Tính toán sức chịu tải và biến dạng của nền dất sau gia cố

3.3 Phân chia cấu trúc nền

4.1.2 Tính toán sức chịu tải và biến dạng của nền dất sau gia cố

Hiện nay, vấn đề tính sức chịu tải và biến dạng của nền đất gia cố bằng cọc ximăng-đất vẫn còn là vấn đề tranh luận nhiều. Nhưng tựu chung lại có 3 quan điểm chính như sau:

- Quan điểm cọc làm việc như cọc cứng bê tông (tính toán như móng cọc).

- Quan điểm xem cọc và đất cùng làm việc đồng thời (tính toán như đối với nền thiên nhiên).

- Một số nhà khoa học lại đề nghị tính toán theo cả hai quan điểm trên, nghĩa là sức chịu tải thì tính toán như “cọc”, còn biến dạng thì tính toán theo nền.

Sở dĩ các quan điểm trên chưa hoàn toàn thống nhất bởi vì bản thân vấn đề phức tạp, những nghiên cứu về lý thuyết và thực nghiệm về vấn đề này chưa nhiều.

4.1.2.1 Quan điểm tính toán như cọc cứng bê tông

Theo quan điểm này đòi hỏi cọc đất-xi măng phải có độ cứng tương đối lớn và các đầu cọc được đưa vào tầng đất có sức chịu tải cao. Khi đó lực truyền vào móng sẽ chủ yếu đi vào các cọc ximăng-đất (bỏ qua sự làm việc của đất nền dưới đáy móng). Trong trường hợp cọc không đưa được xuống tầng đất chịu lực tốt thì có thể dùng phương pháp tính toán như tính toán với cọc ma sát.

 Đánh giá ổn định của cọc gia cố theo trạng thỏi giới hạn 1

Khả năng chịu lực của công trình phụ thuộc vào số lượng và cách bố trí các cọc trong khối móng. Kết quả phân tích tính toán thể hiện thông qua nội lực tác dụng lên cọc: M, N, Q.

Để móng cọc đảm bảo an toàn cần thỏa mãn các điều kiện sau:

Nội lực lớn nhất trong một cọc : Nmax < Qult/Fs

Mômen lớn nhất trong một cọc: Mmax < [Mgh] của vật liệu làm cọc

Chuyển vị của khối móng : y < [y]

Trong đó:

Qult - Sức chịu tải giới hạn của cọc ximăng - đất;

[M] - Mômen giới hạn của cọc ximăng - đất;

Fs - Hệ số an toàn.

Việc tính toán nội lực trong thân cọc M, N, Q và chuyển vị móng cọc y có thể dùng các phần mềm hiện có để tính toán. Trong trường hợp không có phần mềm để tính toán các điều kiện ổn định trên có thể viết lại như sau:

- Trường hợp tải trọng đúng tâm:

ult max

c

N Q

N  n  Fs (3.5)

Trong đó:

Nmax - tải trọng tác dụng lên mỗi cọc;

N - tổng tải trọng tác dụng lên đài cọc;

nc - số lượng cọc trong móng.

- Trường hợp tải trọng lệch tâm:

max x y ult

2 2

i i s

N M y M x Q

N nc y x F

    

  (3.6)

Trong đó:

Mx, My - mômen uốn do tải trọng gây ra đối với các trục chính của đáy đài cọc;

xi, yi - khoảng cách từ trục chính của đài cột đến mỗi trục cọc;

x, y - khoảng cách từ trục chính của đài cột đến trục cột khảo sát.

 Đánh giá ổn định các cọc gia cố theo trạng thái giới hạn 2

Tính toán theo trạng thái giới hạn 2 đảm bảo cho móng cọc không phát sinh biến dạng và lún quá lớn:

Si < [Sgh] (3.7)

Trong đó:

[Sgh] - độ lún giới hạn cho phép;

Si - độ lún tổng cộng của móng cọc.

Nhìn chung, trong thực tế quan điểm này có nhiều hạn chế và có nhiều điểm chưa rõ ràng. Chính vì những lý do đó nên ít được dùng trong tính toán.

