Đang tải... (xem toàn văn)
chương 2 kết cấu bê tông cốt thép
Chơng : vật liệu dùng bê tông cốt thÐp 2.1 BÊ TƠNG 2.1.1 Thành phần bê tơng tươi Bê tông loại đá nhân tạo gắn kết Nó hỗn hợp cốt liệu lớn nhỏ vữa xi măng, trở nên rắn có hình dạng ván khn Thành phần cốt liệu lớn nhỏ, xi măng pooc-lăng nước hỗn hợp ảnh hưởng đến thuộc tính bê tông cứng Trong phần lớn trường hợp, người kỹ sư cầu chọn cấp bê tông cụ thể từ loạt hỗn hợp thiết kế thử, thường dựa cường độ chịu nén mong muốn tuổi 28 ngày, f’c Đặc trưng tiêu biểu cấp bê tơng khác cho bảng 2.1 • Cấp bê tơng A nói chung sử dụng tất cấu kiện kết cấu đặc biệt bê tông làm việc môi trường nước mặn • Cấp bê tơng B sử dụng móng, bệ móng, thân trụ tường chịu lực • Cấp bê tông C sử dụng chi tiết có bề dày 100 mm tay vịn cầu thang sàn đặt lưới thép • Cấp bê tông P sử dụng cường độ yêu cầu lớn 28 MPa Đối với bê tơng dự ứng lực, phải ý rằng, kích thước cốt liệu không lớn 20 mm Tỉ lệ khối lượng nước/xi măng (N/X) thông số quan trọng bê tông cường độ Tỉ lệ N/X nhỏ cường độ hỗn hợp lớn Hiển nhiên là, tổng lượng nước cho hỗn hợp, việc tăng hàm lượng xi măng làm tăng cường độ Đối với cấp bê tơng, lượng xi măng tối thiểu tính kg/m3 quy định rõ Khi tăng lượng xi măng mức tối thiểu này, tăng lượng nước giữ nguyên tỉ lệ N/X Sự tăng lượng nước khơng phải điều mong muốn lượng nước thừa, khơng cần thiết cho phản ứng hoá học với xi măng độ ẩm bề mặt hỗn hợp, cuối bay gây co ngót lớn, làm giảm độ bền bê tông Do vậy, Tiêu chuẩn quy định lượng xi măng tối đa 475 kg/m3 để hạn chế lượng nước hỗn hợp Bê tông AE (bê tông bọt) phát huy độ bền lâu dài làm việc chu kỳ đóng băng – tan băng chịu tác dụng muối làm tan băng Sự cải thiện thực nhờ đưa thêm chất làm tan băng loại dầu vào hỗn hợp bê tông, tạo phân bố đặn bọt khí chia nhỏ Sự phân bố đặn lỗ rỗng bê tông ngăn ngừa khoảng trống lớn làm gián đoạn đường mao dẫn từ bề mặt cốt thép Để đạt chất lượng bê tông độ bền lâu dài chịu lực tốt, cần phải hạn chế hàm lượng nước, điều gây vấn đề tính cơng tác độ lưu động hỗn hợp ván khn Để cải thiện tính cơng tác hỗn hợp bê tông mà tăng lượng nước, người ta đưa vào phụ gia hoá học Các phụ gia gọi phụ gia giảm nước mạnh (phụ gia siêu dẻo), có hiệu việc cải thiện thuộc tính bê tơng ướt bê tơng đóng rắn Các phụ gia phải sử dụng thận trọng thiết phải có dẫn nhà sản xuất chúng có ảnh hưởng khơng mong muốn làm rút ngắn thời gian đông kết Các thí nghiệm 10 phịng phải thực để xác minh thuộc tính bê tơng ướt bê tông cứng sử dụng hỗn hợp đặc trưng cho vật liệu kết cấu Bảng 2.1 Các đặc trưng trộn bê tông theo cấp Độ chứa khí Kích thước cốt liệu theo AASHTO M43 Cường độ chịu nén 28 ngày kg/m3 Tỉ lệ nước/xi măng lớn kg/kg % MPa A A (AE) B B (AE) C C (CE) P 362 362 307 307 390 390 334 0,49 0,45 0,58 0,55 0,49 0,45 0,49 6,0 ± 1,5 5,0 ± 1,5 7,0 ± 1,5 Như quy định chỗ khác Kích thước lỗ vng sàng (mm) 25 đến 4,75 25 đến 4,75 50 