Khả năng chịu tải của cọc đất-vôi-ximăng theo đất nền

CHƯƠNG 4: NGHIÊN CỨU PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN CỌC ĐẤT-VÔI- XIMĂNG CHO CÔNG TRÌNH NHÀ TỪ 3 ĐẾN 6 TẦNG

4.1. Khả năng chịu tải của cọc đơn

4.1.2. Khả năng chịu tải của cọc đất-vôi-ximăng theo đất nền

Cu

9Cu

Lcol

d

Hình 4.7 Khả năng chịu tải của cọc đơn

Khả năng chịu tải ngắn hạn của cọc đơn trong đất yếu khi đất bị phá hoại có thể được tính theo biểu thức: (Balasubramanian, Bergado…)

) 4 (

2

Q d Cu

Cu dLcol ultsoil

π +π

= (4-25)

Trong đó:

- d là đường kính cọc - Lcol là chiều dài cọc

- Cu là độ bền chống cắt không thoát nước trung bình của đất yếu bao quanh được xác định ngoài trời theo các thí nghiệm như cắt cánh và xuyeân coân.

Biểu thức trên đã sử dụng giả thiết rằng sức cản mặt ngoài đơn vị bằng độ bền chống cắt không thoát nước của đất yếu cu giả thiết rằng sức chịu đựng mỗi đơn vị là 9cu. Kinh nghiệm với cọc đóng chỉ ra rằng sức cản ma sát mặt ngoài của cọc đơn ít nhất cũng tương ứng độ bền chống cắt không thoát nước của đất yếu bao quanh khi cu nhỏ hơn 30kpa. Khi độ bền chống cắt không thoát nước cu lớn hơn 30kPa. Thiên về an toàn thì độ bền chống cắt 0.5cu, được sử dụng trong việc tính toán sức cản mặt ngoài (Balasubramanian, Bergado…)

Khả năng chịu mũi của cọc treo, cọc không xuyên qua hết tầng đất chịu nén thì thông thường thấp hơn so với khả năng khả năng chịu tải do sức cản của mặt ngoài. Sức chịu mũi ngắn khi cọc cắt xuyên qua tầng đất chịu nén xuống tầng

đất cứng nằm dưới có khả năng chịu tải cao. Một phần lớn tải trọng có tác dụng sẽ được truyền vào lớp đất cứng nằm bên dưới chân cọc. Tuy nhiên sức chịu mũi không thể vượt quá độ bền nén của vật liệu cọc.

4.2 KHẢ NĂNG CHỊU TẢI CỦA NHÓM CỌC ĐẤT-VÔI- XIMĂNG Khả năng chịu tải cực hạn của nhóm cọc đất-vôi-ximăng phụ thuộc vào cả độ bền chống cắt của đất yếu nằm giữa các cọc và độ bền chống cắt của vật liệu làm cọc. Sự phá hoại bị chi phối bởi khả năng chịu tải khối các cọc (hình 4.8) hoặc bởi khả năng chịu tải cục bộ của khối dọc theo biên (hình 4.9) nếu khoảng cách giữa các cọc lớn.

Khả năng chịu tải cực hạn của nhóm cọc khi phá hoại khối được xác định theo biểu thức: (Balasubramanian, Bergado…)

B C B

L C

Qult.group=2 u col( +1)+6 u (4-26)

Trong đó:

- B và Lcol tương ứng là chiều rộng móng công trình, và chiều dài của nhóm cọc.

Khả năng chịu tải cực hạn chống lại phá hoại cục bộ dọc cạnh khối cọc phụ thuộc vào độ bền chống cắt trung bình của đất nằm dọc theo bề mặt phá hoại gần tròn như trong hình vẽ . Độ bền chống cắt trung bình này dùng để tính toán ổn định tổng thể công trình và mái dốc khi độ bền cắt của vật liệu cọc nhỏ hơn 100 -150 kpa, có thể tính theo biểu thức.

Trong đó:

- a là tỷ lệ diện tích tương đối của cọc vôi/ ximăng.

- τfu.col và τfu.soll tương ứng là độ bằng chống cắt không thoát nước giới hạn của cọc đất -vôi-ximăng và các đất yếu xung quanh các cọc .

6 C u

M a ởt p h a ự h o a ùi M o ùn g

C u B

Lcol

300

Hình 4.8 Dạng phá hoại của khối cọc đất- vôi-ximăng

Khả năng chịu tải giới hạn chống phá hoại cục bộ, có thể ước tính theo biểu thức kinh nghiệm:

) 2 . 0 1 ( 5 .

