BTCT NÂNG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN Hiện nay, sức kháng cắt do đột dập của mũ cọc thường được đánh giá theo kinh nghiệm, và mặc dù mô hình thanh chống và thanh giằng STM có thể đượ
Trang 1H UT E C HỊ BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHE HO CHI MINH Đại
Đại học Công nghệ Tp.HCM Công nghệ Tp.HCM a
KHOA XAY DUNG
BAI TAP GIUA KY MON HOC: BTCT NANG CAO
Ngan KY THUAT XAY DUNG
h:
Giang vién huéng dan: TS KHONG TRONG TOAN
Học viên thực hiện: Lê
Trang 2BTCT NÂNG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
HVTH:
Lé Dinh An _22SXD31B;
Trang 3BTCT NÂNG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
Hiện nay, sức kháng cắt do đột dập của mũ cọc thường được đánh giá theo kinh nghiệm, và mặc dù mô
hình thanh chống và thanh giằng (STM) có thể được sử dụng để tính toán vấn đề này, hai điểm yếu của STM— bản chất bảo thủ và cấu hình khó khăn-cản trở lý trí của nó giải pháp Để cố gắng giải quyết những vấn đề này, bài báo này trình bày một phương pháp tổng quát về STM không gian để đánh giá khả năng kháng cắt xuyên lỗ của mũ cọc nói chung với cốt thép dạng lưới đồng nhất (TPM) Dựa trên các kết quả của cơ chế chịu lực thanh chống và liên kết không gian của sự phá vỡ đột phá mũ cọc, cường độ thanh chống ba chiều (3-D) chứ không phải hai chiều (2-D) được xác định Trong thời gian này quy trình, phân tích phần tử ban đầu phi tuyến kết hợp với dẫn xuất của một phương pháp bình phương nhỏ nhất dần dần cho nhiều biến Được thông qua TPM được
kiểm chứng bởi 98 mẫu vật trong tài liệu, mà các thông số (tỷ lệ cốt thép của thanh căng, tỷ lệ đột lỗ, cường độ
bê tông, số lượng cọc và cách bồ trí cọc) thay đổi tương ứng; các so sánh với bốn phương pháp khác được thực hiện Người ta chỉ ra rằng TPM được áp dụng rộng rãi để đánh giá khả năng kháng cất do đục lỗ của các đài cọc
nói chung với lưới cốt thép đồng nhát
từ khóa:mã xây dựng; mũ cọc; khả năng chống cắt đột dập; mô hình sfrut-and-tie (STM)
GIỚI THIỆU
Mũi cọc là vị trí truyền tải trọng giữa kết cấu bên trên và cọc, trong khi việc đánh giá khả năng kháng cắt
do đột dập của nó là cơ sở quan trọng để xác định chiều dày và bố trí cốt thép
Nói chung, việc đánh giá cắt đột Sức kháng của đài cọc có thể chia làm hai loại theo lý thuyết dẻo:
Loại ?-Cơ chế sụp đỗ được giả định sao cho giải pháp giới hạn trên đối với khả năng chống cắt đột lỗ thu được bằng cách sử dụng lý thuyết về tính dẻo, được gọi tắt là “phương pháp giới hạn trên” Phương pháp này
được áp dụng trong phương pháp ứng suát tiết diện tới hạn của mã ACI 318-08 (ACI CSM)1và mã JG.J94-94 của
Trung Quốc.2(Mặc dù bề ngoài là một phương pháp thực nghiệm, ACI CSM về mặt lý thuyết là một phương pháp giới hạn trên về bản chất)
Trong số những điều đã nói ở trên, như thể hiện trong Phụ lục*của bài báo, ACI CSM,1(đồng thời, chỉ tiết
về JGJ94-94, ACI STM, CRSI,3và TPM ở phía sau được đưa ra trong Phụ lục của bài báo) tương tự như
phương pháp tính toán sức kháng cắt đột lỗ của tắm trong mã ACI 318-08, được chia thành hai bước:
Để đơn giản cho việc đánh giá, sử dụng các mặt cắt tới hạn vuông góc với mặt phẳng đài cọc của các
phần xiên của hình nón đục lỗ, và chu vi của các phần quan trọng được giữ ở mức tối thiểu nhưng không gần
