Khảo sát cường độ vật liệu cột ống bê tông cốt thép dự ứng lực

Tháng 7 năm 2008 Bộ Xây Dựng ban hành tiêu chuẩn tính toán cọc ống BTCT ly tâm dự ứng lực , quy trình này cũng chỉ căn cứ vào cường độ chịu nén cực hạn của bê tông tự do nở hông, ứng suấ

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

-

NGUYỄN HÙNG THÀNH

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG ÉP NGANG CỦA THÉP ĐAI LÊN SỨC CHỊU TẢI NÉN DỌC TRỤC CỦA CỌC ỐNG BTCT LY TÂM DỰ ỨNG LỰC

Chuyên Ngành : XÂY DỰNG DÂN DỤNG VÀ CÔNG NGHIỆP

Mã Số Ngành : 60.58.20

LUẬN VĂN THẠC SĨ

Thành phố Hồ Chí Minh, Tháng 7 năm 2009

NGUYỄN HÙNG THÀNH

Đại Học Quốc Gia Tp Hồ Chí Minh

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

-

NGUYỄN HÙNG THÀNH

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG ÉP NGANG CỦA THÉP ĐAI LÊN SỨC CHỊU TẢI NÉN DỌC TRỤC CỦA CỌC ỐNG BTCT LY TÂM DỰ ỨNG LỰC

Chuyên Ngành : XÂY DỰNG DÂN DỤNG VÀ CÔNG NGHIỆP

Mã Số Ngành : 60.58.20

LUẬN VĂN THẠC SĨ

Thành phố Hồ Chí Minh, Tháng 07 năm 2009

CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH

Cán bộ hướng dẫn khoa học : TS HỒ HỮU CHỈNH

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HCM CỘNG HOÀ XÃ HỘI CHỦ NGHIÃ VIỆT NAM

-oOo -Tp HCM, ngày 13 tháng 7 năm 2009

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ và tên học viên: NGUYỄN HÙNG THÀNH Giới tính : Nam

Ngày, tháng, năm sinh : 05/10/1981 Nơi sinh : TP HCM Chuyên ngành : CAO HỌC XÂY DỰNG DÂN DỤNG K2006 Khoá (Năm trúng tuyển) : KHOÁ 2006

1- TÊN ĐỀ TÀI: Nghiên cứu ảnh hưởng ép ngang của thép đai lên sức chịu tải

nén dọc trục của cọc ống BTCT ly tâm dự ứng lực

2- NHIỆM VỤ LUẬN VĂN:

• Thí nghiệm nén hiện trường 45 mẫu cọc kết hợp đo ứng suất biến dạng

• Tính toán, kiểm chứng kết quả thực nghiệm với mô hình lý thuyết của Legeron & Paultre, mô hình Mander và qui phạm TCXDVN 7888_2008

• Kiến nghị sự hiệu quả gia cường ép ngang của thép đai lên cường độ chịu nén dọc trục

5- HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN : TS HỒ HỮU CHỈNH

Nội dung và đề cương Luận văn thạc sĩ đã được Hội Đồng Chuyên Ngành thông qua

(Họ tên và chữ ký)

LỜI CẢM ƠN

Trước tiên, xin gửi lời cảm ơn sâu sắc đến TS Hồ Hữu Chỉnh đã quan tâm, tận tình giúp đỡ và hướng dẫn tôi trong suốt quá trình thực hiện luận văn này Những chỉ bảo, đóng góp của thầy là sự hướng dẫn cực kỳ quí báu, nó vừa nhắc nhở và khích lệ hoàn thành tốt hướng nghiên cứu này

Xin chân thành cảm ơn các thầy cô, đặc biệt là các thầy cô giảng dạy thuộc chuyên ngành Xây dựng Dân dụng và Công nghiệp, trường Đại học Bách khoa Tp

Hồ Chí Minh Tất cả những kiến thức, kinh nghiệm mà các thầy cô đã truyền đạt lại cho tôi trong suốt quá trình học cũng như những góp ý quý báu của các thầy cô

về luận văn này sẽ mãi là hành trang quý giá cho tôi trong suốt quá trình học tập, nghiên cứu và công tác sau này

Xin chân thành cảm ơn đến quí Thầy Cô tham gia chấm phản biện luận án này và tôi luôn mong nhận được sự đóng góp ý kiến quí báu của quí thầy cô để luận án có thể hoàn thiện tốt nhất ,hoàn thành tốt mục đích khoa học

Xin chân thành cảm ơn tất cả bạn bè, những người đã cùng tôi trải qua những ngày học tập thật vui, bổ ích và những thảo luận trong suốt thời gian học đã giúp tôi tự hoàn thiện mình và mở ra trong tôi nhiều sáng kiến mới

Cuối cùng, xin cám ơn những người thân trong gia đình tôi, những người bạn thân của tôi đã luôn bên cạnh tôi, quan tâm, động viên và giúp đỡ tôi vượt qua những khó khăn, trở ngại để hoàn thành luận văn này

Tp Hồ Chí Minh, ngày 13 tháng 07 năm 2009

TÓM TẮT

Quan niệm về quá trình gia cường ép ngang của thép đai lên khả năng chịu nén dọc trục của cột đã xuất hiện vào năm 1928 Tuy nhiên trong thập kỷ 90 , vấn đề này mới được một số tác giả và các trường đại học triển khai thí nghiệm

và đưa ra mô hình tính toán lý thuyết Đến năm 2003, mô hình của tác giả Fredelic Legeron và Patrick Paultre mới có thể ứng dụng hợp lý hơn

