Bàn về chiều dài chịu nén của cọc KS Đặng Quang Liên

Bàn về chiều dài chịu nén của cọc KS Đinh Quang Liên (Hội Cảng Đường Thủy Thềm lục địa Việt Nam). Bàn về chiều dài chịu nén của cọc zzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzzz

Cảng - đờng thủy Li bn v CHIU DI CHU NẫN CA CC KSCC đặng quang liên Hội Cảng Đờng thủy Thềm lục địa Việt Nam Khái niệm 2.1 Phơng pháp tính toán Khi giải toán kết cấu móng cọc, trình xây dựng hệ phơng trình tắc theo phơng pháp biến vị, không tránh khỏi việc xác định đặc trng đầu cọc ứng với các chuyển vị theo hớng Một chuyển bị chuyển vị theo hớng dọc trục cọc; hay thờng gọi độ lún cọc Quan hệ tải trọng tác dụng däc trơc víi ®é lón cđa cäc ®Êt nỊn toán phức tạp Để đơn giản lập phơng trình tắc, ngời ta đà đa khái niệm chiều dài ảo: chiều dài chịu nén-Ln Theo định nghĩa, chiều dài chịu nÐn Ln lµ chiỊu dµi cđa mét cäc, cho có tải trọng P tác dụng đỉnh cọc theo hớng tim cọc, độ lún đỉnh cọc dộ lún cọc thực đà đóng vào đất Trong thực tế, việc xác định ®é lón cđa cäc nỊn ®Êt rÊt phøc t¹p đa dạng, việc xác định chiều dài chịu nén cọc đa dạng 2.1.1 Theo lý thuyết biến dạng tuyến tính Để tính toán độ lún đầu cọc, ngời ta tính riêng thành phần độ lún; bao gồm độ lún đoạn cọc không ngập đất (so), độ lún đoạn cọc ngập ®Êt (ss) vµ ®é lón ë mịi cäc (sm) Một số phơng pháp xác định chiều dài cọc chịu nén TVTK * số 2010 ã Độ lún so Theo søc bỊn vËt liƯu, ta cã: so = m P.Lo (2.1.1) Trong ®ã: m = EF m độ mềm cọc; E mô đun đàn hồi vật liệu cọc; F diƯn tÝch tiÕt diƯn cäc; − Lo lµ chiỊu dµi đọan cọc không ngập đất; P tải trọng tác dụng đầu cọc Nh vậy, chiều dài chịu nén đoạn cọc Lo ã Độ lún ss Khi đà biết tải trọng đầu cọc phân bố lực ma sát quanh thân cọc độ co ép đoạn cọc ngập đất tính đợc theo: 17 cảng - đờng thủy Ss = Ls o Sơ đồ phân bố ma sát dạng đợc minh hoạ hình 01 Với loại phân bố này, cọc ma sát 100%, chứng minh đợc độ lún riêng đoạn nằm đất Ls là: ( P – Fz ) m dz P.Ls Fz dz E.F E.F ∫ P.Ls φ Ss = - z (2.1.2.a) E.F E.F Ss = Trong đó: U chu vi cọc; Fz tổng lực ma sát quanh thân cọc tính từ mặt đất đên độ z; Ls chiều dài đoạn cọc ngập đất; (z) = ∫ Ls P.Ls 3E.F P.Ls = E.F P.Ls = 3E.F Với sơ đồ a: ss = Fz dz hàm số phụ thuộc vào phân bố ma sát quanh thân cọc; gián tiếp phụ thuộc vào P; Khi đà biết đợc Fz dễ dàng thực đợc tích phân (2.1.2.a) Thông thờng, phân bố ma sát quanh thân cọc có dạng đơn giản: a) Phân bố tam giác ngợc b) Phân bố c) Phân bố tam giác Với sơ đồ b: ss Với sơ đồ c: ss Nh vậy, chiều dài chịu nén đoạn cọc là: Với sơ đồ a: Lst Với sơ đồ b: Lst Với sơ đồ c: Lst Ls L = s 2.Ls = = (2.1.2.b) qo=2P/Lc q= 2P/Lc (a) 18 (b) H×nh 01 (c) TVTK * sè – 2010 Cảng - đờng thủy ã Độ lún sm Độ lún mũi cọc hai thành phần cấu thành; độ lún phản lực mũi cọc độ lún ma sát quanh thân cọc Trờng hợp cọc ma sát hoàn toàn Trong trờng hợp