Chương này tổng quan về các vấn đề cần nghiên cứu. Qua đó thấy được rằng sự tồn tại phát triển của công trình thủy lợi gắn liền với sự xuất hiện và phát triển của cuộc sống loài người. Khoa học kỹ thuật phát triển dẫn đến sự phát triển của hình thức và quy mô công trình, điều đó đòi hỏi nền móng công trình phải được xử lý kỹ lưỡng hơn để tránh các sự cố công trình do nền móng bị phá hoại.
Một trong những biện pháp được xử lý nền đất yếu phổ biến nhất hiện nay là sử dụng móng cọc bê tông cốt thép. Chương này cũng khái quát được quá trình phát triển, ứng dụng của cọc bê tông cốt thép và cấu tạo của móng cọc bê tông cốt thép.
Chương sau ta sẽ đi nghiên cứu nguyên lý và đặc điểm làm việc của móng cọc bê tông cốt thép, phương pháp truyền thống tính toán thiết kế móng cọc bê tông cốt thép trong thực tế xây dựng.
CHƯƠNG 2
CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN MÓNG CỌC 2.1 Nguyên lý kết cấu và điều kiện làm việc của móng cọc
2.1.1 Ứng xử của đất xung quanh cọc đóng
Việc đóng cọc làm xáo trộn đất xung quanh cọc. Khi đóng cọc thì đất sét và cát có những ứng xử khác nhau
• Với đất sét:
De Melloo (1969) đã liệt kê 4 loại ảnh hưởng chính khi đóng cọc vào đất sét là:
- Làm thay đổi cấu trúc của đất xung quanh cọc
- Làm biến đổi trạng thái ứng suất trong đất ở vùng lân cận cọc - Làm tiêu tán áp lực nước kẽ rỗng dư xung quanh cọc
- Hiện tượng biến đổi độ bền theo thời gian trong đất
Khi cọc đóng xuống thì thể tích khối đất sẽ bị dịch chuyển bằng với thể tích của cọc, thể tích này tương đối lớn. Do đó hoạt động đóng cọc có thể gây ra những thay đổi sau đây trong đất sét:
Đất có thể bị đẩy từ vị trí ban đầu BCDE sang ngang tới vị trí B’C’D’E’ hoặc từ FJGH tới F’J’G’H’ ( hình 2.1). Trong khi đóng cọc, đất sét bị mất một phần độ bền do đất bị xáo trộn nhưng lại xuất hiện một lượng tương đối nhỏ ma sát bên.
Khi cọc được đóng vào trong đất sét bão hoà nước đất có thể bị trồi lên do khối lượng đất bị dịch chuyển.
Hình 2.1: Chuyển vị xoắn của đất do đóng cọc
Lực chống đầu cọc nói chung là lớn trong quá trình đóng cọc, nó bằng với lực yêu cầu để tạo ra tất cả các xáo trộn của đất quanh cọc. Ngay cả đất có độ bền nguyên dạng cao cũng bị đẩy ra theo cách này. Đất này không thể nén được vì đất bão hòa nước không có khả năng chịu nén khi gia tải nhanh (như khi đóng cọc). Do đó cột đất phải chuyển động lên phía trên mặt cọc để cọc có thể xuyên xuống lớp đất dưới mũi cọc. Thực tế là tất cả sức kháng trong nhiều loại đất sét đều là sức chống đầu cọc khi đóng cọc. De Mello (1969) đã giả thiết rằng ngay sau khi đóng cọc lượng đất bị xáo trộn đã giảm từ 100% tại mặt tiếp giáp với cọc – đất tới 0 ở khoảng cách cỡ 1,5 đến 2 lần đường kính cọc tính từ thân cọc. Orrje và Broms (1967) đã chỉ ra rằng, với cọc bê tông hạ trong đất sét nhạy cảm, chỉ sau 10 tháng thì độ bền không thoát nước hoàn toàn có thể trở lại giá trị ban đầu.