Thời gian gần đây, cọc ống BTCT dự ứng lực xuất hiện như một loại cấu kiện tối ưu nhất về mặt kỹ thuật cũng như về mặt kinh tế đối với việc triển khai phương án móng sâu.Việc tính toán các thông số kỹ thuật vật liệu cọc phụ thuộc nhiều vào các đơn vị sản xuất, và đôi khi quá trình tính toán này không rõ ràng

và hiệu quả

Tháng 7 năm 2008 Bộ Xây Dựng ban hành tiêu chuẩn tính toán cọc ống BTCT ly tâm dự ứng lực , quy trình này cũng chỉ căn cứ vào cường độ chịu nén cực hạn của bê tông tự do nở hông, ứng suất trước tác động lên bê tông, mất mát ứng suất và ứng suất hiệu quả tác động lên bê tông, hoàn toàn không có vai trò của thép đai trong việc gia cường ép ngang nhằm làm tăng cường độ cũng như độ dẻo của cấu kiện

Dựa vào kinh nghiệm của bản thân, tác giả phán đoán quá trình gia cường

ép ngang ảnh hưởng rất lớn đến khả năng chịu nén dọc trục cực hạn cũng như biến dạng chịu nén dọc trục cực hạn của cấu kiện Trên tinh thần đó , tác giả quyết định triển khai thí nghiệm nén mẫu thực tế hiện trường (45 mẫu với đường kính và tỉ số thể tích gia cường ép ngang khác nhau) kết hợp đo biến dạng hoặc ứng suất biến dạng , đồng thời tính toán các thông số của các mẫu trên theo mô hình của tác giả Patrick Paultre, tác giả Mander và TCVN 7888:2008 Việc so sánh và đối chiếu giữa các kết quả trên sẽ cho tác giả thấy được kết quả mà mình đang phán đoán

CÁC KÝ HIỆU SỬ DỤNG TRONG ĐỀ TÀI

A g : tổng tiết diện mặt cắt ngang cọc, mm 2

A cc0 : tiết diện lõi ảo bê tông bị ép ngang (mm 2 )

A cc1 : tiết diện lõi thực bê tông bị ép ngang (mm 2 )

A c2 : tiết diện vỏ ngoài đai gia cường bị ép ngang (mm 2 )

A sp : mặt cắt tiết diện thép đai gia cường bị ép ngang (mm 2 )

A sh: tổng tiết diện thép đai gia cường ép ngang trong bước S

A ps : tổng tiết diện cáp chủ dự ứng lực (mm 2 )

C: đường kính lõi bê tông bị ép ngang(mm)

d: đường kính trong mẫu thí nghiệm(mm)

d p : đường kính mặt cắt cáp dự ứng lực (mm)

D: đường kính ngoài mẫu thí nghiệm(mm)

f pu : cường độ chịu kéo của cáp chịu DUL (mm)

f pj : ứng suất căng trước của cốt thép DUL (MPa)

f se : ứng suất hữu hiệu trong cáp dự ứng lực (MPa)

f e : ứng suất hữu hiệu trong bê tông

f cgp : ứng suất nén ban đầu trong bê tông(MPa)

f ci : ứng suất nén cho phép của bê tông tại tiết diện truyền ứng suất (MPa) f’ ci : cường độ chịu nén của bê tông tại thời điểm truyền ứng suất (MPa) f’ c : cường độ chịu nén thiết kế của bê tông tự do nở hông (MPa)

ρcc : tỉ số thể tích giữa thép dọc và lõi

f py : cường độ cháy dẻo cáp DUL (MPa)

f hy : cường độ cháy dẻo thép đai (MPa)

ρse : tỉ số thể tích ép ngang hiệu quả (%)

f’ h : ứng suất thép ép ngang tại đỉnh tác động lên lớp ngoài (MPa)

f’ le : ứng suất ép ngang hiệu quả tại đỉnh tác động lên lõi bê tông (MPa) f’ cc : ứng suất nén cực hạn tại đỉnh của bê tông bị ép ngang (MPa)

F i : tổng lực kéo càng ban đầu của cốt thép I i = f py × A ps

ES: ứng suất mát mát do biến dạng đàn hồi

E p : Module đàn hồi cáp DUL (MPa)

ε’ c : biến dạng nén cực hạn của bê tông tự do nở hông

ε

ε’ cc : biến dạng nén cực hạn tại đỉnh của bê tông bị ép ngang

εcc50 : biến dạng nén sau đỉnh tại 50% f’ cc

K e : chỉ số gia cường ép ngang hình dọc

κ

κ: hệ số điều chỉnh độ dốc

I’ e : chỉ số hiệu quả ép ngang không thứ nguyên tại đỉnh

I’ e50 : chỉ số hiệu quả ép ngang không thứ nguyên tại 50% f’ cc sau đỉnh n: số lượng cáp DUL

P r : sức kháng nén dọc trục tính toán

P ro : sức kháng nén dọc trục tính toán (không xét tới THUS)

P cr : ứng suất nén kháng nứt thực nghiệm (MPa)

P max : ứng suất nén cực hạn thực nghiệm (MPa)

S: bước đai xoắn

MỤC LỤC

CHƯƠNG 1: GIỚI THIỆU 1

1.1 Sự xuất hiện cọc ống BTCT dự ứng lực và các ưu điểm của nó 1

1.2 Đặt vấn đề nghiên cứu và cơ sở hình thành .2

1.3 Mục tiêu nghiên cứu của đề tài 3

1.4 Lợi ích mong muốn của đề tài 6

CHƯƠNG 2: LƯỢC KHẢO CÁC VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU 7

2.1 Tình hình nghiên cứu ngoài nước 7

2.2 Tình hình nghiên cứu trong nước .8

CHƯƠNG 3: CƠ SỞ LÝ THUYẾT 9

3.1 Các khái niệm cơ bản 9

3.2. Mô hình ép ngang của Mander(1988) 10

3.3. Mô hình ép ngang của Frederic Legeron và Patrick Paultre(2003) 13

3.4 Tính toán cọc ống BTCT dự ứng lực theo qui phạm TCVN 7888:2008 25

CHƯƠNG 4: THÍ NGHIỆM HIỆN TRƯỜNG 29

4.1. Qui trình thí nghiệm 29

4.2. Công tác chuẩn bị thí nghiệm 33

4.3. Cơ cấu phá hoại từng phân nhóm có tỉ số thể tích gia cường ép ngang khác nhau 37

4.4. Kết quả thí nghiệm nén mẫu hiện trường theo từng phân nhóm có tỉ số thể tích gia cường ép ngang khác nhau 49

CHƯƠNG 5: PHÂN TÍCH ,SO SÁNH KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM 75

