CHƯƠNG I TỔNG QUAN VỀ ĐỀ TÀI NGHIÊN CỨU
I.1.5 Sức chịu tải cọc ngàm sâu trong đá theo Wilson (1977),
Cọc ngàm sâu trong đá có thể bằng cách khoan rồi chèn vữa bê tông, khi đó sẽ xuất hiện lực ma sát xung quanh đoạn cọc ngàm đó. Như vậy, khi thiết kế móng cọc ngàm sâu trong đá, thật cần thiết phải xem xét tải trọng sẽ do lực ma sát xung quanh đoạn cọc ngàm hay khả năng chịu tải ở mũi cọc.
Poulos và Davis (1968) giới thiệu một cách tính độ lún mũi cọc trong đá nhử sau:
ω = E n a p
r r
end(1 )
2
υ 2
π −
(1.11) (Rock Mechanics, Richard E. Goodman) Trong đó: pend : ứng suất tại đầu mũi cọc
νr và Er: hệ số Poisson và Mođun đàn hồi của đá.
a : bán kính của mũi cọc
n : hệ số phụ thuộc vào độ sâu và νr theo bảng sau:
l/a 0 2 4 6 8 14
n: vr = 0 1 1.4 2.1 2.2 2.3 2.4 n: vr = 0.3 1 1.6 1.8 1.8 1.9 2.0 n: vr = 0.5 1 1.4 1.6 1.6 1.7 1.8
Nếu cọc đặt trên mặt khối đá, cần thận trọng bỏ qua lực ma sát dọc theo thân cọc với các lớp đất xung quanh và giả định rằng áp lực ptotal trên đầu cọc cũng bằng mũi cọc pend. Tuy nhiên, khi cọc ngàm sâu trong đá với khoảng cách bằng nhiều lần đường kính, tải trọng sẽ do mũi cọc pend chịu ít hơn ptotal.
Osterb erg và Gill (1973) dùng phương pháp phần tử hữu hạn cung cấp một điểm khởi đầu hữu ích để phân tích phản ứng của đoạn cọc trong đá với tải trọng.Và chứng tỏ rằng lực ma sát xung quanh không vượt qua được lực ma sát giới hạn. Chú ý rằng, khi hệ số ngàm l/a >4, áp lực mũi cọc pend ít hơn 1/8 của áp lực đầu cọc ptotal
Khi cọc ngàm trong đá phiến, phiến sét cố kết chặt hoặc trong trường hợp cọc đóng xuyên qua đá để đặt trên một lớp đá tảng cứng, lực ma sát giữ một tỷ lệ nhỏ hơn trong tổng khả năng của cọc. Điều này được đánh giá từ kết quả thử cọc của Wilson năm 1977. Kết quả này làm rõ hơn một số ý sau:
- Đầu tiên, lực ma sát được phát triển với độ lún 10mm hoặc nhỏ hơn.
Trong khi sự huy động toàn khả năng chịu mũi có thể yêu cầu độ lún 30 đến 40mm hay hơn (4 đến 6% đường kính cọc)
- Đường cong biến dạng dưới tác dụng tải trọng cho sự phát triển lực ma sát thì dốc sau khi đạt được dưới tải trọng đỉnh. Trái lại, đường cong biến dạng dưới tác dụng tải trọng của mũi cọc thì cong xuống hầu như từ điểm bắt đầu.
