Nghiên cứu mối quan hệ giữa ứng suất kéo lớn nhất trong cọc bê tông ngay sau khi đóng với đệm đầu cọc và đầu búa khi đóng trong nền không đồng nhất đáy cọc chịu lực không đổi để lựa chọn đầu búa trong mọi điều kiện - Bùi Quang Nhung

Nội dung text: Nghiên cứu mối quan hệ giữa ứng suất kéo lớn nhất trong cọc bê tông ngay sau khi đóng với đệm đầu cọc và đầu búa khi đóng trong nền không đồng nhất đáy cọc chịu lực không đổi để lựa chọn đầu búa trong mọi điều kiện - Bùi Quang Nhung

1. NGHI£N CøU MèI QUAN HÖ GI÷A øNG SUÊT KÐO LíN NHÊT TRONG CäC B£ T¤NG NGAY SAU KHI §ãNG VíI §ÖM §ÇU CäC Vµ §ÇU BóA KHI §ãNG TRONG NÒN KH¤NG §åNG NHÊT §¸Y CäC CHÞU LùC CHèNG KH¤NG §æI §Ó LùA CHäN §ÇU BóA TRONG MäI §IÒU KIÖN TS. Bùi Quang Nhung Ban Quản lý Đầu tư và Xây dựng Thủy lợi 9 - Bộ NN&PTNT 1. Đặt vấn đề công không có đầy đủ các loại búa để lựa chọn Khi nghiên cứu trạng thái ứng suất của cọc đầu búa thích hợp, vấn đề đặt ra cần nghiên cứu đóng trong nền hai lớp đáy cọc gặp lực chống về mối quan hệ giữa ứng suất kéo lớn nhất trong không đổi [1], tác giả đã nghiên cứu ảnh hưởng cọc bê tông ngay sau khi đóng với đệm đầu cọc của đệm đầu cọc đến ứng suất nén của cọc trong và đầu búa khi đóng trong nền đồng nhất đáy khi đóng và chọn đầu búa chọn đệm theo hệ số cọc chịu lực chống không đổi để lựa chọn đầu truyền năng lượng. Trong thực tế đóng cọc tại búa trong mọi điều kiện. công trường, việc lựa chọn đầu búa cũng gặp 2. Thiết lập bài toán [2] nhiều khó khăn do địa bàn hoặc Nhà thầu thi 2.1. Sơ đồ bài toán L 5L P(t) tL+a tL+3L/a tK tL+ a 0 L1 2L1 3L1 4L1 5L1 6L1 7L1 8L1 9L1 a a a a a a a a a t 6 11 20 26 30b 1a 1c 3 15 18 33 30a 9 31b 34a q 5 12 19 28 16 L 1 1b 1b 25 31a 34b 7 10 22 32b L 14 17 29 32a 35a 2a 4 8 24 32d 4a 13 21 27 32c 35b III XI XIII XXI a c a I VII XVII V IX XXIV XXVI XV XIX XII XXIIb b b II VI VIII XVI XX XXV XVIII XXIII XXVII IV X XIV a c tL R X 2.2. Phương trình vi phân chuyển động của NTQ của (2-1) ở miền 1a có dạng: cọc (PTVPCĐ). Kx2 U (t, x) (at x) Katx (2-3) PTVPCĐ của phần cọc chịu ma sát mặt 1 1 2 bên phân bố đều có dạng: a. NTQ của (2-1) ở các miền 1c, 2a, 2b và 3 với 0 x L1 ; t > 0 (2-1) có dạng: PTVPCĐ của phần cọc tự do có dạng: 1 U (t, x) (at x) K(L x)2 (2-4)  2U  2U 1 1 2 1 2 = a2 2 với L x L ; (2-2) t 2 x2 1 b. NTQ của (2-1) ở các miền còn lại của 2.3. Nghiệm tổng quát của bài toán (NTQ). phần cọc chịu ma sát mặt bên có dạng: 119
2. 1 U U (t,x) (at x)  (at x) K(L x)2 (2-5) U 0 ; 1 0 víi 0 x L (2-7) 1 1 1 2 1 1 t 1 NTQ của (2-2) có dạng: U 2 U 2 0 ; 0 víi L 1 x L (2-8) U 2 2 (at x)  2 (at x) (2-6) t 2.3. Điều kiện biên của bài toán: Điều kiện biên của bài toán Điều kiện đầu của bài toán Tại đầu cọc x = 0 ta có: Ta chọn thời điểm ban đầu t = 0 trùng với U (t,0) P(t) 1 (2-9) thời điểm bắt đầu va chạm của búa vào cọc: x EF U1 U 2 U1 U 2 Tại tiết diện x = L1 ta có: ; (2-10) x x t t Tại đáy cọc khi x = L ta có: U U + Khi cọc chưa lún: EF 2 < - R vµ 2 0 x t U U + Khi cọc lún: EF 2 = - R vµ 2 0 (2-11) x t U U + Khi cọc dừng lún: EF 2 < - R vµ 2 0 x t 3. Xác định lực nén của đệm đàn hồi lên đầu cọc và các hàm sóng trong cọc Trong [2] đã xác định lực nén của đệm đàn hồi lên đầu cọc và các hàm sóng trong cọc. 4. Ứng suất kéo của cọc ngay sau khi đóng 4.1. Xác định các hàm sóng trong cọc 1. Xác định các hàm sóng trong cọc 7L1 8L1 Giả sử va chạm kết thúc trong khoảng thời gian: , a a Trong mục trên tác giả đã xác định lực nén của đệm đàn hồi lên đầu cọc và các hàm sóng at x ;  at x trong thời gian va chạm. U (t,0) P t Theo điều kiện biên của bài toán, tại đầu cọc: x EF U (t,0) Sau khi kết thúc va chạm thì ta có: P(t) = 0 nên 0 (1) x U Ta có: (at)  (at) KL1 0 x x 0 Hay at  at KL1 (2) Sóng thuận ở các miền 30b, 31b, 32b, 32d, XXIVc, XXVb vỏ XXVc có dạng: 1 x 4L x 2L at x P1 t P4 t 2R 3KL1 (3) EF a a Sóng phản ở các miền XXVc, XXVIb, 35b có dạng: 1 x 4L x 6L  at x P4 t P1 t 3R 3KL1 (4) EF a a 120
3. Sóng thuận của miền 33, 34a, 34b, 35a, 35b, XXVIa, XXVIb, XXVII có dạng: 1 x 2L x 4L (5) at x P4 t P1 t 2R 3KL1 EF a a Sóng phản ở các miền XXVII có dạng: 1 x 4L x 6L  at x P4 t P1 t 3R 3KL1 (6) EF a a 2. Trạng thái ứng suất trong cọc Theo định luật Húc thì ứng suất trong cọc ở phần cọc ma sát mặt bên có dạng: U  E E ' at x  ' at x K L x  (7) x 1 ứng suất trong cọc ở phần không có ma sát mặt bên có dạng: U  E E ' at x  ' at x  (8) x Từ các hàm sóng thuận, sóng phản và định luật Húc ta tìm được ứng suất xuất hiện trong cọc ngay sau khi va chạm: * Ứng suất của phần cọc có ma sát mặt bên ngay sau khi kết thúc va chạm: Ứng suất ở miền 30b, 31b có dạng: 1 x 2L x 4L x 2L x 4L  P4 t P1 t P4 t P1 t EKx F a a a a Ứng suất ở miền 32b có dạng: 1 x 2L x 4L x 2L x 4L  P4 t P1 t P5 t P2 t F a a a a x 6L P0 t EK at 2x 6L a Ứng suất ở miền 32d có dạng: 1 x 2L x 4L x 4L x 2L  P4 t P1 t P3 t P6 t F a a a a x 6L P0 t R EK at 6L a Ứng suất ở miền 33 có dạng: 1 x 2L x 4L x 2L x 4L  P4 t P1 t P4 t P1 t EKx F a a a a Ứng suất ở miền 34a có dạng: 1 x 2L x 4L x 2L x 4L  P4 t P1 t P5 t P2 t F a a a a x 6L P0 t EK at 2x 6L a 121
4. Ứng suất ở miền 34b có dạng: 1 x 2L x 4L x 4L x 2L  P4 t P1 t P3 t P6 t F a a a a x 6L P0 t R EK at 6L a Ứng suất ở miền 35a có dạng: 1 x 2L x 4L x 2L x 4L  P4 t P1 t P7 t P4 t F a a a a x 6L P1 t R EK L 1 x a Ứng suất ở miền 35b có dạng: 1 x 2L x 4L x 4L  P4 t P1 t P4 t F a a a x 6L P1 t R EK L1 x a * Ứng suất của phần cọc tự do ngay sau khi kết thúc va chạm: Ứng suất ở miền XXIVc có dạng: 1 x 2L x 4L x 4L  P4 t P1 t P3 t F a a a x 6L x 2L P0 t P6 