Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Phân tích sức chịu tải cọc khoan nhồi dựa vào thí nghiệm đo biến dạng bê tông dọc thân cọc

Mục đích nghiên cứu của đề tài Mục đích luận văn là dựa vào các báo cáo thí nghiệm thử tải tĩnh cọc có gắn các đầu đo biến dạng trong các cọc thử để xác định cơ chế huy động sức chịu kh

LÊ XUÂN CHUNG

VÀO THÍ NGHIỆM ĐO BIẾN DẠNG BÊ TÔNG DỌC

Cán bộ hướng dẫn : TS LÊ TRỌNG NGHĨA

CHỦ TỊCH HỘI ĐỒNG CHỦ NHIỆM BỘ MÔN

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HCM

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

-

CỘNG HOÀ XÃ HỘI CHỦ NGHIÃ VIỆT NAM

Độc Lập - Tự Do - Hạnh Phúc

-oOo - Tp HCM, ngày tháng năm 20…

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ và tên học viên : LÊ XUÂN CHUNG Giới tính : Nam

Ngày, tháng, năm sinh : 17/04/1986 Nơi sinh : Bình Định

Chuyên ngành : Địa kỹ thuật xây dựng MSHV: 10090325 Khóa (Năm trúng tuyển) : 2010

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

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN

(Họ tên và chữ ký)

TS LÊ TRỌNG NGHĨA

CHỦ NHIỆM BỘ MÔN QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH

(Họ tên và chữ ký)

PGS.TS VÕ PHÁN

KHOA QL CHUYÊN NGÀNH

(Họ tên và chữ ký)

………

LỜI CẢM ƠNTrước tiên, xin cảm chân thành cảm ơn quý thầy cô Bộ môn Địa cơ Nền

móng đã nhiệt tình truyền đạt những kiến thức quý báu và quan tâm, tạo mọi điều

kiện thuận lợi giúp đỡ học viên trong thời gian qua

Học viên xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến thầy Lê Trọng Nghĩa, người đã

giúp đỡ, chỉ dẫn tận tình và luôn quan tâm, động viên tinh thần trong thời gian học viên thực hiện Luận văn Thầy đã truyền đạt cho học viên hiểu được phương thức tiếp cận và giải quyết một vấn đề khoa học, đây là hành trang quí giá mà học viên sẽ gìn giữ cho quá trình học tập và làm việc tiếp theo của mình

Bên cạnh đó, học viên trân trọng cảm ơn đến công ty cổ phần tư vấn đầu tư xây dựng Sao Việt đã giúp đỡ học viên trong việc thu thập các số liệu quan trắc quý báu cần thiết để hoàn thành luận văn

Cuối cùng, xin cảm ơn Gia đình, Cơ quan và bạn bè thân hữu đã động viên, giúp đỡ học viên trong thời gian học tập vừa qua

TP Hồ Chí Minh, tháng 11 năm 2012

Học viên

Lê Xuân Chung

Tóm tắt: Công tác nén tĩnh kết hợp với việc gắn đầu đo biến dạng dọc thân cọc ngày càng được sử dụng nhiều trong công tác thiết kế nền móng hiện nay Phương pháp này giúp ta xác định được sự phân bố tải trọng dọc thân cọc theo chiều sâu, chuyển vị của mũi cọc, chuyển vị dọc theo thân cọc Từ các kết quả này, ngoài việc xác định sự phân bố ma sát bên, sức kháng ma sát đơn vị, sức kháng mũi, ta có thể xây dựng đường cong quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị cho cọc Đây cũng là nội dung chính mà tác giả muốn đề cập trong luận văn

Các công thức tính toán sức chịu tải được nhiều tác giả trên thế giới cũng như trong tiêu chuẩn xây dựng đề cập đến nhưng các công thức cho các kết quả khác nhau Vì vậy, một trong những biện pháp khả thi để nâng cao độ tin cậy của kết quả dự báo là sử dụng các phương pháp tính toán khác nhau để so sánh với kết quả quan trắc

Trong luận văn tác giả muốn phân tích cơ chế truyền tải trọng dọc trục của cọc vào đất nền qua sự phát triển ma sát hông và sức kháng mũi theo chuyển vị cọc, từ đó đề nghị sử dụng giá trị hệ số an toàn FSs và FSp trong tính toán sức chịu tải cọc

Phương pháp tính toán, tác giả tính theo phụ lục B, C TCVN 205:1998 và theo FHWA để kiểm chứng với 13 cọc khoan nhồi thí nghiệm ở 5 công trường khác nhau tại TPHCM

along the pile itself is increasingly being used in the current foundation design This method helps us determine the load distribution along pile in depth, the toe displacement, displacement along the piles From these results, in addition to determining the distribution of friction, frictional resistance unit, toe resistance, we can build the relationship between load - displacement of the piles This is content that the author would like to mention in the thesis

The formula to calculate the load capacity piles are many authors in the world as well as in the standard mentioned but the formula for the different results

So, one of the possible measures to improve the reliability of the forecast results is use of different calculation methods for comparison with the results of monitoring

In the thesis the author to analyze the axial load transfer mechanism of the pile into the ground through the development of shaft friction and toe resistance on displacement piles, which suggest using value of safety FSs and FSp in the calculation of the load capacity of pile

Calculation methodology, the authors calculated in accordance with Appendix B, C TCVN 205:1998 and the FHWA to verify with 13 test bored piles at five different site in the Ho Chi Minh city

