Nghiên cứu cọc bê tông ly tâm ứng lực trước

ng 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 = 160 (cm) fsi = Ca + Ks ' tanv aσ ϕ Ks =(1 - sinϕ ) OCR 44 Kết quả tính toán được lập thành bảng Lớp đất aϕ Ks Ca (kN/m2) γ (kN/m3) Li m 'vσ (kN/m2) fsi fsi.li (kN/m) 2 7030’ 0,8705 7,7 4,68 18,9 65,106 15,103 285,439 3a 28030’ 0,51265 5,3 9,11 2 118,442 39,179 78,358 4 130 0,74655 17,25 8,72 3,8 135,01 43,31 164,59 5a 300 0,51 6,85 8,9 4,9 156,8 51,2 250,88 Tổng 779,267 Qs = . .si iU f l∑ = 1,6*779,267 = 1246,83 (kN) 3.3.2.2 Sức chịu tải của mũi cọc (qp) a. Theo phương pháp Terzaghi. qp =1,3*C*Nc + 'vσ *Nq + 0,4*γ *d* Nγ Nc , Nq , Nγ . Tra bảng 3.5 trang 174 sách Nền Móng của TS. Châu Ngọc Ẩn Với ϕ =300. Ta có: Nc = 37,162 , Nq = 22,456 , Nγ = 19,7 'vσ =16,4*1+ 6,4*0,7 + 4,68*(20,6 - 1,7)+9,11*(22,6 - 20,6)+8,72*(26,4 - 22,6) +8,9*(31,3 - 26,4) = 204,3 (kN/m2) qp = 1,3*6,85*37,162 + 204,3*22,456 + 0,4*8,9*0,4*19,7 qp = 4946,74 (kN/m2) b. Theo phương pháp Meyerhof. qp = C*Nc + q*Nq Tra biểu đồ 3.28 trang 178 sách Nền Móng của TS. Châu Ngọc Ẩn. 45 Với Lb/b = 9,4/0,4 = 23,5 Ta có. ϕ = 300 ⇒ Nq = 16 , Nc = 70 qp = 6,85*70+ 204,3*16 = 3748,3 (kN/m2). c. Theo TCVN 205-1998. Qp = C*Nc + 'vσ *Nq +γ *b* Nγ = 6,85*37,162 + 204,3*22,456+ 8,9*0,4*19,7 qp = 4912,45 (kN/m2). Vậy sức chịu mũi cực hạn của cọc là. Qpmin = 3748,3*0,16 = 599,728 (kN). Sức chịu tải của cọc theo đất nền là. Qa = 1246,83 599,728 2 3 ps s p qQ FS FS + = + = 823,32 (kN). 3. 4 PHƯƠNG ÁN CỌC BÊ TÔNG LY TÂM ỨNG SUẤT TRƯỚC Đường kính ngoài D = 500 (mm), chiều dày thành cọc d = 90 (mm) cường độ thiết kế bR = 600 (kG/cm 2), chiều dài cọc L = 15 (m), ứng suất kéo của bê tông tuf = 75 (kG/cm 2 ). Thép ứng lực trước N = 14φ7.1, cường độ thép puf = 14500 (kG/cm2 ) 46 Ta có: q = 2,5*Ac =2,5*0,1159 = 0,29 (T/m). Sơ đồ cẩu lắp 2 móc cẩu Mmax = 0,0214*q*L2 = 0,0214*0,29* 215 =1,4 (T.m). Sơ đồ cẩu lắp 1 móc cẩu Mmax = 0,043*q*L2 = 0,043*0,29*152 =2,806 (T.m). 3.4.1 Sức chịu tải của cọc đơn. 3.4.1.1. Sức chịu tải của cọc theo vật liệu làm cọc. Ta có: Ứng suất nén cho phép của bê tông. bpσ = 0,4 x bR = 0,4 x 600 = 240 (daN/cm2). Tổng diện tích thép ứng lực. 2*0,7114* 4s A π= = 5,6 (cm2). Diện tích mặt cắt ngang cọc. 2 2*( ( 2* ) ) 4c D D dA π − −= = 2 2*(50 (50 2*9) ) 4 π − − = 1159,25 (cm2) Hàm lượng cốt thép trong cọc. 5,6 *100 0,48% 1159,25 μ = = Momen quán tính của mặt cắt ngang cọc. 4 4 2*( ) 1 * * * 4 2 o e p p r rI n A rπ −= + = 4 4 2*(25 16 ) 1 *4*5,6*21 4 2 π − + = 260134,06 (cm4) Moment kháng uốn của mặt cắt cọc. 260134,06 10405,36 25 e e IZ r = = = (cm3) 47 Ứng suất kéo ban đầu của thép : spσ = 0,75 x puσ = 0,75 x 14500 = 10875 (daN/cm2) Tạo ứng lực trước của thép trong cọc. (1 )* 2 1 '* pl pt p c k A n A σ σ − = + Với k = 0,06 (22TCN272-05) 6 4 ' 2*10' 4,4 45*10 s c En E = = = (với Es là modun đàn hồi của thép ứng lực, Ec’ là modun đàn hồi của bê tông tại thời điểm truyền ứng lực). Ta có 0,06(1 )*10875 2 5,61 4,4* 1159,25 ptσ − = + = 10329,2 (daN/cm2) Các tổn thất ứng suất trong cọc được lấy bằng 25% ứng suất trước trong cốt thép ứng lực. 25%. ptσ σ= = 0,25. 