So sánh sức chịu tải của cọc theo một số phương pháp lý thuyết, thực nghiệm và tiêu chuẩn
Bạn đang xem bản rút gọn của tài liệu. Xem và tải ngay bản đầy đủ của tài liệu tại đây (926.33 KB, 42 trang )
PHỤ LỤC A6
So sánh sức chịu tải của cọc
theo một số phương pháp lý thuyết, thực nghiệm và Tiêu chuẩn
GS. TS. Nguyễn Trường Tiến & ThS. Trịnh Xuân Quyết
MỤC LỤC
TRÍCH YẾU LUẬN VĂN CAO HỌC .................... ERROR! BOOKMARK NOT DEFINED.
CHƯƠNG 1 - TỔNG QUAN .....................................................................................................4
1.1.
MỘT SỐ VẤN ĐỀ VÀ GIỚ I HẠN KHI DỰ TÍNH SCT CỦA CỌC .......................4
1.2.
KHÁI QUÁT ĐẶC ĐIỂM C ÔNG NGHỆ CỌC Ở VIỆT NAM................................4
CHƯƠNG 2 - MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP D Ự TÍNH SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC ...........6
2.1.
TỔNG QUÁT VỀ SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC ..........................................................6
2.1.1.
2.1.2.
2.1.3.
Sức chịu tải của cọc theo vật liệu ....................................................................................6
Sức chịu tải cực hạn của cọc theo đất nền .......................................................................7
Sức chịu tải cho phép và sức chịu tải tính toán của cọc theo đất nền .............................8
2.2.
CÁC PHƯƠNG PHÁP DỰA TRÊN LÝ THUYẾT CÂN BẰNG GIỚI HẠN .......10
Các công thức tính sức chịu tải cực hạn ở mũi cọc (Qp) ...............................................10
2.1.1.1.
Công thức lý thuyết tổng quát về sức chịu tải mũi cọc: ...............................11
2.1.1.2.
Phương pháp Tezaghi (1942) .......................................................................12
2.1.1.3.
Phương pháp của Mayerhof ..........................................................................14
2.1.1.4.
Phương pháp của Vesic (1975-1977) ...........................................................14
2.1.1.5.
Phương pháp của Broms (1978) ...................................................................14
2.1.2. Các công thức tính sức chịu tải cực hạn do ma sát thành cọc (Qp) ...............................15
2.1.2.1.
Phương pháp - Tomlinson (1971) .............................................................16
2.1.2.2.
Phương pháp - Burland (1973)..................................................................16
2.1.2.3.
Phương pháp - Vijayvergiya và Focht (1972) ...........................................17
2.1.2.4.
Phương pháp của Broms (1978) ..................................................................18
2.2.1.
2.2.
MỘT SỐ CÔNG THỨC BÁN THỰC NGHIỆM DỰA VÀO KẾT QUẢ THÍ
NGHIỆM SPT VÀ CPT ...........................................................................................................19
2.2.1.
2.2.2.
2.2.3.
2.2.4.
Canadian Foundation Engineering Manual (Mayerhof) ...............................................19
Phương pháp Schmertman ............................................................................................20
Phương pháp của Berggren (1978)................................................................................22
Phương pháp dùng trực tiếp kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh CPT. ................................23
CHƯƠNG 3 - MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP THỰC NGHIỆM NGHIÊN CỨU SỨC
CHỊU TẢI CỦA CỌC ..............................................................................................................24
3.1.
NÉN TĨNH ....................................................................................................................24
3.1.1.
3.1.2.
Quy trình nén tĩnh .........................................................................................................24
Phân tích kết quả ...........................................................................................................24
3.1.2.1.
Phương pháp luận .........................................................................................24
3.1.2.2.
Một số vấn đề lưu ý khi chọn Pa của cọc theo SNiP 2.02.03.85 ..................29
3.1.2.3.
Theo tiêu chuẩn xây dựng Việt Nam TCXD 196:1997................................30
3.1.2.4.
Một số kết luận .............................................................................................30
3.2.
PDA - THÍ NGHIỆM BIẾN DẠNG LỚN .................................................................31
3.3.
OSTERBERG (O-CELL)............................................................................................31
CHƯƠNG 4 - NGHIÊN CỨU CÁC CÔNG TRÌNH THỰC TẾ..........................................32
4.1.