đến 4,75 50 đến 4,75 12,5 đến 4,75 12,5 đến 4,75 25 đến 4,75 19 đến 4,75 Tỉ trọng thấp 334 Cấp bê tông Lượng xi măng tối thiểu 28 28 17 17 28 28 Như quy định chỗ khác Như quy định hồ sơ hợp đồng 2.1.2 Các thuộc tính ngắn hạn bê tơng cứng Các thuộc tính bê tơng xác định từ chương trình thí nghiệm phản ánh làm việc chịu lực ngắn hạn thí nghiệm thường thực vòng vài phút, thời gian tải trọng tác dụng lên bê tông kết cấu nhiều tháng, chí nhiều năm Các thuộc tính ngắn hạn hữu dụng đánh giá chất lượng bê tông làm việc chịu lực ngắn hạn hoạt tải xe cộ Tuy nhiên, thuộc tính phải điều chỉnh chúng sử dụng để đánh giá làm việc tải trọng tác dụng lâu dài trọng lượng thân dầm, ca bn v lan can ã ã Bê tông có tỷ trọng bình thờng Bê tông có tỷ trọng 2150 2500 kg/m3 Bê tông có tỷ trọng thấp Bê tông chứa cấp phối nhẹ có tỷ trọng khô không vợt 1925 Kg/m3 1/Cng chịu nén Cường độ chịu nén bê tông (f’c) tuổi 28 ngày thường xác định thí nghiệm phá hoại mẫu thử hình trụ đường kính 150 mm, chiều cao 300 mm tác dụng lực dọc trục Hình 2.1 biểu diễn đường cong ứng suất-biến dạng điển hình mẫu thử hình trụ chịu nén dọc trục khơng có kiềm chế (khơng có cản trở biến dạng ngang) Biến dạng đỉnh ứng suất nén f’c xấp 11 xỉ 0,002 biến dạng lớn vào khoảng 0,003 Một quan hệ đơn giản bê tơng có cường độ nhỏ 40 MPa đưa hàm bậc hai sau: ⎡ ⎛ ε ⎞ ⎛ ε ⎞2 ⎤ (2.1) f c = f ⎢ ⎜ c, ⎟ − ⎜ c, ⎟ ⎥ ⎢ ⎝ εc ⎠ ⎝ εc ⎠ ⎥ ⎣ ⎦ fc cường độ chịu nén tương ứng với độ biến dạng εc , f’c đỉnh ứng suất từ thí nghiệm ' c khối trụ ε’c độ biến dạng ứng với ứng suất f’c Quy ước dấu ứng suất nén biến dạng nén mang giá trị âm Hình 2.1 Đường cong ứng suất-biến dạng parabol điển hình bê tơng chịu nén khơng có kiềm chế Mô đun đàn hồi cho bê tông AASHTO đánh giá độ dốc đường thẳng từ gốc toạ độ qua điểm đường cong có ứng suất 0,4f’c Mơ đun cát tuyến Ec (tính MPa) biểu diễn hình 8.1 tính hàm số mũ sau: 1,5 Ec = 0, 043.γ c f c' (2.2) γc khối lượng riêng bê tơng tính kg/m3 f’c giá trị tuyệt đối cường độ chịu nén danh định bê tơng tính MPa Đối với γc = 2300 kg/m3 f’c = 28 MPa, Ec = 0, 043 ( 2300 ) f c' = 4800 f c' = 4800 28 = 25 GPa 1,5 Trong AASHTO, cường độ chịu nén tuổi 28 ngày tối thiểu 16 MPa khuyến cáo tất phận kết cấu cường độ chịu nén tối đa quy định 70 MPa, trừ có thí nghiệm bổ sung Các cầu phải có cường độ chịu nén tuổi 28 ngày tối thiểu 28 MPa để đạt độ bền thích hợp 2/ Cường độ chịu kéo Cường độ chịu kéo bê tơng đo trực tiếp gián tiếp Thí nghiệm kéo trực tiếp [hình 2.2(a)] sử dụng để xác định cường độ nứt bê tơng, địi hỏi phải có thiết bị đặc biệt (chun dụng) Thơng thường, người ta tiến hành thí nghiệm gián tiếp thí nghiệm phá hoại dầm thí nghiệm chẻ khối trụ Các thí nghiệm mơ tả hình 2.2 12 Hình 2.2 Thí nghiệm kéo bê tơng trực tiếp gián tiếp a) Thí nghiệm kéo trực tiếp b) Thí nghiệm phá hoại dầm c) Thí nghiệm chẻ khối trụ Thí nghiệm phá hoại dầm [hình 2.2(b)] đo cường độ chịu kéo uốn