cọc ma sát 100%, với sơ đồ ma sát quanh thân cọc nh hình 01 trờng hợp đơn giản Tuy vây, cha có lời giải độ lún tơng ứng mũi cọc lời giải Geddes (1969) đợc trích giíi thiƯu (** Foundation Analysis and Design cđa Joseph E Bowles) Các công thức với bảng tính sẵn sách đà đợc ngời đọc tính toán kiểm tra Rất phù hợp ! Các trờng hợp xây dựng công thức nh hình 02 dới ứng suất thẳng đứng đất đợc xác định theo: z = Để xác định đợc độ lún mũi cọc thực trình tự tính toán sau: Bớc Trớc hết, tìm phân bố ứng suất trục thẳng đứng qua điểm cách tim cọc r, độ sâu z = Lc đến độ sâu z cần thiết; Để thực bớc này, lợi dụng P Kz L2c Trong đó: Lc chiều dài cọc Kz đợc xác định tuỳ theo sơ đồ ma sát: Lc P P R2 Lc P Lc Lc z R1 r Tr−êng hỵp a q=P/Lc Tr−êng hỵp b q=2P/Lc Tr−êng hỵp c H×nh 02 TVTK * sè – 2010 19 cảng - đờng thủy + Trờng hợp ma sát phân bố theo sơ đồ (b) hình 02: Kzb = 2(2 − µ ) [+ 8π (1 − µ ) A 2(2 − µ ) + 2(1 − 2µ ) m m ( + ) n n n m m m (1 − 2µ )2( ) 4m − 4(1 + µ )( ) m 4m(1 + µ )(m + 1)( + ) − (4m + n ) n n n n n + + + F A F B3 6m ( + m4 − n4 ) 6m(m.n − (m + 1) n n + ] F B5 Trong ®ã: n= r z ;m = ; F = n2 + m2 ; Lc Lc A2 = n2 + (m-1)2 ; B2 = n2 + (m+1)2 Xem EXL cïng tªn Tr−íc tác + Trờng hợp ma sát phân bố tam giác theo sơ đồ (c) hình 02: 2(2 µ ) Kzc = [ + 4π (1 − µ ) A 2(1 − µ ) + m 2(2 − µ )(4m + 1) − 2(1 − µ )( ) (m + 1) n B m3 − 8(2 − µ )m mn + (m − 1)3 n2 + F A3 m 4µn m + 4m3 − 15n m − 2(5 + 2µ )( ) (m + 1)3 + (m + 1)3 n + B m 2(7 − µ )m.n − 6m3 + 2(5 + 2µ )( ) m3 n + F3 m m 6m.n (n − m ) + 12( ) (m + 1)5 12( ) m5 + 6m.n (n − m ) n n + B5 F5 - 20 2(2- µ ) Ln( A + m −1 B + m +1 ) ] F +m F +m TVTK * số 2010 Cảng - đờng thủy + Với trờng hợp ma sát phân bố tam giác ngựơc Lúc này, kết hợp sơ đồ b sơ đồ c cho kết sơ đồ a Trờng hợp cọc chống Trờng hợp lực tác dụng mũi coc, hệ số ứng suất thẳng đứng đợc xác định bằng: Kza = (1 − 2µ )(m − 1) [+ 8π (1 − µ ) A3 (1 − 2µ )(m − 1) 3(m − 1)3 B3 A5 3(3 − µ )m(m + 1) − 3(m + 1)(5m − 1) B5 - 30m(m + 1)3 ] B7 Thø nguyªn đại lợng công thức: P : t/m; − Lc : m; − σ z : t/m2 Ví dụ: Thử kiểm tra kết tính toán Ví dơ Cäc cã d ngoµi 0.80 m, dµi Lc = 20 m, tổng lực ma sát 200 T Tìm ứng suất phơng thẳng đứng độ sâu z = 22 m, cách tim cọc r = 0.80 m Giả thiÕt µ = 0.3 Víi vÝ dơ nµy, cã n = r/Lc = 0.8/20 = 0.04; m = z/Lc = 22/20 = 1.1 Tra b¶ng Kzb = - 1.7072 TÝnh theo công thức đợc Kz = 1.7073 Do đó: z = Các ký hiệu nh trờng hợp cọc ma sát + Lu ý: Tròng hợp ma sát phân bố quy luật chiều dài cọc nên chia cọc thành phân đoạn có chiều dài L, ma sát xem phân bố đều, tổng lực ma sát đoạn cọc ®ã lµ ∆ Px ∆L 200 x 1.7073 = 0.86365 t/m2 L2 VÝ dơ Khi chia cäc thµnh 10 đoạn; đoạn có P = 20 T Chiều dài cọc tải trọng cọc tơng øng sÏ lµ: TTcäc 10 Trong ®ã: ∆ L = Lc2 Lc1 thì: Ch/dài cọc 10 12 14 16 18 20 Tổng tải trọng cọc Lc1 Lc2 là: P cọc 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 PL1 = Lc1 x ∆P PL2 = Lc2 x ∆P Do ®ã: σz = = Lc ∆P K2z - Lc1.∆P K1z (A) L2c L2c1 ∆P ∆P K2z K1z Lc Lc1 = ∆P ( 1 K2z K1z) (B) Lc Lc1 Lần lợt tính z cho cäc Víi cäc th× tÝnh trùc tiÕp víi P tổng ma sát phạm vi 2.0 m Với đoạn cọc số 2; phải lấy tổng ma sát đoạn đoạn cờng độ ma sát đoạn Hay nói cách khác phải xem cọc cọc có cờng độ ma sát Sau có Kz2 Kz1 tính ứng suất đoạn thứ hai theo công thức đà nêu Lu ý, P phải đoạn Công thức (B) nên đợc sử dụng trờng hợp tính toán TVTK * số 2010 21 cảng - đờng thủy Cọc 10 L 10 12 14 16 18 20 AP 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 P 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 n 0.4 0.2 0.13333 0.1 0.08 0.066667 0.05714 0.05 0.04444 0.04 m 11 5.5 3.66667 2.75 2.2 1.833333 1.57143 1.375 1.22222 1.1 Céng Kz -0.0041 -0.0168 -0.03932 -0.07348 -0.12292 -0.19459 -0.30272 -0.48031 -0.82149 -1.70732 pz -0.0204 -0.042 -0.06553 -0.09185 -0.12292 -0.16216 -0.21623 -0.3002 -0.45638 -0.85366 -0.0204 -0.0217 -0.02348 -0.02632 -0.03107 -0.03923 -0.05407 -0.08397 -0.15619 -0.39727 -0.85366 VÝ dơ Cịng cäc nãi trên; đoạn số có tổng lực ma sát P7=40T; tức P = 40/2.0 = 20 t/m Tìm ứng suất P7 gây r = 0.8 z = 22 m Với cọc dài đến đoạn sè 6; L6 = 6x2 = 12 m, n = 0.8/12 = 0.06667; m = 22/12 =1.8333; P6 = Lc6 x ∆P =12x20 = 240 T; tÝnh K6z = - 0.1945, đó: Một cọc bê tông cốt thép ƯST, d = 0.8 m, dài 38 m, đóng vào đất dính Các tiêu lớp đất dới nh sau: Độ sệt lớp đất số 8, B= 0.21; Các tiêu nén lún nh sau: p 0.5 a 0.044 0.032 0.021 0.008 ao 0.02179 0.01585 0.010401 0.003962 σ z = -0.1945*240/122 = - 0.324 t/m2 Với cọc dài đến đoạn 7; L7 = 7x2 = 14 m, n = 0.8/ 14 = 0.05714; m = 22/14 = 1.5714; P7 = 14x20 = 280 T; tính đợc Kz7 = p,kg/cm2 de 0.981 0.944 0.037 Log P 0.60206 0.60206 - 0.3027, ®ã σ z = -0.3027x280/142 = - Cc 0.06146 0.432 t/m2 Cc' 0.03044 øng suÊt P7 g©y điểm tính toán, theo công thức (A) là: ∆σ z = - 0.432 – (- 0.324) = - 0.108 t/m2 Nếu tính theo công thức (B) thì: ∆σ z = 20 [ 1 x(-0.3027) (-0.1945) ] 14 12 = - 0.108 t/m2 Trọng lợng đơn vị đất phía mũi cọc: 1.54 t/m3; Trọng lợng đơn vị đất lớp đất dới mũi cọc: 1.8 t/m3 Lớp đất có khả ép lún dới mũi cọc dày 14 m Tổng tải trọng tác dụng đỉnh cọc, P = 250 T, thành phần ma sát 220 T, giả thiết phân bố däc cäc; ph¶n lùc mịi cäc 30 T VÝ dơ tổng hợp 22 TVTK * số 2010 Cảng - đờng thủy Trọng lợng đất bình quân độ sâu tim lớp đất mũi cọc xấp xỉ kg/cm2 ứng suất thẳng đứng đợc lấy đờng thẳng đứng ®i qua ®iĨm r = # b¸n kÝnh cäc (tøc r = 0,20 m) Với giả thiết ma sát phân bè ®Ịu, øng st σ vz , 220 T ma sát gây từ độ sâu mũi cọc đến đáy lớp đất chịu nén đợc tính theo công thức sơ đồ b; kết ghi bảng dới Độ lún trung bình độ sâu m đợc tÝnh theo: ∆S (cm) = Cc’ 200.Log ( TÝnh lón lùc ma s¸t: σ ov , Z, m t.m2 σ vz , t/m2 σ p , t/m2 Log( σp ) σ ov σp σ ov Tỉng céng lón phản lực mũi cọc 0.045 cm Độ lún co ép thân cọc đợc chia thành phần, phần ma sát phần phản lực mũi cọc, đợc tÝnh nh− sau: S,cm Lón mịi 39 60.06 1.083491 61.14349 0.007765 0.047271 41 63.68 0.369743 64.04974 0.002514 0.015307 43 67.3 PL = 0.5843 cm 2EF Sm,c = Pmc L = 0.159 cm EF Tổng hợp, độ lún đỉnh cọc đợc tập hợp bảng sau ép cọc ) Sms = E, t/m2 3000000 F, m2 0.23845 Ma s¸t 0.00584 m 0.584336 cm Mòi cäc 0.00159 m 0.159364 cm Ma s¸t 0.040058 cm Mịi cäc 0.045442 cm 0.82920 cm 23.726 m Tæng céng 0.221018 67.52102 0.001424 0.008668 Ln 45 70.92 0.156775 71.07677 0.000959 0.005838 47 74.54 0.120889 74.66089 0.000704 0.004284 49 78.16 0.097945 78.25795 0.000544 0.003311 51 81.78 0.081995 81.86199 0.000435 0.002649 Tổng cộng lún ma sát 0.04 cm TÝnh lón ph¶n lùc mịi cäc σ ov , Z, m t.m2 σp σ vz , t/m2 σ p , t/m2 Log( σ ov ) S,cm 39 60.06 5.283082 65.34308 0.036614 0.222898 41 63.68 0.639402 64.3194 0.004339 0.026414 43 67.3 0.232911 67.53291 45 70.92 0.119886 71.03989 0.000734 0.004466 47 74.54 0.073205 74.6132 0.000426 0.002595 49 78.16 0.049512 78.20951 0.000275 0.001674 51 81.78 0.035848 81.81585 0.00019 0.001159 TVTK * sè – 2010 0.0015 0.009134 Tõ tỉng ®é lón này, chiều dài chịu nén tơng đơng 23.726 m - Bớc Tiếp đến, dùng phơng pháp phân tầng tổng hợp để xác định độ lún mũi cọc Vì ứng suất đờng thẳng đứng qua tim cọc khác với đờng thẳng đứng qua cạnh cọc khoảng cách xa hơn; cần phải tính bình quân ứng suất số đờng, sau lấy bình quân tính lún; có kinh nghiệm chn tỷ lệ r/D thích hợp Trờng hợp cọc chống hoàn toàn Lúc thành phần ma sát quanh thân cọc; ®ã chiỊu dµi cäc ngËp ®Êt chÝnh lµ chiỊu dµi chịu nén thực đoạn cọc 23 cảng - đờng thủy Cuối cùng, chiều dài chịu nén cọc theo phơng pháp là: Độ lún mũi cọc trờng hợp lực mũi cọc P gây ứng suất thẳng đứng tải trọng gây đất đợc xác định theo hệ sè Kz: Ln = Lo + Lst + Lm (2.1.2) 2.1.2 Kz = (công thức 18.5 sách (**) Theo lý thuyết đàn hồi cục bộ, độ lún cọc bao gồm thành phần so; sst sm Với so sst đợc tính toán nh lý thuyết biến dạng tuyến tính Trờng hợp cọc ma sát thông thờng Thông thờng, sức chịu lực cọc bao gồm hai thành phần: ma sát quanh thân cọc Pms phản lực mũi cọc Pmc Lúc phải lần lợt tính độ lún Pms độ lún Pmc ; sau tổng hợp lại sÏ cã: + Lón mịi cäc ma s¸t, sm,ms sm,ms = ξ P.Fm,ms + Lón mịi cäc ph¶n lùc mòi cäc, sm,mc sm,mc = (1- ξ ).P.Fm,mc) + Tỉng ®é lón mịi cäc, sm sm = sm,ms + sm,mc = [ ξ Fm,ms + (1- ξ )Fm,mc].P Lm = s m Theo lý thuyết đàn hồi cục Riêng thành phần sm việc tính toán đơn giản hơn: sm = Pm (2.1.3) F k Trong đó: Pm thành phần phản lực mũi cọc; k hệ số bình quân vùng mũi cọc Trong phơng pháp khó khăn xác đinh phản lực mũi cọc Một nhánh lý thuyết xây dựng phơng trình nén lún cọc dới tác dụng lực nén Dẫn giải phơng pháp nh sau Hệ trục nghiên cứu đợc minh hoạ hình 03 Hớng tải trọng theo chiều trục dơng, ngợc lại âm E.F P = E.F.