MỤC LỤC

MỞ ĐẦU 1

1 Tính cấp thiết của đề tài 1

2 Mục đích nghiên cứu của đề tài 1

3 Ý nghĩa và giá trị thực tiễn của đề tài 1

4 Phương pháp nghiên cứu 2

5 Nội dung nghiên cứu 2

6 Hạn chế của đề tài 2

CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ VIỆC TÍNH TOÁN THIẾT KẾ SỨC CHỊU TẢI CỌC KHOAN NHỒI 3

1.1 Cơ chế huy động sức mang tải cọc khoan nhồi 3

1.1.1 Sức chịu tải bên 3

1.1.2 Sức chịu tải mũi 4

1.2 Nguyên tắc chính xác định sức chịu tải cọc khoan nhồi 7

1.3 Độ lún của móng cọc đơn 8

1.3.1 Biến dạng đàn hồi của bản thân cọc được tính như một thanh chịu nén 8

1.3.1.1 Tính theo lý thuyết 8

1.3.1.2 Đo biến dạng bê tông dọc thân cọc bằng thiết bị Extensometer 9

1.3.2 Độ lún của cọc do tải trọng truyền lên đất dưới mũi cọc 11

1.3.3 Độ lún của cọc do tải trọng truyền lên đất dọc thân cọc 11

1.4 Một số nghiên cứu trước đây theo hướng nghiên cứu của đề tài 11

1.4.1 Một số tác giả trên thế giới 11

1.4.2 Một số tác giả ở Việt Nam 13

1.5 Nhận xét chương 1 18

CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỌC KHOAN

NHỒI 19

2.1 Công thức tính toán SCT cực hạn trong cọc khoan nhồi 19

2.2 Sự huy động sức kháng trong cọc khoan nhồi 22

2.2.1 Theo phương pháp FHWA 1999 (REESE và O’NEILL) 22

2.2.1.1 Sức kháng bên của cọc nhồi trong đất dính 22

2.2.1.2 Sức kháng bên của cọc nhồi trong đất rời 23

2.2.1.3 Sức kháng mũi của cọc nhồi trong đất dính 24

2.2.1.4 Sức kháng mũi của cọc nhồi trong đất rời 24

2.2.2 Sức chịu tải cọc theo công thức Nhật Bản (phụ lục C, TCVN 205:1998) 24

2.2.3 Sức chịu tải cọc theo cường độ đất nền( phụ lục B TCVN 205-1998) 25

2.3.2.3 Xác định biến dạng tại tiết diện các cọc đang thí nghiệm 28

2.3.2.4 Xác định sức kháng trên thân cọc và dưới mũi 29

2.4 Thiết kế cọc theo sức chịu tải cho phép 30

2.4.1 Tổng quan việc lựa chọn hệ số an toàn trong tính toán sức chịu tải cho phép 30

2.4.2 Hệ số an toàn trong một vài phương pháp tính 30

2.5 Cách lắp đặt Extensometer để đo biến dạng đàn hồi cọc 31

2.6 Đường cong T-Z 32

2.7 Nhận xét chương 2 33

CHƯƠNG 3: PHÂN TÍCH SỨC CHỊU TẢI CỌC KHOAN NHỒI DỰA VÀO THÍ NGHIỆM ĐO BIẾN DẠNG BÊ TÔNG DỌC THÂN CỌC 34

3.1.1 Tính toán sức chịu tải cực hạn của cọc khoan nhồi 34

3.1.1 Tổng quan điều kiện địa chất trong công trình 35

3.1.2 Kết quả tính toán sức chịu tải cực hạn của cọc đơn theo lý thuyết 35

3.1.2.1 Tính SCT cọc theo công thức Nhật Bản (TCVN 205:1998) 36

3.1.2.2 Tính SCT cọc theo công thức của FHWA 1999 38

3.1.2.3 Tính SCT cọc theo phụ lục B (TCVN 205-1998) 40

3.1.3 Tính toán SCT cọc dựa vào đầu đo biến dạng có kết hợp gia tải tĩnh 41

3.2 Xây dựng công thức xác định ma sát cực hạn trong từng lớp đất theo chỉ số SPT .47

3.2.1 Lớp đất: Bùn sét, trạng thái chảy 47

3.2.2 Lớp đất: Sét pha, trạng thái dẻo mềm đến dẻo cứng 51

3.2.3 Lớp đất: Sét trạng thái dẻo cứng 52

3.2.4 Lớp đất: Cát lẫn sét trạng thái chặt vừa đến rất chặt 52

3.3 Hệ số an toàn trong công thức xác định sức chịu tải cọc khoan nhồi 54

3.3.1 So sánh tương quan ma sát bên giữa các cọc có tiết diện khác nhau 54

3.3.1.1 Cọc (1) D1200mm và cọc (2) D1500mm 54

3.3.1.2 Cọc (4) D1400mm và cọc (6) BR800x2800mm 55

3.3.1.3 Cọc (9) D1200mm và cọc (11) D1000mm 56

3.3.2 Tỷ lệ giữa sức kháng mũi và sức kháng bên 57

3.4 Xây dựng đường cong T-z giới hạn cho các lớp đất 58

3.4.1 Độ lún của bản thân cọc dựa vào thí nghiệm Extensometer 58

3.4.2 Xây dựng đường cong T-Z 59

3.4.3 Dự báo sức chịu tải cọc và dự báo độ lún cọc ở các cấp tải khác nhau 63

3.4.3.1 Các bước tính toán xác định sức chịu tải cọc dựa vào biểu đồ đường cong quan hệ T-Z 63

3.4.3.2 Dự báo độ lún của cọc dưới tác dụng của các cấp tải khác nhau 64

3.5 So sánh kết quả tính toán theo phương pháp đề xuất và thực nghiệm 64

3.5.1 Điều kiện địa chất 64

Hình 1.2: Phần trăm huy động sức kháng bên trong đất rời 4

Hình 1.3: Phần trăm huy động sức kháng mũi trong đất dính 5

Hình 1.4: Phần trăm huy động sức kháng mũi trong đất rời 6

Hình 1.5: Biểu đồ lực – chuyển vị trong cọc khi không có sức kháng mũi 7

Hình 1.6: Biểu đồ lực – chuyển vị khi có cả sức kháng mũi và ma sát thành 8

Hình 1.7: Tính toán biến dạng nén đàn hồi của cọc 9

Hình 1.8: Extensometer loại A9 10

Hình 1.9 Đầu đọc dữ liệu GK403 10

Hình 1.10 Bộ điều áp Geokon model 1300-3 10 Hình 1.11: Mô hình hóa tính toán sức chịu tải và chuyển vị cọc (Bowles (1997)).12

Hình 1.12: Phân phối lực dọc trên thân cọc 13

Hình 1.16: Biểu đồ phân bố tải trọng theo độ sâu (tại Indochina Plaza Hà Nội) 16

Hình 1.17: Đường cong T-Z cho một số loại đất ở Hà Nội 17

Hình 2.1: Sự huy động sức kháng bên 20

Hình 2.2: Sức kháng bên theo cách tính của Schertmann SPT 21

Hình 2.3: Hệ số α( Chen và Kulhawy) 24

Hình 2.4 Các đoạn mà α = 0 24

Hình 2.5: Chi tiết lắp đặt đầu đo Straingate vào thanh thép chủ 27

Hình 2.6: Máy xử lý số liệu của đầu đo biến dạng 28

Hình 2.7: Sức kháng bên cực hạn fi trong đá mềm của cọc khoan nhồi đường kính khác nhau 31

Hình 2.8 Quan hệ đường cong T-Z 33

Hình 3.1 Biểu đồ quan hệ tải trọng – chuyển vị theo kết quả thí nghiệm nén tĩnh 41