• Với cát:
Cọc hạ vào cát thường dùng phương pháp đóng. Dao động do đóng cọc vào cát có hai ảnh hưởng:
- Làm chặt cát
- Làm tăng giá trị áp lực ngang xung quanh cọc
Các thí nghiệm xuyên cát trước và sau khi đóng cọc cho thấy quá trình đóng cọc đã làm tăng độ chặt của cát với khoảng cách xung quanh cỡ 8 lần đường kính cọc tính từ tâm cọc. Do tăng mật độ nên đã làm tăng góc ma sát. Đóng cọc làm cát dịch chuyển theo phương ngang và do đó làm tăng ứng suất theo phương ngang tác dụng vào cọc. Horn (1966) đã tóm lược các kết quả nghiên cứu ứng suất ngang hiệu
quả (σ’h) tác dụng lên cọc hạ trong cát. Bảng 2.1 cho phạm vi các giá trị của ứng
suất hiệu quả theo phương ngang được xem là hợp lý với k = 2, còn k = 1 thì hơi lớn ( Lambe và Whitman, 1969)
2.1.2 Hoạt động của cọc khi chịu kéo
Cả trong cát và trong đất sét, khi cọc chịu kéo thì sẽ mất sức chống đầu cọc. Với các cọc có đường kính không đổi được hạ trong cát thì khả năng chịu kéo cực
hạn bằng với sức kháng bên và trọng lượng cọc. Trong trường hợp cọc chịu tải trọng kéo lên thì ma sát bê sẽ không cùng bản chất và do đó nó cũng không bằng ma sát bên trong trường hợp cọc chịu nén.
Trong đất sét, ma sát bên cực hạn khi kéo lên (lực dính C) có thể hoàn toàn tương tự với trường hợp cọc chịu nén thẳng đứng. Tuy nhiên, khi kéo cọc lên trong đất sét mịn thì sự phá hoại có thể không xảy ra dọc theo chu vi của cọc đơn (Taylor 1948). Áp lực nước kẽ rỗng âm cũng có thể xảy ra khi kéo cọc trong đất sé. Khả năng chịu kéo lên dưới tác dụng của tải trọng còn chịu đựng được có thể nhỏ hơn khả năng độ bền không thoát nước ngắn hạn. Đất sét có xu hướng mềm ra theo thời gian và độ bền của nó giảm do sự tiêu tán áp lực kẽ rỗng âm.
Nếu cọc có đế ở đáy hoặc mở rộng đáy, sự phá hoại sẽ không xảy ra dọc hoặc kề cận cọc mà mặt phá hoại bắt đầu từ chu vi đáy hoặc ở chỗ mở rộng lên mặt đất.
Trên cơ sở thí nghiệm kéo thực tế những cọc có đường kính không đổi, Khosla và Hegedus 1984 đã nhận thấy:
- Trong đất sét quá cố kết, độ bền cắt không thoát nước xấp xỉ với khả năng chịu kéo tới hạn thì các dự đoán phù hợp tốt với giá trị nhận được khi bề mặt cọc tác dụng được dùng để dự đoán. (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
- Trong cát và trong đất phù sa không dẻo thì khả năng chịu kéo lên được dự đoán trên cơ sở coi chu vi thực hiện của cọc như mặt phá hoại và đất có ma sát với cọc tương ứng với lực kéo đo được.
2.1.3 Sự mất ổn định của cọc do uốn dọc
`Một cọc cắm hoản toàn trong đất chỉ chịu tác dụng các tải trọng thẳng đứng thì rất ít khi thấy nó bị oằn. Người ta thấy các cọc gỗ, cọc có mặt cắt hình chữ H dài và có độ dài không được liên kết có thể bị phá hoại, bị mất ổn định do uốn dọc ( Davisson, 1960). Cho nên việc sử dụng các cọc rất dài và trong một khoảng dài không có liên kết dùng cho các công trình ngoài thềm lục đía thì vấn đề ổn định do uốn dọc của cọc trở thành vấn đề quan trọng.
Hai trường hợp có thể kể ra. Thứ nhất là cọc hoàn toàn thẳng đứng và tải trọng thẳng đứng không lệch tâm. Đây là trường hợp lý tưởng, hoàn toàn không có trong thực tế. Tồn tại độ lệch tâm gây ra do quá trình đóng cọc, cũng như tải trọng đặt không đúng tâm.