4.1.2.2 Quan điểm tính toán như nền tương đương

Nền cọc và đất dưới đáy móng được xem như nền đồng nhất với các số liệu cường độ tđ, Ctđ, Etđ được nâng cao (được tính từ , C, E của đất nền xung quanh cọc và vật liệu làm cọc). Công thức quy đổi tương đương tđ, Ctđ, Etđ dựa trên độ cứng của cọc ximăng - đất, đất và diện tích đất được thay thế bởi cọc ximăng - đất. Gọi m là tỷ lệ giữa diện tích cọc xi măng - đất thay thế trên diện tích đất nền.

m =

s p

A

A (3.8)

tđ = mcột+(1-m)nền (3.9)

Ctđ = mCcột+(1-m)Cnền (3.10)

Etđ = mEcột + (1-m)Enền (3.11)

Trong đó:

Ap - Diện tích đất nền thay thế bằng cọc ximăng - đất;

As- Diện tích đất nền cần gia cố.

Theo phương pháp tính toán này, bài toán gia cố đất có 2 tiêu chuẩn cần kiểm tra:

- Tiêu chuẩn về cường độ: tđ , Ctđ của nền được gia cố phải thỏa mãn điều kiện sức chịu tải dưới tác dụng của tải trọng công trình.

- Tiêu chuẩn biến dạng: Môđun biến dạng của nền được gia cố Etđ phải thỏa mãn điều kiện lún của công trình.

Có thể dùng các công thức giải tích và các phần mềm địa kỹ thuật hiện có để giải quyết bài toán này.

4.1.2.3 Quan điểm hỗn hợp

 Cách tính toán của Viện kỹ thuật Châu á AIT - Sức chịu tải của cọc đơn

Khả năng chịu tải của cọc ximăng - đất được quyết định bởi sức kháng cắt của đất sét yếu bao quanh (đất bị phá hoại) hay sức kháng cắt của vật liệu cọc ximăng - đất (cọc ximăng - đất phá hoại). Loại phá hoại đầu phụ thuộc cả vào sức cản do ma sát mặt ngoài cọc ximăng - đất và sức chịu chân cọc ximăng - đất, loại sau còn phụ thuộc vào sức kháng cắt của vật liệu cọc ximăng - đất. Khả năng chịu tải giới hạn ngắn của cọc ximăng - đất đơn trong đất sét yếu khi đất phá hoại được tính theo biểu thức sau:

Qgh, đất = (dHcột+2.25 d2)Cu (3.12) Trong đó:

d - đường kính của cọc ximăng - đất;

Hcột - chiều dài cọc ximăng - đất;

Cu -độ bền cắt không thoát nước trung bình của đất sét bao quanh, được xác định bằng thí nghiệm ngoài trời như thí nghiệm cắt cánh và xuyên côn.

Giả thiết là sức cản mặt ngoài bằng độ bền cắt không thoát nước của đất sét Cu và sức chịu ở chân cọc ximăng - đất tương ứng là 9 Cu. Sức chịu ở chân cọc ximăng - đất treo không đóng vào tầng nén chặt, thường thấp so với mặt ngoài. Sức chịu ở chân cọc ximăng - đất sẽ lớn khi cọc ximăng - đất cắt qua tầng ép lún vào đất cứng nằm dưới có sức chịu tải cao. Phần lớn tải trọng tác dụng sẽ truyền vào lớp đất ở dưới qua đáy của cọc ximăng - đất. Tuy nhiên sức chịu ở chân cọc ximăng - đất không thể vượt qua độ bền nén của bản thân cọc ximăng - đất.

Trong trường hợp cọc ximăng -đất đã bị phá hoại trước thì các cọc ximăng-đất được xem như một lớp đất sét cứng nứt nẻ. Độ bền cắt của hỗn hợp sét ở dạng cục hay hợp thể đặc trưng cho giới hạn trên của độ bền. Khi xác định bằng thí nghiệm xuyên hay cắt cánh, giới hạn này vào khoảng từ 2  4 lần độ bền cắt dọc theo mặt liên kết khi xác định bởi thí nghiệm nén có nở hông.

Hình 3.2 Sơ đồ phá hoại của đất dính gia cố bằng cột xi măng-đất.

Đường bao phá hoại tương ứng trên hình 3.1. Khả năng chịu tải giới hạn ngắn ngày do cọc ximăng - đất bị phá hoại ở độ sâu z được tính từ quan hệ:

Qgh,cọc ximăng - đất=Acọcx(3.5 Ccọc+3n) (3.13) Trong đó:

Ccọc - lực dính kết của vật liệu cọc ximăng - đất;

n - áp lực ngang tổng cộng tác động lên cọc ximăng - đất tại mặt cắt giới hạn.