CÔNG TRÌNH 1 ..........................................................................................................32
4.1.1.
4.1.2.
4.1.3.
Số liệu địa chất ..............................................................................................................32
Tính toán sức chịu tải của cọc .......................................................................................34
Kết luận về việc so sánh SCT cho trường hợp công trình 1 ..........................................36
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ..................................................................................................39
A.
KẾT LUẬN ...................................................................................................................39
B.
KIẾN NGHỊ..................................................................................................................40
CHƯƠNG 1 - TỔNG QUAN
1.1.
MỘT SỐ VẤN ĐỀ VÀ GIỚI HẠN KHI DỰ TÍNH SCT CỦA CỌ C
Trong phạm vi luận văn các phương pháp xác định sức chịu tải dọc trục của cọc
được chia ra làm 3 nhóm như sau:
1. Nhóm các phương pháp lý thuyết: dựa trên các cơ sở lý thuyết về cơ học đất,
các lý thuyết cân bằng giới hạn của các phân tố, các mặt trượt giả định tương tự
móng nông (tính sức kháng mũi).
2. Nhóm các phương pháp bán thực nghiệm : dựa trên các số liệu khảo sát địa
chất (SPT, CPT) sau đó sử dụng các công thức kinh nghiệm để tính toán.
3. Nhóm các phương pháp thí nghiệm hiện trường: sử dụng các thí nghi ệm như
nén tĩnh, O-Cell, PDA … để xác định trực tiếp sức chịu tải từ kết quả thí
nghiệm. Trong toàn luận văn, sức chịu tải đề cập đến là sức chịu tải thẳng đứng
của cọc.
1.2.
KHÁI QUÁT ĐẶC ĐIỂM CÔNG NGHỆ CỌC Ở VIỆT NAM
Đối với móng nhà cao tầng , cọc nhồi đang l à lựa chọn thông dụng hơn so với
cọc ép (đóng) ở Việt Nam hiện nay. Móng sử dụng cọc ép rỗng ly tâm đường kính
từ 400 – 600 tuy đã được sử dụng khá phổ biến nhưng chủ yếu tập trung cho các
nhà trung bình và thấp tầng.
Trên thực tế, cọc rỗng ly tâm đã được sử dụng thành công ở Việt Nam từ
những năm 1975. Dự án đầu tiên sử dụng loại cọc này là cầu Thăng Long trên tuyến
đường từ sân bay Nội Bài về Hà nội. Đường kính ngoài của cọc là 550mm và
đường kính trong là 360mm. Sức chịu tải của cọc là 3600kN, được hạ bằ ng búa
diesel 3.5-4.5 tấn. Dự án thứ 2 là phần móng của nhà máy xi măng Hoàng Thạch
(Tỉnh Hưng Yên và Quảng Ninh)
Móng cọc ép cũng đã được sử dụng cho vùng có hang casto. Việc thi công
cọc trong điều kiện địa chất như thế đã được tiến hành tốt và đảm bảo y êu cầu. Cọc
được hạ bằng búa diesel 4.5 tấn đến bề mặt đá vôi. Sau đó sử dụng khoan dẫn,
khoan vào đá trong lòng cọc. Cọc rỗng trở thành vách ngăn hiệu quả. Lòng cọc rỗng
sau đó được làm sạch bằng khí nén và phun nước áp lực cao. Cuối cùng tiến hành
lắp th ép và đổ bê tông lòng cọc. Cọc thi công theo công nghệ đó đã đạt sức chịu tải
tới 4500kN với độ lún từ 12mm đến 15mm.
Trong giai đoạn từ 1995 đến 2003, cọc ép được sử dụng rộng rãi trong thiết
kế và thi công các tòa nhà ở Hà nội, TP Hồ Chí Minh, Hải Phòng, Đà Nẵng, Cần
Thơ và các thành phố khác. Các cọc sử dụng có đường kính (cạnh cọc) cọc từ 350
đến 450mm có tải trọng làm việc từ 1500 -3000-5000 kN. Từ năm 2004, cọc rỗng ly
tâm đường kính 350, 400, 500, 600mm đã được sản xuất ở 6 nhà máy ở Việt Nam.
Trong hai năm vừa qua, cọc rỗng ly tâm đường kính 800mm đã được sử dụng cho
móng nhà dân dụng và công nghiêp.