10329,2 = 2582,3 (daN/cm2) Ứng suất trước của thép tính toán trong cọc. 10329,2 2582,3pe ptσ σ σ= − = − = 7746,9 ( daN/cm2 ) Khả năng chịu kéo của bê tông: 5,6* 7746,9* 1159,25 s ce pe c A A σ σ= = = 37,42 (daN/cm2) Tải trọng dọc trục của cọc. 0 600 37,42 0,22* 2,5 0,22 * 212,5 1159,25 10405,36 b ce c e RP r A Z σ− −= = ++ = 216,33 (Tấn) 48 Momen kháng uốn của cọc. Ma = Ze * ( ce tufσ + ) = 10405,36*( 37,42 + 75 ) = 11,7 (T.m) 3.4.1.2. 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 Thành phần ma sát xung quanh cọc Qs Qs = fs As = . .si iU f l∑ Với: U =50*π = 157,08 (cm) fsi = Ca + Ks ' tanv aσ ϕ Ks =(1 - sinϕ ) OCR Kết quả tính toán được lập thành bảng Lớp đất aϕ Ks Ca (kN/m2) γ (kN/m3) Li m 'vσ (kN/m2) fsi fsi.li (kN/m) 2 7030’ 0,8705 7,7 4,68 18,9 65,106 15,103 285,439 3a 28030’ 0,51265 5,3 9,11 2 118,442 39,179 78,358 4 130 0,74655 17,25 8,72 3,8 135,01 43,,31 164,59 5a 300 0,51 6,85 8,9 4,9 156,8 51,2 250,88 Tổng 779,267 Qs = . .si iU f l∑ = 1,5708*779,267 = 1224,07 (kN) 3.4.1.3 Sức chịu tải của mũi cọc (qp) a. Theo phương pháp Terzaghi 49 qp =1,3*C*Nc + 'vσ *Nq + 0,6*γ *R* Nγ Nc , Nq , Nγ . Tra bảng 3.5 trang 174 với ϕ =300. Ta có. Nc = 37,162 , Nq = 22,456 , Nγ = 19,7. 'vσ =16,4*1+ 6,4*0,7 + 4,68*(20,6 - 1,7)+9,11*(22,6 - 20,6)+8,72*(26,4 - 22,6) +8,9*(31,3 - 26,4) = 204,3 (kN/m2). qp = 1,3*6,85*37,162 + 204,3*22,456 + 0,6*8,9*0,25*19,7 qp = 4614,1 (kN/m2). b. Theo phương pháp Meyerhof. qp = C*Nc + q*Nq Tra biểu đồ 3.28 trang 178 ta có Lb/d = 9,4/0,5 = 18,8. Ta có. ϕ = 300 ⇒ Nq = 16 , Nc = 70. qp = 6,85*70+ 204,3*16 = 3748,3 (kN/m2). c. Theo TCVN 205-1998. Qp = C*Nc + 'vσ *Nq +γ *R* Nγ = 6,85*37,162 + 204,3*22,465+ 8,9*0,25*19,7 qp = 4929,98 (kN/m2). Vậy sức chịu mũi cực hạn của cọc là. Qpmin = 3748,3*0,19635 = 735,98 (kN ). Sức chịu tải của cọc theo đất nền là. Qa = 1224,07 735,98 2 3 ps s p qQ FS FS + = + = 857,36 (kN). 3.5 PHƯƠNG ÁN CỌC KHOAN NHỒI Chọn cọc khoan nhồi có đường kính ngoài là D = 600(mm), mũi cọc ở đô sâu 40m, cốt thép trong cọc 12 14φ , mác bê tông 300 50 3.5.1 Sức chịu tải của cọc đơn. 3.5.1.1. Sức chịu tải của cọc theo vật liệu làm cọc. . .( . . )VL b c s sQ k m R A R A= + = 0,7(130.2827,43 + 2700.18,468) = 292,2 (Tấn) 3.5.1.2. 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. Thành phần ma sát xung quanh cọc Qs. Qs = fs As = . .si iU f l∑ Với: U = 60*π = 188,5 (cm). fsi = Ca + Ks ' tanv aσ ϕ Ks =(1 - sinϕ ) OCR Kết quả tính toán được lập thành bảng . Lớp đất aϕ Ks Ca (kN/m2) γ (kN/m3) Li m 'vσ (kN/m2) fsi fsi.li (kN/m) 2 7030’ 0,8705 7,7 4,68 18,9 65,106 15,103 285,439 3a 28030’ 0,51265 5,3 9,11 2 118,442 39,179 78,358 4 130 0,74655 17,25 8,72 3,8 135,01 43,,31 164,59 5a 300 0,51 6,85 8,9 4,9 156,8 51,2 250,88 5b 260 0,562 7,58 9,26 8,7 197,08 61,6 535,92 1315,187 Qs = . .si iU f l∑ = 1,885*1315,187 = 2479,13 (kN) 51 3.5.1.3 Sức chịu tải của mũi cọc (qp). a. Theo phương pháp Terzaghi. qp =1,3*C*Nc + 'vσ *Nq + 0,6*γ *R* Nγ Nc , Nq , Nγ . Tra bảng 3.5 trang 174 sách Nền Móng của TS. Châu Ngọc Ẩn với ϕ =260. Ta có. Nc = 27,085 , Nq = 14,21 , Nγ = 11,7 'vσ =16,4*1+ 6,4*0,7 + 4,68*(20,6 - 1,7)+9,11*(22,6 - 20,6)+8,72*(26,4 - 22,6) +8,9*(31,3 - 26,4) + 9,4(40 - 31,3) = 320,862 (kN/m2). qp = 1,3*7,58*27,085 + 320,862*14,21 + 0,6*9,4*0,3*11,7 qp = 4846,14 (kN/m2). b. Theo phương pháp Meyerhof. qp = C*Nc + q*Nq Tra biểu đồ 3.28 trang 178 sách Nền Móng Ta có Lb/d = 17,4/0,6 = 29 Ta có. ϕ = 260 ⇒ Nq = 25 , Nc = 50 qp = 7,58*50+ 320,862*25 = 8400,55 (kN/m2). c. Theo TCVN 205-1998. qp = C*Nc + 'vσ *Nq +γ *R* Nγ = 7,58*27,085 + 320,862*14,21+ 9,4*0,3*11,7 = 4829,76 (kN/m2). Vậy sức chịu mũi cực hạn của cọc là. Qpmin = 4829,76*0,2827 = 1365,58 (kN). Sức chịu tải của cọc theo đất nền là. 52 Qa = 2479,13 1365,58 2 3 ps s p qQ FS FS + = + = 1694,76 (kN). Bảng 3.1 So sánh các loại cọc. Cọc ly tâm ULT (D500) Cọc BTCT thường (b=400) Cọc khoan nhồi ( 600)Φ Diện tích mặt cắt ngang của cọc (cm2) 1159,25 1600 2827,43 Khả năng chịu kéo của bê tông (kG/cm2) 37,42 10 10 Sức chịu tải theo vật liệu (Tấn) 216,33 184,25 292,2 Sức chịu tải theo đất nền (kN) 857,36 823,32 1365,58 Diện tích cốt thép (cm2) 5,6 15,204 21,546 Trọng lượng cọc trên một mét dài (kG/m) 289,813 400 706,86 3.6 Tính toán giá thành cho cọc BTCT thường và cọc bê tông ly tâm ULT Ta có bảng dự toán cho 1 cọc bê tông cốt thép thường với chiều dài 10m STT Vật liệu Chiều dài (m) Khối lượng (m3, kg) Đơn giá (m3, kg) Thành tiền 1 Bê tông mác 300 1.6 1,020,000 1,632,000 2 Thép 22φ 40 119.362 14,500 1,730,749 3 Thép 6φ 134,4 29.83 14,500 432,535 4 Thép 16φ 3.2 5.051 12,000 60,612 5 Thép bản 360x150x10 2.88 33.912 12,000 406,944 6 Thép góc L100x100x20x300 2.4 9.42 12,000 113,040 Tổng 4,375,880 Vậy chi phí cho1m dài cọc bê tông cốt thép thường là 4375880 10 = 437588 (đồng) Bốn trăm ba mươi bảy nghìn năm trăm tám tám đồng chẵn 53 Bảng báo giá cọc bê tông ly tâm ULT của nhà máy CỌC ỐNG THÉP CHỦ CHIỀU DÀY BÊ TÔNG (mm) MÁC BÊ TÔNG (Mpa) L max (m) TẢI TRỌNG LÀM VIỆC ( tấn) TẢI TRỌNG THI CÔNG (tấn) GIÁ m dài PRA 300 6 Φ 7 60 60 13 50 75 -100 164 PRB 300 6 Φ 7 60 60 13 50 75 -100 203 PRC 300 6 Φ 7 60 60 14 50 75 -100 198 PRA 350 7 Φ 7 65 60 15 60 90 - 120 210 PRA 400 10 Φ 7 80 60 15 80 120 - 160 270 PRB 400 10 Φ 7 80 60 16 80 120 - 160 293 PRC 400 10 Φ 7 80 60 18 80 120 - 160 331 PRA 500 14 Φ 7 100 60 15 125 190 - 250 398 PRB 500 14 Φ 7 100 60 18 125 190 - 250 428 PRC 500 14 Φ 7 100 60 18 125 190 - 250 464 PRA 600 18 Φ 7 100 60 18 170 255 - 340 499 PRB 600 18 Φ 7 100 60 18 170 255 - 340 585 PRC 600 18 Φ 7 100 60 18 170 255 - 340 654 PRA 700 15 Φ 9 110 60 18 220 330 - 440 628 PRB 700 15 Φ 9 110 60 18 220 330 - 440 788 PRC 700 15 Φ 9 110 60 18 220 330 - 440 902 Đơn vị tính : 1.000 đồng Từ bảng báo giá của nhà máy ta thấy cọc bê tông ly tâm ULT D500 có giá 398 nghìn đồng 54 3.6 Kết luận: Qua các ví dụ tính toán trên ta nhận thấy: - Diện tích mặt cắt ngang của cọc bê tông ly tâm ứng lực trước là nhỏ nhất dẫn đến trọng lượng bản thân nhỏ nhất vì thế tiết kiệm được khối lượng bê tông dùng cho cọc. Nhưng khả năng chịu tải theo vật liệu của cọc bê tông ly tâm ULT vẫn lớn hơn cọc bê tông cốt thép thường. - Diện tích cốt thép dùng cho một cọc ít hơn nhiều so với cọc bê tông cốt thép thường, có lợi về kinh tế. Theo công thức của Terzaghi tính toán sức chịu mũi của cọc: qp = 1,3.c.Nc + γ .Df.Nq + 0,6.