bê tông với dầm bê tông giản đơn chịu lực hình vẽ Ứng suất kéo uốn ký hiệu fr Đối với bê tơng có tỷ trọng thông thường, AASHTO đưa biểu thức sau fr (MPa): f r = 0, 63 f c' (2.3) Cờng độ chịu kéo uốn (fr) fr=0,63fc đó, f’c giá trị tuyệt đối cường độ chịu nén khối trụ bê tông (MPa) Trong thí nghiệm chẻ khối trụ [hình 2.2(c)], khối trụ tiêu chuẩn đặt nằm chịu tải trọng đường phân bố Ứng suất kéo gần xuất vng góc với ứng suất nén sinh tải trọng đường Khi ứng suất kéo đạt tới giới hạn cường độ, khối trụ bị chẻ làm đôi dọc theo mặt chịu tải Theo lý thuyết làm việc đàn hồi (Timoshenko Goodier, 1951), công thức tính ứng suất kéo chẻ fsp đưa sau: Pcr / L (2.4) πD Pcr toàn tải trọng gây chẻ khối trụ, L chiều dài khối trụ D đường kính khối trụ Cả hai giá trị ứng suất kéo uốn (fr) ứng suất kéo chẻ (fs) xác định lớn so với ứng suất kéo dọc trục (fcr) xác định thí nghiệm kéo trực tiếp [hình 2.2(a)] Các tác giả f sp = 13 Collins Mitchell (1991) Hsu (1993) đưa công thức xác định cường độ chịu kéo trực tiếp fcr sau: f cr = 0,33 f c' (2.5) Đường cong ứng suất biến dạng kéo trực tiếp ( hình 2.2*)giả thuyết tuyến tính ứng suất fcr có độ dốc Ec phương trình (2.2).Sau nứt , có cốt thép , ứng suất kéo giảm không không , nội liên kết gữa hạt cịn tồn truyền lực kéo qua vết nứt Hiện tượng quan trọng dự tính ứng suất kéo cốt thép sức kháng cắt dầm BTCT f cr=0,33 α = α =1.0 f cr øng suÊt trung b×nh , f f'c f cr f1 = 1,0 + 500ε1 Ec 0.001 0.002 0.003 0.004 Biến dạng trung bình , Hỡnh 2.2* : Ứng suất trung bình theo biến dạng trung bình bê tông chịu kéo Collins Mitchell (1991) cho biểu thức sau đường cong ứng suất biến dạng kéo trục tiếp hình 2.2* : ( ε1≤ εcr = fcr/Ec) Nhánh lên: f1 = Ec ε Trong f1 ứng suất kéo trung bình ε1 biến dạng kéo trung bình bê tông Nhánh xuống : (ε1>εcr) f1 = α 1α f cr + 500ε Trong : α1 Là hệ số xét đến đặc trung dính kết cốt thép : α1=1,0 cho cốt thép có gờ α1=0,70 cho cốt thép tròn trơn , sợi tao thép có dính bám α1=0 cho cốt thép khơng dính bám α2 -Hệ số xét đến tải trọng thường xuyên hay lặp α2 =1,0 tải ngắn hạn α2 =0,70 với tải thường xuyên tải trọng lặp 14 Nếu khơng có cốt thép khơng có nhánh xuống , ứng suất kéo bê tông sau nứt khơng Tuy nhiên bê tơng có dính bám với cốt thép , ứng suất kéo bê tơng cịn tồn Một lần cho thấy rõ tính chất BTCT khác bê tơng Mơ đun đàn hồi bê tơng chịu kéo lấy chịu nén HÖ sè gi·n nở nhiệt Hệ số giÃn nở nhiệt nên xác định thí nghiệm phòng theo loại bê tông có cấp phối đợc đem dùng Trong trờng hợp thiếu sè liƯu chÝnh x¸c, hƯ sè gi·n në nhiƯt cã thể lấy nh sau : Bê tông có tỉ trọng thông thờng: 10,8 x 10-6/ oC , Bê tông cã tØ träng thÊp : 9,0 x 10-6/ oC Hệ số Poisson Trừ trờng hợp có xác định thÝ nghiƯm vËt lý, hƯ sè Poisson cã thĨ lÊy b»ng 0.2 §èi víi cÊu kiƯn cho phÐp xt hiƯn nứt, không xét đến hiệu ứng Poisson 2.1.3 Các thuộc tính dài hạn bê tơng cứng 1/Cường độ chịu nén bê tơng tuổi cao Nói chung, cường độ chịu nén bê tông tăng theo tuổi Có phương pháp khơng phá huỷ để xác định cường độ chịu nén, thường đường gián tiếp thông qua việc xác định trước hết mơ đun đàn hồi tính ngược trở lại để tìm cường độ chịu nén Theo phương pháp khác, người ta đo độ nảy lên viên bi thép, viên bi định kích thước dựa vào độ nảy bê tông biết cường độ chịu nén 2/Co ngót bê tơng Co ngót bê tơng giảm thể tích nhiệt độ không đổi độ ẩm sau bê tơng đơng cứng Sự thay đổi thể tích theo thời gian phụ thuộc vào hàm lượng nước bê tông tươi, vào loại xi măng cốt liệu sử dụng, vào điều kiện môi trường (nhiệt độ, độ ẩm tốc độ gió) thời điểm đổ bê tơng, vào q trình bảo dưỡng, vào khối lượng cốt thép vào tỉ số thể tích diện tích bề mặt cấu kiện Trong AASHTO, biểu thức thực nghiệm xây dựng Collins Mitchell (1991) sử dụng để đánh giá biến dạng co ngót εsh dựa thời gian khơ, độ ẩm tương đối tỉ số thể tích diện tích bề mặt ⎛ t ⎞ −3 ⎟ 0,51.10 35 + t ⎠ ⎝ ε sh = −ks kh ⎜ (2.6) t thời gian khơ tính ngày, ks hệ số kích thước tra từ hình 2.3 kh hệ số độ ẩm lấy theo bảng 2.2 15 t ⎡ ⎤ ⎢ 26e 0.0142( V / S) + t ⎥ ⎡1064 - 3.70(V / S) ⎤ ks = ⎢ ⎥⎢ ⎥ t 923 ⎦ ⎢ ⎥⎣ 45 + t ⎣ ⎦ (2.7) Thời gian khơ ( ngày) Hình 2.3 Hệ số ks tỉ số thể tích/diện tích bề mặt Bảng 2.2 Hệ số kh độ ẩm tương đối H Độ ẩm tương đối trung bình mơi trường H (%) 40 50 60 70 80 90 100 kh 1,43 1,29 1,14 1,00 0,86 0,43 0,00 Ví dụ 2.1 Hãy xác định biến dạng co ngót bê tông cầu dày 200 mm với mặt mặt làm khơ khơng khí có độ ẩm tương đối 70% Tỉ số thể tích diện tích bề mặt mm2 diện tích thĨ tÝch 200(1)(1) = = 100 mm diƯn tÝch bỊ mỈt 2(1)(1) Từ hình 2.3 thời gian t = năm (≈ 2000 ngày), ks = 0,73, từ bảng 2.2 H = 70% ta có kh = 1,0 Từ đó, biểu thức 2.6 viết sau: 16 ⎛ 2000 ⎞ −3 ⎟ 0,51.10 = −0, 00037 ⎝ 35 + 2000 ⎠ đó, dấu âm biểu thị co ngắn lại Sự phụ thuộc biến dạng co ngót vào thời gian khô điều kiện biểu diễn hình 8.4 Vì cơng thức thực nghiệm khơng bao gồm tất yếu tố ảnh hưởng đến co ngót, AASHTO thích rằng, kết tăng giảm khoảng 50% độ co ngót thực tế lớn -0,0008 Ngay giá trị khơng xác khuynh hướng tốc độ co ngót giảm thời gian khơ tăng lên Khi khơng có thơng số đặc trưng bê tông điều kiện nơi khai thác, AASHTO khuyến cáo sử dụng giá trị biến dạng co ngót – 0,0002 sau 28 ngày – 0,0005 sau năm đông cứng ε sh = − ( 0, 73) (1, ) ⎜ Hình 2.4 Biến dạng co ngót theo thời gian Ví dụ 2.1 2/Từ biến bê tông Từ biến bê tông gắn với thay đổi biến dạng theo thời gian vùng dầm cột chịu ứng suất nén thường xuyên Sự thay đổi biến dạng theo thời gian phụ thuộc vào nhân tố có ảnh hưởng biến dạng co ngót, ngồi phải kể đến độ lớn khoảng thời gian tồn ứng suất nén, cường độ chịu nén bê tông tuổi bê tông bắt đầu chịu tải trọng dài hạn Biến dạng từ biến εCR tính tích số biến dạng nén đàn hồi tức thời tải trọng thường xuyên εci hệ số từ biến ψ: ε CR ( t, ti ) = Ψ ( t, ti ) ε ci (2.8) t tuổi bê tơng tính ngày kể từ thời