Giả thiết góc ma sát trong của đất là 30o. Hệ số tương ứng hệ số áp lực bị động Kb khi gh,cọc ximăng - đất=30o.

Giả thiết là: n =p + 5 Cu (3.14) Trong đó:

p - áp lực tổng của các lớp phủ bên trên;

Cu- độ bền cắt không thoát nước của đất sét không ổn định bao quanh.

Công thức này được dùng khi thiết kế có xét áp lực tổng của các lớp phủ bên trên, vì áp lực đất bị động thay đổi khi chuyển vị ngang lớn.

Do hiện tượng rão, độ bền giới hạn lâu dài của cọc ximăng - đất thấp hơn độ bền ngắn hạn. Độ bền rão của cọc ximăng-đất Qrão,cọc ximăng - đất từ 65% - 85% của Qgh,cọc ximăng - đất. Giả thiết quan hệ biến dạng - tải trọng là tuyến tính cho tới khi rão như hình 2.2. Có thể dùng quan hệ này để tính sự phân bố tải trọng rão,cọc

ximăng - đất và môđun ép co của vật liệu cọc ximăng - đất tương ứng độ dốc của đường quan hệ. Khi vượt quá độ bền rão, tải trọng ở cọc ximăng - đất được coi là hằng số.

Hình 3.3 Quan hệ ứng suất - biến dạng vật liệu đất – xi măng - Khả năng chịu tải giới hạn của nhóm cọc ximăng - đất

Hình 3.4a Phá hoại khối Hình 3.4b Phá hoại cắt cục bộ

Khả năng chịu tải giới hạn của nhóm cọc ximăng - đất phụ thuộc vào độ bền cắt của đất chưa xử lý giữa các cọc ximăng - đất và độ bền cắt của vật liệu cọc ximăng - đất. Sự phá hoại quyết định bởi khả năng chịu tải của khối với cọc ximăng - đất.

Trong trường hợp đầu, sức chống cắt dọc theo mặt phá hoại cắt qua toàn bộ khối sẽ quyết định khả năng chịu tải và khả năng chịu tải giới hạn của nhóm cọc ximăng - đất được tính theo:

Qgh,nhóm = 2CuH[B+L] +(69)CuBL (3.15) Trong đó:

B, L và H - chiều rộng, chiều dài và chiều cao của nhóm cọc ximăng - đất. Hệ số 6 dùng cho móng chữ nhật khi chiều dài lớn hơn chiều rộng nhiều (tức là L>>B). Còn hệ số 9 dùng cho móng vuông.

Trong thiết kế, kiến nghị không dùng khả năng chịu tải giới hạn vì phải huy động sức kháng tải trọng lớn nhất làm cho biến dạng khá lớn, bằng 5-10%

bề rộng vùng chịu tải.

Khả năng chịu tải giới hạn, có xét đến phá hoại cục bộ ở rìa khối cọc ximăng - đất, phụ thuộc vào độ bền chống cắt trung bình của đất dọc theo mặt phá hoại gần tròn như trong hình 2.4. Độ bền cắt trung bình có thể tính như khi tính ổn định mái dốc. Khả năng chịu tải giới hạn có chú ý đến phá hoại cục bộ, được tính theo biểu thức (2-12) sau:

qgh = 5,5Ctb(1+0,2b

L) (3.16)

Trong đó:

b, L - chiều rộng và chiều dài vùng chịu tải cục bộ;

Ctb - độ bền cắt trung bình dọc theo bề mặt phá hoại giả định. Độ bền cắt trung bình của vùng ổn định chịu ảnh hưởng của diện tích tương đối của cọc ximăng - đất a, (bx1) và độ bền cắt của vật liệu cọc ximăng - đất. Đề nghị dùng hệ số an toàn là 2,5 khi tính toán thiết kế.

- Tính toán biến dạng

Hình 3.5 Sơ đồ tính toán biến dạng

Tổng độ lún của công trình xây dựng trên nền đất gia cố bằng cọc ximăng - đất như trên hình 2.6. Tổng độ lún lớn nhất lấy bằng tổng độ lún cục bộ của toàn khối nền được gia cường (h1) và độ lún cục bộ của tầng đất nằm dưới đáy khối đất được gia cường phía trên (h2)

Tức là:

h = h1 + h2 (3.17)

Trong đó:

h1 - độ lún cục bộ của khối đất nền sau khi được gia cường;

h2 - độ lún cục bộ của tầng đất nằm dưới mũi cọc ximăng - đất.

