Sức chịu tải do ma sát xung quanh cọc Q s

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN CỌC BÊ TÔNG CỐT THÉP 2.1. Sức chịu tải dọc trục của cọc theo độ bền vật liệu

2.2. Sức chịu tải dọc trục của cọc theo đất nền

2.2.1. Tính sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ học của đất nền hay là phương pháp tĩnh học

2.2.1.2. Sức chịu tải do ma sát xung quanh cọc Q s

Thành phần Qs có thể xác định bằng cách tính tích phân lực chống cắt đơn vị fs của đất – cọc trên toàn bộ mặt tiếp xúc của cọc và đất, lực chống cắt này cho bởi biểu thức quen thuộc của Coulomb:

a v s a a h a

s c tg c K tg

f  '     '  (2.24)

Với ca – lực bám dính giữa cọc và đất

a – góc ma sát giữa cọc và đất

'

h - ứng suất pháp tuyến hữu hiệu tại mặt bên của cọc tính theo công thức sau:

z K

Ks v s

h'  '  '

 (2.25)

Trong đó: Ks – hệ số áp lực ngang, rất khó xác định chính xác

Có nhiều khuynh hướng khác nhau trong việc ước lượng giá trị hệ số áp lực ngang.

Khuynh hướng 1: Xem đất nền là “vật liệu đàn hồi”



 

 

 1

Ks (2.26)

Với  - hệ số Poisson của đất

Khuynh hướng 2: Hệ số Ks chọn theo áp lực ngang của đất ở trạng thái tĩnh K0, hệ số này đã được Jaky thống kê từ rất nhiều thí nghiệm thực trên các loại đất.

'

01sin

K (2.27)

Với việc khảo sát sức chịu tải của một cọc, đất nền là loại cố kết thường, hệ số áp lực ngang được chọn để tính toán là:

'

0 1sin

K Ks

Với cọc đặt trong nền đất cố kết trước, hệ số áp lực ngang được chọn để tính toán theo Jaky có dạng như sau:

  OCR

K

Ks  0  1sin' (2.28)

Với OCR – hệ số cố kết trước

Khuynh hướng 3: Khi đóng hoặc ép cọc vào nền đất, thể tích cọc chiếm lỗ rỗng của đất và đất dần đạt gần đến trạng thái cân bằng bị động điều này có nghĩa là hệ số áp lực đất Ks tiến dần đến giá trị hệ số áp lực đất bị động Kp. Và Boules đề nghị hệ số Ks là trung bình cộng của áp lực ở trạng thái tĩnh K0, hệ số áp lực đất ở trạng thái cân bằng chủ động Ka, và hệ số áp lực đất ở trạng thái cân bằng bị động Kp.

w p w

a

s F

K K F K K





  2

0 (2.29)

Trong đó: Fw - hệ số chọn từ 1 trở lên

Thực tế đo đạc, hệ số Ks thay đổi theo chiều sâu, theo biến dạng thể tích và độ chặt của đất xung quanh cọc. Ở đầu cọc Ks gần bằng hệ số áp lực bị động Kp của Rankine. Ở mũi cọc Ks gần bằng hệ số áp lực ngang ở trạng thái tĩnh K0.

Trong tính toán thực tế có thể lấy theo bảng sau theo [B.J.Das, 1984]:

Bảng 2.3: Giá trị Ks (theo B.J. Das) Cọc đóng hoặc ép có thể tích chiếm chỗ nhỏ (cọc thép) Ks = K0 (giới hạn dưới)

Ks = 1,4 K0 (giới hạn trên) Cọc đóng hoặc ép có thể tích chiếm chỗ lớn Ks = K0 (giới hạn dưới) Ks = 1,8 K0 (giới hạn trên) Ngoài ra có thể kể đến các phương pháp sau:

Phương pháp 

Lực bám dính giữa đất và cọc ca không luôn luôn bằng với lực dính giữa đất với đất c nên Tomlinson đề nghị thêm vào thành phần lực dính một hệ số , để hiệu chỉnh thành phần này trong công thức xác định lực ma sát xung quanh giữa cọc và đất

a v s a a

h a

s c tg c K tg

f  '    '  (2.30)

Bảng 2.4: Giá trị α (theo Tomlinson)

Loại đất L/D Hệ số α

1/ Cát chặt hoặc sét cứng

<20

>20

1,25

cu < 75 : α = 1,25

cu = 75 – 180 : α = 1,25 – 0,4

2/ Sét mềm, silt và đất dính cứng

8 - 20

>20

0,4

cu = 0 - 25 : α = 1,25 – 0,7 cu > 75 : α = 0,7

3/ Sét cứng

8 - 20 0,4

cu = 0 - 30 : α = 1,25 – 1 cu = 30 - 80 : α = 1 cu = 80 - 130 : α = 1 – 0,4 cu > 130 : α = 0,4

Phương pháp 

Phương pháp này được Burland gợi ra từ năm 1973 trên các giả thuyết sau:

Lực dính của đất giảm đến 0 trong quá trình đóng cọc do đất bị phá vỡ kết cấu.

Ứng suất hữu hiệu của đất tác động lên mặt đứng của cọc sau khi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư phân tán hết ít nhất phải bằng ứng suất này ở trạng thái tĩnh, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư xuất hiện do thể tích cọc lấn chiếm và đất xung quanh bị nén, nhưng hệ số thấm của đất bé nên cần phải có thời gian để nước thoát đi.

Ứng suất chống cắt của đất quanh cọc trong quá trình chịu tải chỉ liên quan đến vùng đất mỏng xung quanh cọc, vùng này tùy thuộc dạng cọc và tính thoát nước của đất giữa hai thời điểm đóng và chất tải lên cọc.

Công thức xác định lực ma sát đất và cọc có dạng

a v s

s K tg

f  '  (2.31)

Đặt  Kstga, ta được fs v' (2.32)

Vì v' là ứng suất do trọng lượng bản thân nên khi có ứng suất phụ thêm do tải ngoài đặt trên mặt đất ta có thể hiệu chỉnh fs v' s'.

Theo phương pháp này giá trị β dao động trong khoảng từ 0.25 đến 0.4 nếu ta sử dụng Ks = K0.

Một số nghiên cứu khác của Bhushan (1982) bổ sung cách xác định  như sau:

r a

stg D

K 0,180,0065

 

 hoặc Ks = 0,5 + 0,008Dr (2.33)

Trong đó: Dr – độ chặt tương đối của cát Phương pháp λ

Focht và Vijavergiya đề nghị một hệ số  để hiệu chỉnh lực ma sát xung quanh giữa cọc và đất sét

 v u

s c

f ' 2 (2.34)

trong đó  - biến đổi theo chiều sâu đóng cọc, được suy ra từ biểu đồ sau:

Hình 2.3: Biểu đồ xác định giá trị hệ số  Phương pháp Coyle – Castillo

Năm 1981 Coyle – Castillo đưa ra một cách xác định sức chịu tải của cọc trong nền cát, sau hàng loạt phân tích các kết quả thí nghiệm nén tĩnh và đóng cọc hiện trường

s s

s f A

Q  . (2.35)

fs – là lực ma sát đơn vị giữa đất và cọc được tác giả thiết lập quan hệ thực nghiệm với góc ma sát  và tỉ số z/B, với chiều sâu z tính đến giữa lớp cát và B là bề rộng cọc. Ghi chú, phương pháp của Coyle – Castillo không xét đến loại vật liệu làm cọc, ảnh hưởng việc hạ cọc và điều kiện ứng suất ban đầu. Tra theo biểu đồ sau: