PHẦN II: NỘI DUNG ĐỀ TÀI LUẬN VĂN
CHệễNG 2 THIẾT KẾ CỌC KHOAN NHỒI
2. KHẢ NĂNG CHỊU TẢI CỦA CỌC KHOAN NHỒI ĐƠN THEO CHỈ TIÊU CƠ LÝ CỦA ĐẤT NỀN (theo công thức lý thuyết)
2.1. MỘT SỐ QUAN ĐIỂM TÍNH TOÁN CHUNG
Khi tính toán khả năng chịu tải của cọc khoan nhồi đơn theo các chỉ tiêu cơ lý của đất. Các công thức đều xuất phát từ phương trình tổng quát (9) và được thiết lập trên 2 loại đất tiêu biểu là đất sét (đất dính) và đất cát (đất không dính).
2.1.1. Đối Với Cọc Trong Đất Sét:
Khả năng chịu tải không thoát nước thường lấy bằng giá trị tới hạn, trừ khi đất sét có mức độ cố kết trước cao. Nếu nền đất là đất sét bảo hoà thì góc ma sát không thoát nước u= 0 do đó ’s cũng có thể bằng không 0. Ngoài ra u = 0 thì Nq = 1; N = 0 phương trình (9) trở thành.
Qu =Lccs dz
0 '.
. + Ab.(cb’.Nc + vb) – W (10)
cb’– là lực dính không thoát nước ở chân cọc.
cs’– là lực dính không thoát nước ở mặt tiếp xúc giữa cọc và đất.
Hệ số khả năng chịu tải Nc thường sử dụng trong thiết kế như Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN-ISO được đề nghị bởi Skemptan (1959) cho một móng cọc hình tròn nếu chiều dài cọc > 4 lần đường kính cọc, thì Nc=9. Tuy nhiên nhiều giá trị khác nhau của Nc được tìm thấy như: Sower (1961) 5<Nc<8, Mohan (1961) 5.7<Nc<8.2 đối với đất sét chương nở. Sự biến động giá trị Nc chắc chắn có sự liên quan đến sự làm việc của áp lực nén của đất. Landanyi (1963) đã khẳng định điều này đối với sét bất kì từ một phân tích của sự trương nở ở các độ rỗng của khối đất và cho 7.4<Nc<9.3 theo Landanyi, Nc
của móng tròn tính theo công thức:
Nc = 1 + 3
4 [1+ ln(
u u
C E .
3 ) ] (11)
Eu, Cu: là modul tổng biến dạng của đất và lực dính trong điều kiện không thoát nước.
* Đối với cọc trong đất sét mềm và cố kết trước: khả năng chịu tải thoát nước tốt hơn khả năng chịu tải không thoát nước và có thể đạt tới giá trị tới hạn. Giả sử lực dính thoát nước của lớp tiếp xúc cọc-đất c’s = 0 và giá trị Nc,N trong phương trình (9) có thể bỏ qua thì khả năng chịu tải tới hạn thoát nước trở thành:
Qu = cK tg dz Ab vb Nq W
L
s v
s
. . . . . ' .
0
'
'
(12)
Trong đó: v',vb' : Là các áp lực đứng hiệu quả ở chiều sâu z và ở mũi cọc.
s'
: Góc ma sát thoát nước của lớp tiếp xúc cọc – đất.
Qu: Khả năng chịu tải thoát nước tính toán của cọc.
Burland (1973) đặt kstgs' và chỉ ra giới hạn dưới của hệ số này cho đất sét cố kết thường như sau:
d d tg
(1sin ). (13)
d : Góc ma sát ứng suất có hiệu của đất sét.
Đối với d 2030othì 0,240,29 Giá trị này đã có kể đến lực ma sát âm trên cọc trong đất sét mềm. Tuy nhiên, có một vài số liệu đề nghị giảm hơn nữa với sự gia tăng chiều dài của cọc và đối với cọc dài > 60m thì nên 0.15. Đối với cọc trong sét cứng, Burland đề nghị lấy Ks = Ko và 's lấy góc ma sát của đất tái tạo do sự làm lỏng ra của đất vách và sự tăng cường của các quá trình hấp phụ bentonite, cho 1 giới hạn trên của sức chịu ma sát của cọc khoan nhồi, theo công thức:
K = (1 - sind) OCR (14)
OCR: Tỷ lệ cố kết trước.