t R KE at x 6L L1 a a Ứng suất ở miền XXVb có dạng: 1 x x 2L x 4L x 4L x 2L x 6L  P7 t P4 t P1 t P4 t P7 t P1 t R F a a a a a a Ứng suất ở miền XXVc có dạng: 1 x 4L x 2L x 4L x 6L  P1 t P4 t P4 t P1 t R F a a a a Ứng suất ở miền XXVIa có dạng: 1 x 4L x 2L x 4L x 2L x 6L  P1 t P4 t P4 t P7 t P1 t R F a a a a a Ứng suất ở miền XXVIb có dạng: 1 x 4L x 2L x 4L x 6L  P1 t P4 t P4 t P1 t R F a a a a Ứng suất ở miền XXVII có dạng: 1 x 4L x 2L x 4L x 6L  P1 t P4 t P4 t P1 t R F a a a a 4.2. Ảnh hưởng khối lượng đầu búa đến M300, kích thước cọc: 35x35x1200 cm. Đất nền ứng suất của cọc gồm 2 lớp; Với số liệu đầu vào : Cọc bê tông cốt thép + Lớp trên có chiều sâu 8m, ma sát mặt bên 122
5. phân bố đều q = 2,5 N/cm2. Đệm đầu cọc  = 0,16 giữ nguyên. Sử dụng + Lớp dưới có chiều sâu 4m, ma sát mặt bên phần mềm máy tính lập sẵn, tính được kết quả khá bé nên ta có thể bỏ qua. Đáy cọc chịu lực như sau: chống không đổi: R = 293400 N. Đồ thị 4-1 và bảng 4-1 biểu thị ứng suất Đầu búa thay đổi: M1 = 2200kg; M2 = trong cọc ngay sau khi kết thúc va chạm. 2500kg; M3 = 2800kg; chiều cao rơi H = 1,8 m. ị- Bảng 4-1: Ket qua ung suat t=0,01853 s Ket qua ung suat t=0,01929 s Ket qua ung suat t=0,01997 s Khi Mb=2200 Kg Khi Mb=2500 Kg Khi Mb=2800 Kg Tvc= 0,01833 s Tvc= 0,01909 s Ttvc= 0,01977 s Tiet dien Ung suat Tiet dien Ung suat Tiet dien Ung suat 0,00 0,000 0,00 0,000 0,00 0,000 100,00 -29,916 100,00 -16,332 100,00 0,311 200,00 -11,485 200,00 14,646 200,00 78,914 300,00 6,682 300,00 45,556 300,00 154,910 400,00 24,094 400,00 106,604 400,00 214,364 500,00 40,257 500,00 173,051 500,00 210,701 600,00 57,383 600,00 235,296 600,00 208,801 700,00 108,562 700,00 236,768 700,00 208,188 800,00 154,277 800,00 219,505 800,00 208,380 900,00 219,592 900,00 230,946 900,00 231,746 1000,00 207,847 1000,00 242,030 1000,00 233,383 1100,00 222,518 1100,00 252,258 1100,00 236,161 1200,00 239,510 1200,00 239,510 1200,00 239,510 Gia tri ung suat keo lon nhat:- Gia tri ung suat keo lon nhat:- Gia tri ung suat keo lon nhat:- 35,057 N/cm2 24,954 N/cm2 18,901 N/cm2 Tai tiet dien x=72,00 cm Tai tiet dien x=72,00 cm Tai tiet dien x=72,00 cm 4.3. Ảnh hưởng độ cứng đệm đầu cọc đến ứng suất của cọc Giữ nguyên đầu búa Mb = 2500kg; thay đổi độ cứng đệm  = 0,15; 0,16; 0,17. Đồ thị 4-2 và bảng 4-2 biểu thị ứng suất trong cọc ngay sau khi kết thúc va chạm. 123