mép cột hơnđ/2 (định nghĩa củađđược đưa ra trong phương trình (1) và Hình 4); Va
2 _ Lấy giá trị tối thiểu trong ba loại lực cản cắt đột dập trong các phần này làm giá trị cuối cùng
Trong khi phương thức trong mã JGJ94-942được chia thành ba bước: 1) lấy đường liên kết giữa mặt cột và
mặt cọc gần nhất để tạo thành hình nón đột; 2) sửa đổi độ nghiêng của côn đột để đảm bảo nó thay đổi từ 45
đến 78,7 độ; và 3) cuối cùng, sử dụng hệ số đấm icient có chứa tỷ lệ nhịp đột dập À để hiệu chỉnh lực cản cắt đột dập (định nghĩa của À được đưa ra trong phương trình.(1))
Loại ^—Trường ứng suất hợp lý được giả định theo đến tuyến đường truyền tải để thu được giải pháp giới hạn dưới đối với khả năng chống cắt đột lỗ, được gọi tắt là “phương pháp giới hạn dưới” Đối với việc đánh giá
Lê Đình An 225XD3IB;
Trang 4BTCT NANG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
bê tông cốt thép trong thực tế, phương pháp này thường là lựa chọn tốt nhất để kết cấu được so sánh với một
loại kết cấu nhất định hoặc sự kết hợp của các kết cấu nhất định mà cơ chế chịu lực của chúng đã được biết rõ
Trong các mã kỹ thuật, văn bản và Phụ lục A của AGI 318-08,1số tay CRSI,3CÓ THẺ/CSA A23.3-04,4
BSEN 1992-1-1:2004,5và AS 3600-20016ch4p nhận hoặc chứa phương pháp này
Trong số những điều đã nói ở trên, khi tâm của bắt kỳ một cọc nào bằng hoặc trong khoảng hai lần khoảng
cách giữa đỉnh đài cọc và đỉnh cọc, Mục 15.5 trong ACI 318-081nêu rõ rằng việc đột nắp cọc có thể được ví như một giàn lý tưởng, và Phụ lục A của ACI 318-081 đưa ra các thành phần cơ bản của giàn: thanh chống, thanh
giằng và vùng nút, đồng thời có một loạt quy định có hệ thống về độ bền và kích thước của các thành phần này Trên thực tế, một quy trình thiết kế thanh chống và thanh giằng chung cho tất cả các vùng gián đoạn (D) đã được
giới thiệu
Là phần bổ sung cho mã ACI 318-08, số tay CRSI3đề xuất một phương pháp tính toán khác, cách nhau
ba bước: 1) điều kiện áp dụng là khoảng cách nằm ngang giữa mặt cột và trục gần nhất của cọc không lớn hơn đ
/2; 2) tiết diện tới hạn được lấy ở chu vi của mặt cột; và
3) sự đóng góp bổ sung của bê tông vào cường độ đột phá do khoảng đột phá nhỏ được xem xét Điều này cho
thấy rằng phương pháp số tay CRSI so sánh hiệu quả việc đánh giá
"Phụ lục có sẵn tạiwww.concrete.org/publicafionsở định dạng PDF, được thêm vào phiên bản trực tuyến của bài báo đã xuất bản Nó cũng có
sẵn ở dạng bản cứng từ trụ sở chính của ACI với mức phí bằng với chi phí sao chép cộng với chỉ phí xử lý tại thời điểm yêu câu Tạp chí kết câu ACI, V 112, s6 2, thang 3-4/2015
MS số S-2010-415.R3, doi: 10.14359/51687420, nhận ngày 29 tháng 7 năm 2014 và được xem xét theo chính sách xuất bản của Viện Bản
quyên © 2015, Viện Bê tổhg Hoa Kỳ Tắt cả các quyền được bảo lưu, bao gôm cả việc tạo các bản sao trừ khi được sự cho phép từ chủ sở
Trang 5BTCT NÂNG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
Sheor-compression zone
Column ˆ ae ~
ro tr có đột phá của mũ cọc
Shear-compression failure in zone ÏÏÏ
Shear-compression failure in zbne Ï
Hình 3—Dạng hỏng của thanh chống do phân tử khỏi tạo phi tuyến Phân tích (Chú ý: Mô hình là 1⁄4 đĩnh 4 cọc bồ trí cọc đối xứng và xác định, và các bề mặt vết nứt được thê hiện bằng các hình tròn.)