5 L

qult = τave + B (4-27)

Trong đó: - B là chiều rộng vùng tải

- τav làđộ bền chống cắt trung bình dọc theo bề mặt phá hoại giả định. Độ bền cắt trung bình của vùng đất gia cố chịu ảnh hưởng của tỷ lệ diện tích cọc tương đối a, bề rộng vùng chịu tải B, chiều dài L và độ bền chống cắt của vật liệu cọc.

Hệ số an toàn bằng 2.5 được đề nghị sử dụng trong tính toán thiết kế

M óng

M ặt ph á h oại

300 Lcol

B

Hình 4.11 Dạng phá hoại cục bộ của móng cọc đất-vôi-ximăng.

4.3 ĐỘ LÚN ỔN ĐỊNH CỦA PHƯƠNG PHÁP XỦ LÝ NÊN BẰNG CỌC ĐẤT- VÔI-XIMĂNG CHO CÔNG TRÌNH NHÀ TỪ 3 ĐẾN 6 TẦNG :

Độ lún tổng cộng của một công trình đặt lên trên cọc vôi có thể được tính toán như minh hoạ trong (hình 4.12) độ lún tổng cộng lớn nhất lấy bằng tổng độ lún cục bộ của khối được gia cố (Δ h1) độ lún cục bộ của đất không gia cố nằm ở phía dưới khối (Δ h2). Có hai trường hợp phải được kiểm tra để tính toán độ lún tổng cộng. Trường hợp thứ nhất (trường hợp A), tải trọng tác dụng tương đối nhỏ và rảo của cọc chưa bị vượt qua. Trường hợp thứ hai (trường hợp B) tải trọng tác dụng tương đối cao và tải trọng dọc trục trong tương ứng giới hạn rảo.

Các nghiên cứu trước chỉ ra rằng cọc và đất không gia cố giữa các cọc biến dạng như một đơn nguyên và sự co ngắn dọc trục cọc tương ứng với những độ lún của đất xung quanh. Tuy nhiên, một điều đã được báo cáo là biến dạng thẳng đứng của xung quanh gần mặt đất phần nào lớn hơn biến dạng dọc trục cọc. Tuy vậy, sự khác nhau lớn nhất chỉ vài phần trăm độ lún tổng cộng, ngay cả khi các cọc khác nhau 3-4 lần đường kính cọc (1.5m-2m). Khi độ co ngắn dọc trục của các cọc tương ứng với độ lún của đất xung quanh, thì sự phân bố tải trọng sẽ phụ thuộc vào độ cứng tương đối của vật liệu cọc và đất yếu xung quanh cọc, cũng như ứng xuất dọc trục của cọc (σcol) nhỏ hơn giới hạn rảo của vật liệu cọc (σcol.creep). Sự phân bố tải trọng sau đó sẽ phụ thuộc vào mô đun nén của vật liệu cọc và của đất không gia cố bao quanh cọc, khi cùng biến dạng tương đối, ứng xuất dọc trục cọc được biểu diễn như sau:

) 1

( a

Mcol Msoil a

q A

Q

− +

=

=

σ (4-28)

Trong đó:

- q áp lực tiếp xúc trung bình, - a_ diện tích tương đối của cọc.

- Msoil và Mcol là mô đun nén của đất xung quanh của vật liệu cọc.

4.3.1 Trường hợp A:

Trường hợp này độ cứng tương đối của cọc, tính đến tác dụng của đất không gia cố xung quanh các cọc, sẽ quyết định sự phân bố tải trọng giữa cọc và phần đất không được gia cố bao quanh. Mối quan hệ Mcol=(50-100) Ccol thường được sử

dụng để ước tính độ lún, trong dó Mcol được tính thông dụng hơn từ thí nghiệm nén cố kết một trục. Thông thường mô đun nén từ 15Mpa - 25Mpa, với các tính toán sơ bộ, giá trị 20Mpa có thể được sử dụng. Ứng xuất dọc trục trung bình trong cọc được quyết định bởi mô đun nén (M=

ε σ

∆

∆ ) của đất yếu không gia cố xung quanh. Khi đất yếu quá cố kết và áp lực tiền cố kết không bị vượt qua, mô đun nén có thể được ước tính từ quan hệ kinh nghiệm, Msoil = 250 Cu trong đó Cu

là độ bền chống cắt không thoát nước của đất yếu xung quanh được xác định theo thí nghiệm cắt cánh ngoài hiện trường. Khi đất được cố kết bình thường hay quá cố kết một trục. Đối với sét yếu, quan hệ kinh nghiệm Msoil = 150 Cu có thể được sử dụng.

Độ tăng ứng xuất (q) gây bởi kết cấu công trình hay đất đắp, một phần được chống bởi cọc (q1) và một phần bởi đất xung quanh (q2). Từ điều kiện cùng chuyển vị tương đối, có quan hệ sau:

) (

. )

(

2 1

soil col col

col B nA M

BL q M

nA B q

= − (4-29)

Hay đơn giản hơn

soil

col M

q aM

q

) a - 1 (

2

1 = (4-30)

Độ lún cục bộ Δh1 (hình 4.11)có thể được tính toán theo biểu thức

Δh1=

soil

col a M

aM

qH ) 1 ( −

+ (4-31) Độ lún ổn định ∆h2 :

Độ lún ∆h2 nằm dưới khối có thể được tính giống như phương pháp tính lún thông thường. Độ tăng ứng xuất tại bất kỳ điểm nào nằm dưới khối có thể được ước tính bằng phương pháp 2: 1 như minh hoạ trong hình vẽ 4.12

n gl i

i

E h S

h * *

1 1 0

2 ∑ β σ

=

=

=

∆ (4-32)

Tỷ số giảm lún β, tỷ số giữa độ lún tổng cộng sâu xuống đáy khối gia cố với độ lún khi không có cọc đất-vôi-ximăng được ước tính theo quan hệ.

soil col

soil

M a aM

M ) 1 ( −

= +

β (4-33)

T a ûi tr o n g p h a ân b o ỏ ủ e àu q

∆h1

M o ùn g

Chieàu daứi cọc Hcol

2 4 0 0

2

1 1

2

∆h2

C o ùc x im a ờn g ủ a ỏt

Hình 4.12: Tính lún khi độ bền rảo của cọc đất-vôi-ximăng chưa bị vượt qua

4.3.2 Trường hợp B:

Trong trường hợp này. Tải trọng tác dụng quá lớn đến nỗi tải trọng dọc trong tương ứng giớ hạn rảo. Độ lún Δh. Có thể được ước tính như minh họa trong hình vẽ 4.13 tải trọng tác dụng được chia ra phần một phần q, được chống đỡ bởi cọc và phần thứ hai q2 được chống đỡ bởi đất xung quanh, giống y như trường hợp A. phần q1 được giải quyết định bởi tải trọng từ biến của cọc và được tính theo biểu thức :

B

q1 = nqcol.creep (4-33)

Trong đó

- n là tổng số cọc

- qcol.creep là giới hạn rảo cùa cọc đất-vôi- ximăng.

- Thông thường, giới hạn rảo của cọc đất-vôi-ximăng vào khoảng 65% độ bền cực hạn của cọc đất–vôi-ximăng.

Qcol.creep = 0.65aσult (4-34)

σult.col= 2Ccol + 3σh (4-35) Trong đó: - a là tỷ diện tích tương đối,

- σutl.col là độ bền cực hạn của cọc đất-vôi-ximăng

Phần tải trọng q2 = q-q1 có thề được dùng để tính toán độ lún cục bộ Δh1của khối gia cố. Độ lún này có thể được xác định bằng cách chia khối gia cố thành nhiều lớp. Độ lún của mỗi lớp được tính bằng một cách riêng rẽ.

Độ lún ∆h2 ở dưới khối gia cố (dưới chân các cọc ) được tính cho cả hai phần tải trọng q1 và q2, giả thiết là tải trọng q1 được truyền xuống dưới đáy của khối gia cố (chân cọc), trong khi tải trong q2 tác động lên mặt đất.

q 1

2 1 1

2

T a ỷi t r o ùn g c h o ỏn g ủ ụ ỷ b ụ ỷi c a ực c o ùc

q 1 = N Q c o ùc /B L M o ùn g

( A ) T a ỷi t r o ùn g c h o ỏn g ủ ụ ỷ b ụ ỷi c a ực c o ùc C o ùc x im a ờn g ủ a ỏt

B

Chieàu daứi cọc Hcol

Hình 4.13 Tính độ lún khi độ bền rảo cọc đất-vôi-ximăng bị vượt qua

B

q2 BL (H+B)(L+H)

q2=q-q1 Móng

(B) Tải trọng chống đở bởi đất sét không gia cố bởi các cọc

2

1 1

2

Hình 4.12 Tính độ lún khi độ bền rảo cọc đất-vôi-ximăng bị vượt qua 4.4 ĐỘ LÚN LỆCH ỔN ĐỊNH CỦA PHƯƠNG PHÁP XỦ LÝ NÊN BẰNG CỌC ĐẤT-VÔI-XIMĂNG CHO CÔNG TRÌNH NHÀ TỪ 3 ĐẾN 6 TẦNG