γ .d. Nγ (đối với cọc tròn) qp = 1,3.c.Nc + γ .Df.Nq + 0,4.γ .b. Nγ (đối với cọc vuông). Vì vậy cọc đóng vào cùng địa chất với cùng một độ sâu thì khả năng chịu tải của cọc bê tông ly tâm ULT cao hơn cọc bê tông cốt thép thường do tăng sức chịu mũi của cọc. - Khả năng chịu kéo của bê tông trong cọc bê tông ly tâm ULT cao hơn nhiều so với bê tông trong cọc BTCT thường. Nên khả năng chống thấm chống ăn mòn của cọc bê tông ly tâm ULT tốt hơn. - Chi phí cho 1m cọc bê tông cốt thép thường cao hơn 1m cọc bê tông ly tâm ULT mà nhà máy đưa ra. Vì vậy sử dụng cọc bê tông ly tâm ULT có sức chịu tải cao, tăng tuổi thọ công trình và mang lại hiệu quả kinh tê cao. 55 Chương 4. THI CÔNG CỌC BÊ TÔNG LY TÂM ỨNG LỰC TRƯỚC 4.1 Quy trình thi công và nghiệm thu công tác hạ cọc vào nền. 4.1.1 Công tác kiểm tra chất lượng cọc khi đưa vào công trường. a) Hình dạng. Cọc không được có các khuyết tật và phải ghi đầy đủ các nhãn mác trên thân cọc. b) Kích thước: Dùng thước thép hoặc thước thép cuộn có độ chính xác 1mm, đo đường kính ngoài thực tế của cọc theo hai trục xuyên tâm thẳng góc của một tiết diện được thực hiện trên hai đầu cọc. Dùng thước kẹp có độ chính xác đến 0,1mm, để đo chiều dày thành cọc. Dùng thước thép hoặc thước thép cuộn có độ chính xác 1mm, để đo kiểm tra chiều dài của cọc theo các đường sinh. c) Khả năng chịu lực (theo lý lịch của nhà sản xuất). Các thông số của cọc được nhà sản xuất cung cấp cho khách hàng. Bảng 4.1 Đặc tính kỹ thuật cúa cọc PC (mác 600kG/cm2) Loại cọc Chiều dài (m) Bề dày (mm) Moment quán tính tiết diện Ie(cm4) Moment kháng uốn tiết diện Ze(cm3) Ứng suất có hiệu ceσ (kG/cm2) Moment uốn nứt Mcx(T.m) Moment uốn gẫy Mn(T.m) Khả năng chịu tải P(T) Khối lượng đơn vị (T/m) A 450 35375 2358 47 2,51 4,16 63 0,118 B 447 36245 2416 91 3.66 9,61 58 0,118 300 C 6 - 13 446 36622 2442 108 4,11 11,99 56 0,118 A 579 63605 3635 48 3,93 6,6 81 0,151 B 576 65048 3717 89 5,54 14,18 76 0,151 350 C 6 - 13 574 65625 3750 104 6,14 17,24 73 0,151 56 A 762 108834 5442 46 5,76 9,36 108 0,199 B 758 110991 5550 82 7,9 19,25 101 0,199 400 C 6 - 16 756 112293 5615 102 9,1 25,42 97 0,199 A 925 170218 7565 45 7,98 12,77 131 0,242 B 920 174351 7749 89 11,56 29,41 121 0,242 450 C 6 - 16 917 176144 7829 106 13 36,7 117 0,242 A 1154 260549 10422 43 10,71 16,4 164 0,301 B 1147 267080 10683 88 15,84 40,08 151 0,301 500 C 6 - 19 1143 270439 10818 109 18,25 52,4 145 0,301 A 1563 521166 17372 43 17,93 27,44 224 0,409 B 1555 532988 17766 84 25,65 62,4 207 0,409 600 C 6 - 19 1550 539231 17974 104 29,42 81,14 200 0,409 A 2029 937797 26794 44 27,95 43,27 291 0,530 B 2018 958005 27372 83 39,22 93,81 271 0,530 700 C 6 - 19 2012 970177 27719 104 45,478 124,64 260 0,530 4.1.2 Công tác chuẩn bị mặt bằng và phương tiện cơ giới. Trước khi hạ cọc cần tiến hành các công tác chuẩn