Lực cắt hai chiều của đài cọc đến sự chồng chất của lực cắt một chiều của hai dầm sâu trực giao với nhau có chiều rộng bằng chiều dài của các cạnh cội
Trong nghiên cứu lý luận, Ôn7đã lập mô hình đột lỗ của mũ cọc như khớp nối giữa hai dầm sâu trực giao, trong khi Kinnunen và Nylandersố 8coi nó như một lớp vỏ không gian
Tuy nhiên, các nghiên cứu và thực tế gần đây đã chứng minh rằng sẽ hợp lý hơn nếu so sánh cơ chế chịu lực
của sự phá hủy đột phá của mũ cọc với STM không gian (SSTM).9-12
Sau đây, để làm cơ sở cho việc suy ra tải trọng cột của mũi cọc khi đột phá sẽ được tiến hành sau này, tác giả xin giới thiệu tóm tắt các kết luận nghiên cứu của mình như sau.11,12
Lé Dinh An 22SXD3 1B;
Trang 6BTCT NANG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
Cơ chê truyên tải của lỗi đấm——Như thể hiện trong Hình 1, hệ thống truyền tải của sự phá hủy đột phá của mũ
cọc tương tự như SSTM, trong đó các thanh chống nén được sử dụng để mô hình hóa các vùng bê tông chịu
ứng suất nén một chiều chủ yếu, trong khi các cốt thép nằm trong phạm vi của các ứng suất kéo chủ yếu theo một hướng được xắp xỉ bằng các liên kết căng.11,12
Sự phân bố tải trọng cọc trong quá trình phá hủy đột phá của mũ cọc có thể xáp xỉ bằng giá trị của mũ cọc
trong giai đoạn đàn hồi 11
Cơ chế hư hỏng của cú đâm thất bại—Như thễ hiện trong Hình 2 và 3, thanh chống được biểu diễn thành
ba vùng: cụ thể là Vùng III, vùng chịu cắt-nén giao nhau với cột đáy; Vùng II, vùng phân chia ở phần giữa của thanh chống; và Vùng I, vùng chịu cắt-nén cắt với đỉnh cọc Quá trình tạo hình côn đột như sau: khi ứng suất kéo chính trong Vùng II đạt đến cường độ tách, vết nứt đầu tiên được tạo ra và với tải trọng cột tăng, vết nứt xiên
phát triển về phía hai đầu thanh chống Ngay sau đó, thanh chống được tách thành hai (Thanh chống A và B)
được nối ở hai đầu của nó (Khu vực I và III), tải trọng cột do Thanh chống A và B cùng chịu Một phần tải trọng
cột được chuyển sang cốt thép dọc và phần bê tông chưa nứt của Vùng I bằng thanh chống A, và phần còn lại
được chuyển vào cọc bằng thanh chống B Khi xảy ra sự cố đột lỗ, thanh chống A được đột ra so với thanh
chống B để hình nón đột dập được hình thành Có thể coi tải trọng cột tại thời điểm nay do Vung | va Vung III cùng chịu, cùng với tác động chốt của cốt thép dọc phía dưới Hai phần tương quan với nhau, và việc mắt khả năng chống cắt đột dập là kết quả của các hư hỏng lần lượt xảy ra ở các bộ phận nói trên, do đó, không có tải
trọng bên ngoài bể sung, phần xiên đột ngột sụp đổ Vì vậy, phá hoại do đột của đài cọc hoặc là phá hoại thanh
chống, bắt đầu bằng sự nứt tách ở phần giữa thanh chống (Vùng II) và kết thúc bằng phá hoại do nén cắt ở hai đầu thanh chống (Vùng I và III) hoặc sự thất bại năng suất của cà vạt căng thẳng do lượng gia cố dây buộc căng không đủ Nhưng sự cố của thanh giằng cũng đi kèm với sự cố của thanh chống, do đó sự cố của thanh chống là
một dấu hiệu cho thấy khả năng chống cắt của mũi cọc đã mắt 12
Hai yếu tố cơ bản ảnh hưởng đến độ bền của thanh chống là tỷ lệ đấm-nhịp và cường độ bê tông.12Sức
mạnh ở hai đầu của thanh ch không khác nhau đáng kể; trung bình của chúng có thể được coi là sức mạnh
Trang 7BTCT NÂNG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
Projection line L of pile periphery
ee none F Projection CD of line AB (Midpoint of ED)
linking upper node A to pile
center R
Hinh 5—Vi tri cua nút dudi SSTM
Pile center B Strut lower node F
2Dp: Effective range of tension tie diameter Dj!