Hình 3.2 Biểu đồ quan hệ tải trọng – biến dạng bê tông dọc theo thân cọc 42

Hình 3.3 Biểu đồ quan hệ phân bố tải trọng của cọc theo độ sâu (chu kỳ I) 43

Hình 3.4 Biểu đồ quan hệ phân bố tải trọng và ma sát thành đơn vị ( chu kỳ I) 43

Hình 3.5 Biểu đồ quan hệ phân bố tải trọng dọc thân cọc theo độ sâu ( chu kỳ II) 44 Hình 3.6 Biểu đồ quan hệ phân bố tải trọng và ma sát thành đơn vị ( chu kỳ II) 45

Hình 3.7 So sánh sức chịu tải cực hạn theo 4 phương pháp 46

Hình 3.8 So sánh sức chịu tải cực hạn bên theo 4 phương pháp 46

Hình 3.9 So sánh sức chịu tải cực hạn mũi theo 4 phương pháp 46

Hình 3.10 Quan hệ tải trọng – ma sát thành đơn vị lớp bùn sét 48

Hình 3.15 Quan hệ tải trọng – ma sát thành đơn vị lớp sét trạng thái dẻo cứng 52

Hình 3.16 Quan hệ tải trọng – ma sát thành đơn vị lớp cát pha, trạng thái chặt vừa đến rất chặt 53

Hình 3.17 Độ lún bản thân cọc số 2 đo bằng thiết bị Extensometer 58

Hình 3.18 Độ lún bản thân cọc số 3 đo bằng thiết bị Extensometer 59

Hình 3.19 Đường cong T-Z trong lớp bùn sét trạng thái chảy 61

Hình 3.20 Đường cong T-Z trong lớp sét pha, trạng thái dẻo mềm đến dẻo cứng 61 Hình 3.21 Đường cong T-Z trong lớp sét, trạng thái dẻo cứng 62

Hình 3.22 Đường cong T-Z trong lớp cát mịn lẫn sét, trạng thái chặt vừa đến rất chặt 62

Hình 3.24 Biểu đồ đường cong nén lún 65

Hình 3.25 Phân bố tải trọng theo độ sâu của cọc barrette 800x2800 66

Hình 3.26 Phân bố ma sát thành đơn vị dọc theo thân cọc 67

Hình 3.27 Độ lún đàn hồi cọc đo bằng thiết bị Extensometer 67

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1:Sức chịu tải mũi cực hạn huy động được đối với cọc khoan nhồi (Qb,n) và

cọc đóng (Qb,đ) 5

Bảng 2.1: Sức kháng bên fi (Kpa), cách tính của Schmertmann SPT 21

Bảng 2.2: Sức kháng mũi qp (Kpa), cách tính của Schmertmann SPT 21

Bảng 3.1 Bảng tổng hợp Tải trọng thí nghiệm có gắn đầu đo biến dạng của 13 cọc khoan nhồi 34

Bảng 3.2 Các lớp đất tại hố khoan HK04 35

Bảng 3.3 Phân bố tải trọng theo độ sâu ( Chu kì I) 42

Bảng 3.4 Bảng phân bố tải trọng và ma sát thành đơn vị (Chu kì I) 43

Bảng 3.5 Bảng phân bố tải trọng theo độ sâu (Chu kì II) 44

Bảng 3.6 Bảng phân bố tải trọng và ma sát thành đơn vị (Chu kì II) 44

Bảng 3.7 Bảng so sánh tỷ lệ phần trăm SCT cọc theo 4 phương án 47

Bảng 3.8 Ma sát cực hạn của lớp đất bùn sét 48

Bảng 3.9 Ma sát cực hạn của lớp đất sét pha, trạng thái dẻo mềm 51

Bảng 3.10 Ma sát cực hạn của lớp đất sét, trạng thái dẻo cứng 52

Bảng 3.11 Ma sát cực hạn của lớp đất cát pha, trạng thái chặt vừa đến rất chặt 53

Bảng 3.12 Ma sát trung bình lớn nhất cho các lớp đất đặc trưng 54

Bảng 3.13 Tương quan tại cấp tải nén phá hoại của mỗi loại cọc 55

Bảng 3.14 Tương quan tại cùng một tải trọng tương đương của 2 cọc 55

Bảng 3.15 Tương quan tại cấp tải nén phá hoại của mỗi loại cọc 55

Bảng 3.16 Tương quan tại cùng một tải trọng tương đương của 2 cọc 56

Bảng 3.17 Tương quan tại cấp tải nén phá hoại của mỗi loại cọc 57

Bảng 3.18 Tương quan tại cùng một tải trọng tương đương của 2 cọc 57

Bảng 3.19 Bảng tổng hợp sức kháng mũi và sức kháng bên của 13 cọc khoan

nhồi 57

Bảng 3.20 Bảng kiến nghị hệ số an toàn cho cọc khoan nhồi có đường kính khác nhau 58

Bảng 3.21 Thông số dùng tính toán độ lún bản thân cọc 58

Bảng 3.22 Điều kiện địa chất lớp đất 64

Bảng 3.23 Phân bố tải trọng dọc thân cọc ( Chu Kì II) 65

Bảng 3.24 Phân bố ma sát thành đơn vị ở các lớp đất 66

Bảng 3.25 Xác định ma sát thành thực tế ứng với tải trọng tác dụng 68

MỞ ĐẦU 1 Tính cấp thiết của đề tài

Ở TPHCM, Hà Nội và một số tỉnh, thành phố nhiều chung cư cao tầng, cao ốc văn phòng đang ngày một nhiều lên, đánh dấu sự phát triển mạnh mẽ về kinh tế xã hội của nước ta

Giải pháp móng sâu thường được sử dụng cho các công trình này, và cọc nhồi là giải pháp tất yếu phải được áp dụng cho các công trình có tải trọng lớn, tập trung như cầu, nhà cao tầng Hiện nay, cọc nhồi được sử dụng phổ biến ở nước ta với tất cả các loại từ cọc khoan nhồi đến cọc Barrette, cọc khoan nhồi rửa, bơm gia cường đáy.Tuy nhiên hiệu quả kinh tế đem lại còn thấp

Vấn đề xác định sức chịu tải cọc khoan nhồi không còn mới nhưng làm thế nào và bằng phương pháp gì để đánh giá sức chịu tải một cách tối ưu nhất, đem lại hiệu quả kinh tế cao là vấn đề cần thiết phải nghiên cứu

2 Mục đích nghiên cứu của đề tài

Mục đích luận văn là dựa vào các báo cáo thí nghiệm thử tải tĩnh cọc có gắn các đầu đo biến dạng trong các cọc thử để xác định cơ chế huy động sức chịu kháng mũi và sức kháng ma sát bên nhằm nâng cao hiệu quả của loại cọc khoan nhồi này

3 Ý nghĩa và giá trị thực tiễn của đề tài

Thí nghiệm đo biến dạng là xác định biến dạng vật liệu cọc, từ đó xác định sự phân bố tải trọng dọc trong cọc và ma sát trên mặt bên, sức kháng ma sát đơn vị, sức kháng mũi cọc dưới tác dụng của tải trọng nén trên đầu cọc trong quá trình thử tải