6. 2 Bảng 4-2: Ket qua ung suat t=0,01992 s Ket qua ung suat t=0,01929 s Ket qua ung suat t=0,01871 s Khi gama=0,1500 Khi gama=0,1600 Khi gama=0,1700 Tvc= 0,019720 s Tvc= 0,019086 s Tvc= 0,018510 s Tiet dien Ung suat Tiet dien Ung suat Tiet dien Ung suat 0,00 0,000 0,00 0,000 0,00 0,000 100,00 -5,376 100,00 -15,569 100,00 -24,918 200,00 65,525 200,00 15,282 200,00 -0,400 300,00 134,193 300,00 46,062 300,00 23,895 400,00 200,206 400,00 106,429 400,00 47,432 500,00 221,111 500,00 172,779 500,00 69,675 600,00 217,754 600,00 234,924 600,00 121,082 700,00 215,403 700,00 237,331 700,00 180,135 800,00 213,635 800,00 219,881 800,00 233,101 900,00 239,936 900,00 231,134 900,00 227,678 1000,00 238,959 1000,00 242,027 1000,00 219,943 1100,00 238,983 1100,00 252,064 1100,00 219,611 1200,00 239,510 1200,00 239,510 1200,00 239,510 Gia tri ung suat keo lon nhat:- Gia tri ung suat keo lon nhat:- Gia tri ung suat keo lon nhat:- 16,182 N/cm2 24,156 N/cm2 31,751 N/cm2 Tai tiet dien x=72,00 cm Tai tiet dien x=72,00 cm Tai tiet dien x=72,00 cm Nhận xét: Từ kết quả tính toán và các nhận xét trên Cọc bê tông đóng xuống nền có địa tầng về ảnh hưởng khối lượng đầu búa, đệm đầu cọc hai lớp đáy cọc gặp lực chống không đổi, ngay đến ứng suất của cọc bê tông trong khi đóng và sau khi đóng trong cọc xuất hiện ứng suất kéo. ngay sau khi đóng đối với bài toán này cùng với Nếu tăng khối lượng đầu búa thì ứng suất số liệu đã cho để hạ cọc được an toàn và hiệu kéo lớn nhất trong cọc giảm. quả nhất, thì đầu búa được chọn là 2,8 tấn và Nếu tăng độ cứng của đệm đàn hồi lên đầu đệm được chọn có  = 0,17. Tuy nhiên trong cọc thì ứng suất kéo lớn nhất trong cọc tăng. thực tế thi công tại công trường có hạn chế về số 124
7. lượng đầu búa. Thông qua việc thay đổi đệm búa đó mà khi hạ cọc xuống nền ứng suất kéo đầu cọc, giữ nguyên loại đầu búa, Nhà tư vấn sử xuất hiện trong cọc không vượt quá ứng suất dụng phần mềm đã lập để tính toán sẽ lựa chọn kéo cho phép. được loại đệm đầu cọc thích hợp với loại đầu Tài liệu tham khảo [1] Nguyễn Đăng Cường, 2000. Luận án tiến sỹ kỹ thuật năm 2000. [2] PGS.TS Khổng Doãn Điền, ThS. Bùi Quang Nhung, KS. Phạm Đình Văn, 2003. Tạp chí Khoa học kỹ thuật Thủy lợi và Môi trường ĐHTL. Ảnh hưởng khối lượng, chiều cao rơi của búa, đệm đầu cọc và diện tích tiết diện ngang của cọc đến lực nén của đệm lên đầu cọc. Abstract Research on the relationship between the biggest pulling stress in the concrete piles immediately after When studying stress status of pile in 2 beds, bottom of pile meets supporting force which is not much mutable, many authors have studied influence of buffer of pile head to compressing stress of pile when being pile, choosing hammer head is also facing many difficulties due to specific conditions or construction contractors do not have a full range of hammers to choose the proper hammer. The problem given is to study about pulling stress in the concrete piles and to consider effect of volume of hammer cushion to pull stress greatest of piles after being piled that help us to make selecting solution in order to pile safely and efficiently. 125