[ ξ Fm,ms + ( 1- ξ )Fm,mc] (2.1.2.c) Trong ®ã: − ξ lµ hƯ sè tû lƯ lùc ma sát quanh thân cọc so với tổng lực nén đỉnh cọc; Fm.ms Fm,mc độ lún đơn vị mũi cọc tổng lực ma sát ph¶n lùc mịi cäc V Vz z ∆z u τz u+ ∆u Vz + ∆Vz y H×nh 03 24 TVTK * số 2010 Cảng - đờng thủy Hợp lực tác dụng phân tố nghiên cứu z lµ: Pz = Vz – (Vz + ∆Vz ) – C z z ứng suất phân tố nghiên cứu là: z = Pz F Gọi u độ lún z phân tố nghiên cứu uz, độ lún z + z uz+ z = u+ u Độ lún chênh lệch hai độ sâu xét là: uz+ z - uz = (u+ ∆u ) - uz = ∆u Nguån gốc độ lún chênh lệch co ép phân tố z , xác định theo định luật Húc nh sau: z x z E ∆u ∆Vz + C.τ z ∆z = ∆z EF ∆u C.τ z ∆Vz + ∆z + =0 ∆z EF EF ∆u C.τ z ∆Vz + + =0 z.z EF EF z u = Khi bề dày phân tè tiÕn tíi 0, sÏ cã: d 2u C.τ z dV + + dz EF EF dz = Ez,s môt đun đàn hồi đất độ sâu z; F diện tích tiết diện cọc Es(z) độ cứng đầu cọc Trong điều kiện tiết diện cọc cọc không thay đổi theo độ sâu mô đun đàn hồi đất không thay đổi theo độ sâu lời giải phơng trình (A.1) là: VoTz z z [ C1 cosh - sinh ] E.F Tz Tz u = Trong đó: Vo tải trọng nén đầu cọc; Tz = E.F/ Es(z) C1 số tích phân, tuỳ thuộc vào điều kiện mũi cọc Có trờng hợp: a Trờng hợp Khi cọc ma sát hoàn toàn, độ sâu z = L phản lùc mòi cäc Q = 0; sÏ cã: L cosh Z max Tz = L sinh Z max sinh Tz cosh C1 = b Tr−êng hỵp Khi mịi cäc không lún, từ z = L, có u = 0; có: C1 = Khi V không thay đổi theo độ sâu, có: d 2u C + z dz EF = Thông thờng, cờng độ chống cắt quanh thân cọc lực ma sát quanh thân cọc; đợc xem tỷ lệ với vị dịch tơng đối đất cọc, tức là: z = Gz.u Đặt: Es(z) = C.Gz Phơng trình sÏ cã d¹ng: d 2u EF + Es(z) u = (A.1) dz Trong đó: C chu vi cọc; Gz,s mô đun chống cắt đất quanh cọc độ sâu z; E mô đun đàn hồi vật liệu cọc; TVTK * số – 2010 sinh Z max CoshZ mã c Tr−êng hợp Tại mũi cọc có lún đàn hồi, tức z=L có Q = Kl.ul thì: C1 = cosh Z max + r sinh Z max sinh Z max + r cosh Z max Trong đó: Kl độ cứng đàn hồi mũi cọc; r = Kl El , sTz Zmax = L/ Tz Độ cứng chống cắt đất (hay mô đun chống cắt G) quanh cäc (Xem Theoretical Manual for pile Foundation cña Reed L.Mosher William P.Dawkins tháng 11-2000 tủ sách US Army Corps of Engineers Engineer Research and Development Center) Nền đất cát 25 cảng - đờng thủy Theo Mosher Cờng độ ma sát f quanh cọc liên quan độ lún cọc w đợc Mosher đa (1984) nh sau: w w + kf f max f = kf tang góc tiếp tuyến đờng cong f w trên, đợc Mosher đa nh sau: Góc nọi ma sát đất (độ) 28~31 32~34 35~38 kf (psf/in) 6,000-10,000 10,000-14,000 14,000-18,000 fmax đợc cho đồ thị số sách đà dẫn Theo Kraft, Ray Kagawa (1981) Theo tác giả này, hệ thống đất-cọc đợc xem đối xng trục, đất đồng đàn tính trung bình Họ giả thiết ứng suất cắt quanh cäc suy gi¶m theo quan hƯ: τ = f.R/r Trong đó: ứng suất cắt đất điểm cách tim cọc r; f ma sát