5.1. Phân tích kết quả 3 thí nghiệm nén mẫu D400 điển hình ,đo ứng suất biến dạng 75

5.2. So sánh ,đối chiếu kết quả thí nghiệm với kết quả của các mô hình tính ép ngang 78

CHƯƠNG 6: KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 84

6.1 Kết luận 84

6.2 Kiến nghị 85

TÀI LIỆU THAM KHẢO 86

LÝ LỊCH TRÍCH NGANG 88

CHƯƠNG 1

GIỚI THIỆU 1.1 Sự xuất hiện cọc ống bê tông cốt thép dự ứng lực và các ưu điểm của nó:

Ngày nay, cùng với sự phát triển rất nhanh của khoa học kỹ thuật nói chung, ngành xây dựng nói riêng, các công trình xây dựng như : nhà cao tầng, dàn khoan dầu, cầu nhịp lớn, …xuất hiện ngày càng nhiều hơn với những đòi hỏi nghiêm ngặt về nền móng cũng như về giải pháp kinh tế cho công trình

Cấu kiện cọc ống BTCT ứng suất trước (prestressed spun concrete pile) xuất hiện trong bối cảnh công nghệ bê tông ứng suất trước tại Việt Nam đang từng bước phát triển,đồng thời cấu kiện này đã giải quyết tốt các bài toán đặt ra cho các yêu cầu của phương án móng sâu như:

• Chiều dài của 1 đoạn cọc lớn( lớn hơn hẳn so với cọc vuông có tiết diện tương tự) do đó giảm số lượng mối nối của 1 tim cọc

• Công nghệ quay ly tâm cho được kết quả là bê tông mác cao , giảm tỉ lệ nước/

xi măng ,do đó tăng cường độ BT và độ bền của cọc

• Mác BT đạt đến 80Mpa cho phép cọc xuyên qua tầng địa chất cứng

• Cọc đạt đến cường độ thiết kế sau 7 ngày sản xuất do đó nhanh chóng được đưa vào thi công, thúc đẩy tiến độ công trình

• Khả năng chịu uốn cao

• Không tạo ra moment xoắn trong quá trình đóng cọc

• Sản xuất nhanh, kinh tế, dễ dàng ghép nối, thi công tại công trường

• Trọng lượng đơn vị nhỏ, giá thành thấp hơn nhiều so với cọc vuông

• Kiểm tra được chất lượng cọc 1 cách dễ dàng tại điều kiện nhà máy

1.2 Đặt vấn đề nghiên cứu và cơ sở hình thành:

Cấu kiện cọc ống bê tông cốt thép dự ứng lực không những thoả mãn các đòi hỏi gắt gao về yêu cầu kỹ thuật mà còn giải quyết rất tốt bài toán kinh tế của dự án, tuy

nhiên trong tất cả các bài toán thiết kế cường độ chịu nén cực hạn cọc của tất cả các

đơn vị sản xuất ở Việt Nam đều chỉ thông qua các trình tự sau :

• Xác định cường độ chịu nén cực hạn của bê tông tự do nở hông

• Xác định ứng suất trước( do cáp chủ dự ứng lực) tác động lên bê tông

• Xác định các tổn hao ứng suất do các yếu tố như : biến dạng đàn hồi, co ngót, từ biến, chùn ứng suất, nhiệt độ…

Các thông số cáp chủ dự ứng lực, diện tích mặt cắt của bê tông, mác bê tông sẽ được các đơn vị sản xuất đưa vào để tính toán các yếu tố nêu trên Tuy nhiên các đơn

vị sản xuất chỉ xét đến hàm lượng cốt đai nhằm xác định khả năng chịu cắt của cấu kiện hoặc được bố trí cấu tạo để chống nứt Do đó, cường độ chịu nén dọc trục của các loại cọc ống bê tông cốt thép dự ứng đã được thiết kế và thi công cho đến thời điểm hiện nay tại Việt Nam có giá trị không cao ứng với hàm lượng thép đai gia cường

ép ngang qui ước( chưa khai thác hết khả năng thực tế của cọc) Đồng thời, qui phạm TCVN_7888 : 2008 Cọc Bê Tông Ly Tâm Ứng Lực Trước được hình thành dựa trên

cơ sở tiêu chuẩn Nhật JIS A 5335 :1979 ‘ Pretensioned spun concrete piles’ , JIS A

5337 : 1995 ‘ Pretensioned spun high strength concrete piles’ cũng hoàn toàn không đề cập đến yếu tố đai xoắn trong cấu kiện này

Trong quá trình công tác, tác giả may mắn được tham gia thiết kế và thi công rất nhiều loại cọc này, hầu hết khả năng chịu nén dọc trục cực hạn đều do các đơn vị sản xuất đưa ra Ngoài ra, có sự chênh lệch khá lớn về khả năng chịu nén dọc trục cực hạn của cùng 1 loại cọc , cùng các thông số vật liệu ban đầu nhưng có hàm lượng thép đai khác nhau Do đó ta có thể suy đoán cáp chủ dự ứng lực cùng với thép đai xoắn quanh thân cọc đã hình thành cho cọc 1 lõi qui ước được bao xung quanh bởi đai xoắn( nếu cấu kiện không rỗng trong lòng cọc như hiện nay thì dễ dàng cho ta đưa ra sự giải thích đó chính là vùng bê tông phía trong đai xoắn đã bị ép ngang)

Từ những suy đoán và lập luận trên, tác giả đã quyết tâm tiến hành triển khai hàng loạt các thí nghiệm nén mẫu thực thế tại hiện trường kết hợp quá trình dán strain

gause để đo ứng suất biến dạng nhằm thực hiện đề tài ’’ Nghiên cứu sự ảnh hưởng

của quá trình ép ngang của thép đai lên khả năng chịu nén dọc trục của cọc ống BTCT dự ứng lực”