Các công trình như các xilô xi măng trong các nhà máy xi măng với chiều
cao 60m có thể tạo ra áp lực đến 750 kN/m2 (75 tấn/m 2, 7,5kg/cm2, 750 kPa) lên
móng. Các công trình có tải trọng lớn như vậy đòi hỏi một công nghệ móng cọc
hiệu quả với các cọc có sức chịu tải lớn. Ngày nay ở Việt Nam các nhà thầu thi
công cọc đã có các thiết bị để ép các cọc có kích thước lớn. Các búa đóng cọc thủy
lực 7 -9 tấn và kíc h thủy 700 – 1000 tấn cho phép thi công các cọc ép kích thước
lớn.
CHƯƠNG 2 - MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP DỰ TÍNH
SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC
2.1.
TỔNG QUÁT VỀ SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC
2.1.1. Sức chịu tải của cọc theo vật liệu
Ứng suất nén (tiêu chuẩn) cho phép của vật liệu cọc trong TCVN được quy định
như sau:
a) Đối với cọc bê tông cốt thép đúc sẵn chịu nén
-
Khi chịu tải trọng sử dụng a = 0.33fc ;
-
Khi chịu lực xung kích do đóng cọc a = 0.85 fc;
b) Đối với cọc bê tông cốt thép đúc sẵn ứng suất trước chịu tải trọng sử dụng:
a = (0.33fc - 0.27fpe);
(2.1)
Trong đó:
fc : Cường độ của bê tông
fpe : ứng suất nén trước hữu hiệu của thép lên bê tông sau khi trừ đi hao hụt
c) Đối với cọc khoan nhồi, chịu tải trọng sử dụng: a = 0.25fc,
Nhưng không được lớn hơn :
-
60 kG/cm2 khi đổ bê tông dưới nước hoặc dưới dung dịch bentonite;
-
65 kG/cm2 khi đổ bê tông khô
Đối với cọc thép
d)
-
khi chịu tải trọng sử dụng a = (0.33-0.5)fy ;
-
khi chịu lực xung kích do đóng hoặc nhổ cọc a = 0.9 fy;
Theo một số tài liệu nước ngoài (Nhật Bản), khi độ mảnh của cọc = L/d vượt quá
giới hạn n thì ứng suất nén cho phép phải được nhân với hệ số chiết giảm:
= n/,
Trong đó:
L = Chiều dài của cọc (không kể phần cọc nằm trên mặt đất);
d = Chiều rộng kích thước tiết diện ngang cọc;
n= Trị số độ mảnh giới hạn của cọc, phụ thuộc vào loại cọc:
n= 60 đối với cọc bê tông cốt thép đúc sẵn hoặc khoan nhồi;
n= 70 đối với cọc bê tông ứng suất trước;
n= 100 đối với cọc ống thép;
n= 70 đối với cọc thép chữ H;
Trong trường hợp cọc BTCT chịu nén, nằm hoàn toàn trong đất, biểu thức chung
sức chịu tải tính toán của cọc có dạng:
QVL = [As* Rs + Ac* Rc]
(2.2)
- Hệ số chiết giảm kể đến uốn dọc của cọc;
trong đó:
As – Tiết diện cốt thép dọc trong cọc;
Ac – diện tích tiết diện ngang phần bê tông cọc;
Rs – cường độ chịu nén tính toán của cốt thép;
Rc – cường độ chịu né n tính toán của bê tông;
2.1.2. Sức chịu tải cực hạn của cọc theo đất nền
Sức chịu tải theo đất nền bao gồm 2 thành phần: sức chịu tải cực hạn dưới mũi cọc,
sức chịu tải cực hạn của ma sát thành cọc.