Góc biến đổi α

Ứng suất chu vi trung bình

τtb τtb

Ứng suất chu vi trung bình Góc biến đổi α

Cọc ximăng đất B

Chieàu daứi cọc Hcol

Móng

Hình 4.13 Độ lún lệch

Kết cấu bên trên bị phá hoại bởi lún lệch do biến dạng xoay lớn (do lực cắt gây ra ) hầu hết các kết cấu có thể thích nghi với độ lún lệch từ 1:400 đến 1:300 mà không bị hư hại.

amax=

soil av

G

τ (4-36)

Trong đó, τav là độ bền chống cắt trung bình dọc theo chu vi của khối gia cố, và Gsoil là mô đun kháng cắt của đất yếu xung quanh các cọc. Mô đun cắt này, phụ thuộc vào hệ số poisson νsoil, và có thể tính theo biểu thức ,

Gsoil =

) + 1 (

2 soilvsoil

E (4-37)

Khi νsoil = 0,3,thì có thể tích Gsoil= 0,38 Msoil

Độ lún lệch trong công thức 4.36 dựa trên giả thiết rằng cọc thì rất cứng khi so với đất yếu xung quanh và sự ảnh hưởng của độ biến dạng dọc trục của cọc là nhỏ và có thể bỏ qua. Đất yếu nằm giữa hai cọc liền nhau sẽ ứng xử theo cách tương tự như cắt nhanh tực tiếp. Ứng xuất cắt trung bình đất trong hộp cắt tương tự như ứng suất cắt trung bình dọc theo chu vi của khối gia cố.

Độ lún lệch lớn nhất thông thường xuất hiện ban đầu trong quá trình chất tải trước quá trình cố kết của đất yếu xung quanh cọc. Độ bền chống cắt trung bình Tsoil và mô đun khoáng cắt Gsoil thì giảm theo thời gian. Các kết quả thí nghiệm của (Broms& Boman, 1976) chỉ ra rằng độ giảm của độ bền chống cắt trung bình τsoil theo thời gian thì nhiều hơn so với độ giảm của mô đun khoáng cắt Gsoil do đó độ lún lệch được mong đợi là sẽ giảm theo thời gian, và do đó độ lún lệch lớn nhất sẽ được tính ngay sau khi nhóm các cọc được chất tải.

Ứng suất cắt lớn nhất và độ lệch lớn nhất thông thường xuất hiện dọc theo chu vi của khối gia cố chịu tải. Dọc theo chu vi của cố gia tải có chuyển vị tương đối nhỏ. Có thể xem như tải trọng q của kết cấu bên trên chủ yếu được truyền cho nền đất xung quanh dọc theo chu vi khối thì chống đỡ khoảng 80% tải trọng q của kết cấu bên trên và khoảng 20% còn lại được truyền trực tiếp xuống đất yếu không gia cố nằm phía dưới đáy của khối gia cố.

Cho neân:

τav =0.8

Lcol

) 1 + B ( 2

q (4-38)

soil col soil

av B L G

q G

α T

) 1 + ( 2

8 .

= 0

max = (4-39)

Trong đó:

- B là bề rộng của móng . - Lcol là chiều dài cọc.

Nhận thấy độ lún lệch lớn nhất tỷ lệ thuận với tải trọng của kết cấu bên trên, và tỷ lệ nghịch với bề rộng của vùng chất tải, chiều dài cọc và mô đun kháng cắt của đất không gia cố xung quanh khối cọc.

Với độ lún lệch lớn nhất là cho phép lá 1/300 và ước tính rằng mô đun kháng cắt tức thời của chất không gia cố Gsoil = 100C u.soil ta có :

soil u av

C . 100 300

1 = τ (4-40)

Hay

3

.soil u av

=c

τ (4-41)

Hay

soil soil

u B L

C q

) 1 + ( 2

8 .

= 0

3. (4-42)

Dựa vào công thức trên ta có thể rút ra biểu thức ước tính chiều dài cọc để khoõng gaõy ra luựn leọch.

soil u col

B C B

L

) .

1 1 ( 2 1 . 1

= + (4-43)

Nếu bỏ qua số hạng 1/ B thì

soil u col

C q B

L

.