bị sau: - Nghiên cứu điều kiện địa chất công trình và địa chất thủy văn, chiều dày, thế nằm và đặc trưng cơ lý của chúng. - Thăm dò khả năng có các trướng ngại dưới đất để có biện pháp loại bỏ chúng, sự có mặt của công trình ngầm và công trình lân cận để có biện pháp phòng ngừa ảnh hưởng xấu đến chúng. - Xem xét điều kiện môi trường đô thị (tiếng ồn và chấn động) theo tiêu chuẩn môi trường liên quan khi thi công ở gần khu dân cư và công trình có sẵn. - Lập lưới trắc đạc định vị các trục móng và tọa độ các cọc cần thi công trên mặt bằng. - Sắp xếp cọc trên mặt bằng thi công. - Đánh dấu chia đoạn lên thân cọc theo chiều dài cọc. 57 - Tổ hợp các đoạn cọc trên mặt đất thành cây cọc theo thiết kế. - Đặt máy trắc đạc để theo dõi độ thẳng đứng của cọc và đo độ chối của cọc. Phưng tiện cơ giới. Lựa chọn máy ép cọc cần thỏa mãn các yêu cầu: - Công suất của thiết bị không nhỏ hơn 1,4 lần lực ép lớn nhất do thiết kế quy định. - Lực ép của thiết bị phải đảm bảo tác dụng đúng dọc trục tâm cọc khi ép từ đỉnh cọc và tác dụng đều lên các mặt bên cọc khi ép ôm, không gây ra lực ngang lên cọc. - Thiết bị phải có chứng chỉ kiểm định thời hiệu về đồng hồ đo áp và các van dầu cùng bảng hiệu chỉnh kích do cơ quan có thẩm quyền cấp. - Thiết bị ép cọc phải đảm bảo điều kiện vận hành và an toàn lao động khi thi công. 4.1.3. Công tác hạ cọc vào nền. 4.1.3.1. Định vị tim cọc. Định vị trí các trục móng cần được tiến hành từ các mốc chuẩn theo quy định hiện hành, mốc định vị trục thường làm bằng các cọc đóng nằm cách trục ngoài cùng của móng không ít hơn 10m. Trong biên bản bàn giao mốc định vị phải có sơ đồ bố trí mốc cùng tọa độ của chúng cũng như cao độ của các mốc chuẩn dẫn từ lưới cao trình thành phố hoặc quốc gia. Việc định vị từng cọc trong quá trình thi công phải do các trắc đạc viên có kinh nghiệm tiến hành dưới sự giam sát của kỹ thuật thi công cọc phía nhà thầu và trong các công trình quan trong phải được tư vấn giám sát kiểm tra. Độ chuẩn của lưới trục định vị phải thường xuyên được kiểm tra, đặc biệt khi có một mốc bị dịch chuyển thì cần được kiểm tra ngay. Độ sai lệch của các trục so với thiết kế không được vượt quá 1cm trên 100m chiều dài tuyến. 4.1.3.2. Ép cọc ly tâm ứng lực trước. Quy định chung. Cọc được ép xuống từng đoạn bằng kích, có đồng hồ đo áp lực. Xác định lực nén cọc thay đổi theo độ sâu của các đốt cọc được nối bằng hàn. Kiểm tra cọc trước khi ép. Cọc chỉ được tiến hành ép khi đủ tuổi. 58 Trong quá trình lắp đặt cọc và ép cọc (đặc biệt với những đốt cọc đầu) phải có các gối tựa, thanh đỡ vòng kẹp trên bệ kích, đảm bảo độ thẳng đứng định hướng cọc. Các vòng kẹp thân cọc được dịch chuyển theo cọc ép. Thiết bị ép cọc phụ thuộc vào yêu cầu công nghệ: Cọc được ép trước (dùng đối trọng ngoài) hoặc cọc ép sau (dùng đối trọng là công trình). Thiết bị cần đạt các yêu cầu sau: - Hệ kích thủy lực của thiết bị cần ép được cọc với tải trọng không nhỏ hơn hai lần sức chịu tải cho phép của cọc theo dự kiến. - Hệ thống bơm dầu áp lực phải kín, có tốc độ và lưu lượng thích hợp. Đồng hồ đo áp