Ở trạng thái giới hạn khi tất cả lực ma sát được bỏ đi dọc theo thân cọc, cần tính cọc với lực ma sát xung quanh đoạn cọc ngàm trong đá. Tải trọng phân phối theo biểu đồ (hình 3b) được thay đổi và tiếp cận giá trị tương xứng với góc nội ma sát. Giả định rằng hệ số ma sát mặt bên giữa cọc và đất bằng 0, giữa cọc và đỏ là hằng số à. ứng suất σy của cọc tại độ sõu y từ mặt trờn lớp đỏ như sau:
)}
/ ))(
/ ) 1 ( 1 /(
2
{( E E y a
total y
r c r c
e c
p υà υ υ
σ = − − + − (1.12)
(Rock Mechanics, Richard E. Goodman) Trong đó: c và r biểu thị bê tông và đá
ν, E: hệ số Poisson và Mođun đàn hồi à : hệ số ma sỏt bờn của cọc và đỏ Nếu độ sâu l thay thế giá trị y, σy sẽ chính là pend
Ứng suất ma sát tốt nhất được xác định bằng thí nghiệm vùng kéo hoặc thí nghiệm nén. Trong đá mềm, giàu sét, sẽ bị phá hoại cắt hơn nén, ứng suất ma sát được tính theo ứng suất cắt không thoát nước Su:
τmax = αSu (1.13)
Nếu tính theo qu và φ:
τmax = qu
2) 45 tan(
2 φ
α +
(1.14)
(theo Kenney naêm 1977) Trong đất cứng, ứng suất ma sát được tính như sau:
τmax = 20
qu (1.15)
(theo Goodman naêm 1980) Trong đó qu độ bền nén đơn trục mẫu thí nghiệm
Lực ma sát giới hạn:
τall =
FS
τmax (1.16) (FS: hệ số an toàn >2.5)
0
Pend/Ptotal
l/a
1 2 3 4 5
0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6
1/2 1 2 4
1/2
1 2 4
1 2
4 1
4
Hình 1.3 Tải trọng phân bố trong cọc ngàm sâu
Ladanyi (1977) đề nghị một phương pháp thiết kế dùng lực ma sát xung quanh đoạn cọc ngàm trong đá và giảm sức chịu mũi đến giá trị chấp nhận được.
Trình tự tính toán như sau:
Cho tổng tải đứng Ftotal trên đầu cọc
1. Tính giá trị cho lực ma sát giới hạn τall theo các công thức trên
2. Chọn bán kính a, có thể dựa vào tải trọng Ftotal và ứng suất giới hạn cuûa beâ toâng
3. Giả sử sức chịu mũi cọc bằng 0 và tính toán chiều dài lớn nhất lmax của đoạn ngàm:
Lmax =
all total
a F
τ π 2
4. Chọn giá trị l1 nhỏ hơn lmax và ứng với l1/a tra ra
total end
P
P từ (hình 1.3b)
hoặc chọn giỏ trị à, tớnh
total end
P P =
total y
P
σ từ (1.12) với y = l1
5. Tính Pend = ( 2 )( )
total end total
P P a F π
6. So sánh Pend với sức chịu mũi giới hạn qall, có thể tính theo công thức Goodman: qall = qu(Nφ+1)
7. Tính toán τ = (1-
tptal end
P P )(
2 al1
Ftotal π ) 8. So sánh τ với τall
9. Lặp lại với l = l2 và a cho đến khi τ ≤ τall và Pend ≤ qall
Hệ số an toàn cho lực ma sát bên thấp hơn hệ số an toàn cho sức chịu mũi
0 ω
ω
l0
l0+l
ω ωp
Ptotal Ec
Độ sâu
Độ lún
Theo (hình 1.4), độ lún của cọc trong đá có thể tính toán trong ba giai đoạn:
§ Chuyển vị của cọc (ω) dưới tác dụng của Pend
§ Độ nén do chính bản thân cọc dưới ứng suất nén Ptotal
§ Một khoảng hiệu chỉnh kể đến việc chuyển tải trọng ra lực ma sát xung quanh
ωall = ω + ωp -∆ω
Trong đó: ω tính toán theo công thức trên.
ωp =
c total
E l l
P ( 0 + ) (1.17)
Với l0+l là chiều dài tổng của cọc và l là đoạn cọc ngàm trong đá
∆ω = l∫+l −
l
y total c
dy E P
0
0
) 1 (
σ (1.18)
∆ω không quan trọng nếu hầu hết đoạn cọc ở trong đất.