đất mặt bên cọc; R b¸n kÝnh cäc Khi bá qua biÕn dang h−íng b¸n kính, ứng biến cắt điểm đất cã thÓ viÕt: dw fR τ = = dr G r.G = Trong G mô đun đàn hồi chống cắt đất Do vậy, vị dịch đất mặt bên cọc tìm đợc tÝch ph©n: fR w= G rm fR r dr = Ln ( m ) (a) r G R R ∫ Trong đó: w vị dịch cọc; rm bán kính giới hạn biến vị đất Theo Randolph Wroth thì: 26 rm = 2.L (1 ) (b) Trong đó: L chiều dài ngập đất cọc; hệ số poisson đất; số, xét thêm tính đồng đất theo độ sâu đóng cọc; thờng đợc lấy Gm/Gl; Gm mô đun chống cắt đất trung điểm chiều dài cọc, Gl mô đun chống cắt đất mũi cọc Đa (b) vào (a), đợc: w = fR Lρ (1 − µ ) Ln[ ] (c) G R Quan hƯ (c) chØ phï hỵp độ lún bé Tuy nhiên, theo ngời đọc trạng thái chịu lực thông thờng, ngoại lực bé thua khả chịu lực cọc nhiều quan hệ dùng đợc Trong sách trích dẫn đà đa nhiều quan hệ phức tạp Nền đất sét Theo Kraft, Ray, Kagawa quan hệ họ đa phù hợp với đất sét Theo Coyle Reese (1966) Tổng hợp số liệu nén trờng nén cọc mô hình, họ tổng kết quan hệ f/fmax thành dạng đờng cong ( hình 11 sách đà dẫn) Với cọc L > m f/fmax = 1.0 đạt cực ®¹i w = 0.07 inch; L = 3~6m, f/fmax = 0.84 đạt cực đại w = 0.14 inch; = 0.53 đạt cực đại L < m, f/fmax w = 0,14 inch fmax cã quan hệ với cờng độ cắt không thoát nớc đất ( hình 12) Theo Heydinger ONeill (1986) Hai tác giả đa đờng cong f-w phức tạp nhiều Họ yêu cầu xác định mô đun đàn hồi E mẫu đất không thoát nớc, song tốc độ ứng biÕn ph¶i chËm Theo hä, E b»ng kho¶ng 1200 ~ 1500 lần cờng độ cắt không thoát nớc.(Xem công thức (22) hình 15) Quan hệ lún áp suất mũi cọc Đất cát TVTK * số 2010 Cảng - đờng thủy Theo Mosher (1984) q/qmax = (4w)1/n Với cát chặt, n = 4; cát chặt trung bình, n=3; với cát rời, n = qmax tra đồ thị hình 17 Theo Kraft, Ray Kagawa (1981) Rq(1 − µ ) Il w = E Trong đó: w lún mũi cọc, R bán kính cắt ngang mũi cọc; q áp lực mũi cọc; E mô đun chống cắt đàn hồi đất ngang mũi cọc, nơi có q; Il hệ số điều chỉnh chiều dài cọc, thay đổi từ 0.5 với cọc dài đến 0.78 víi cäc rÊt ng¾n Theo Vijayvergiya (1977) Vijayvergiya cịng ®−a quan hƯ t−¬ng tù Mosher: q/qmax = (w/wc)1/3 Trong wc độ lún giới hạn mũi cọc lấy ~ 9% đờng kính cọc mũi tiếp nhận phản lực Tác giả lấy số mũ 1/3 song đề nghị điều chỉnh theo độ chắt đất Với đất sét Theo Aschenbrener Oison (1984) Theo tác giả này, độ lún mũi cọc nhỏ thua 1% đờng kính cọc mũi quan hệ q/qmax tuyến tính, lún lớn q = qmâx qmax = Su x Nc Trong đó: Su cờng độ cắt không thoát nớc; Nc hệ số sức chịu tải đất mũi cäc, th−êng tõ ~ 20; song lÊy theo phæ biến Theo Vijayvergiya Tác giả lấy nh cát, lấy qmax nh Oison, song không rõ Nc lấy Ví dụ tính toán Cọc ống BTCT ƯST, đờng kính 0.7 m, đờng kính 0.48 m; đóng ngập đât 38 m; chịu tải trọng nén thẳng đứng 250 T TVTK * số 2010 Độ cứng đất mũi cọc Kl = 46,154 t/m Xác định độ lún đỉnh cọc Lời giải EF = 3000000x 0.2039 = 611700T; Theo