Tuy nhiên, khi cả tải trọng thẳng đứng và cả tải trọng ngang đồng thời tác dụng thì một cách tự động, chuyển vị do tải trọng ngang gây ra sẽ là độ lệch tâm của tải trọng đứng. Cọc có độ lệch tâm lớn sẽ làm cho chuyển vị ngang tăng rất nhanh ngay cả khi tải trọng còn nhỏ. Chuyển vị ngang của cọc sẽ gây ra phản lực của đất, phản lực này có thể vượt quá khả năng chịu tải của đất. Với các cọc có tiết diện mảnh thì khả năng chịu tải thấp, vì khả năng chị tải này tỉ lệ với chiều rộng của cọc. Sự mất ổn định của cọc do uốn dọc không xảy ra trong đất cứng trừ khi phản lực đất đã trở nên hoàn toàn dẻo( Davisson, 1960)
Ba trụ chịu tải trọng thẳng đứng đã được đánh giá về mặt ổn định, chúng bị phá hoại khi có thêm tải trọng ngang. Nói chung, người ta hiểu được rằng ứng suất thẳng đứng và ứng suất uốn gây ra do tải trọng ngang được tích lũy lại. Đánh giá này cũng chưa phải rõ ràng. Tuy nhiên tải trọng ngang gây ra chuyển vị ngang, do đó tạo nên độ lệch tâm của tải trọng thẳng đứng ( Davisson, 1960)
Hai loạt thí nghiệm về cọc đơn đã được tường trình, trong đó tải trọng dọc trục đặt trước, sau đó mới đặt tải trọng ngang. So với các cọc chỉ chịu tải trọng ngang thì chuyển vị tăng lên đáng kể, vì trong cọc còn có thêm mômen của tải trọng đứng do nó đặt lệch tâm, độ lệch tâm này gây ra do tải trong ngang ( Davisson, 1960)
2.1.4 Hoạt động của nhóm cọc
Các cọc được đóng thành nhóm với khoảng cách giữa các cọc từ 3 đến 4 lần đường kính hoặc cạnh của cọc. Nếu các cọc là cọc ma sát thì ứng xù của các cọc trong nhóm hoàn toàn khác với ứng xử của cọc đơn. Với cọc chống thì có thể không thấy có dấu hiệu khác biệt nhau như thế.
Hình 2.2: Phân bố ứng suất do cọc đơn và nhóm cọc
Trong nền đất rời, quá trình hạ cọc bằng phương pháp đóng hay ép thường nén chặt đất nền, vì vậy sức chịu tải của nhóm cọc có thể lớn hơn tổng sức chịu tải của cac cọc đơn trong nhóm.
Trong nền đất dính, sức chịu tải của các cọc ma sát nhỏ hơn tổng sức chịu tải của các cọc đơn trong nhóm. Mức độ giảm sức chịu tải của cọc đơn trong nhóm cọc trong trường hợp này phụ thuộc vào khoảng cách giữa các cọc trong nhóm, đặc tính của nền đất, độ cứng của đài cọc và sự tham gia truyền tải công trình xuống đài cọc và đất.
Đối với cọc chống, sức chịu tải của nhóm cọc bằng tổng sức chịu tải của các cọc đơn trong nhóm.
2.2 Phương pháp tính toán thiết kế móng cọc truyền thống
Cọc và móng cọc được thiết kế theo các trạng thái giới hạn. Trạng thái giới hạn của móng cọc được phân làm hai nhóm sau:
Nhóm thứ nhất gồm các tính toán:
- Độ bền vật liệu làm cọc và đài cọc - Độ ổn định của cọc và móng Nhóm thứ hai gồm các tính toán:
- Độ lún của nền cọc và móng - Chuyển vị ngang của cọc và móng
- Hình thành mở rộng vết nứt tròn cọc và đài cọc bê tông cốt thép
2.2.1 Sức chịu tải của cọc theo điều kiện đất bao quanh cọc
Sức chịu tải dọc trục của cọc theo điều kiện đất bao quanh cọc được chia thành sức kháng bên và sức kháng mũi: Qu = Qf + Qp Trong đó: Qf: Sức kháng bên Qf = u∑f . zi ∆ i u: Chu vi thân cọc i z
∆ : Chiều dài đoạn phân tố cọc mà trên đó fi được coi là hằng
số
u. ∆zi: Diện tích xung quanh của đoạn phân tố cọc
Qp: Sức kháng mũi
Qp = qp. Ac
Trong đó: qp sức kháng mũi đơn vị cực hạn của cọc
Ac: Tiết diện ngang mũi cọc
Nếu cọc chịu kéo, mũi cọc mở rộng chân thì Ac là phần mở rộng chân, mặt
tiếp xúc giữa cọc với đất phía bên trên chỗ mở rộng (hình 2.3). Nếu cọc chịu kéo (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
Hình 2.3: Sức chịu tải kéo của cọc mở rộng chân (móng cọc pttk)
Nhiều nghiên cứu thấy rằng (hình 2.4): Sức kháng bên cực đạt cực hạn rất nhanh (ở chuyển vị khoảng 3 – 5 mm. Nếu cọc nhồi có thành bên rất nhám thì sức kháng bên có thể đạt cực hạn ở chuyển vị lớn hơn, khoảng 10 – 15 mm). Ngược lại, sức kháng mũi cọc đạt cực hạn rất chậm. Dưới tải trọng cho phép, chuyển vị của
cọc [ ]s khá nhỏ, do đó sức kháng mũi mới chỉ được huy động một phần nhỏ (trong
khi đó, sức kháng bên của cọc đã được huy động khá lớn).