Hình 6—Phạm vi hiệu quả của lực căng, nhịp đắm và MQTS
Kích thước của SSTIM—Xây dựng sự thật hơn là trường ứng suất tưởng tượng để đạt được các kích
thước như sau:
1 Trong giai đoạn đàn hồi, tiết diện đầu thanh
chống đối với cọc gần cột lớn hơn so với cọc ở xa cột Nhưng khi mũi cọc bị hỏng, do nội lực dẻo phân bố lại, thanh chống cọc gần cột bị mắt tải (trừ thanh chống giữa cột và cọc dưới cột), thanh chống cọc xa cột tăng lên tải của nó; do đó, ở cuối, như thể hiện trong Hình 2, tất cả các diện tích mặt cắt ngang ở đầu thanh chống về
cơ bản ổn định ở cùng một giá trị— 0,6 lần so với cọc (ngoại trừ thanh chống giữa cột và cọc bên dưới cột )—
bất kể khoảng cách từ cọc đến cột 12
2 Như thể hiện trong Hình 4, nút trên của SSTMI nằm ở vị trí 0,1 lần độ sâu hiệu dụng theo phương thẳng đứng hướng xuống từ tâm cột trên bề mặt trên cùng của mũ cọc.12
3 Như thể hiện trong Hình 5, để đơn giản, lấy nắp hai cọc làm ví dụ để minh họa vị trí của nút dưới
SSTM, có được theo ba bước: 1) liên kết nút trên A với tâm cọc B đê lây đoạn thăng AB; 2) chiêu AB
lên mặt phẳng đặt trọng tâm cốt thép dọc để có được đoạn thẳng CD, đồng thời có được đường chiếu L của chu vi cọc lên cùng một mặt phẳng; 3) chặn CD bằng L để có được đoạn thẳng ED và
trung điểm của ED chỉ là nút dưới F của SSTM.12
Lê Đình An 225XD3IB;
Trang 8BTCT NANG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
4.Nhu thé hién trong Hình 6, phạm vi hiệu quả của thanh giằng căng gắp đôi đường kính cọc đồng
tâm với nút dưới của SSTM.11
Cần lưu ý rằng so với các tài liệu phong phú hiện có về cơ chế chịu lực của SSTM, việc nghiên cứu đánh giá khả năng kháng cắt đột lỗ của đài cọc có cốt thép dạng lưới đồng nhất vẫn chưa đây đủ Vì vậy, dựa trên các kết
luận nghiên cứu đã đề cập trước đây về cơ chế ô trục đột, các nghiên cứu tiếp theo sẽ được thực hiện theo hướng này
Ý NGHĨA NGHIÊN CỨU
Nhiều khả năng kháng cắt đột phá của mũ cọc được đánh giá bởi các công cụ hỗ trợ thiết kế theo quy trình
ngón tay cái, có ít nhất hai nhược điểm: 1) các giá trị tính toán lý thuyết hoặc vượt xa các giá trị thực nghiệm hoặc mặc dù không lớn hơn so với những người thử nghiệm, có ý nghĩa không thể thay đổi Do đó, những rủi ro
an toàn tiềm ẩn; và 2) lý thuyết STM áp dụng để giải quyết đột phá mũ cọc là bảo thủ đáng kể Bài viết này tập
trung vào các suy ra cường độ thanh chống ba chiều (3-D) chứ không phải hai chiều (2-D), từ đó phương pháp tính toán khả năng kháng cắt do đột dập của đài cọc tức là tải trọng cột của đài cọc bị phá hủy khi đột phá—là đã phát triển Kiểm chứng, so sánh và phân tích cẩn thận cho thấy rằng các kết quả thu được trong bài báo này sẽ góp phần cải thiện tình hình nói trên và thông tin được trình bày trong bài báo này sẽ hữu ích cho các tổ chức xuất bản các hỗ trợ thiết kế cho đài cọc