1.3 Mục tiêu nghiên cứu của đề tài

Từ những cơ sở hình thành đề tài như trên, đề tài nghiên cứu tập trung giải quyết các vấn đề sau:

- Tiến hành triển khai nén mẫu thực tại hiện trường, gồm 3 chủng loại cọc ống bê tông cốt thép dự ứng lực có đường kính D300, D400, D500 (15 mẫu D300, 15 mẫu D400, 15 mẫu D500 )kết hợp đo biến dạng hoặc ứng suất & biến dạng theo từng cấp tải

- Triển khai tính toán khả năng chịu nén dọc trục cực hạn của các mẫu trên theo các mô hình bê tông chịu nén có sự hỗ trợ gia cường ép ngang của các tác giả Frederic Legeron & Patrick Paultre và của tác giả Mander

- So sánh ,kiểm chứng kết quả thí nghiệm nén mẫu thực tế tại hiện trường với kết quả tính toán theo 2 mô hình trên Đồng thời đối chiếu cả 3 kết quả trên với kết quả tính toán cọc ống ly tâm dự ứng lực theo TCVN 7888:2008 ( cường độ chịu nén cực hạn không có sự hỗ trợ gia cường ép ngang) làm cơ sở cho việc tiên đoán hiệu quả của

sự gia cường theo phương ngang của thép đai xoắn

- Mô phỏng được quá trình ứng xử và xác lập cơ cấu phá hoại của từng loại cọc tương ứng với hệ số hàm lượng thép đai gia cường ép ngang

Ngoài ra , kết quả nghiên cứu cũng cho ta xác định được kết quả có hay không việc hình thành lõi qui ước trong quá trình chịu tải dọc trục của cấu kiện

SƠ ĐỒ NGHIÊN CỨU

MẪU THÍ NGHIỆM

DỮ LIỆU ĐẦU VÀO

KẾT LUẬN, KIẾN NGHỊ, HƯỚNG PHÁT TRIỂN

TÍNH TOÁN THEO TCVN 7888:2008

TÍNH TOÁN THEO MÔ HÌNH MANDER

1.4.Lợi ích mong muốn của đề tài

Đề tài được thực hiện với mong muốn giúp các kỹ sư hoạt động trong lĩnh vực thiết kế và thi công , các đơn vị sản xuất cấu kiện cọc ống bê tông cốt thép dự ứng lực

có cái nhìn rõ hơn về tầm quan trọng của quá trình gia cường ép ngang của thép đai lên khả năng chịu nén dọc trục của cấu kiện Đưa ra các lý thuyết tính toán của vài quá trình nghiên cứu trên thế giới,và kết quả thí nghiệm thu được Từ đó, các kỹ sư sẽ cân nhắc đưa ra các giải pháp nhằm tối ưu khả năng chịu tải của cọc, giải quyết bài toán kinh tế một cách hiệu quả hơn

độ chịu nén cực hạn có ảnh hưởng của thép ngang Quá trình lập này không hội tụ về giá trị thực nếu những dự đoán ban đầu về biến dạng ép ngang không gần đúng với giá trị thực của nó

Cusson và cộng sự năm (1996),(1998) cũng như Razvi và Saatcioglu (1998) cũng đã dựa vào nền tảng mô hình năm 1995 của Cusson và Paultre để triển khai các thí nghiệm gia cường ép ngang

Và liên tiếp trong những năm trong thập kỷ 90, tại đại học Sherbrooke, đã có rất nhiều các công trình nghiên cứu vể quá trình ứng xử của cột bê tông chịu tải đúng tâm cũng như chịu uốn và chịu tải dọc trục , như Cusson và Paultre (1994),(1995); Paultre

và Legeron (1999); Legeron và Paultre (2000), Paultre và công sự (2001)

Các kết quả nghiên cứu trên kết hợp với 1 số lượng lớn kết quả thực nghiệm trong quá khứ đã cho phép bổ sung vào mô hình của Cusson và Paultre để nó có thể ứng dụng vào cột tròn hoặc vuông, bê tông thường hoặc bê tông cường độ cao, bị ép ngang bởi thép thường hoặc thép cường độ cao, hình thành mô hình ép ngang của Patrick Paultre (2003) được trình bày trong đề tài Trong quá trình thực hiện, mô hình này đã được đơn giản hoá bằng việc bỏ bớt yêu cầu về tiên đoán ứng suất ép ngang tại đỉnh của cường độ chịu nén cực hạn bằng phương pháp lập

2.2 Tình hình nghiên cứu trong nước

Ở Việt Nam các quá trình nghiên cứu cũng như thí nghiệm để xác định ảnh hưởng của quá trình gia cường ép ngang đến khả năng chịu tải dọc trục của cấu kiện thường ít được tiến hành Các công trình thường tiến hành thí nghiệm thử tĩnh đối với các cấu kiện cọc ở phạm vi cho phép chưa vượt qua tải trọng dọc trục cực hạn hay không quan tâm đến sự gia cường ép ngang

CHƯƠNG 3

CƠ SỞ LÝ THUYẾT 3.1 Các khái niệm cơ bản

a) Cường độ nén danh nghĩa (cường độ chịu nén cực hạn của bê tông tự do

nở hông , f’c) là cường độ nén một phương thiết lập từ thí nghiệm nén mẫu hình trụ tiêu chuẩn sau 28 ngày dưỡng hộ: thường dùng để kiểm tra cường độ bê tông trong kiểm soát chất lượng sản phẩm hay giám định

Cường độ bê tông bị ảnh hưởng bởi tỷ lệ N/X, loại xi măng, thành phần cốt liệu, phụ gia, điều kiện dưỡng hộ, tốc độ gia tải (v ↑ ⇒ f’c↑), tuổi thí nghiệm

Nhà cung cấp hay nhà sản xuất cố gắng phát triển các thiết kế cấp phối bê tông

để cường độ nén trung bình mục tiêu (target mean compressive strength) cao hơn, và