lực nhất thiết cần được kiểm chứng tại cơ quan có thẩm quyền và được cấp chứng chỉ. - Hệ thống định vị kích và cọc ép cần chính xác, được điều chỉnh đúng tâm, không gây lực ngang tác dụng lên đầu cọc. Trong trường hợp hệ ép cọc bao gồm nhiều kích ép, tổng hợp lực của các kích ép phải trùng với trục đi qua tâm cọc. - Chân đế hệ thống kích ép phải ổn định và đặt phẳng trong suốt quá trình ép cọc Neo và đối trọng. - Neo đối trọng cần tạo được phản lực ít nhất bằng lực cực đại của kích làm việc theo yêu cầu cân thiết. - Trường hợp dùng đối trọng là công trình phải kiểm tra lực truyền vào công trình và có các biện pháp thi công, giải pháp cấu tạo thích hợp. Quy trình ép cọc: - Hệ thống kích và giá đỡ cần được định vị đúng vị trí và thẳng đứng. - Thiết bị ép cọc được liên kết với hệ thống neo hoặc hệ dầm chất đối trọng. - Đốt cọc đầu tiên được định vị chính xác về độ thẳng đứng và vị trí. - Cọc mồi bằng thép được sử dụng trong quá trình ép cọc. Hai đầu cọc mổi phẳng và vuông góc với trục cọc. 59 - Mối nối cọc thực hiện bằng hàn đảm bảo chiều dầy và công nghệ theo quy phạm. Trước và sau khi hàn cần kiểm tra độ thẳng đứng của cọc bằng ni vô. Trường hợp mặt phẳng đầu mối nối bị nghiêng có thể bằng xi măng khô. Lý lịch ép cọc được ghi chép ngay trong quá trình thi công. - Ngày đúc cọc. - Số hiệu cọc, vị trí và kích thước cọc. - Chiều xâu ép cọc, số đốt cọc và mối nối. - Thiết bị ép cọc, khả năng của kích ép, hành trình kích, diện tích pit tông, lưu lượng dầu, áp lực bơm dầu lớn nhất. - Áp lực hoặc tải trọng ép cọc trong từng đoạn một mét hoặc trong một đốt. - Áp lực dùng ép cọc. - Loại đệm đầu cọc. - Trình tự ép cọc trong nhóm. - Những vấn đề kỹ thuật cản trở công tác ép cọc theo thiết kế các sai số về vị trí và độ nghiêng. - Tên cán bộ giám sát và tổ trưởng thi công. Ghi chú: Cần chú ý khi cọc tiếp xúc với lớp đất tốt (áp lực kích hoặc tải trọng nén tăng dần), nên giảm tốc độ ép cọc, đồng thời đọc áp lực hoặc lực nén cọc trong từng đoạn 20cm. Cọc được dừng nén khi thỏa mãn các điều kiện sau: - Đạt chiều sâu xấp xỉ chiều sâu do thiết kế quy định. - Lực ép cọc bằng 1,5 đến 2 lần sức chịu tải cho phép của cọc, theo yêu cầu thiết kế. - Cọc được ngàm vào lớp đất tốt chịu lực một đoạn ít nhất bằng 3 đến 5 lần đường kính cọc (kể từ lúc áp lực kích tăng đáng kể). - Trình tự ép cọc. Trường hợp ép cọc sử dụng đối trọng công trình, cần kiểm tra đối trọng và quy định vị trí ép cọc đồng thời trong một đài cọc. 60 - Khi ép cọc sử dụng đối trọng ngoài, tương tự như cọc đóng, cần thiết đảm bảo công tác thi công không làm ảnh hưởng đến công trình xung quanh. - Sai số cho phép. Tại vị trí cao độ đáy đài, đầu cọc không được sai số quá 75mm so với vị trí thiết kế. Độ nghiêng của cọc không vượt quá 1/75. - Sửa chữa và kéo dài đầu cọc: Sữa chữa và kéo dài đầu cọc tuân theo các quy định cho trường hợp cọc đóng. - Khoan dẫn: Trường hợp cọc gặp chướng ngại vật hoặc lớp đất cứng xen kẹp, công tác khoan dẫn và hạ cọc được tiến hành trước khi ép cọc. Hố khoan dẫn trong cát nên có biện pháp bảo vệ thành hố khoan