nghiên cứu Coyle Reese (1966), với độ sâu lớn m, cờng độ ma sát đạt đến cực đại fmax độ lún đạt khoảng 1.52 mm Nh vậy, cờng độ ma sát quanh cọc f ( ) xác định theo: f = fmax/0.00152 x u = 3280 x fmax x u Víi đât vùng nghiên, fmax = t/m2 Nh vËy, sÏ cã: Gz = 3280x6 = 19680 t/m2 Vµ: Es(z) = 3.1416x0.7 x 19680 = 43279 t/m Tz = 611700/43279 = 14.13 ; Zmax = 38 /14.13 = 2.689; r = 46154/(43279x14.13) = 0.07547 C1 = 1.00797 Nh− vËy, ®é lón ®Ønh cäc sÏ lµ: uo = 250x14.13/611700*1.00797 = 0.0058 m = 5.8 mm So sánh với kết thử nén tĩnh cọc PV Shipyard bảng dới thấy đợc sai lệch không lớn Trờng hợp Tr−êng hỵp Cäc thư V (T) S (mm) V (T) S (mm) CT10 144 2.30 252 6.59 CT06 144 2.82 252 4.92 CT04 144 2.35 252 6.35 CT11 144 3.21 253 8.06 Bình 144 253 2.69 6.48 quân 2.2 Phơng pháp kinh nghiệm 2.2.1 Theo 22 TCN 207- 92 Tiêu chuẩn thiết kế công trình Bến cảng biển đà cho phép xác định độ mềm đầu cọc C b»ng quan hƯ: C = (2.2.1) ρN Trong ®ã: 27 cảng - đờng thủy N khả chịu lực cực hạn cuả cọc theo đất nền, T; hệ số, 400, đơn vị 1/m Với quy định này, độ lún phần cọc nằm đất (bao gồm lún mũi cọc), dới tác dụng tải trọng P là: P s = P.C = (*) ρN Gi¶ thiÕt r»ng mét chiều dài cọc Lns, dới tác dụng tải trọng P, cho tho¶ m·n: P.Lns = s E.F P = (**) ρN 2.3.1 Khi cã thÝ nghiÖm nÐn tÜnh cọc trờng; đặc biệt có nén với nhiều chu kỳ, có độ lún s tơng ứng với , P dễ dàng xác định đợc độ mềm cđa cäc lµ: C = Lsn 2.2.2 s = P.C = P 2.2.3 Theo Đặng Quang Liên Trong Xác định độ lún cuả cọc đơn tác giả đà đa phơng pháp xác định độ lún cọc đơn sc , ứng với cấp tải trọng P tác dụng đỉnh cọc T độ lún suy chiều dài chịu nén cọc theo c«ng thøc: Ln = 2.2.4 = Lns = ∆s E.F (2.3.1) ∆P ®ã: 2.3.2 ∆s ∆P P.Lns E.F s = P Thí nghiệm động biến dạng lớn Kỹ thuật thí nghiệm đóng động biến dạng lớn có khả đa đờng quan hệ Tải trọng - độ lón ®Ønh cäc/ ®é lón ë mịi cäc v.v… Sư dụng quan hệ này, xác định đợc chiều dài chịu nén phần cọc ngập đất nh ®· thùc hiƯn ®èi víi kÕt qu¶ thÝ nghiƯm nÐn tÜnh ë trªn EF x sc P Theo Lª Đức Thắng Thực tế công thức kinh nghiệm (2.2.2) xuất phát từ đờng quan hệ Lún - T¶i träng kÕt qu¶ thÝ nghiƯm nÐn tÜnh däc trơc cäc ®ãng ®Êt nỊn RÊt nhiỊu sè liƯu thÝ nghiƯm hiƯn tr−êng cho thÊy, t¶i träng nÐn cọc không vợt 50% khả chịu lực cực hạn cọc quan hệ P s gần với đờng thẳng Với độ xác công trình xây dựng, cho phép xem quan hệ đờng thẳng Do độ nghiêng đờng quan hệ sÏ lµ: s = C P hay lµ : P = s/C L n = Lo + L s + Nhận xét 3.1 Đi tìm nguồn gốc (2.2.2) Một dạng công thức kinh nghiệm khác, chiều dài chịu nén cọc ma sát đợc xác định theo: k F E.F (2.2.3) Ch Fm Trong đó: kF hệ số, lấy 0.2d; d đờng kính cọc; − Ch lµ hƯ sè nỊn ë mịi cäc; − Fm lµ diƯn tÝch tiÕt diƯn ë mịi cäc 2.3 Phơng pháp thí nghiệm 28 s P Sử dụng khái niƯm (**), sÏ cã: Theo Sỉ tay thiÕt kÕ Cảng Trung Quốc Trung Quốc, độ mềm đầu