XEM XÉT TỎNG THẺ CHO CÔNG CỤ PHÁT SINH ĐÁNH GIÁ
Đầu tiên, hai biến số được định nghĩa như sau: 1 Tỷ số đột-nhịp À
trong đó, như trong Hình 4, độ sâu hiệu quả đà chiều sâu đến tâm cốt thép dọc đáy Như thể hiện trong Hình 6, khoảng độtwlà khoảng cách GB1, trong đó đoạn thẳng AB1có được bằng cách liên kết tâm cột A với tâm cọc B1, và điểm G nhận được qua giao điểm của AB1bởi ngoại vi của cột Nếu không phải là cột tròn, hãy
chuyén tiết diện của nó thành hình tròn có chu vi bằng nhau
Bảng 1—Mối quan hệ giữagVàtôi,fc Tẩtôi,> 0.95
Trang 9đơn vị củafc' là MPa; y là không thứ nguyên Tương tự sau đây
Bảng 2—Mối quan hệ giữagVàtôi,fc 'cho 0,15 <tôi< 0,95
Trang 10BTCT NANG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
thanh chống Vì thếFcó thể được thể hiện như sau
fce1+fce2
Ở đâu r là bán kính cọc;fce1là độ bền một đầu của thanh chống; Vàfce2là ở đầu bên kia
Như vậy, nếu chỉ biểu thức cụ thể củafceđược tìm thấy,F sẽ thu được Khi đó, tùy thuộc vào trạng thái cân bằng tĩnh tại nút trên của SSTM, tải trọng cột của mũ cọc không đạt khi đột lỗ sẽ được giải quyết dễ dàng
ĐẠO ĐỨC CHOƠfce
Deine y =fce/fc', Ờ đâufc' là độ nén của xi lanh cường độ của bê tông thanh chống
Từ kết luận trên được biết rằng hai các yếu tố cơ bản ảnh hưởng đến cường độ thanh chống là tỷ lệ nhịp dùi
và cường độ bê tông; do đó, y = y(A,fc’) Để tìm biểu thức cụ thể cho y, khởi tạo phi tuyến ADINA chương trình phần tử (NFE) đã đánh giá thành công khả năng kháng cắt đột phá của bản mặt cầu13(mặt cầu tương tự như
đài cọc), được thông qua Phân tích và dẫn xuất của biểu thức cho y duoc thực hiện bằng cách tham khảo toán
học suy diễn phương pháp bình phương nhỏ nhất tăng dần cho nhiều biến (GLSMV)
Trong việc lựa chọn mô hình cho tin học hóa, vì mục đích của tin học hóa chỉ đơn giản là tính toán độ bền của thanh chống, nên không cần xem xét số lượng cọc hoặc cách bồ trí cọc ngoài việc lựa chọn thanh chống Do đó, một phần tư của đỉnh bốn cọc bố trí cọc đối xứng và xác định được chọn, như trong Hình 3
Khi phát triển mô hình số, bê tông của mũ cọc được chia thành bồn lớp, phần lớn hơn trong số đó là các phần
tử đẳng tham số 3-D với tám nút và ba bậc tự do trên mỗi nút, một vài phần tử suy biến hình lăng trụ tam giác được được coi là những người chuyển tiếp Trường hợp đài cọc gần cột và cọc, thứ tự tích phân 3 x 3 x 3 được
áp dụng, trong khi thứ tự tích phân 2 x 2 x 2 được sử dụng