Công thức tổng quát của sức chịu tải cực hạn
Qul = Qp + Qf = qp.Ap+fs.Ap
Trong đó:
Qul :
là sức chịu tải cực hạn của cọc
(2.3)
Qp :
là sức chịu tải cực hạn của đất nền dưới mũi cọc
Qf :
là sức chịu tải cục hạn do ma sát thành cọc
qp :
là cường độ chịu tải cực hạn đơn vị dưới mũi cọc
fs :
là cường độ ma sát cực hạn trung bình quanh thành cọc
Ap :
Là diện tích mũi cọc và diện tích xung quanh thành cọc
2.1.3. Sức chịu tải cho phép và sức chịu tải tính toán của cọc theo đất nền
Hiện nay trong tính toán người ta dùng sức chịu tải của cọc theo hai cách khác
nhau. Đó là sức chịu tải cho phép và sức chịu tải thiết kế (sức chịu tải tính toán)
a) Sức chịu tải cho phép
Sức chịu tải cho phép của cọc là tỷ số giữa sức chịu tải cực hạn tác dụ ng lên cọc
chia cho hệ số an toàn tổng thể F s:
Qu
Fs
(2.4)
Q
QP
f
FS , P FS , S
(2.5)
Qa
hoặc
Qa
Trong đó Qu = Sức chịu tải cực hạn của cọc, có thể xác định bằng lý thuyết hoặc thí
nghiệm hiện trường.
QP = Sức kháng cực hạn dưới mũi cọc;
Qf = Sức kháng cực hạn ở mặt bên cọc do ma sát;
FS = Hệ số an toàn tổng thể;
FS,P = Hệ số an toàn tổng thể phần sức chống mũi cọc;
FS,S = Hệ số an toàn tổng thể phần ma sát giữa đất và cọc.
Nguyên tắc tính toán thiết kế cọc theo định nghĩa này phải tho ả mãn điều kiện:
N tc Qa
(2.6)
Trong đó Ntc = Trị tiêu chuẩn của tải trọng tác dụng lên cọc, xác định từ tổ hợp tải
trọng bất lợi nhất cho móng cọc.
Các hệ số an toàn tổng thể F S và FS,S ; FS,P thường được quy định trong khoảng từ 2
đến 3, tuỳ theo phương pháp xác định Q ul và đã bao hàm tất cả mọi yếu tố ảnh
hưởng tới sự làm việc an toàn của cọc.
b) Sức chịu tải tính toán
Sức chịu tải tính toán (thiết kế) là tỷ số giữa sức chịu tải cực hạn chia cho hệ số an
toàn riêng, để đơn giản chỉ gọi là hệ số riêng:
Qu
k
(2.7)
Q
QP
+ S
k , P k ,S
(2.8)
Qd
hoặc
Qd =
Trong đó:
Qu :
Sức chịu tải cực hạn của cọc, được xác định bằn g lý thuyết hoặc thí
nghiệm hiện trường.
k :
Hệ số an toàn riêng, có trị số bằng 1.2 đến 1.75, được quy định tuỳ
theo phương pháp xác đinh sức chịu tải của cọc và cho từng trường
hợp cụ thể.
Nguyên tắc tính toán thiết kế cọc theo định nghĩa này phải th oả mãn điều kiện:
N tt = G G + Q Q Qd
(2.9)
Trong đó Ntt = Trị số tính toán của tải trọng tác dụng lên cọc, xác định từ tổ hợp
tải trọng bất lợi nhất cho móng cọc ;
G = Tĩnh tải; Q = hoạt tải.
Phương pháp dùng hệ số an toàn riêng được phát triển rất sớm ở các nước thuộc
Liên xô cũ và một số nước khác và đã đ ược các nước EU dùng chính thức.
2.2.
CÁC PHƯƠNG PHÁP DỰA TRÊN LÝ THUYẾT CÂN BẰNG GIỚI
HẠN
2.2.1. Các công thức tính sức chịu tải cực hạn ở mũi cọc (Q p)
Cơ chế làm việc của cọc đến thời điểm phá hoại :
Hình 2.1 từ a đến d biểu diễn các giả thiết khác nhau về phá hoại nền (Bước 1).
Hình 2.2. Bọt khí chịu áp trong nền
2.1.1.1.
Công thức lý thuyết tổng quát về sức chịu tải mũi cọc:
Như đã phân tích ở trên, sức chị u tải của cọc được Joserp E Bowles tổng quát hóa
bằng công thức:
1
QP Ap qul Ap (cN C' d c sc pv N Q' d q s q B p N ' s )
2
( qul = cN’csc dc + η pv N’qsq dq + 0.5B N’s d )
(2.10)
(2.11)
Trong đó:
Ap :
là diện tích mũi cọc. Nói chung là diện tích có tính đến cả phần mở
rộng mũi cọc nếu có.
c:
Lực dính của nền dưới mũi cọc (hoặc là su)
Bp :
Độ rộng hay đường kính cọc
N’c , N’q , N’ : Các hệ số mang tải, hay các hệ số sức chịu tải, tính đến tác
dụng của lực dính, áp lực đất trong khối lượng trượt và bề rộng hoặc
đường kính cọc .