cọc đợc tính theo (2.2.1) song hệ số đợc lấy từ 120 đến 180 s P Dới tác dụng tải trọng P, độ lún phần cọc ngập đất là: tìm đợc: E.F = (2.2.2) ρN ThÝ nghiÖm nÐn tÜnh däc cäc TVTK * số 2010 Cảng - đờng thủy Mặt khác, với số loại đất ngời ta phát P 50% khả chịu lực cực hạn N cọc độ lún nén cọc trị số s* Điều dẫn đến quan hệ: 0.5 N = s* Nh vậy, gọi C độ mềm đầu cäc th× sÏ cã: s* = 0.5.N N s* 0.5 = 400; vµ NÕu s* = 0.00125 m 0.00125 C = đó: C = 400.N Đây xuất xứ (2.2.2) Nếu s* = 0.004 m th× C= (Sỉ tay TQ) 120.N NÕu s* = 0.0026 m th× C= ( Sỉ tay TQ) 180.N NÕu s* = 0.005 m th× C = (3.1) 100.N s* = 0.005 m lµ sè liƯu mµ ng−êi viÕt bµi nµy rót tõ nhiều kết thử tĩnh cọc vùng Hải Phòng năm 60 kỷ 20 Từ số liệu độ mềm cọc C cho thấy, chiều dài chịu nén cọc tính theo phơng pháp phụ thuộc: Loại đất; Kích thớc cọc; Tải trọng tác dụng thực tế đỉnh cọc 3.2 Độ lệch phơng pháp tính Ln theo kinh nghiệm Một điều dễ thấy là, sử dụng (2.2.2) kết cho chiều dài chịu nén ngắn sử dụng (3.1) Ví dụ, với cọc bê tông cốt thép M400, tiết diện 0.4x0.4 m, dài 25 m; đóng vào đất với khả chịu lực cực hạn 150 chiều dài chịu nÐn Ln sÏ b»ng: TVTK * sè – 2010 (3.10-6x0.16)/(400x150) = 8.0 m tÝnh theo (2.2.2) vµ b»ng 32 m tÝnh theo (3.1) Cïng vÝ dơ trªn, nÕu tÝnh theo (2.2.3) th× sÏ cã: Ln = 25+0.2x0.4x(3.10-6x0.16)/(12.500x0.16) = 25 + 0.08x300/2.5 = 35 m Trong ®ã Ch = 25x2x500 t/m4 = 25.000 T/m3 NhiỊu vÝ dơ thùc tế khác cho chênh lệch lớn công thức khác Điều thật dễ hiểu, chiều dài chịu nén cọc vốn đại lợng phụ thuốc nhiều yếu tố 3.3 ¶nh h−ëng cđa Ln ®èi víi néi lùc cäc Sự khác Ln dẫn đến khác mức độ biến vị gối cọc; ảnh hởng lớn đến nội lực kết cấu phần móng, đặc biệt mô-men cấu kiƯn Ng−êi viÕt ®· cã sè liƯu ®èi chiÕu kÕt tính toán nhiều công trình thực tế Ví dụ gần dầm đờng trợt đà tàu vạn nhà máy đóng tàu N.T Ban đầu chiều dài chịu nén đợc xác định m; sau xem xét lại, chiều dài chịu nén 25 m Kết quả, mô men dầm đà từ 830 T.m vợt lên đến 1400 T.m Tài liƯu tham kh¶o J.E.Bowles - Foundation Analysis and Design Lê Đức Thắng - Tính toán móng cọc ĐHXD 1998 Tiêu chuẩn thiết kế công trình bến c¶ng biĨn 22 TCN 207 – 92 US Army Corps of Engineers – Theoretical Manual for Pile Foundation 29 ... Kz -0 .0041 -0 .0168 -0 .03932 -0 .07348 -0 .12292 -0 .19459 -0 .30272 -0 .48031 -0 .82149 -1 .70732 pz -0 .0204 -0 .042 -0 .06553 -0 .09185 -0 .12292 -0 .16216 -0 .21623 -0 .3002 -0 .45638 -0 .85366 -0 .0204 -0 .0217... hợp Trờng hợp cọc chống hoàn toàn Lúc thành phần ma sát quanh thân cọc; chiều dài cọc ngập đất chiều dài chịu nén thực đoạn cọc 23 cảng - đờng thủy Cuối cùng, chiều dài chịu nén cọc theo phơng... (2.2.2) kết cho chiều dài chịu nén ngắn sử dụng (3.1) Ví dụ, với cọc bê tông cốt thép M400, tiết diện 0.4x0.4 m, dài 25 m; đóng vào đất với khả chịu lực cực hạn 150 chiều dài chịu nén Ln bằng: TVTK