đôi khi cao hơn đáng kể so với giá trị lý thuyết để tránh các giá trị cường độ thấp và khả năng bê tông bị loại bỏ (sau khi đổ bê tông tại công trình)

b) Biến dạng nén cực hạn của bê tông tự do nở hông ε’c là biến dạng tương đối theo 1 phương được thiết lập từ thí nghiệm nén mẫu hình trụ tiêu chuẩn mà tại đó mẫu đạt cường độ chịu nén cực hạn f’c

3.2 Mô hình ép ngang của Mander (1988)

Trước hết xem xét mô hình (σ−ε) khái quát dưới đây của bê tông tự do nở

ngang và bê tông bị ép ngang trong thí nghiệm nén (theo Mander et al)

Diện tích gạch chéo của quan hệ (σ−ε) đặc trưng cho năng lượng cộng thêm mà

có thể được tiêu tán trong một tiết diện bị ép ngang, tỷ số giữa biến dạng cực hạn của

bê tông bị ép ngang và biến dạng cực hạn của bê tông không ép ngang khoảng εcu/εsp = 4-15

Mô hình Mander có thể áp dụng cho tất cả các dạng tiết diện và cho tất cả mức

độ ép ngang Quan hệ ứng suất-biến dạng (fc−εc) của bê tông bị ép ngang được xác định bằng hệ phương trình sau đây :

r

' cc c

x 1 r

xr f f

c

E-E

E

Với fc: cường độ của bê tông tự do nở ngang

f’cc : cường độ cực hạn của bê tông bị ép ngang

εc : biến dạng của bê tông tự do nở ngang

εcc : biến dạng của bê tông bị ép ngang

Ec : Module đàn hồi của bê tông tự do nở ngang

Cường độ chịu nén cực hạn của bê tông bị ép ngang được Mander đề xuất như sau:

= 2 254 1 7,94 2 1 , 254

' ' '

' '

'

c le c

le c

cc

f

f f

f f

'(51['

c

cc co

(ACI 318: thông thườngεco ≈ 0,002)

Và

) MPa ( f 5000 )

psi ( f 60000

c

' c

cc

cc sec

ε

'f

Trong các phương trình trên, cường độ cực hạn bê tông bị ép ngang (peak

concrete stress), f’cc, là hàm số của áp suất nén ngang hiệu quả (effective lateral

Với f’h : ứng suất ép ngang cực đại của thép đai (Mpa), f’h =fhy

fhy : cường độ chảy dẻo của thép gia cường ép ngang

ρse : tỉ số thể tích hiệu quả của thép gia cường ép ngang

(10)

1

cc

sp e se

sA

c A

=

ρ

với Ke là hệ số hiệu quả nén ngang (confinement effectiveness coefficient), mà

liên quan trực tiếp đến diện tích lõi nén ngang hiệu quả so với diện tích lõi danh nghĩa được bao vây bởi tâm chu vi các thép đai Giá trị điển hình của hệ số này là:

a MƠ HÌNH ÉP NGANG

Giả thuyết áp suất ép ngang làm tăng khả năng chịu nén của cột ( Richart và cộng sự 1928) Trong cột, sự ép ngang diễn ra bởi đai, đai xoắn hoặc các hình thức thép bên chịu áp lực bị động phản ứng lại với sự mở rộng của bê tơng Khi bê tơng chưa chịu tải ,sự mở rộng chưa diễn ra, thời điểm này áp suất lên lên mẫu bằng zero Khi tải xuất hiện, sự mở rộng của bê tơng do nở hơng và những vết nứt nhỏ diễn ra

e

fl

Confined concrete Hình1: Cân bằng ứng suất épngang bê tông và thép đai

Giả sử thép ép ngang là loại thép đàn dẻo lý tưởng, ứng suất ép ngang đạt đến đỉnh khi thép chảy dẻo Xét trường hợp cột trịn với đường kính là c, bị ép ngang bằng lớp

vỏ cĩ bề dày là e Trong cột này, ứng suất ép ngang fl được xem như là lực tương ứng cân bằng và biến dạng thích hợp Lực cân bằng giữa ứng suất ở lớp vỏ và ứng suất ép ngang tác động lên lõi bê tơng, cụ thể:

với fh = ứng suất kéo tác động lên lớp vỏ chủ động ( ứng suất gia cường ngang)

Từ biến dạng tương ứng và giả dụ rằng bê tơng ở phía ngồi lõi bị biến dạng giống như lớp vỏ, biến dạng của lớp vỏ εh( >0 nếu là kéo)được viết như sau:

cc cc

cc h

E

fl

) 1 ( νε

ν

với νcc là hệ số nở hông của bê tông

Ecc là modun đàn hồi của bê tông bị ép ngang theo phương ngang

b ỨNG DỤNG VÀO CỘT BỊ ÉP NGANG BỞI THÉP DỌC VÀ ĐAI XOẮN

Sự bổ sung ứng suất ép ngang rất phức tạp trong cột bị ép ngang bởi thép dọc và đai xoắn khi biến dạng bên của sự mở rộng bê tông xuất hiện nhiều Ứng suất ép ngang biến thiên từ cực đại tại các vị trí thép đai đến cực tiểu ở vị trí giữa các thép đai Khi xét đến hiệu quả của thép ép ngang, ta dùng hệ số hiệu quả ép ngang hình học Ke do Sheikh và Uzumeri (1982) hoặc đề xuất bởi Mander và cộng sự (1984) Hệ số này phản ánh hiệu quả của sự gia cường ngang trong quá trình ép ngang bê tông Đơn cử, thép ép ngang phân bố theo phương dọc cột càng nhiều, hiệu quả ép ngang càng cao

Hệ số hiệu quả ép ngang hình học Ke sử dụng cho cột tròn đai xoắn như sau:

1 2

c s K

ρ (3) Với ρcc là tỉ số thể tích thép dọc và lõi bị ép ngang

(4)

Với Aps: tổng tiết diện cáp chủ dự ứng lực (mm2)