Xây dựng đường cong quan hệ tải trọng – ma sát thành cho từng lớp đất Dự báo quan hệ tải trọng – độ lún cọc khoan nhồi

Đề xuất hệ số an toàn hợp lý trong thiết kế nền móng

4 Phương pháp nghiên cứu:

Để nghiên cứu các nội dung nêu trên, tác giả đã lựa chọn phương pháp nghiên cứu sau:

-Nghiên cứu về lý thuyết: Cơ sở lý thuyết về tính toán xác định sức chịu tải cọc

-Dựa vào các số liệu thí nghiệm thực tế để đánh giá lại kết quả lý thuyết, từ đó có sự điều chỉnh lý thuyết hợp lý

5 Nội dung nghiên cứu:

Nội dung luận văn chỉ tập trung nghiên cứu vào các vấn đề sau: - Phân tích sức chịu tải cọc khoan nhồi dựa vào thí nghiệm đo biến dạng bê

tông dọc thân cọc - Xác định ma sát cực hạn của các lớp đất - Xây dựng đường cong T-Z cho quan hệ tải trọng và chuyển vị dọc thân cọc

ứng với từng cấp tải khác nhau - Đề xuất hệ số an toàn dùng để tính toán sức chịu tải cọc theo lý thuyết

6 Hạn chế của đề tài:

Số liệu thí nghiệm thực tế tập trung chủ yếu ở một số khu vực TPHCM, không

đại diện hết cho địa chất ở TPHCM được Thí nghiệm tốn kém, đòi hỏi phải có thiết bị và con người có trình độ

Thí nghiệm này đòi hỏi cọc không thay đổi tiết diện tròn suốt chiều dài cọc,

điều này là khó thực hiện khi thi công cọc, nên có sai số trong quá trình thí nghiệm

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ VIỆC TÍNH TOÁN THIẾT KẾ SỨC CHỊU TẢI CỦA

CỌC KHOAN NHỒI 1.1 Cơ chế huy động sức chịu tải của cọc khoan nhồi

Sức chịu tải của cọc, về nguyên tắc bao gồm 2 thành phần: sức chịu tải mũi và sức chịu tải ma sát bên giữa đất và bề mặt xung quanh của cọc Khi cọc làm việc, sức chịu tải bên được xem là huy động trước và sau đó sức chịu tải mũi sẽ được huy động ở các mức độ khác nhau

1.1.1 Sức chịu tải bên ( sức kháng ma sát bên)

Theo O’NEILL và REESE (hình 1.1 và 1.2):

- Sức kháng bên cho cọc đóng, ép đạt cực hạn rất nhanh ở khoảng 3-5mm - Với cọc khoan nhồi, do thành cọc nhám (đặc biệt trong đất rời, khi khoan tạo lỗ có hiện tượng chảy cát xuống đáy hố khoan nên tiết diện cọc có thể phình ra), do đó sức kháng bên của cọc nhồi đạt châm hơn : từ 3- 6mm với cọc trong đất dính, từ 4-8mm với cọc trong đất rời

Hình 1.1: Phần trăm huy động sức kháng bên trong đất dính [4]

Hình 1.2: Phần trăm huy động sức kháng bên trong đất rời [4] 1.1.2 Sức chịu tải mũi

DE BEER ngay từ những năm 1984 - 1988 đã thực hiện một số thí nghiệm nén tĩnh trên các cọc đóng và khoan nhồi ngàm vào cát cuội sỏi và các thí nghiệm trên mô hình cọc chịu tải dọc trục đã đi đến các kết luận:

- Đối với cọc đóng ngàm trong cuội sỏi, sức chịu tải mũi cực hạn thường đạt được khi độ lún tương đối của mũi cọc s/D (s là độ lún của mũi cọc, D là đường kính cọc) trong khoảng 10-20%, còn đối với cọc khoan nhồi ngàm trong đất hạt thô, sức chịu tải mũi cực hạn chỉ đạt được khi độ lún tương đối của mũi cọc là rất lớn s/D ≥ 100%

- Sức chịu tải mũi cực hạn của cọc khoan nhồi huy động được tương đương như ở cọc đóng chỉ khi s/D đạt giá trị rất lớn

Bảng 1.1:Sức chịu tải mũi cực hạn huy động được đối với cọc khoan nhồi (Qb,n) và cọc đóng (Qb,đ) [1]

Độ lún tương đối của mũi cọc s/D Qb,n/Qb,đ

0.05 0.1 0.25 - > ∞

0.15 – 0.21 0.3 – 0.5 0.3 – 0.7

1.0 Theo O’NEILL và REESS thì sức kháng mũi cực hạn ở khoảng 30-60mm

trong đất dính và 40-100mm trong đất rời ( hình 1.3 và 1.4)

Hình 1.3: Phần trăm huy động sức kháng mũi trong đất dính [4]

Hình 1.4: Phần trăm huy động sức kháng mũi trong đất rời [4]

Do những nhận xét trên, đối với cọc khoan nhồi, sử dụng hoàn toàn sức chịu tải mũi của chúng là không tưởng, vì các công trình xây dựng thực tế không cho phép lún để huy động hết sức chịu tải mũi này Một số tác giả (Fioravante V, Ghionna V.N, Jamiolkowski M, ) đề nghị rằng, khi dự báo sức chịu tải của cọc khoan nhồi, thành phần chịu tải mũi chỉ được kể đến giá trị cực hạn có được ở một độ lún nhất định tuỳ theo đặc điểm công trình xây dựng, thường trong khoảng 5-10%D (D là đường kính cọc)

Như vậy, sự hình thành và phát triển sức chịu tải của cọc do ma sát và sức kháng mũi phụ thuộc vào sự dịch chuyển tương đối giữa cọc và đất nền và có khuynh hướng phát triển khác nhau Thành phần ma sát bên phát triển rất sớm và đạt đến giá trị cực hạn khi cọc có chuyển vị nhỏ, trong khi đó thành phần chịu mũi chỉ phát triển và đạt đến giá trị cực hạn khi cọc có chuyển vị khá lớn Do đó, không có sự phát triển tối đa sức kháng bên và sức kháng mũi của cọc xảy ra đồng thời mà có sự phân phối tải trọng cho thành phần ma sát và thành phần chịu mũi

Việc cộng hai thành phần ma sát bên cực hạn và sức kháng mũi cực hạn thành sức chịu tải cực hạn của cọc là không thực hợp lý Do vậy có khuynh hướng

điều chỉnh sai số này bằng cách sử dụng hệ số an toàn cho sức kháng ma sát Fss, hệ số an toàn cho sức kháng mũi Fsp và hệ số an toàn chung Fs