điểm đổ bê tơng ti tuổi bê tơng tính ngày kể từ tải trọng thường xuyên tác dụng AASHTO sử dụng công thức thực nghiệm để xác định hệ số từ biến, xây dựng Collins Mitchell (1991), sau: 17 0,6 ⎤ H ⎞ −0,118 ⎡ ( t − ti ) ⎛ ⎢ ⎥ ti Ψ ( t, ti ) = 3,5kc k f ⎜ 1,58 − ⎟ 0,6 120 ⎠ ⎝ ⎢ 10 + ( t − ti ) ⎥ ⎣ ⎦ (2.9) H độ ẩm tương đối (%), kc hệ số điều chỉnh ảnh hưởng tỉ số thể tích diện tích bề mặt, lấy theo hình 2.5 kf = 62 42 + fc, (2.10) đây, f’c giá trị tuyệt đối cường độ chịu nén tuổi 28 ngày bê tông (MPa) t ⎤ ⎡ ⎢ 26e 0.0142(V/ S) + t ⎥ ⎡ 1.80 + 1.77e -0.0213(V/ S) ⎤ k =⎢ ⎥⎢ ⎥ c t 2.587 ⎦ ⎥⎣ ⎢ 45 + t ⎦ ⎣ (2.11) Hệ số kc tỉ số thể tích/diện tích bề mặt Hình 2.5 Ví dụ 2.2 Hãy xác định biến dạng từ biến bê tơng cầu ví dụ 2.1 sau năm ứng suất nén tải trọng dài hạn 10 MPa, cường độ chịu nén 28 ngày 31 MPa ti = 15 ngày Mô đun đàn hồi theo công thức 2.2 Ec = 0, 043 ( 2300 ) 31 = 26, GPa biến dạng nén tức thời tính sau 1,5 fcu −10 = = −0, 00038 Ec 26400 Đối với tỉ số thể tích/ diện tích bề mặt 100 mm (t - ti) = (365 - 15) = 350 ngày, hình 2.5 cho hệ số điều chỉnh kc = 0,68 Hệ số cường độ bê tơng kf tính theo biểu thức 2.10 sau: ε ci = kf = 62 + 42 = 0,85 31 18 Hệ số từ biến môi trường có độ ẩm H = 70% tính theo biểu thức 8.9: 70 ⎞ −0,118 350 0,6 ⎛ 15 Ψ ( 365;15 ) = 3,5 ( 0, 68 )( 0,85 ) ⎜ 1,58 − = 1,13 120 ⎟ 10 + 350 0,6 ⎝ ⎠ Từ đó, biến dạng từ biến sau năm xác định theo biểu thức 2.8 sau: ε CR ( 365;15 ) = 1,13 ( −0, 00038 ) = −0, 00043 Biến dạng có độ lớn tương đương so với biến dạng co ngót Ở đây, việc xác định sai lệch tới ±50% Đối với điều kiện ví dụ này, thay đổi tổng biến dạng nén theo thời gian sau đặt tải trọng dài hạn biểu diễn hình 2.6 Biến dạng nén toàn phần εc(t,ti) tổng biến dạng đàn hồi tức thời biến dạng từ biến, đồng thời mức độ tăng biến dạng giảm dần theo thời gian Biến dạng tổng cộng tính sau: ε c ( t, ti ) = ε ci + ε CR ( t, ti ) = ⎡1 + Ψ ( t, ti ) ⎤ ε ci ⎣ ⎦ (2.12) Đối với ví dụ này, biến dạng nén tổng cộng sau năm ε c ( 365;15 ) = (1 + 1,13 )( −0, 00038 ) = −0, 00081 hai lần so với biến dạng đàn hồi Hình 2.6 Biến dạng từ biến theo thời gian Ví dụ 2.2 Cũng làm giảm biến dạng từ biến biện pháp làm giảm co ngót, tức giảm thành phần nước hỗn hợp bê tông giữ cho nhiệt độ tương đối thấp Biến dạng từ biến giảm bớt nhờ việc bố trí cốt thép vùng chịu nén phần nội lực nén mà cốt thép chịu khơng liên quan đến từ biến Trường hợp tải trọng dài hạn tác dụng tuổi bê tông lớn, biến dạng từ biến giảm bê tông trở nên khơ biến dạng Điều phản ánh biểu thức 2.9, giá trị lớn ti tuổi bê tông cho t làm giảm hệ số từ biến ψ(t,ti) 19 Cuối cùng, tất ảnh hưởng biến dạng từ biến có hại Khi có lún khác xảy cầu BTCT, đặc tính từ biến bê tơng làm cho ứng suất cấu kiện giảm rõ rệt so với giá trị dự đốn phân tích đàn hồi 3/Mơ đun đàn hồi tải trọng dài hạn Để tính toán tăng biến dạng từ biến tải trọng dài hạn, mô đun đàn hồi dài hạn chiết giảm Ec,LT