Acc1: tiết diện lõi thực bê tông bị ép ngang (mm2)

s : bước đai xoắn (mm)

c: đường kính lõi bị ép ngang (mm)

Giả định s là bước của đai xoắn Cột tròn có sự ép ngang đối xứng , ta sử dụng chỉ số thể tích ép ngang (hay hàm lượng thép ép ngang) như sau:

1

cc

ps cc

A

A

= ρ

cc

sp s

sA

c A

sA

c A K

Phương trình tương thích ứng với phương trình (2) như sau:

cc

e cc cc

cc h

E

fl

) 1 ( νε

ν

c PHẢN ỨNG CỦA CỘT BỊ ÉP NGANG KHI CHỊU TẢI NÉN ĐÚNG TÂM

Các bước sau được thực hiện từng bước để dự đoán phản ứng của cột ép ngang khi chịu tải nén đúng tâm( nhằm xác định fh bằng phương pháp lập)

1 Chọn giá trị biến dạng dọc trục bất kỳ εcc

2 Giả định ứng suất của thép ép ngang fh= fhy

3 Xác định được ứng suất ép ngang hiệu quả fle từ phương trình (7)

4 Xác định sự tăng cường độ và độ dẻo

5 Tính ứng suất nén của bê tông bị ép ngang fcc từ biểu đồ quan hệ ứng suất biến dạng của bê tông bị ép ngang và xác định Ecc =fcc/εcc

6 Xác định biến dạng của thép ép ngang trong quá trình ép ngang từ phương trình tương thích (8)

7 Tính fh từ quan hệ ứng suất biến dạng của thép ép ngang

8 Lặp lại các bước từ bước 3 đến bước 7 để hội tụ fh

Việc xác định phản ứng của cột bị ép ngang (thực chất là xác định fh ) cĩ thể được hồn tất bằng phương pháp lặp (bước 1 đến bước 8) với các giá trị giả định biến dạng dọc trục εcc khác nhau và biểu đồ quan hệ ứng suất biến dạng của bê tơng bị ép ngang

Hình3: Mối quan hệ ứng suất biến dạng của bê tông gia cường ép ngang

cc

k

cc k

' / 1

' /

εε

εε

−

Điểm cao nhất của giai đoạn này là đỉnh của đường cong ứng suất biến dạng, fcc là ứng suất nén của bê tông bị ép ngang tương ứng với biến dạng εcc và k là thông số hiệu chỉnh đường cong của nhánh tăng này, và được cho bời công thức:

k=

) ' / ' ( cc cc

ct

ct

f E

E

ε

−

(10)

với Ect là module đàn hồi tiếp tuyến của bê tông tự do nở ngang

Nhánh giảm (sau khi tăng) là quá trình mở rộng của bê tông được Fanfitis và Shah( 1985) đề xuất như sau:

f ' exp[ ( ' ) 2],

1

k cc cc cc

k

50 1

5 0 ln

k cc

k2 = 1 + 25(l e50)2 (13)

Với Ie50 là chỉ số ép ngang hiệu quả được xác định tại εcc50

Xác định ứng suất nén cực hạn và biến dạng nén cực hạn của bê tông bị ép ngang được xác định theo các phương trình trình bày sau đây

d ỨNG SUẤT CỰC HẠN CỦA BÊ TÔNG BỊ ÉP NGANG

Như đã trình bày, ứng suất cực hạn và biến dạng nén cực hạn của bê tông bị ép ngang

là (ε’cc,f’cc) Ứng suất của thép ép ngang tại điểm này là f’h ,tương ứng với biến dạng

là ε’h Áp lực ép ngang hiệu quả theo phương y từ công thức (7) như sau:

cc h

E

f

,

, , ,

,

εν

Với E’cc và ν’cc là module đàn hồi cát tuyến và hệ số nở hông của bê tông tại đỉnh ứng suất Tuy nhiên , chúng ta biết rõ rằng khi biết được cường độ và độ dẻo( biến dạng ) ,ta sẽ biết được quá trình ép ngang và ứng suất gia cường ép ngang (Sheikh và

Uzumeri 1982) Đây là vấn đề tiềm ẩn được giải quyết bằng việc giả định sự gia cường ép ngang đạt chảy dẻo tại điểm đỉnh của quan hệ ứng suất biến dạng.Tuy nhiên Cusson và Paultre( 1994) cũng như Li và cộng sự (1994) đã cho thấy rằng cường độ chảy dẻo không phải là điểm đỉnh, đặc biệt với cột có sự ép ngang nhỏ hoặc quá trình

ép ngang tạo bởi thép cường độ cao Quan sát kết quả thực nghiệm đã qua( Sheikh và Uzumeri 1980) cho thấy rằng cường độ chảy dẻo của thép ép ngang luôn không đạt thậm chí với bê tông thường Từ đó , Cusson và Paultre (1995) giới thiệu 1 quá trình lập có thể cung cấp giải pháp số để xác định ứng suất gia cường ép ngang tại đỉnh Để

có thể hiểu thêm về quá trình lập này, một đồ thị tiên đoán được trình bày ở đây, cho 1 công thức trực tiếp trong đó quá trình lập là không cần thiết

Trước hết , Cusson và Paultre (1995) định nghĩa chỉ số ép ngang hiệu quả không thứ nguyên tại ứng suất đỉnh như sau:

I

c

e e

Sự gia cường độ dẻo và cường độ được thể hiện như là 1 hàm của chỉ số ép ngang hiệu quả không thứ nguyên Dựa vào các nghiên cứu của Cusson và Paultre, một quan hệ mới được giới thiệu với mức độ áp dụng rộng đối với các loại bê tông có cường độ khác nhau

( ), 0.7,

,

4 2

c

cc

I f

f

+

( ), 1.2,

cc cc c

, ,

, ,

, , ,

ε

νε

ενε

,

, ,

, 2 1 , ,

,

4 2 1

* 1 35

1

e

e cc

cc e

c

h

I

I I

α

νν

εε

(20)