Đối với loại đất đá “giảm yếu khi biến dạng lớn”. Khi chuyển vị là s1, sức
kháng bên đã huy động được toàn phần và đạt giá trị cực đại Qf. Tuy nhiên khi
chuyển vị tăng dần lên, trong khi sức kháng mũi vẫn tăng dần thì sức kháng bên lại
giảm đi. Như vậy, tổng sức kháng cực hạn không phải là Qf + Qp mà là giá trị lớn
hơn trong hai giá trị sau:Q1 = Qf + Qp1 và Q2 = Qf1 + Qp
• Tính toán sức kháng bên của cọc
Khi một vật thể chuyển động trượt trên vật thể kia, giữa hai vật thể sẽ xuất
hiện sức kháng bên (sức kháng bên cắt) là fi:
i c tg
f = +σ δ
Trong đó: c là lực dính đơn vị giữa hai vật thể σ : ứng suất pháp giữa hai vật thể δ góc ma sát ngoài giữa hai vật thể
Khi chịu tác động của tải trọng nén cọc sẽ có xu hướng lún xuống. Hướng chuyển vị thẳng đứng do đó ứng suất pháp giữa hai vật thể cọc và đất theo phương
ngang σ'h =K. 'σ v. Người ta phân biệt sức kháng bên thành hai trường hợp là
trường hợp thoát nước và trường hợp không thoát nước. a) Sức kháng bên thoát nước
Cát (hay đất rời nói chung là vật liệu thấm nước rất tốt. Bởi vậy, áp lực nước lỗ rỗng dư luôn luôn được coi là tiêu tán ngay lập tức (thoát nước). Bởi vậy, sức kháng bên giữa đất rời và cọc được gọi là sức kháng bên thoát nước. Lực dính c của đất rời gần như không có (c = 0), bởi vậy sức kháng bên đơn vị cực hạn thoát nước của cọc có dạng sau:
i K. ' .tgv
f = σ δ (2.1)
Trong đó: σ'vứng suất hữu hiệu theo phương đứng tại đoạn cọc (độ sâu là z)
K: hệ số áp lực ngang, sau khi cọc đã thi công
v
K. 'σ ứng suất pháp tác dụng vuông góc với đoạn cọc đang xét
δ góc ma sát ngoài giữa đất với cọc, góc này có thể lấy xấp xỉ bằng ϕ
Việc dự báo K là rất khó khăn (hệ số áp lực ngang K đã thay đổi so với đất
nguyên dạng khi chưa có cọc) ta có thể đặt Ktgδ bằng β, do đó phương trình 2.1
có dạng
i 'v (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
f =βσ
Cách tính trên gọi là cách tính β(bê ta). Hệ số β được dự báo dựa trên thực
nghiệm
b) Sức kháng bên không thoát nước
Đất dính có tính thấm kém. Đối với đất dính bão hòa nước, trường hợp nguy hiểm nhất là khi áp lực nước lỗ rỗng dư chưa kịp tiêu tán và sức kháng bên khi đó gọi là sức kháng bên không thoát nước. Trong điều kiện không thoát nước, đất dính
bão hòa có góc ma sát trong ϕ= 0 và lực dính c. Bởi vậy, ta có sức kháng bên đơn
vị cực hạn không thoát nước của cọc trong đất dính bão hòa là:
i Su
f =α (2.2)
Trong đó: αlà hệ số chiết giảm (α ≤1), do lực dính giữa cọc và đất nhỏ hơn
lực dính giữa đất và đất. Hệ số α được tìm qua thực nghiệm.
Khi đất dính không bão hoà, sức kháng bênfi =αSusẽ lớn hơn nhưng người ta
vẫn có xu hướng sử dụng phương trình 2.2 để thiên về an toàn (đề phòng trường hợp cọc bị phá hoại trong những tình huống bất ngờ như mưa bão, lũ lụt).
Trong phương trình 2.2 ta không trực tiếp thấy quan hệ giữa fi và độ sâu. Thực
ra nó đã gián tiếp nằm trong sức kháng cắt không thoát nước Su. Theo
Jamiolkowsky, Mesri, Ladd và cộng sự thì với đất đồng nhất, Su sẽ tăng theo độ sâu
như sau:
Su = (0,23 ± 0,04) σ'vOCR0,8
Trong đó OCR là hệ số quá cố kết
• Tính toán sức kháng mũi cọc
a) Sức kháng mũi cọc thoát nước
Theo lý thuyết cân bằng giới hạn ( Terzaghi ), khi đất ở mũi cọc bị trượt sâu ta có sức chịu tải theo phương trình sau :
u q q c N B p q q(N 1) c 2 λ γ γ ξ ξ ξ − = + − + Trong đó : B là cạnh của cọc c q
N , N , Nγ : Hệ số sức chịu tải, phụ thuộc vào góc ma sát trong ϕ