định nghĩa sau: Ec, LT = fci Eci = ⎡1 + Ψ ( t, ti ) ⎤ ε i + Ψ ( t, ti ) ⎣ ⎦ đó, Eci mô đun đàn hồi thời điểm ti Giả thiết Eci biểu diễn mô đun đàn hồi Ec từ biểu thức 2 ta có: Ec, LT = Ec + Ψ ( t, ti ) (2.13) Khi tính đổi đặc trưng mặt cắt thép thành đặc trưng tương đương bê tông TTGH sử dụng, người ta dùng tỉ số mô đun n, định nghĩa sau: n= Es Ec (2.14) Tỉ số mô đun dài hạn nLT tải trọng thường xuyên định nghĩa tương tự, giả thiết cốt thép khơng có từ biến: nLT = Es = n ⎡1 + Ψ ( t, ti ) ⎤ ⎣ ⎦ Ec, LT (2.15) Ví dụ 2.3 Đối với kiện ví dụ 2.2, xác định hệ số mô đun dài hạn nLT với t = năm Từ hình 2.5, (t - ti) = 5.(365) – 15 = 1810 ngày, ta có kc = 0,75 Từ đó: 70 ⎞ −0,118 1810 0,6 ⎛ 15 Ψ (1825;15 ) = 3,5 ( 0, 75 )( 0,85 ) ⎜ 1,58 − = 1, 45 120 ⎟ 10 + 1810 0,6 ⎝ ⎠ nLT = 2, 45n 20 2.2 CỐT THÉP Cốt thép đặt cấu kiện nơi phát huy tác dụng lớn Cốt thép thường tính đến để chịu lực kéo, nhiên bố trí để chịu lực nén Ở TTGH cắt dầm, phải bố trí cốt thép dọc cốt thép ngang để chịu ứng suất kéo xiên Sự làm việc cốt thép không dự ứng lực thường đặc trưng quan hệ ứng suất – biến dạng cốt thép trần Sự làm việc cốt thép dự ứng lực khác bó cáp có dính bám khơng có dính bám, điều khiến phải xem xét lại làm việc cốt thép không dự ứng lực bao bọc bê tông 2.2.1 Cốt thép không dự ứng lực Các đường cong ứng suất – biến dạng điển hình cốt thép trần biểu diễn hình 2.7 cấp cốt thép 280, 420 520 Sự làm việc cốt thép trần chia thành ba giai đoạn, đàn hồi, dẻo cứng hoá biến dạng Đoạn đàn hồi AB biểu đồ gần giống đoạn thẳng với mô đun đàn hồi không đổi Es = 200 000 MPa giới hạn biến dạng đàn hồi εy = fy / ES Đoạn chảy BC đặc trưng thềm chảy ứng suất không đổi fy lúc bắt đầu cứng hoá Độ dài thềm chảy thước đo tính dẻo phân biệt với cấp thép khác Đoạn cứng hoá biến dạng CDE bắt đầu biến dạng εh đạt tới ứng suất lớn fu biến dạng εu trước giảm nhẹ biến dạng phá hoại εb Ba đoạn đường cong ứng suất - biến dạng cốt thép trần mơ tả đặc trưng quan hệ sau Đoạn đàn hồi AB fs = εs Es ≤ εs ≤ εy (2.16) Đoạn chảy BC εy ≤ εs ≤ εh fs = fy (2.17) Đoạn cứng hoá biến dạng CDE ⎡ ε −ε fs = fy ⎢1 + s h ⎢ εu − εh ⎣ ⎛f ⎞ ⎛ ε −ε ⎜ u − ⎟ exp ⎜ 1- s h ⎜f ⎟ ⎝ εu − εh ⎝ y ⎠ ⎞⎤ ⎟⎥ ⎠⎥ ⎦ εh ≤ εs ≤ εb (2.18) Bảng 2.3 Các giá trị giới hạn danh định đường cong ứng suất-biến dạng cốt thép fy (MPa) fu (MPa) εy εh εu εb 280 420 520 550 730 900 0,00138 0,00207 0,00259 0,0230 0,0060 0,0027 0,140 0,087 0,073 0,200 0,136 0,115 21 Hình 2.7 Các đường cong ứng suất-biến dạng cốt thép trần dạng Khi cốt thép đặt bê tông, làm việc chúng khác với cốt thép trần Sự khác biệt bê tơng có cường độ chịu kéo định dù nhỏ Điều thừa nhận sớm, từ phát triển học BTCT ý kiến sau Morsch (1908): Do lực ma sát cốt thép cường độ chịu kéo bê tông tồn đoạn cấu kiện nằm vết nứt, bê tông nứt làm giảm phần độ giãn cốt thép Phần bê tơng dính bám với cốt thép khơng bị nứt làm giảm biến dạng kéo cốt thép.Hiện tượng gọi l “ tăng cứng kéo “ Hiệu ứng tăng cứng kéo xuất ứng suất trung bình thép tương đối nhỏ Với biến dạng lớn , tham gia bê tông chịu kéo giảm ứng xử cốt thép chôn bê tơng theo đoạn hố cứng đường cong US-BD thép trần 22 23 2.2.2 Cốt thép dự ứng lực Thép dự ứng lực dạng sợi , tao Tao gồm số sợi xoắn lại với gọi tao cáp Theo AASHTO thường dùng ba loại thép cường độ cao : - Thép sợi không bọc khử ứng suất dư tự chùng thấp ; - Tao cáp không bọc khử ứng suất dư chùng thấp ; - Thép cường độ cao không bọc ; Thép dự ứng lực thông thường tao thép bảy sợi, loại khử ứng suất có độ chùng thấp Khi chế tạo tao thép, thép các-bon cao kéo liên tục qua khn kéo sợi có đường kính nhỏ liên tục nhằm xếp phân tử thép theo hướng làm tăng cường độ sợi thép tới 1700 MPa Rồi sợi đặt bao quanh sợi theo kiểu xoắn ốc Sự kéo nguội xoắn sợi tạo ứng suất dư tao thép Các ứng suất dư nguyên nhân khiến cho biểu đồ ứng suất – biến dạng tròn giới hạn chảy thấp Giới hạn chảy nâng cao cách làm nóng tao thép tới 350oC để chúng nguội dần Biện pháp cải thiện chùng thép thực cách kéo tao thép chu trình nóng, lạnh Q trình gọi tơi thép đưa sản phẩm tao thép có độ chùng thấp Hình 2.8 so sánh quan hệ ứng suất – biến dạng tao thép sợi sản xuất theo trình khác 24 Hình 2.8 Quan hệ ứng suất-biến dạng tao thép sợi sản xuất theo trình khác Các cốt thép dẻo cường độ cao sử dụng làm cốt thép dự ứng lực Cường độ chịu kéo lớn cốt thép vào khoảng 1000 MPa Đặc trưng tiêu biểu thuộc tính tao cáp thép dự ứng lực cho bảng 2.4 Các giá trị khuyến cáo mô đun đàn hồi thép dự ứng lực, Ep, 197 000 MPa tao cáp 207 000 MPa thép Bảng 2.4 Các thuộc tính tao thép thép dự ứng lực Vật liệu Cấp kiểu Đường kính (mm) Tao cáp 1725 MPa (cấp 250) 1860 MPa (cấp 270) Thép Kiểu 1, trơn Kiểu 2, có gờ 6,35-15,24 10,5315,24 19-25 15-36 Cường độ chịu kéo fpu (MPa) 1725 1860 1035 1035 Giới hạn chảy fpy (MPa) 80% fpu hay 90% fpu tao thép chùng 85% fpu 80% fpu Biến dạng cốt thép dự ứng lực εps xác định mức tải trọng từ biến dạng bê tông bao quanh εcp sau εps =εcp +Δεpe (2.19) εcp biến dạng bê tơng vị trí với cốt thép dự ứng lực Δεpe thường tính gần sau: Δε pe ≈ f pe / Ep Trong trường hợp cốt thép khơng dính bám, trượt xảy cốt thép bê tông xung quanh biến dạng cốt thép trở nên đặn đoạn nằm điểm neo Biến dạng dài tổng cộng cốt thép lúc phải biến dạng dài tổng cộng bê tơng đoạn nói trên, tức ε ps = ε cp + Δε pe (2.20) 25 đây, ε cp biến dạng trung bình bê tơng vị trí cốt thép dự ứng lực, tính trung bình khoảng cách neo cốt thép khơng có dính bám Các đường cong ứng suất-biến dạng điển hình thép dự ứng lực cho hình 2.9 Các đường cong tính gần công thức sau: Đối với cấp 250: ⎧197000 ε ps ⎪ f ps = ⎨ 0, 1710 − < 0,98f pu ⎪ ε ps − 0, 006 ⎩ ®èi víi ε ps ≤ 0,008 ⎫ ⎪ ⎬ ®èi víi ε ps > 0,008 ⎪ ⎭ (2.21) Đối với cấp 270: ⎧197000 ε ps ⎪ f ps = ⎨ 0,517 ⎪1848 − ε − 0, 0065 < 0,98f pu ps ⎩ ®èi víi ε ps ≤ 0,008 ⎫ ⎪ ⎬ ®èi víi ε ps > 