2 .

=1 (4-44)

4.5 TÍNH TOÁN ĐỘ LÚN THEO THỜI GIAN

Thể tích của cọc đất – vôi-ximăng bị giảm trong vài ngày đấu sau khi trộn. Độ giảm này nếu tương đối lớn sẽ gia tăng tính thấm của cọc. Độ co của đất bùn khi gia cố vôi-ximăng sẽ lớn hơn nhiều so với độ co của đất khác. Hậu quả là đất gia cố có thể nứt cục bộ. Các cọc có thể tách rời khỏi đất không được gia cố nằm chung quanh theo chu vi cọc ở gần mặt đất. Do đó cọc đất – vôi -ximăng có chức năng như một giếng cát.

Tốc độ lún của nền đất sét được gia cố cọc đất-vôi-ximăng được tính toán giống tầng có các thiết bị thoát nước thẳng đứng (giếng cát, bấc thấm). Hệ số thấm của cấu trúc cọc đất-vôi-ximăng bằng khoảng 400-1000 lần so với nền đất sét yếu bảo hoà nước.

Hiện nay vẫn chưa có thí nghiệm trên diện rộng về chỉ tiêu này, vì vậy để có kết quả tính toán chính xác cần phải có thí nghiệm cụ thể. Với khoảng cách tim 0,6- 1,8m, mức độ lún có thể được tính toán dựa trên phương trình cố kết thấm của Barron (1948), với sự điều chỉnh của Ahnberg (1986)



−

−

= Fn

Uh 8Th exp

1 (4-47)

2

. R

t Th =Ch Trong đó:

- Uh: mức độ cố kết

- Ch: mức độ cố kết theo phương ngang của đất - t: thời gian cố kết

- R: bán kính ảnh hưởng của cọc.

- Lưới hình vuông hoặc tam giác cân : R = π

c = 0.56c - Lưới tam giác đều R = 0.53c

F(n) = 



 

 + −







 − +

− − L D

K K r n n n

n n n

n 2

2 2 2 2

2 2

2

* 1 *

1* 4

1 1 75 1

. 0 )

1 ln( cọc

ủ (4-48)

Trong đó - N =

r R

- C: khoảng cách tim cọc

- LD: chiều dài thoát nước của cọc, lấy bằng chiều dài cọc nếu thoỏt nước một chiều , ẵ nếu thoỏt nước hai chiều.

- Kđ, Kcọc : hệ số thấm của đất và của cọc.

4.6 NHẬN XÉT NGHIÊN CỨU ĐI SÂU VÀ PHÁT TRIỂN.

Thông qua sự phân tích các phương pháp tinh toán, ta có thể rút ra các kết luận.

Các yếu tố ảnh hưởng đến khả năng chịu tải của cọc đất-vôi-ximăng.

1. Tỉ lệ diện tích của cọc đất vôi ximăng trên diện tích đất không gia cố có ảnh hưởng rất lớn đến khả năng chịu tải.

2. Phụ thuộc vào vị trí cọc ở dưới móng của công trình, (nằm trong vùng chủ động, bị động hay vùng cắt).

3. Khi cọc đất-vôi-ximăng làm việc ở độ bền cắt : Ứng suất pháp của cọc chưa vượt qua ứng suất pháp tới hạn ta chỉ xét đến độ bền chống cắt của cọc nhưng khi ứng suất pháp vượt quá ứng suất pháp tới hạn ta phải xét đến áp lực hông của cọc.

4. Khi cọc chịu độ bền nén phải xét đến ứng suất theo phương đứng và phương ngang là ứng suất chính.

5. Độ bền rảo của cọc 65% đến 85% khả năng chịu tải giới hạn của cọc 6. Khả năng chịu tải của cọc phụ thuộc vào độ bền chống cắt của đất không

gia cố giửa các cọc và cả vật liệu làm cọc.

Độ lún ổn định của công trình là tổng độ lún của độ lún cục bộ ∆h1 và độ lún của đất nền ∆h2 ở dưới khối cọc.

Độ lún ∆h1 phụ thuộc vào các yếu tố.

7. Tỉ lệ của môdun biến dạng của vật liệu cọc với môđun biến dạng của đất không gia cố ngay trong khối cọc.

8. Tính chất cố kết của đất không gia cố.

9. Độ bền rảo của cọc .

10. Thời gian đặt tải sau khi thi công cọc

11. Tỉ lệ của hệ số thấm của đất với hệ số thấm của cọc.