) Với cấu kiện căng sau: 1,5( )sp sp b spN Aσ σ σ= − (2.25) 2.7. Cọc bê tông ly tâm ứng lực trước. 2.7.1 Phân loại cọc. Cọc bê tông ly tâm ứng lực trước thường (PC) là cọc bê tông ly tâm ứng lực trước được sản xuất bằng phương pháp quay ly tâm có cấp độ bền chịu nén của bê tông không nhỏ hơn B40. Cọc bê tông ly tâm ứng lực trước cường độ cao (PHC) là cọc bê tông ly tâm ứng lực trước được sản xuất bằng phương pháp quay ly tâm có cấp độ bền chịu nén của bê tông không nhỏ hơn B60. 34 2.7.2 Hình dáng cọc. Cọc PC, PHC có hình trụ rỗng có đầu cọc, đầu mối nối hoặc mũi cọc phù hợp. Đường kính ngoài và chiều dày thành cọc không đổi tại mọi tiết diện của thân cọc D LD d a b Hình 2.4. Cọc bê tông ứng lực trước PC, PHC L: Chiều dài cọc, D: Đường kính ngoài cọc, d: Chiều dày thành cọc a: Đầu cọc hoặc đầu mối nối, b: Mũi cọc hoặc đầu mối nối 2.7.3. Ký hiệu quy ước. Ký hiệu quy ước của cọc PC, PHC được ghi theo thứ tự: Tên viết tắt – cấp tải trọng - đường kính ngoài (mm) – chiều dài cọc (m) – TCVN 7888: 2008. Bảng 2.2 Bảng kích thước cọc. Đường kính ngoài D (mm) Chiều dày thành cọc d (mm) Chiều dài cọc L (m) 300 60 Từ 6m đến 13m 350 65 Từ 6m đến 13m 400 75 Từ 6m đến 16m 450 80 Từ 6m đến 16m 500 90 Từ 6m đến 19m 600 100 Từ 6m đến 19m 700 110 Từ 6m đến 24m 800 120 Từ 6m đến 24m 1000 140 Từ 6m đến 24m 35 Bảng 2.3 Bảng quy định sai lệch kích thước của cọc PC, PHC Sai lệch kích thước theo Đường kính ngoài D (mm) Chiều dài Đường kính ngoài (mm) Chiều dày thành cọc (mm) Từ 300 đến 600 + 5 - 2 Không xác định Từ 700 đến 1200 ± 0,3 % Chiều dài cọc + 7 - 4 - 1 2.7.4 Bê tông sử dụng cho cọc ly tâm ứng lực trước. Cọc bê tông ly tâm ứng lực trước thường (PC) có cấp độ bền chịu nén của bê tông không nhỏ hơn B40. Cọc bê tông ly tâm ứng lực trước cường độ cao (PHC) có cấp độ bền chịu nén của bê tông không nhỏ hơn B60. 2.7.5 Tính toán khả năng chịu tải của cọc bê tông ly tâm ứng lực trước. Ứng suất nén cho phép của bê tông. bpσ = 0,4 x bR (daN/cm2 ) (2.26) Trong đó: bpσ - Ứng suất nén cho phép của bê tông. bR - Cường độ nén thiết kế của bê tông. Tổng diện tích thép ứng lực. 2** 4s A n π φ= (cm2) (2.27) Diện tích mặt cắt ngang cọc. 2 2*( ( 2* ) ) 4c D D dA π − −= (cm2) (2.28) 36 Trong đó: D – đừng kính ngoài của cọc. d – Chiều dầy thành cọc. Hàm lượng cốt thép trong cọc. *100%s c A A μ = Momen quán tính của mặt cắt ngang cọc. 4 4*( ) 1 * * * 4 2 o e p p r rI n A rπ −= + (cm4) (2.29) Trong đó: r – Là bán kính ngoài của cọc. r0 – Bán kính trong của cọc. Moment kháng uốn của mặt cắt cọc. e e IZ r = (cm3) (2.30) Ứng suất kéo ban đầu của thép : spσ = 0,75 x puσ (daN/cm2) (2.31) Trong đó: spσ - Ứng suất kéo ban đầu của thép. puσ - Cường độ của thép. Tạo ứng lực trước của thép trong cọc. (1 )* 2 1 '* sp pt s c k An A σ σ − = + (daN/cm2). (2.32) Với k = 0,06 (22TCN272 - 2005). 