1.2 Nguyên tắc chính xác định sức chịu tải của cọc

Sức chịu tải của cọc là yếu tố cơ bản trong việc phân tích và thiết kế móng cọc Sức chịu tải dọc trục của cọc được phân thành hai loại: sức chịu tải theo vật liệu và sức chịu tải theo đất nền Về phương diện sức chịu tải theo vật liệu, sức chịu tải cực hạn sẽ được tính toán dựa theo cường độ cực hạn của vật liệu Về phương diện sức chịu tải của cọc theo đất nền, cọc được sử dụng để truyền tải trọng từ kết cấu bên trên xuống đất nền Trong đề tài này chỉ quan tâm đến sức chịu tải của cọc theo đất nền

Sức chịu tải là sức kháng tới hạn của cọc mà khi lực vượt quá giới hạn đó thì sự gia tăng chuyển vị rất lớn tương ứng với sự gia tăng một lượng nhỏ lực tác dụng

Sức chịu tải của cọc trong trường hợp không có sức kháng mũi mà chỉ tồn tại sức kháng ma sát thành gia tăng theo biểu đồ đàn-dẻo khi tăng lực tác dụng, do đó rất dễ xác định Sức chịu tải là đường nằm ngang (cọc lún xuống trong khi lực tác dụng không tăng)

Hình 1.5: Biểu đồ lực – chuyển vị trong cọc khi không có sức kháng mũi [5]

Tuy nhiên khi có sức kháng mũi tham gia thì sức chịu tải không còn dễ xác định như vậy nữa Biểu đồ không còn điểm chảy dẻo rõ ràng như ở

trường hợp chỉ có sức kháng mũi đơn thuần Cách đơn giản có thể lấy lực ứng với chuyển vị 10% so với đường kính cọc làm sức chịu tải của cọc, hoặc dựa vào một tiêu chí nào đó trên đường cong chuyển vị - lực tác dụng để tìm ra sức chịu tải của cọc Thông dụng ở Bắc Mỹ là tiêu chí của Davisson: từ điểm có chuyển vị là (4mm+d/120) kẻ đường song song với phần tuyến tính của đường cong, cắt đường cong tại vị trí nào thì đó là sức chịu tải của cọc

Hình 1.6: Biểu đồ lực – chuyển vị khi có cả sức kháng mũi và ma sát thành [5]

1.3 Độ lún của móng cọc đơn

Độ lún của móng chỉ có một cọc riêng lẻ bao gồm biến dạng đàn hồi của bản thân cọc, độ lún của cọc do tải trọng truyền lên đất dưới mũi cọc, độ lún của cọc do

tải trọng truyền lên đất dọc theo thân cọc

Độ lún của cọc đơn được tính theo công thức sau:

Sd = Δ +LSm+Sb (1.1) Trong đó :

ΔL : biến dạng đàn hồi của bản thân cọc Sm : độ lún của cọc do tải trọng truyền lên đất dưới mũi cọc Sb : độ lún của cọc do tải trọng truyền lên đất dọc thân cọc

1.3.1 Biến dạng đàn hồi của bản thân cọc được tính như một thanh chịu nén 1.3.1.1 Tính theo lý thuyết

. .

p

N LL k

EA

Δ = (1.2) Trong đó Ap: tiết diện ngang của cọc

E: modun đàn hồi bản thân cọc L : Chiều dài cọc

N : Lực nén trung bình tác dụng lên cọc k : hệ số phụ thuộc vào phân bố ma sát bên ( k = 0.67 cho cọc ma sát)

Hình 1.7: Tính toán biến dạng nén đàn hồi của cọc

1.3.1.2 Đo biến dạng bê tông dọc thân cọc bằng thiết bị Extensometer

Mục đích của thí nghiệm: Vì đầu đo biến dạng Strain Gate chỉ đo được tỷ số biến dạng giữa các cao trình gắn đầu đo, không xác định chính xác biến dạng bao nhiêu giữa các cao trình Do đó, Extensometer được sử dụng kết hợp với gia tải tĩnh để xác định chuyển vị của cọc tại các cao trình khác nhau một cách chính xác và ta có thể dùng để kiểm chứng với công thức hay dùng để tính toán biến dạng đàn hồi của bê tông (quan niệm như thanh chịu nén) theo công thức (1.2) có đáng tin cậy hay không

Hệ thống bao gồm các neo dẫn động bằng khí nén kết nối với các đầu cảm biến có thể co giãn được và liên kết với các đầu cảm biến khác bằng một chuỗi các thanh nối đơn Khi được cài đặt, các neo sẽ được gắn cố định và các đầu cảm biến sẽ đo chuyển vị giữa các vị trí neo

Hình 1.8: Extensometer loại A9

Hình 1.9 Đầu đọc dữ liệu GK403

Hình 1.10 Bộ điều áp Geokon model 1300-3

1.3.2 Độ lún của cọc do tải trọng truyền lên đất dưới mũi cọc

Độ lún này được tính như sau: ( 2)

pm

0

q Dω 1- μS =

E (1.3) Trong đó :

qp: sức kháng mũi đơn vị tại tải trọng làm việc D: đường kính hoặc cạnh ngắn của cọc

μ, E0: hệ số poisson và module của đất dưới mũi cọc.ω: hệ số phụ thuộc vào hình dáng cọc, cọc vuông ω = 0.88, cọc trònω = 0.79

1.3.3 Độ lún của cọc do tải trọng truyền lên đất dọc thân cọc

Độ lún này được tính như sau: ( 2)

sbb

0

f Dω 1- μS =

E (1.4) Trong đó :

fs: sức kháng bên đơn vị tại tải trọng làm việc tính trung bình cho toàn đoạn cọc ωb: hệ số phụ thuộc vào độ mảnh của cọc

ω = 2 + 0.35b L

D (1.5)

1.4 Một số nghiên cứu trước đây theo hướng nghiên cứu của đề tài

1.4.1 Một số tác giả trên thế giới

Vấn đề tính toán sức chịu tải dọc thân cọc để dự báo mối quan hệ về tải trọng - chuyển vị đã được nghiên cứu từ lâu

Nghiên cứu về đường cong tải trọng - chuyển vị ( T-Z ) này đã được Seed and Reese nghiên cứu từ năm 1957, sau đó được nhiều tác giả như Coyle và Reese (1966), Ducan và Chang (1970), Bowle (1974), Vijayvergiya (1977), Randolph và Worth (1978), Fahey and Carter (1993) tiếp tục nghiên cứu Lý thuyết về mối quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị cũng được chấp nhận trong tiêu chuẩn AASHTO (1998)