0 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 1.0

2.0 3.0 4.0

Hình4: Mối quan hệ giữa ε ' h / ε ' c và I' e

Hình 4 thể hiện giá trị thực nghiệm ε’h/ ε’c được xác định từ thí nghiệm nén dọc trục

80 mẫu cột (Uzumeri 1980; Mander và cộng sự 1984, Nagashima và cộng sự 1992; Sheikh và Toklucu 1993; Cusson và Paultre 1994) Hình 4 cũng cung cấp cho

phương trình số (20 ) giá trị ν’cc=0.43 và α = 1.1 Νhững giá trị này áp dụng đến cho cột ở trạng thái thái phá hoại trung bình ở ngay giữa đai và ở vị trí giữa các đai Xem việc đo biến dạng của đai là khơng chính xác ở mức độ cao, và những dự đốn là đúng với kết quả thưc nghiệm Cặp giá trị trên thể hiện kết quả tốt nhất trong xử lý dữ liệu Mối quan hệ đơn giản hơn sau đây cung cấp sự tương thích tốt nhất với kết quả thực nghiệm:

43 0 ' 10 25 0

,

,

≥ +

0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 0.05

0.10 0.15 0.20

C A

B (I' e ) C

(I' e ) B

Hình5: Mối quan hệ giữa ε ' h / ε ' c , I' e và mối quan hệ ứng suất biến dạng của thép gia cường ép ngang được diễn tả trong I e và ε h / ε ' c

ép ngang tại đỉnh đường cong, I’e Một giải pháp phân tích cũng cĩ thể được tìm thấy

Độ dốc của đường thể hiện vùng đàn hồi của thép ,trong hình (5) là :

κ=

c s se

c

E E

f

, ,

c hy

k f f

f

,

,

43 0 10

25 0

Từ phương trình này ta có thể chứng minh được rằng cột bị ép ngang càng lớn, nó thể

sử dụng cường độ ép ngang chảy dẻo càng nhiều Điều này thể hiện trên kết quả thực nghiệm( Cusson và Paultre 1994)

Trước hết, chúng ta giả định rằng thép ép ngang có mối quan hệ ứng suất biến dạng đàn dẻo lý tưởng Thậm chí, trong 1 số trường hợp , ảnh hưởng của biến dạng tái bền

có thể bỏ qua đối với thép đai thường, bởi vì biến dạng tái bền thường thì không đạt đến đỉnh Điều này tuy nhiên không đúng đối với thép cường độ cao với mối quan hệ ứng suất biến dạng là đường cong không có điểm chảy dẻo Đối với cột chịu ép ngang tốt, loại cột mà biến dạng có thể vượt qua nhiều biến dạng chảy dẻo qui ước của thép

ép ngang, thì cường độ chảy dẻo qui ước của thép ép ngang được bù đắp 0.2% Ngược lại, đối với cột có quá trình ép ngang kém, biến dạng thấp hơn nhiều so với biến dạng chảy dẻo của thép ép ngang nhưng vẫn nằm trong vùng cong của đường cong ứng suất biến dạng, tức là lực ép ngang đã được đưa ra quá cao Ứng xử tiêu biểu của thép trong việc tính toán chỉ số ép ngang hiệu quả tại đỉnh có thể sử dụng trong trường hợp này (hình 6)

0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.00.05

0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

A:f ' c =40MPa, B:f ' c =100MPa,

f f

) 2

' 1 (

cc e

c

s K

sA

c A

=ρ

1

cc

sp e se

sA

c A

=ρ

c s se

κ =

c

le c

f

f I

'

' ' =

c e

'

' 2 '

' 94 7 1

* 254 2

* ' '

c le c

le c

cc

f

f f

f f

f

3.4 Tính toán cọc ống BTCT dự ứng lực theo quy phạm TCVN 7888:2008

a. Tính toán ứng suất nén ban đầu:

Ứng suất nén ban đầu trong bê tông được tính toán thông qua lực kéo căng ban đầu của cốt thép hoặc lực căng cốt thép được đo kiểm tra thực tế và tổng diện tích mặt cắt ngang cọc

fci Ag i

F

trong đó:

fcgp: Ứng suất nén ban đầu trong bê tông, MPa

Fi: Tổng lực kéo căng ban đầu của cốt thép, Fi = fpj x Aps, N

Aps: Tổng diện tích cốt thép dự ứng lực trước, mm2

fpj: Ứng suất kéo căng ban đầu của cốt thép dự ứng lực trước, MPa

Ag: Tổng diện tích mặt cắt ngang cọc, mm2

fci: Ứng suất cho phép tại thời điểm truyền ứng suất, MPa

Ứng suất kéo căng của cốt thép dự ứng lực trước (fpj) không được lớn hơn 75% cường độ chịu kéo của cốt thép (fpu) Ứng suất nén trong bê tông do lực kéo căng của cốt thép (fcgp) phải nhỏ hơn ứng suất nén cho phép của bê tông tại thời điểm truyền ứng suất (fci) Ứng suất nén cho phép của bê tông tại thời điểm truyền ứng suất bằng 60% cường độ chịu nén cho phép của bê tông tại thời điểm truyền ứng suất (f’ci) Cường độ chịu nén cho phép của bê tông tại thời điểm truyền ứng suất bằng 75 % cường độ chịu nén thiết kế của bê tông (f’c)

trong đó:

ES: Ứng suất mất mát do biến dạng đàn hồi

Es: Môđun đàn hồi của cốt thép dự ứng lực trước

Eci: Môđun đàn hồi của bê tông tại thời điểm truyền ứng suất

fcir: Ứng suất nén trong bê tông tại trọng tâm thép dự ứng lực ngay tại thời điểm truyền lực vào bê tông

fg: Ứng suất nén trong bê tông tại trọng tâm thép dự ứng lực do trọng lượng của cấu kiện tại thời điểm truyền lực vào bê tông

• Ứng suất mất mát do từ biến (CR)