'
sCó thể lấy bằngd - góc ma sát thoát nước của đất sét.
'
vvà vb' có thể lấy bằng áp lực vượt tải đứng hiệu quả.
Nq Có thể lấy theo trường hợp cọc làm việc trong cát.
2.1.2. Đối Với Cọc Khoan Nhồi Trong Cát:
Những phương pháp qui ước để tính toán khả năng chịu tải của cọc khoan nhồi đều dựa trên giả sử ứng suất đứngv và vbtrong (9) là ứng suất đứng hiệu quả. Tuy nhiên những nghiên cứu phổ biến của Vecsic (1967) và Kérisel (1961) cho thấy khả năng chống mũi đơn vị fb của cọc không nhất thiết tăng tuyến tính theo chiều sâu. Thay vào đó bên ngoài một chiều sâu nhất định, chúng là hằng số.
Versic cũng tìm thấy rằng tỉ số giới hạn chịu mũi fb và sức ma sát hông đơn vị fs (fb/fs) của một cọc theo chiều sâu trong đất đồng nhất thì độc lập với kích thước cọc và là một hàm
của độ chặt tương đối của cát và phương pháp thi công cọc. Nghiên cứu này cho thấy rằng ứng suất đứng hiệu qủa ở gần cọc không nhất thiết bằng với áp lực vuợt tải hiệu quả, nhưng nó đạt đến một giá trị giới hạn theo chiều sâu. Ở một độ sâu Zc nào đó giả sử bằng áp lực vượt tải ’vb, với Z > Zc, nó bằng constant. Do đó, sức chịu ma sát hông và mũi tính toán là hằng số, (Hình 2a).
Nếu lực dính lớp tiếp xúc cọc với cát c’s=0, c’b. Nc=0 và số hạng 0.5.d.N trong (9) có thể bỏ qua (vì nó nhỏ hơn nhiều so với Nq) thì khả năng chịu tải tính toán của cọc đơn trong cát được tính như sau:
Qu = F c K tg dz Ab vb Nq W
L
s s v
w
. . ' . . '
0
'
(15)
Trong đó:
-'v: là áp lực đứng hiệu quả dọc theo thân cọc.
- Fw: là hệ số điều chỉnh hình dáng cọc (Fw=1 khi cọc có đường kính đồng nhất).
Zc
L
D
Qp Qs W Qs
. Qu
MNN
’vb
Hình 2a:
Ks.tg
’ s
d
Hình 2b:
-
- Giá trị Ks.tgs'được lấy từ số liệu của meyerhof (1965) ở (hình 2b, 2c). Các số liệu này có được từ việc giả sử s'= 0,75d
- Việc xác định giá trị Nq có xét đến ảnh hưởng mức độ làm lỏng đất của phương pháp thi coâng (theo Berezantzev. 1961).
- : góc ma sát thoát nước của đất nền lấy theo công thức: =d-3.
Với: d -là góc nội ma sát ban đầu trước khi thi công.
Trong thiết kế cọc khoan nhồi việc xác định các thông số của kích thước cọc ở mức độ tải trọng làm việc Pw là không thể không cần thiết. Đối với cọc có cốt thép được bố trí cấu tạo, hấu hết những qui phạm xây dựng đều đề nghị sử dụng thông số độ bền của bê tông để thiết kế sc= s’c /4. Vì vậy, đường kính tối thiểu của cọc được cho bởi công thức:
Sc = 0,25.s’c = 2 25 .
.
0 d
Q A
Q a
p a
d = '
2 .
c a
s Q
(16)
Trong đó:
Qa: Tải trọng làm việc cho phép.
Ap: Diện tích của mặt cắt ngang thân cọc.
d: Đường kính thân cọc.
s’c: Lực cắt của bêton ở 28 ngày tuổi thực tế dưới hố.