Phương pháp đường cong T-Z được sử dụng rộng rãi khi nghiên cứu cọc chịu tải trọng dọc trục, đây cũng là phương pháp hữu hiệu khi nền đất phi tuyến hoặc nền đất xung quanh cọc có nhiều lớp Phương pháp này cần phải mô hình hoá cọc thành tập hợp các phần tử độc lập liên kết với nhau bằng các gối đàn hồi phi tuyến thể hiện sức kháng ma sát bên giữa cọc và đất (gối T - Z), một gối đàn hồi phi tuyến được đặt ở mũi cọc thể hiện sức kháng mũi (gối Pp-Z) Sơ đồ mô hình hoá sự làm việc của cọc và đất theo phương pháp đường cong T - Z được thể hiện trong hình sau đây:

Hình 1.11: Mô hình hóa tính toán sức chịu tải và chuyển vị cọc (Bowles (1997)) Một số tác giả ở Nhật Bản

Y Kikuchi và các cộng sự đã viết bài báo với tựa đề: “Vertical bearing

và chuyển vị dọc thân cọc trong công trình The Tokyo Port Seaside Road Họ đưa

ra một số đánh giá thông qua các biểu đồ sau [6]:

Hình 1.12: Phân phối lực dọc trên thân cọc Hình 1.13: Q/hệ:tải trọng – chuyển vị

M Suzuki và các cộng sự đã viết bài báo với tựa đề “Side resistance of piles

considering strain levels” Bài viết này mô tả làm cách nào để có thể viết nên được

công thức ước lượng sức kháng bên của cọc bằng cách xem lại một số lượng lớn các số liệu của các công trình đã được thí nghiệm Điều đó sẽ cải tiến các công thức đang được sử dụng hiện nay nhằm đảm bảo an toàn và tiết kiệm

1.4.2 Một số tác giả ở Việt Nam

Cơ chế huy động sức mang tải của cọc khoan nhồi được thể hiện rõ thông qua các kết quả thí nghiệm nén tĩnh cọc có theo dõi sự phân bố lực phát sinh dọc thân cọc bằng cách đặt các đầu cảm biến biến dạng dọc theo thân cọc thí nghiệm Từ các số liệu biến dạng của vật liệu cọc ở các độ sâu khác nhau dọc theo thân cọc, có thể tính toán và xác định được sự phân bố lực tại các độ sâu đặt cảm biến, mức độ huy động ma sát bên dọc thân cọc và sức kháng tại mũi cọc theo các tải trọng tác dụng trên đầu cọc

Đoàn Thế Trường – Viện KHCN Xây Dựng, Vấn đề sử dụng hiệu quả sức

chịu tải cọc khoan nhồi

Tác giả đã tiến hành thí nghiệm cọc khoan nhồi không rửa, bơm gia cường đáy, đường kính 1,2m, dài 42m ngàm sâu vào tầng cuội sỏi.Đầu cảm biến được lắp

đặt ở 5 độ sâu khác nhau (1,9,18,35 và 40m), mỗi độ sâu có 4 đầu được bố trí cách đều nhau và đối xứng qua tâm cọc Cọc được gia tải đến 2000 tấn với tổng độ lún đầu cọc đạt gần 4cm (3.3%D) và sức mang tải cực hạn là 1840 tấn Số liệu cho thấy, tại lân cận tải trọng phá hoại (1780 tấn) với độ lún đầu cọc đạt 2,2cm, lực phát sinh trong thân cọc ở độ sâu 40m gần mũi cọc chỉ 70 tấn, xấp xỉ 4% tải trọng lên đầu cọc Rõ ràng, sức mang tải cọc chỉ là do sự huy động sức mang tải bên, sức mang tải mũi chưa được huy động

Hình 1.14: Phân bố lực dọc thân cọc thí nghiệm (Cọc khoan nhồi không rửa, bơm gia cường đáy) [1]

Tác giả cũng tiến hành thí nghiệm cọc khoan nhồi rửa, bơm gia cường đáy.Cọc đường kính 1,2m, sâu 42m, ngàm vào tầng sỏi cuội Đầu cảm biến được lắp đặt ở 4 độ sâu khác nhau (1,10,17 và 39m), mỗi độ sâu có 4 đầu cách đều nhau và đối xứng qua tâm cọc Cọc được gia tải đến 2400 tấn với độ lún đầu cọc là 2,6cm và lực phát sinh trong cọc tại độ sâu 39m cách mũi cọc 2m là 1000 tấn bằng 42% tải trọng tác dụng lên đầu cọc Như vậy đối với cọc khoan nhồi áp dụng rửa, bơm gia cường đáy, sức mang tải mũi được huy động đáng kể

Hình 1.15: Phân bố lực dọc thân cọc thí nghiệm (Cọc khoan nhồi rửa, bơm gia cường đáy) [1]

Hoàng Thanh Hải –Viện KHCN Xây Dựng, Nghiên cứu sử dụng đường

cong T-Z dự báo quan hệ tải trọng – độ lún của cọc khoan nhồi ở khu vực Hà Nội

Tác giả đã thu thập số liệu cọc khoan nhồi D1500mm, sâu 48,3m có gắn đầu đo biến dạng ở công trình Indochina Plaza- Hà Nội và có biểu đồ như sau:

Hình 1.16: Biểu đồ phân bố tải trọng theo độ sâu (tại Indochina Plaza Hà Nội)[2]

Sau khi xác định được sự phân bố tải trọng, giá trị ma sát bên huy động được trong cọc khoan nhồi theo độ sâu, tác giả đã xây dựng các đường cong quan hệ giữa phản lực của cọc (ma sát bên, sức kháng mũi) và chuyển vị thẳng đứng của thân cọc hoặc mũi cọc khi chịu lực tương ứng, còn gọi là đường cong T-Z

Tác giả đã xây dựng được đường cong T-Z giới hạn cho mỗi loại đất như sau:

Hình 1.17: Đường cong T-Z cho một số loại đất ở Hà Nội [2]

Các thí nghiệm gắn đầu đo biến dạng hiện đang được thực hiện nhiều trong các nhà cao tầng ở nước ta:

Hà Nội: Công trình Tổ hợp Khách sạn Dầu Khí – Mễ Trì, Từ Liêm, Hà Nội,

Công trình Tòa Nhà Quốc hội…

Thành Phố Hồ chí Minh: Các công trình: Sunrise City, Thảo Điền Pearl,

Sông Đà Riverside, Tropic Garden… và nhiều công trình cao tầng khác cũng đã được lắp đặt các đầu cảm biến vào trong cọc để xác định sự phân bố tải trọng trong cọc cũng như ma sát thành, sức kháng đơn vị, từ đó có thể đưa ra phương án tối ưu nhất cho phần móng công trình