ở những nơi khác Cột và cọc được liên kết với đài cọc cũng ở dạng phân tử đẳng tham số 3 chiều Mô hình vật liệu bê tông được sử dụng là mô hình phi tuyến với nén nén, cắt kéo với làm mềm
Lê Đình Án 225XD3IB;
Trang 11BTCT NÂNG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
Trong quá trình phân tích, khi p của đài cọc có độ đồng nhất gia cố lưới nói chung là khá nhỏ, không lớn hơn
tối đa 1,2% và Ít ảnh hưởng đến cường độ thanh chống, 14,15
nó có thể được duy trì ở mức 0,6% trong suốt
Mối quan hệ giữa y và À,fc' cho À > 0,95 là thể hiện trong Bảng 1 như một ví dụ
Các biểu thức trong Bảng 1 được tóm tắt như sau:
1 y=a—bc, đối với 6,7 MPa (971,5 psi) <fc< 35 MPa (5075 psi)
2 Y=c, đối với 35 MIPa (5075 psi) <fc< 50 MPa (7252 psi) Rõ ràng, a, b, c là các hàm của À Sử dụng ít
nhắt- phương pháp bình phương một lần nữa để có được
a = 2,90045 — 0,0170961A = 2,05 x 1,41485
b = 0,30668 — 0,00183469A = 0,22 x 1,394
c = 1,05888 — 0,00459047A = 0,75 x 1,41184
Tom lại, với À > 0,95:
1)y = 2,05 x 1,41485 — 0,22 x 1,394+fc', đối với 6,7 MPa (971,5 psi) <fc' < 35 MPa (5075 psi); Và 2) y= 0,75 x 1,41184, đối với 35 MPa (5075 psi) <fc' < 50
MPa (7252psi)
Tương tự, các mối quan hệ giữa y và À,fc' cho các phạm vi khác của À thu được trongBang 2 Quan sat tinh hình của A trong từng phạm vi của nó được trình bày trong Bảng 1 và 2 cần biết: 1 Dù A năm trong phạm vi nào, đối với 6,7 MPa (971,5 psi)<fc' < 35 MPa (5075 psi)
Trang 12BTCT NANG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
4
Lấy (A) ra khỏi phương trình (4) và (5) thì
V = a(fe") x B(A)
ở đâu, cho a(fc’): -
1)a(fe') = 2,05 - 0,223fc', đối với 6,7 MPa (971,5 psi) <fc' <
35 MPa (5075 psi) (6a)
2)a(fc') = 0,75, đối với 35 MPa (5075 psi) <fc' < 50 MPa
(7252 psi) trong khi đó, đối với B(A):
1)B(A) = 1,4, với À > 0,95
2)B(A) = 2,35 — À, với 0,75 < À < 0,95 (6b)
3)B(A) = 1,975 — 0,5A, với 0,35 < À < 0,75
4) B(A) = 2,15-A, voi 0,15 $A $ 0,35
Quan sát phương trình (6b) cho thấy, với 0,15 < À < 0,95, độ dốc của tất cả các đoạn đường gấp tạo thành B(A) gần như giống hệt nhau Vì vậy, đường thẳng liên kết bởi điểm A = 0,15 và điểm À = 0,95 có thể được sử dụng để biểu diễn B(A) trong khoảng này (0,15 < À < 0,95) một cách thống nhất; đó là, cuối cùng
là một hàm hằng của À
KÉT QUẢ VÀ THẢO LUẬN Bảng 3 liệt kê các dữ liệu thử nghiệm đã công bó của 98 mẫu thử về sự phá hủy đột phá của mũ cọc với cốt thép dạng lưới đồng nhất trong tài liệu, có số lượng coc, cach bé tri cọc, tỷ lệ đột lỗ trên nhịp, cường độ bê tông
và tỷ lệ cốt thép của lực căng thay đổi tương ứng, trong khi Bảng 4 đưa ra Pe/PP(tải cột thử nghiệm/cột dự đoán tải) của 5 phương pháp lý thuyết, so với: 1) phương pháp được đề xuất trong bài báo này (TPM); 2) phương pháp ứng suất tiết diện tới hạn của mã ACI 318-08 (ACI CSM)1; 3) phương pháp mô hình strut-and-tie trong Phụ