Khi tính toán h có thể xảy ra 2 trường hợp:

- Tải trọng ngoài tác dụng tương đối nhỏ và cọc ximăng - đất chưa bị rão:

Nếu độ lún dọc trục các cọc tương ứng với độ lún phần sét yếu xung quanh, thì sự phân bố tải trọng ngoài sẽ phụ thuộc vào độ cứng tương đối của vật liệu cọc. Chừng nào ứng suất dọc trục cọc (cột ) còn nhỏ hơn độ bền giới hạn rão của nó (rão cột ), thì sự phân bố tải trọng dọc trục cọc sẽ phụ thuộc vào môđun lún của vật liệu cọc và của đất đã gia cường, được tính theo công thức (3.14) sau:

cét cét

cét d

cét

Q q

A M

a ( )(1 a) M

  

 

(3.18) Trong đó:

q - tải trọng đơn vị, kG/cm2; a - diện tích tương đối của cọc;

Md và Mcột - môđun biến dạng của đất nền xung quanh và của vật liệu cọc (M

e



 ;  - số gia ứng suất truyền lên đất hay cọc và e - số gia hệ số rỗng của đất nền hay vật liệu cọc).

Tải trọng phân bố đều q (do công trình hay nền đất đắp bên trên truyền xuống), một phần truyền cho trụ q1, phần khác truyền cho đất q2. Nếu trụ và đất xung quanh có cùng chuyển vị tương đối, có thể dùng quan hệ (3.15) sau:

1 2

cét cét cét d

q (BL) q (BL) nA M (BL nA )M

 (3.19)

Đơn giản biểu thức trên ta được:

1 2

cé t d

q q

aM (1 a)M

 (3.20)

Độ lún cục bộ của khối đất sau khi gia cường cột ximăng - đất là:

1

c é t d

h qH

aM (1 a)M

    (3.21)

Độ lún cục bộ của tầng đất dưới mũi cột h2 có thể tính toán theo phương pháp thông thường, hay có thể tính toán theo công thức (2-18) sau:

h2 =  ho (3.22)

Trong đó:

ho - độ lún cuối cùng của tầng đất dưới mũi cọc;

 - tỷ số giữa tổng độ lún của khối đất đã gia cường bằng cột ximăng - đất với tổng độ lún của chính khối đất đó ở trạng thái tự nhiên:

d

cé t d

M

aM (1 a)M

    (3.23)

- Tải trọng ngoài tác dụng lớn và cọc ximăng - đất bị rão:

Như trường hợp 1, tải trọng q được phân ra làm 2 phần q1 truyền cho cọc và q2 truyền cho nền đất xung quanh cọc, chúng được tính toán như sau:

q1 nQrão c ộ t

 BL (3.24)

và q2 = (q-q1) (3.25)

Thành phần q1dùng để tính độ lún cục bộ h2, và thành phần q2 dùng để tính độ lún cục bộ h1.

Hình 3.6 Sơ đồ tải trọng truyền cho cọc

Hình 3.7 Sơ đồ tải trọng truyền cho đất không ổn định giữa các cọc khi tải trọng vượt quá độ bền rão

4.1.2.4 Cách tính toán theo quy phạm Trung Quốc DBJ 08-40-94

 Sức chịu tải của cọc đơn:

Lực chịu tải cho phép của cọc đơn ximăng - đất nên xác định thông qua thí nghiệm tải trọng cột đơn, cũng có thể tính theo công thức (3.26) hoặc (3.27):

Pa = . cu. AP (3.26)

Hoặc Pa = UP .  qsi i +. AP. qP (3.27) Trong đó:

Pa - lực chịu tải cho phép cột đơn (kN);

fcu - trị số bình quân cường độ kháng nén (kPa) của mẫu thử xi măng - đất trong phòng (khối lập phương với chiều dài cạnh là 70,7mm) có công thức phối trộn xi măng đất như của thân cột, 90 ngày tuổi và trong điều kiện bảo dưỡng tiêu chuẩn;

AP - diện tích mặt cắt của cột (m2);

 - hệ số triết giảm cường độ thân cột, có thể lấy 0,3 ~ 0,4;

UP - chu vi của cột (m);

qsi - lực ma sát cho phép của lớp đất thử i xung quanh cột. Đối với đất bùn có thể lấy 5~8 kPa; đối với đất lẫn bùn có thể lấy 8~12 kPa; đối với đất sét có thể lấy 12~15 kPa;

i - chiều dày của lớp đất thử i xung quanh cột (m);

qP - lực chịu tải (kPa) của đất móng thiên niên mũi cột;

 - hệ số triết giảm lực chịu tải của đất móng thiên nhiên ở mũi cột, có thể lấy 0,4 ~ 0,6.