-Địa chất ở mỗi nơi khác nhau, do đó sức chịu tải của cọc khoan nhồi cũng khác nhau Với địa chất ở TPHCM, cọc khoan nhồi chủ yếu là cọc ma sát Tuy nhiên, có không nhiều các thống kê về tỷ lệ giữa sức kháng bên và sức kháng mũi là bao nhiêu phần trăm

-Tính toán ma sát cực hạn cho các lớp đất cụ thể cũng chưa được đề cập đến -Có phải ma sát thành đơn vị fi cho các cọc có đường kính lớn và các cọc có đường kính nhỏ là giống nhau? Hay cọc có đường kính lớn hơn thì ma sát thành đơn vị cực hạn nhỏ hơn so với cọc có đường kính bé Vấn đề này cũng chưa được đề cập một cách rõ ràng

-Mối quan hệ giữa chuyển vị và sức kháng ma sát bên (đường cong T-Z) cho các lớp đất đặc trưng ở TPHCM cũng chưa được đề cập nhiều

-Quan nhiệm tính toán biến dạng đàn hồi bê tông cọc khoan nhồi như thanh chịu nén mà ta vẫn áp dụng để tính toán một phần lún của cọc có thể chấp nhận được hay không? Chưa có thí nghiệm kiểm chứng cụ thể

Vì vậy, trong các chương sau của luận văn này, tác giả sẽ lần lượt trình bày các vấn đề trên

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỌC KHOAN NHỒI

Theo TCXD 205-1998: Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế, tính toán sức chịu tải cọc theo 3 phụ lục A,B,C

Phụ lục A: tính toán SCT theo phương pháp thống kê dựa vào các số liệu thống kê từ Liên Xô (cũ), trong đó dựa trên nhiều thí nghiệm nén tĩnh cọc, người ta tìm ra tương quan giữa sức kháng với loại cát (đất rời) hoặc với độ sệt B ( đất dính) Như vậy, cách tính này có thể rất phù hợp với một vùng đất nào đó nhưng có thể không phù hợp với vùng đất khác

Phụ lục B: xác định SCT của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền, các chỉ tiêu này dựa vào các thí nghiệm cơ đất trong phòng Sức chịu tải của cọc bao gồm thành phần ma sát thành và sức kháng dưới mũi cọc Tiêu chuẩn cũng hướng dẫn cách tính toán các thành phần này

Phụ lục C : xác định SCT của cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên ở hiện trường Trong đó có công thức xác định sức chịu tải của cọc theo công thức Nhật Bản Đây là phương pháp được áp dụng nhiều ở nước ta để xác đinh SCT cọc vì số liệu được lấy tại hiện trường nên cho kết quả đáng tin cậy

Trên thế giới cũng có khá nhiều phương pháp đã được trình bày để tính toán các thành phần sức kháng ma sát thành và sức kháng mũi: phương pháp α- Tomlinson,α-API(1987),β -Burland(1973),λ,β-Bushan(1982),Thurman,

Nordlund, Schmertmann SPT, FHWA 1999 (REESE và O’NEILL)… Tuy nhiên trong luận văn này sẽ áp dụng cách tính toán các thành phần sức kháng ma sát thành và sức kháng mũi theo 3 phương pháp lý thuyết là : phương pháp tính toán SCT cọc theo Nhật Bản ( phụ lục C TCVN 205-1998), phương pháp tính toán SCT cọc theo phụ lục B TCVN 205-1998 và theo FHWA

1999 (REESE và O’NEILL).(FHWA: Federal Highway Administration – Cục quản

lý đường bộ Liên Bang Mỹ, một trong 2 tổ chức lớn nhất về xây dựng ở Mỹ)

2.1 Công thức tính toán SCT cực hạn trong cọc khoan nhồi SCT cực hạn của cọc được tính theo công thức sau:

Qu =q App+u∑l fi i (2.1) Trong đó:

Qu : SCT cực hạn của cọc Ap : Diện tích tiết diện ngang của cọc qp : Sức kháng mũi cực hạn của cọc li : Bề dày của lớp đất tính ma sát fi : Ma sát của lớp đất thứ i

Theo Schmertmann thì sức kháng bên cực hạn đơn vị được lấy theo bảng sau:

Bảng 2.1: Sức kháng bên fi (Kpa), cách tính của Schmertmann SPT

Hình 2.2: Sức kháng bên theo cách tính của Schertmann SPT [3]

Theo Schmertmann thì sức kháng mũi cực hạn được lấy theo bảng sau:

Bảng 2.2 cho thấy sức kháng mũi trong đất sét (1) là thấp nhất, sau đó tăng

dần với các loại đất ký hiệu (2), (3), (4) Theo cách tính của Schmertmann, còn có thêm khái niệm sức chịu tải huy động, đó là:

3

QpQhd =Qf + (2.2) Và sức chịu tải cho phép là: [ ]Q =Qhd / 2 (2.3) Như vậy, theo cách tính này, hệ số an toàn cho sức kháng bên là Fss =2 và hệ số an toàn cho sức kháng mũi là Fsp = 2x3 =6 cho cọc bê tông

2.2.1 Theo phương pháp FHWA 1999 (REESE và O’NEILL) 2.2.1.1 Sức kháng bên của cọc nhồi trong đất dính

Sức kháng bên đơn vị cực hạn không thoát nước của cọc trong đất dính theo cách αdưới đây:

fi =α.Su (2.4) Nếu cọc nhồi có đường kính d = 0.7÷1.8m, đất không quá yếu (Su >=50 kPa) thì Chen và Kulhawy cho rằng:

1.5 m cọc đầu tiên: α =0 (2.5) 1d m cọc cuối cùng: α =0 (2.6) Đoạn cọc ở giữa : α =0.55 nếu Su <= 150 kPa (2.7)

0.55 0.1(Su 1.5) 0.7 0.1Su

α = − − = − nếu 150kPa < Su < 250 kPa (2.8) Quan hệ trên được thể hiện trên (hình 2.2), trong đó hệ số α tìm được dựa trên đường quy hồi từ kết quả các thí nghiệm nén tĩnh cọc nhồi Giải thích về phương trình (2.5) Chen và Kulhawy cho rằng ở 1.5m cọc đầu tiên ( hình 2.3), đất và cọc thường không có sự tiếp xúc tốt Thậm chí, ở đoạn 1.5m này còn thấy một khe nứt rõ rệt nếu vùng này nằm trên mực nước ngầm, khi làm khô đất sét sẽ co lại.Trong trường hợp tính cọc chịu tải ngang, do chuyển vị ngang của cọc, đoạn cọc không tiếp xúc với đất có thể còn lớn hơn 1.5m, khi đó hệ số α lấy bằng 0 cho đoạn cọc mà chuyển vị ngang lớn hơn 0.01d Còn ở 1d cọc cuối cùng ( phương trình 2.6), Chen và Kulhawy cho rằng, khi tính toán sức kháng mũi cực hạn đã bao gồm cả sức

kháng của đoạn 1d này rồi Ngoài ra, đoạn mũi cọc thường không sạch bằng các đoạn trên, do có thể còn sót lại đất bùn, bentonite

Còn nếu kể tất cả mọi loại đất dính ( kể cả đất dính yếu với Su <50 kPa), và nếu không bỏ qua ma sát bên ở hai đoạn cọc kể trên ( phương trình 2.5 và 2.6) thì 2 tác giả trên cho rằng:

0.29 0.19Su

α = + trường hợp cọc chịu nén (2.9)

Hình 2.3 Hệ số α( Chen và Kulhawy) Hình 2.4 Các đoạn mà α= 0

2.2.1.2 Sức kháng bên của cọc nhồi trong đất rời

Theo lý thuyết có thể sử dụng phương trình sau:

fK 'tg

zi = σ δ (2.10) Trong đó: K – hệ số nén ngang của đất lên cọc

δ - góc ma sát ngoài giữa đất và cọc Tuy nhiên, theo cách này các giá trị K và δ đôi khi không chính xác vì ảnh hưởng của quá trình khoan, ảnh hưởng của dung dịch khoan, ảnh hưởng của loại đất và thành phần hạt rất phức tạp, không dễ dàng xác định được bằng số Do đó, cách tính đơn giản hóa (cách β ) được áp dụng để tính toán

Sức kháng bên đơn vị cực hạn của đoạn cọc nhồi trong đất cát là giá trị nhỏ

hơn trong hai giá trị sau:

f '

zi =βσ (2.11) fi <= 200 kPa (2.12) Trong đó : min( 60,15)

1.5 0.244515

Ở đây: N60 là kết quả thí nghiệm SPT ,được chuẩn hóa theo 60% năng lượng hữu ích

Min(N60 ,15): giá trị nhỏ nhất giữa hai giá trị N60 và 15

2.2.1.3 Sức kháng mũi của cọc nhồi trong đất dính

Đất dính thường tính sức kháng mũi thông qua sức kháng cắt không thoát nước Su Ta có:

qp =N Sc u (2.14) Thông thường Nc = 9 và với đất càng yếu thì Nc càng nhỏ

Nếu chiều dài đoạn cọc nằm ngàm trong lớp đất tương đối tốt quá ngắn ( Lng< 3B), thì sức kháng mũi giảm đi như trong phương trình sau:

⎝⎠ (2.15)

2.2.1.4 Sức kháng mũi của cọc nhồi trong đất rời

Sức kháng mũi đơn vị của cọc nhồi trong đất rời được dự báo dựa trên kết quả thí nghiệm SPT như phương trình dưới đây

qp = 57.5N60 (kPa) (2.16)

2.2.2 Sức chịu tải cọc theo công thức Nhật Bản ( phụ lục C, TCVN 205-1998)

Qu =α.N Aa p +(0, 2.N Ls s +c Lu c ) .π d (2.17) Trong đó: Na – Chỉ số SPT của đất ở dưới mũi cọc

Ns – Chỉ số SPT của lớp cát trên thân cọc Ls – Chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp cát

Lc – Chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp sét Ap – Diện tích mặt cắt ngang cọc

cu - Sức kháng cắt không thoát nước trong đất dính α - 15 ( đối với cọc khoan nhồi)

2.2.3 Sức chịu tải cọc theo cường độ đất nền( phụ lục B TCVN 205-1998)

qcN ' N

p = c+σ vp q (2.21) Trong đó c : lực dính của đất ở mũi cọc

ϕ: góc ma sát trong của đất ở mũi cọc Nc, Nq : các hệ số sức chịu tải

'vpσ : ứng suất hữu hiệu theo phương đứng tại độ sâu mũi cọc

2.2.3.2 Thành phần ma sát hông

Qf = ∑u f lsi i (2.22) Trong đó u : chu vi mặt cắt ngang cọc

fsi: ma sát bên tác dụng lên cọc ( fc 'tg( )

si = +σh ϕ ) (2.23) ca = 0.7c : lực dính giữa thân cọc và nền đất ( c là lực dính của nền đất)

a

ϕ = : góc ma sát trong giữa cọc và đất nền ϕ'

v

σ : ứng suất hữu hiệu trong đất theo phương đứng

2.3 Lý thuyết tính toán sức chịu tải của cọc dựa vào thí nghiệm đo biến dạng

dọc thân cọc

2.3.1 Tổng quát

Sức chịu tải và độ lún của cọc đơn khi chịu tác động của tải trọng nén dọc trục phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác nhau như: sự phân bố và tính chất cơ lý của các lớp đất,đặc điểm của cọc khoan nhồi, tương tác giữa đất và cọc…Tất cả các yếu tố này không thể mô phỏng một cách chính xác trong công thức tính toán, vì vậy phương pháp tốt nhất để xác định sức chịu tải cọc là dựa vào biểu đồ quan hệ tải trọng – độ lún trong thí nghiệm thử tải tĩnh cọc.Đây là phương pháp được coi là phản ánh đúng sự làm việc của cọc và được tiến hành nhiều nhất hiện nay Tuy nhiên, phương pháp này không thể xác định được sự phân bố của tải trọng dọc thân cọc Để xác định giá trị trên thì các đầu đo biến dạng Straingate đã được lắp đặt.Việc đo biến dạng cọc được thực hiện đồng thời với quá trình thử tải cọc Biến dạng được đo bởi các đầu đo dao động VWSG được đặt trước vào trong cọc thử trước khi đổ bê tông. Nguyên lý của thí nghiệm đo biến dạng bằng các đầu đo VWSG là dựa vào tần số giao động của sợi dây được căng hai từ hai phía trong đầu đo Căn cứ vào sự thay đổi tần số độ dao động của sợi giây mà suy ra biến dạng của cọc, từ đó xác định nội lực trong cọc và ma sát dọc theo thân cọc Các dây cáp truyền tín hiệu từ các đầu đo được buộc chặt vào thép chủ và dẫn dọc lên đầu cọc đến hộp đo loại Geokon GK-403 (hoặc tương đương)

2.3.2 Thí nghiệm đo biến dạng cọc khoan nhồi 2.3.2.1 Chuẩn bị thí nghiệm

Công tác chuẩn bị thí nghiệm bao gồm: - Kiểm tra tình trạng thiết bị thí nghiệm trước khi tập kết đến công trường - Lắp đặt các đầu đo biến dạng vào lồng thép chủ theo đúng vị trí thiết kế Các đầu đo được buộc chặt cố định vào khoảng giữa hai thanh thép chủ