lục A của mã ACI 318-081(ACI STM);
Lê Đình Án 225XD3IB;
Trang 13BTCT NÂNG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN 4) phương pháp số tay GRSI của Mỹ3(CRSI); và 5) phương pháp mã JG.J94-94 của Trung Quốc2(JG.J94-94) Để minh họa cho phép tính quá trình của 5 phương pháp đã nói ở trên, như một ví
dụ, trong phần Phụ lục của bài báo, đưa ra các tính toán chỉ tiết của mẫu TDS3-1 trong Bảng 3
Cần chỉ ra rằng: 1) trong Bảng 4, sức kháng cắt đột phá được thể hiện bằng tải trọng cột của mũi cọc bị phá hủy khi đột phá; 2) phá hoại do uốn và phá hoại do cắt một chiều không có trong Bảng 3 và 4 vì kiểu phá hoại của chúng không phù hợp với phá hoại do cắt hai chiều được nghiên cứu trong bài báo này; và 3) do bố trí cốt thép
đáy tập trung ở vùng lân cận đỉnh cọc và đường chéo trên mặt phẳng đài cọc có sức kháng cắt do đột dập lớn hơn so với cốt thép dạng lưới đồng nhất,9,11,12,16 chúng sẽ được nghiên cứu ở nơi khác
Bảng 5 tóm tắt đánh giá thống kê củaPe/PP
thu được bằng tất cả các phương pháp lý thuyết trong Bảng 4
Sự chính xác
Từ Bảng 5 đã biết rằng, khi tất cả các mẫu có thể tính toán được lấy, hoặc sau khi các mẫu được đánh dấu
hoa thị (dấu hoa thị ngụ ý rằng các mẫu có thể bị uốn cong; chỉ tiết hơn sẽ được cung cấp sau) trong Bảng 4
được loại bỏ, mặc dù TPMI có số lượng mẫu vật lớn nhất, nó có độ chính xác cao nhất Đối với các đánh giá
bằng bốn phương pháp còn lại, mặc dù ít mẫu vật hơn, nhưng chúng chỉ phù hợp tốt với một số phương pháp
nhất định
Từ Bảng 4 sau khi phân tích sâu hơn, người ta biết rằng, theo từng cá nhânPe/PPđược tính toán bằng TPM,
ngoại trừ hai mẫu được đánh dấu sao, PC454 và T441, có độ lệch tính toán khá lớn (Pe/PPcủa T441* là mức tối thiểu trong tất cả 98 mẫu vật, trong khie/PPcủa PC454* là tối đa trong tất cả 98 mẫu), độ chính xác của các mẫu còn lại về cơ bản là tốt, trong khi đối với PC454,
Bảng 3—Tóm tắt kết quả thí nghiệm đài cọc
kích thước cột, mm Bề trí cốt thép, kiểm tra cột tải
căng thằng năng suất
Trang 14S506 hos,s9 1,0 11 x 5,715 mỗi chiều 499,4 280.2
Trang 15BTCT NÂNG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
Adebar và cộng sự.9(Số cọc: 4; bố trí cọc: kim cương;
Trang 16BTCT NANG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
Bảng 3 (tt)—Tông hợp kết quả thí nghiệm đài cọc
Kích thước cột, mm Bề trí cốt thép, kiểm tra cột tải
= ˆ (đường kính hoặc chiều ' căng thằng năng suất mẫu vật dài cạnh} id, mm fc’, MPa Số thanh x đường kính thanh, mm thanhf, MPa khi that bai, KN
Trang 17BTCT NÂNG CAO GVHD: TS.KHONG TRONG TOAN