0,008 ⎪ ⎭ (2.22) Đối với thép ⎧207000 ε ps ⎪ f ps = ⎨ 0,192 ⎪1020 − ε − 0, 003 < 0,98f pu ps ⎩ Hình 2.9 ®èi víi ε ps ≤ 0,004 ⎫ ⎪ ⎬ ®èi víi ε ps > 0,004 ⎪ ⎭ (2.23) Các đường cong ứng suất-biến dạng in hỡnh i vi thộp d ng lc Các loại tao cáp dự ứng lực, sợi không sơn phủ, đợc khử ứng suất, có độ tự chùng thấp, thép không sơn phủ cờng độ cao, trơn hay có gờ, phải phù hợp với tiêu chuẩn vật liệu quy định Tiêu chuẩn thi công cầu: AASHTO M203M (ASTM A416M) - Tao thÐp sỵi dù ứng lực không sơn phủ, có khử ứng suất cho bê tông dự ứng lực AASHTO M275M (ASTM A722) - Thép cờng độ cao không sơn phủ dùng cho bê tông dự ứng lực 26 Nếu hồ sơ thầu có chi tiết dự ứng lực phải rõ kích thớc mác loại thép Nếu hồ sơ quy định lực kéo dự ứng lực vị trí đặt việc chọn kích cỡ thép loại thép nhà thầu lựa chọn kỹ s giám sát duyệt 1/ Mô đun đàn hồi Nếu số liệu xác hơn, mô đun đàn hồi thép dự ứng lực, dựa diện tích mặt cắt ngang danh định thÐp, cã thĨ lÊy nh− sau : §èi víi tao thép : Ep = 197 000 MPa Đối với : Ep = 207 000 MPa 2/Neo dù øng lực kéo sau nối cáp Neo mối nối cáp phải đợc cấu tạo theo yêu cầu Tiêu chuẩn tơng ứng Phải tiến hành bảo vệ chống gỉ cho cáp, neo, đầu neo mèi nèi c¸p .3 èng bäc c¸p èng bäc cho cáp phải loại cứng loại nửa cứng thép mạ kẽm nhựa tạo lỗ bê tông lõi lấy đợc Bán kính cong ống bọc không đợc nhỏ 6000 mm, trừ ë vïng neo cã thĨ cho phÐp nhá tíi 3600 mm Không đợc dùng ống bọc nhựa bán kÝnh cong nhá h¬n 9000 mm Khi dïng èng bäc nhựa cho loại cáp có dính bám phải xem xét đặc tính dính bám ống nhựa với bê tông vữa Hiệu áp lực vữa lên ống bọc vùng bê tông xung quanh phải đợc kiểm tra Cự ly lớn điểm kê cố định ống bọc thi công phải đợc quy định hồ sơ thầu Kích thớc ống bọc cáp Đờng kính ống bọc phải lớn đờng kính thép dự ứng lực đơn hay bó cáp dự ứng lực mm Đối với loại thép dự ứng lực nhiều bó cáp dự ứng lực diện tích mặt cắt ống bọc phải lớn lần diện tích tịnh mặt cắt bó thép dự ứng lực, lắp đặt bó cáp phơng pháp kéo sau diện tích mặt cắt ống bọc phải gấp 2,5 lần diện tích mặt cắt bó cáp Kích thớc ống bọc không đợc vợt 0,4 lần bề dày bê tông nguyên nhỏ vị trí đặt ống bọc ống bọc vị trí neo chun h−íng èng bäc ë vÞ trÝ chun h−íng phải ống thép mạ phù hợp với tiêu chuẩn ASTM A53, loại E, cấp B Độ dày danh định thành ống không đợc nhỏ mm 27 ... làm việc cốt thép không dự ứng lực bao bọc bê tông 2. 2.1 Cốt thép không dự ứng lực Các đường cong ứng suất – biến dạng điển hình cốt thép trần biểu diễn hình 2. 7 cấp cốt thép 28 0, 420 520 Sự làm... cong US-BD thép trần 22 23 2. 2 .2 Cốt thép dự ứng lực Thép dự ứng lực dạng sợi , tao Tao gồm số sợi xoắn lại với gọi tao cáp Theo AASHTO thường dùng ba loại thép cường độ cao : - Thép sợi không... ã Bê tông có tỷ trọng bình thờng Bê tông có tỷ trọng 21 50 25 00 kg/m3 Bê tông có tỷ trọng thấp Bê tông chứa cấp phối nhẹ có tỷ trọng khô không vợt 1 925 Kg/m3 1/Cng chu nộn Cng độ chịu nén bê tông