bằng dung dịch sét. 4.1.3.3. Công tác nối cọc. Việc nối cọc được thực hiện khi chiều dài một cọc nhỏ hơn độ sâu thiết kế. Hình 4.1 Chi tiết của mối nối cọc CHÚ THÍCH: D: Đường kính ngoài cọc. 3: Mặt bích. d: Chiều dày thành cọc. 4: Cốt thép. 1: Bản thép nối. 5: Thép dự ứng lực. 2: Mối hàn. 6: Thép đai. Những yêu cầu khi nối cọc: - Kích thước các bản mã đúng với thiết kế. - Trục của đoạn cọc đã được kiểm tra độ thẳng đứng theo hai phương vuông góc với nhau. - Bề mặt ở đầu hai đoạn cọc nối phải tiếp xúc khít với nhau. D d Cäc Cäc 1 2 3 4 5 611 44 3 5 56 D 61 Đường hàn mối nối cọc phải đảm bảo đúng quy định của thiết kế về chịu lực, không có những khuyết tật sau. - Kích thước đường hàn sai lệch so với thiết kế. - Chiều cao hoặc chiều rộng của mối hàn không đều. - Đường hàn không thẳng, bề mặt mối hàn bị rỗ, không ngấu, quá nhiệt, có chảy loang, lẫn xỉ, bị nứt … Chỉ được tiếp tục hạ cọc khi đã kiểm tra mối nối hàn không có khuyết tật Công tác nối cọc Hình 4.2 Công tác nối cọc ở công trường. 4.1.3.4. Kiểm tra độ chối. Khi cọc đến độ sâu thiết kế mà chưa đạt độ chối quy định thì nhà thầu phải kiểm tra lại quy trình đóng cọc của mình, có thể cọc đã bị xiên hoặc bị gẫy, cần tiến hành đóng bù sau khi cọc được nghỉ và các thí nghiệm kiểm tra độ nguyên vẹn của cọc (thí nghiệm PIT) và thí nghiệm phân tích sóng ứng suất (PDA) để xác định nguyên nhân, báo thiết kế có biện pháp sử lý. Khi đóng cọc đạt độ chối quy định mà cọc chưa đạt độ sâu thiết kế thì có thể cọc đã gặp chướng ngại, điều kiện địa chất công trình thay đổi, đất nền bị trồi … nhà thầu cần xác định rõ nguyên nhân để có niện pháp khắc phục. 62 4.2. Các sự cố liên quan đến thi công cọc ly tâm ứng suất trước. 4.2.1 Bể đầu cọc. Nguyên nhân hư hỏng là đóng hoặc ép cọc, cọc bị nghiêng dẫn đến lực đóng hoặc ép không đúng tâm làm bể đầu cọc. Hình 4.3 Bể đầu cọc khi ep. 4.2.2. Nứt cọc. Nứt cọc do va đập khi vận chuyển, cẩu lắp. Hình 4.4 Sự cố nứt cọc khi vận chuyển 63 4.3. Giải pháp hạn chế và khắc phục các sự cố - Khi đóng cọc hoặc ép cần thường xuyên kiểm tra độ đồng trục của cọc, mũi cọc và búa, trạng thái các tấm đệm giảm xung trên và dưới mũi của cọc đặc biệt là độ vuông góc của mặt phẳng tấm đệm trên và mặt phẳng đầu cọc so với trục cọc. - Cọc chỉ được phép bốc xếp, vẩn chuyển khi cường độ bê tông đạt tối thiểu 75% cường độ thiết kế. - Cọc phải được xếp, dỡ bằng máy cẩu có sức cẩu thích hợp. - Khi vận chuyển cọc đi xa phải có xe chuyên dụng, các cọc phải được liên kết chặt với phương tiện vận chuyển để tránh xô đẩy, va đập gây hư hỏng, biến dạng. 4.5 Hình ảnh thực tế thi công cọc bê tông ly tâm ULT tại công trường. Máy ép cọc tai công trường. Hình 4.5 Máy ép cọc 64 Công trình sử dụng cọc Hình 4.6 Công trình sử dụng cọc. Trường hợp khi ép cọc mà không xuống được nữa thì cắt cọc để neo vào đài móng. Hình 4.7 Công tác đo để cắt cọc. 65 Cấu tạo thép neo đầu cọc vào đài móng. Hình 4.8 Cấu tạo thép neo vào đài móng. Khi đã cắt cọc thì ta neo thép từ cọc vào đài móng. Hình 4.9 Neo thép vào đài móng. 66 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ I/ KẾT LUẬN. Trong các công trình xây dựng giai đoạn khảo sát thi công phục vụ cho công tác thiết kế, trong đó có liên quan đến phần thiết kế móng cọc. Có nhiều phương án thiết kế trước khi đưa ra quyết định sử dụng cọc: Barette, khoan nhồi, cọc bê tông vuông hoặc cọc bê tông ly tâm ứng suất trước. Qua thời gian nghiên cứu về cọc ly tâm ứng suất trước ta nhận thấy cọc ly tâm ứng suất trước có những ưu điểm sau: - Cọc được sản suất trong nhà máy bằng quy trình khép kín → chất lượng cọc ổn định → dễ kiểm soát khi thi công và đảm bảo chất lượng. - Do bê tông được ứng suất trước nên cọc bê tông ly tâm ứng suất trước sẽ không bị biến dạng, bị nứt trong quá trình vận chuyển, lắp dựng và sử dụng. - Do bê tông được ứng suất trước, kết hợp với quay ly tâm đã làm cho bê tông của cọc đặc chắc chịu được tải trọng cao, không nứt, tăng khả năng chống thấm, chống ăn mòn cốt thép, ăn mòn sulphate trong giai đoạn khai thác công trình. - Do sử dụng bê tông và thép cường độ cao nên giảm tiết diện cốt thép dẫn đến trọng lượng cọc giảm thuận lợi cho việc vận chuyển, thi công → kinh tế hơn. - Cọc có chiều dài lớn hơn cọc bê tông cốt thép thường nên có ít mối nối hơn - Sức chịu tải theo đất nền tăng do: - Với cùng tiết diện thì cọc tròn có diện tích ma sát nhiều hơn cọc vuông vì thế tăng khả năng chịu tải. - Do cọc có hình dạng tròn nên cọc có khả năng chịu tải đều. - Theo Terzaghi tính toán về sức kháng mũi của cọc thì. Sức kháng mũi của cọc tròn tăng so với cọc vuông vì tăng hệ số từ 0,4 lên 0,6. qp = 1,3.c.Nc + γ .Df.Nq + 0,6.γ .R. Nγ (đối với cọc tròn). qp = 1,3.c.Nc + γ .Df.Nq + 0,4.γ .b. Nγ (đối với cọc vuông). 67 Tuy nhiên bê tông mác cao và thép cường độ cao có giá thành cao hơn, mặt khác quy trình sản suất cọc bê tông ly tâm ứng suất trước lại sử dụng nhiều thiết bị chuyên dụng như máy căng thép, khuôn đúc ly tâm, hầm dưỡng hộ bằng hơi nước, …Việc sản xuất đòi hỏi công nhân có tay nghề cao. - Khó kiểm soát tổn hao ứng suất trong quá trình sản suất. - Hệ thống tạo ứng suất đòi hỏi phải đủ cứng. - Khi chịu cùng một tải trọng công trình thì sử dụng cọc bê tông ly tâm ULT sẽ cần ít cọc trong một đài hơn cọc bê tông cốt thép thường vì thế sẽ tiết kiệm được chi phí do ép cọc và chi phí sản xuất cọc. - Khi tính toán chi phí sản xuất cọc bê tông cốt thép thường cao hơn chi phí cho cọc bê tông ly tâm ULT mà nhà máy cung cấp. Vì thế sử dụng cọc bê tông ly tâm ULT cho các công trình xây dụng mang lại hiệu quả kinh tế cao. Tóm lại cọc bê tông ly tâm ứng suất trước vẫn đảm bảo được các yêu cầu về kỹ thuật và có giá thành thấp nhất. Khi so sánh cọc bê tông cốt thép thường với cọc bê tông ly tâm ứng suất trước thì cọc bê tông ly tâm ứng suất trước có giá thành giảm 25% so với cọc bê tông cốt thép thường. (cọc bê tông ly tâm ứng suất trước rẻ hơn). II/ KIẾN NGHỊ. 1/ Xây dựng hoàn chỉnh biểu đồ biểu diễn sự thay đổi lực bám dính giữa bê tông và cốt thép kéo căng tạo ứng suất trước trong cọc. 2/ Xác định lưc tới hạn về mặt ổn định cho cọc có sơ đồ phù hợp với điều kiện làm việc trong đất nền.