Ec

Es )fcgp i t ψ(t,

0,6 ) i t (t 10

0,6 ) i t (t 0,118 i

)t 120

H (1,58 f k 3,5k ) i t (t,

− +

k f : Hệ số xét đến ảnh hưởng của tỷ lệ thể tích/bề mặt của kết cấu

t i: Tuổi bê tông lúc bắt đầu chịu lực, ngày

t: Tuổi bê tông tại thời điểm đóng cọc, ngày

f’ c: Cường độ chịu nén thiết kế của bê tông, MPa

H: Độ ẩm, %

• Ứng suất mất mát do co ngót (SH)

s E sh ε

t) (55

t h k s 3 0,56x10 sh

k h: Hệ số độ ẩm

k s : Hệ số kích thước được xác định theo 22TCN-272-05

• Ứng suất mất mát do chùng ứng suất (RE)

fpj r ε

trong đó:

fpj: Ứng suất căng của cốt thép dự ứng lực trước, MPa

εr : Tỷ lệ chùng ứng suất của loại cốt thép sử dụng, %

Tổng ứng suất bị mất mát:

RE SH CR ES

Ứng suất hữu hiệu trong cốt thép dự ứng lực trước:

TL fpj

Tỷ lệ ứng suất hữu hiệu trong cốt thép và giới hạn chảy của cốt thép không được lớn

hơn 0,8

c. Tính toán ứng suất hữu hiệu của cọc :

Ứng suất hữu hiệu của cọc PHC là ứng suất nén trước tính toán của bê tông trong cọc PHC có tính đến các đặc tính biến dạng đàn hồi, co ngót của bê tông, sự suy giảm ứng suất do từ biến của bê tông và sự suy giảm ứng suất do cốt thép bị chùng ứng suất

Ứng suất hữu hiệu trong bê tông:

Ag

Aps fse

trong đó:

fe: Ứng suất hữu hiệu trong bê tông, MPa

Aps: Tổng diện tích cốt thép dự ứng lực trước, mm2

Ag: Diện tích mặt cắt ngang của cọc, mm2

d. Tính toán sức kháng nén dọc trục của cọc

Sức kháng nén dọc trục tính toán của cọc (Pr) được đưa ra nhằm cung cấp thông tin cho việc tính toán lựa chọn sức chịu tải của cọc trong quá trình thiết kế và lựa chọn thiết bị thi công phù hợp Sức chịu tải làm việc thực tế của cọc được lấy không lớn hơn

70 % sức kháng nén dọc trục tính toán theo vật liệu sử dụng của cọc Sức kháng nén dọc trục tính toán của cọc được tính theo công thức sau:

Đối với cấu kiện có cốt thép đai xoắn:

Pn= 0,85*(0,85 x f’c x (Ag-Aps)- fe x Ag) (13) trong đó:

P r: Sức kháng nén dọc trục tính toán của cọc, KN

ϕ: Hệ số sức kháng, đối với cấu kiện chịu nén có đai xoắn ϕ=0,75

Aps:Tổng diện tích cốt thép dự ứng lực trước, mm2

Ag:Diện tích mặt cắt ngang của cọc, mm2

fe: Ứng suất hữu hiệu trong bê tông

f’ c : Cường độ chịu nén thiết kế của bê tông

CHƯƠNG 4

THÍ NGHIỆM HIỆN TRƯỜNG 4.1 Qui trình thí nghiệm

a Đối với các mẫu không dán Strain gause đo ứng suất biến dạng:

- Chuẩn bị 45 mẫu thực cọc ống BTCT dự ứng lực : 15 mẫu D300, 15 mẫu D400,

15 mẫu D500 với chiều cao mỗi mẫu h = 800mm

- Xác định cơ bản tải vật liệu của mỗi mẫu theo TCVN 7888:2008

- Lần lượt các mẫu được cẩu đưa vào bệ cứng ( là nền cọc vuông 450 x450 đã được thử tải tĩnh Ptest =400T) nằm giữa trong thiết bị robôt ép cọc thuỷ lực

- Cẩu vận hành của robốt sẽ nâng kích 500T và dầm đôi I tổ hợp h=600mm đặt lên trên mẫu chuẩn bị thí nghiệm

- Lắp 2 đồng hồ đo chuyển vị nhằm xác định chuyển vị đối với từng cấp tải và tổng chuyển vị khi cọc bị phá hoại

- Kích dầu 500T sẽ được bơm gia tải theo từng cấp tải( kích sử dụng bơm dầu)

- Ứng với từng cấp tải dừng để ổn định 5 phút, đọc từng cấp tải và chuyển vị của mỗi cấp

- Khi mẫu bắt đầu xuất hiện vết nứt, dừng gia tải , đo kích thước, chụp hình vết nứt, ghi cấp tải, đọc chuyển vị

- Tiếp tục gia tải theo từng cấp cho đến khi cọc nổ, đổ sập hoàn toàn Trong quá trình trên cũng tiếp tục ghi nhận từng cấp tải , đo chuyển vị và quay lại toàn bộ quá trình phá hoại của từng mẫu

- Nếu quá trình tụt tải sau khi xuất hiện vết nứt hình thành, vẫn phải ghi nhận lại chuyển vị và gia tải lại đến khi chưa tụt tải, rồi lại tiếp tục cho đến khi mẫu phá hoại

- Chụp hình lại toàn bộ cơ cấu phá hoại của từng mẫu và cẩu đưa ra khỏi hiện trường thí nghiệm

b Đối với 3 mẫu D400 được dán strain gause đo ứng suất biến dạng:

- Lựa chọn các mẫu có tỉ số thể tích thép gia cường ép ngang ρs chênh lệch nhiều

để thấy rõ quá trình ép ngang

- Chuẩn bị mẫu và dán strain gause trước 2 ngày khi tiến hành thí nghiệm

- Quá trình thí nghiệm cũng tương tự như trên nhưng phải ghi nhận thêm kết quả từ strain gause thông qua máy đo biến dạng P3500 và bộ SP10 đối với từng cấp gia tải