37 ' ' s c En E = (2.33) (với Es là modun đàn hồi của thép ứng lực, Ec’ là modun đàn hồi của bê tông tại thời điểm truyền ứng lực). Các tổn thất ứng suất trong cọc được lấy bằng 25% ứng suất trước trong cốt thép ứng lực. 25%. ptσ σ= (daN/cm2). (2.34) Ứng suất trước của thép tính toán trong cọc. pe ptσ σ σ= − ( daN/cm2). (2.35) Khả năng chịu kéo của bê tông: * sce pe c A A σ σ= (daN/cm2) (2.36) Tải trọng dọc trục của cọc. 00,22 *2,5 b ce c e RP r A Z σ−= + (kN). (2.37) 38 2.7.6. Quy trình sản xuất cọc bê tông ly tâm dự ứng lực. 2.7.5.1. Chuẩn bị vật liệu. Cát, đá được kiểm tra sau đó được rửa sàng kỹ trước khi vào trạm trộn cốt liệu sử dụng đảm bảo yêu cầu của tiêu chuẩn TCVN 7570 – 2006, kích thước của cốt liệu không lơn hơn 25 mm và không vượt quá 2/5 độ dày của thành cọc. Hình 2.5: Máy sàng cát Hình 2.6: Máy rửa đá 39 Cốt thép ứng lực và cốt đai sử dụng được kiểm tra đảm bảo yêu cầu của tiêu chuẩn trước khi nòng thép rồi lắp khuôn. Hình 2.7: KCS kiểm tra thép Hình 2.8: KCS kiềm tra nòng thép 2.7.5.2. Kéo căng thép. Sau khi đã nòng thép và lắp khuôn ta đưa tới chỗ nạp bê tông, đồng thời ta lấy mẫu bê tông đi thử và kiểm tra mâu thử đảm bảo mác bê tông đúng như thiết kế. Ta tiến hành công tác căng thép tạo ứng suất trong cọc. 2.7.5.3. Quay ly tâm. Sau khi đã nạp bê tông xong và căng thép tới cường độ thiết kế, thì ta cho quay ly tâm để làm cho bê tông trong cọc được đặc chắc. Hình 2.9: Đúc cọc ống theo phương pháp ly tâm 1. Động cơ; 2. Bộ phận giảm tốc; 3. Ống lăn dẫn động; 4. Khuôn cọc ống bằng thép 2.7.5.4 Bảo dưỡng cọc. Sau khi quay ly tâm xong ta chuyển cọc tới hầm dưỡng hộ bằng hơi nước. Mục đích làm cho bê tông đạt cường độ nhanh hơn và làm cho bê tông không bị nứt bề mặt do bị khô nhanh (đảm bao chất lượng cọc). Thời gian hấp cọc bằng hơi nước trong 40 khoảng 8 giờ, bảo dưỡng đợt 2 trong khoảng 6 giờ, khi bê tông đạt được 70% cường độ R28 ngày tuổi ta có thể cắt thép ứng lực. Lúc đó thép co lại và nén bê tông tạo ứng lực trước trong cọc. Sau đó tháo khuôn ta kiểm tra ngoại quan cọc và kiểm tra bề dày thành cọc. Hình 2.10: KCS kiểm tra phân loại cọc