Lực chịu tải đất móng hỗn hợp cột xi măng đất chịu lực nên thông qua thí nghiệm tải trọng móng tổ hợp để xác định, cũng có thể có ước tính theo công thức:

sp a s

p

f m.P    (1 m)f (3.28)

Trong đó:

sp - lực chịu tải cho phép của móng tổ hợp (kPa);

s - lực chịu tải cho phép của đất móng thiên nhiên giữa các cột (kPa);

m - tỷ lệ phân bố diện tích cột và đất;

 - hệ số triết giảm lực chịu tải của đất giữa cột. Khi đất mũi cột là đất yếu, có thể lấy 0,5 ~ 1,0; khi đất mũi cột là đất cứng, có thể lấy 0,1 ~0,4. Cũng có thể căn cứ yêu cầu công trình đạt tới lực chịu tải cho phép của móng tổ hợp, tìm tỷ lệ phân bố diện tích cột và đất theo công thức:

sp s

a P s

f .f m P A .f

  

  (3.29)

Khi bố trí mặt bằng cột xi măng đất chịu lực có thể căn cứ yêu cầu về lực chịu tải và biến dạng của nền móng đối với kiến trúc phần trên cũng như đặc điểm kết cấu phần trên, sử dụng các hình thức gia cố như hình trụ, kiểu tường, hình vây quanh hoặc hình khối, cột có thể chỉ bố trí trong phạm vi mặt bằng nền móng. Chiều dài cột phải căn cứ các yếu tố như cầu biến dạng của khối kiến (cấu) trúc và kết cấu móng để xét.

Xử lý nền móng cột có thể bố trí cột theo hình vuông hoặc tam giác đều, tổng số cột cần dùng tính theo công thức:

p

n m.A

 A (3.30)

Trong đó:

n - tổng số cột;

A - diện tích đáy nền móng (m2).

Khi cột xi măng đất chịu lực có tỷ lệ phân bố đất và cột tương đối lớn (m>20%), đồng thời lại không bố trí theo hàng đơn, phải coi chùm cột xi măng đất với đất giữa cột là một móng nặng toàn khối quy ước. Để kiểm tra cường độ lớp đất mềm yếu dưới đáy móng nặng toàn khối quy ước, áp dụng công thức (2-27):

sp s s s 1

1

f .A G A .q f .(A A ) A f

   

   (3.31)

Trong đó:

fsp - lực nén mặt đáy móng nặng toàn khối quy ước (kPa);

G - trọng lượng móng nặng toàn khối quy ước (kN);

As-diện tích bề mặt bên móng nặng toàn khối quy ước (m2);

qs - lực ma sát bình quân bề mặt bên móng nặng toàn khối qui ước (kPa);

fs - lực chịu tải cho phép của đất móng ở cạnh mép móng nặng toàn khối qui ước (kPa);

A1 - diện tích mặt đáy của móng nặng toàn khối quy ước (m2);

f - lực chịu tải cho phép của đáy móng sau khi chỉnh sửa mặt đáy móng nặng toàn khối quy ước (kPa).

 Tính toán biến dạng

Tính toán biến dạng của đất móng hỗn hợp cột xi măng đất chịu lực phải bao gồm tổng của biến dạng co nén của cụm cột xi măng đất và co nén biến dạng của lớp đất chưa gia cố dưới mũi cột. Trong đó trị số biến dạng co nén của cụm cột có thể căn cứ kết cấu phần trên, chiều dài cột, cường độ thân cột v.v... lấy 20 - 40 mm theo kinh nghiệm. Trị số biến dạng co nén của lớp đất chưa gia cố dưới đầu cột ximăng - đất tính toán như đất nền thiên nhiên chưa gia cố.

Kết luận: Tuy có nhiều phương pháp tính toán nhưng trên thực tế các công trình tương tự trong luận văn này tác giả sử dụng phương pháp hỗn hợp của viện AIT như đã nêu ở trên để làm cơ sở tính toán xử lý.