ngay khi tháo khuôn 41 Chương 3 VÍ DỤ TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỦA CÁC LOẠI CỌC VÀ SO SÁNH CÁC KẾT QUẢ 3.1. Số liệu địa chất. Mực nước ngầm cách mặt đất (- 1m) Lớp đất số 1 Lớp đất số 2 Độ ẩm W = 54,4% Độ ẩm W = 82,13% Dung trọng tự nhiên w 16,4γ = kN/m3 Dung trọng tự nhiên w 14,8γ = kN/m3 Lực dính đơn vị C = 5,3 kN/m2 Lực dính đơn vị C = 7,7 kN/m2 Góc ma sát trong 025 13'ϕ = Góc ma sát trong 07 30'ϕ = Lớp đất số 3a Lớp đất số 4 Độ ẩm W = 22,7% Độ ẩm W = 28,52% Dung trọng tự nhiên w 19,11γ = kN/m3 Dung trọng tự nhiên w 18,72γ = kN/m3 Dung trọng đẩy nổi w 9,11γ = kN/m3 Dung trọng đẩy nổi w 8,72γ = kN/m3 Lực dính đơn vị C = 5,3 kN/m2 Lực dính đơn vị C = 17,25 kN/m2 Góc ma sát trong 028 30'ϕ = Góc ma sát trong 013ϕ = Lớp đất số 5a Lớp đất số 5b Độ ẩm W = 23,82% Độ ẩm W = 25,4% Dung trọng tự nhiên w 18,9γ = kN/m3 Dung trọng tự nhiên w 19,4γ = kN/m3 Dung trọng đẩy nổi w 8,9γ = kN/m3 Dung trọng đẩy nổi w 9,4γ = kN/m3 Lực dính đơn vị C = 6,85 kN/m2 Lực dính đơn vị C = 7,58 kN/m2 Góc ma sát trong 030ϕ = Góc ma sát trong 026ϕ = 42 3.2 Mặt cắt địa chất công trình. 0 2 6 4 10 8 14 12 18 16 22 20 26 24 30 28 34 32 Ñoä saâu(m) Caùt Buøn Seùt Lôùp ñaát Möïc nöôùc ngaàm 2 CHUÙ THÍCH HK3 HK1 Seùt HK2 36 38 40 42 44 46 48 0.0(m) 0.0(m) 0.0(m) 2,6(m) 17,2(m) 20,3(m) 22,4(m) 25,5(m) 31,3(m) 37,1(m) 40,0(m) 1,7(m) 20,6(m) 22,6(m) 26,4(m) 31,3(m) 48,0(m) 1,2(m) 20,6(m) 22,2(m) 26,2(m) 32,4(m) 40,0(m) Hình 3.1: Mặt cắt địa chất công trình. Tính toán sức chịu tải của các loai cọc với cùng một địa chất và cùng độ sâu mũi cọc. Với cọc bê tông cốt thép thường và cọc bê tông ly tâm ứng lực trước thi: Chọn chiều sâu mũi cọc 30m. 43 3.3 PHƯƠNG ÁN CỌC BÊ TÔNG CỐT THÉP THƯỜNG. Chọn cọc 400x400 cốt thép trong cọc là 4 22φ mác bê tông 300. Chiều dài mỗi cọc là 10m. Chiều sâu mũi cọc là 30m. 3.3.1 Sức chịu tải của cọc đơn. 3.3.1.1 Sức chịu tải của cọc theo vật liệu làm cọc. .( . . )VL b c s sQ R A R Aϕ= + Ta có: ttL b = 9,4 0,4 = 23,5 Tra bảng 2.1 ta có 0,74ϕ = Ac = 40 x 40 = 1600 (cm2) As = 4 x 3,801 = 15,204 (cm2) Vậy ta có: .( . . )VL b c s sQ R A R Aϕ= + = 0,74(130.1600 + 2700.15,204) = 184,29(Tấn) 3.3.1.2. Sức chịu tải của cọc theo đất nền. Qa = s s Q FS + p p Q FS = p ps s s p A qA F FS FS + Với FSs là hệ số an toàn cho thành phần ma sát FSs = 2. FSp là hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc FSp = 3. a. Thành phần ma sát xung quanh cọc Qs Qs = fs As = . .si i if U l∑ Với: U = 4d