Một số giá trị tiêu biểu của hệ số dp :
pv :
là áp lực do các lớp đất phía trên p v i li
( Ghi chú: các tài liệu khác có thể dùng “ứng suất” hoặc “áp lực” q
thay cho pv )
=1 cho tất cả các cách tính trừ Vesic (1975). Theo công thức Vesic thì
1 2K 0
3
(2.12)
Với K o :hệ số áp lực đất ở trạng thái nghỉ
Nếu bỏ qua ảnh hưởng của N ’γ , và tính đến trọng lượng cọc, công thức (4 ) có thể
viết lại :
Q pu A p (cN c' d c p v ( N q' 1)d q
(2.13)
Với đất dính : 0 ; c su , N’c = 9.0 , N q' 1 ta có công thức rút gọn:
Qpu = Ap(9su)
(2.14)
Hầu hết các nhà thiết kế sử dụng N q' mà không sử dụng ( N q' 1) , đối với các cọc
thông thường, khi >0, hệ số N q' giảm đến gần bằng 1 và được dự tính cụ thể thông
qua các thông số cơ lý của đất nền.
Thông thường, đối với cọc tiết diện ngang nhỏ hơn nhiều so với chiều sâu hạ cọc,
nên số hạng thứ ba trong biểu thức (5) có trị số nhỏ và người ta bỏ qua, ta có:
qul = c N’csc dc + η pv N’qsq dq ,
Hệ số an toàn của sức chịu tải mũi cọc cực hạn lấy trong khoảng 1,5÷3,0
2.1.1.2.
Phương pháp Tezaghi (1942)
Cường độ chịu tải cực hạn ở mũi cọc theo công thức Terzaghi được tính như sau:
qd = c Ncsc + pvNq sq + 0,5γ B Nγ sγ
(2.15)
Trong đó:
Các hệ số sc và s được xác định thông qua thực nghiệm (công thức Terz aghi là
công thức bán thực nghiệm) như sau:
Pv là tải trọng do lớp đất phía trên (overburder load) như hình
Các hệ số Nq, Nc, N được tính như sẵn các giá trị tiêu bi ểu theo công thức kiến nghị
của Terzaghi và lập thành bảng.
Hình 2.3. Các hệ số mang tải
trong công thức Tezaghi
2.1.1.3.
Phương pháp của Mayerhof
Sức chịu tải được Mayerhof tính như sau:
qd cN c pv N q 2
B
Nr
2
(2.16)
Trong đó:
c – lực dính ở mặt trượt
φ: Góc ma sát trong đất của đất trong khối trượt
2: Trọng luợng riêng của đất trong kh ối trượt.
: Trọng lượng riêng trung bình của đất dưới mặt phẳng mũi cọc.
Nc, Nq, N: Là các hệ số mang tải được tra biểu đồ
2.1.1.4.
Phương pháp của Vesic (1975-1977)
Vesic đưa ra công thức tính cho N q dựa trên giả thiết về xuyên thủng nền kết hợp
với mặt trượt như sau:
Ir là chỉ số độ cứng được tính bằng Modul kháng cắt G’ và sức kháng cắt s của nền
2.1.1.5.
Phương pháp của Broms (1978)
Sức kháng mũi đơn vị được tính theo công thức:
qp = 0.6 a gBN + b gLN q
(2.17)
Khi L ≫ B và N N q , số hạng đầu trong công thức (3.11) có thể bỏ qua, lúc đó
công thức trở thành :
qp = b gLN q = ' v N q
(2.18)
Trong đó:
-
' v ứng suất hữu hiệu gây bởi các lớp đất bên trên mũi cọc.
-
a Trọng lượng đơn vị của đất tương ứng trọng lượng đơn vị trong trạng
thái bão hoà nước. Giá trị sức chịu tải thực của cọc sẽ bằng:
q qnet a g L N q pile g L
Nếu xét đến trọng lượng đơn vị của cọc tương đương với trọng lượng đơn vị của
đất;
q qnet a g L ( N q 1)
Nq có thể xác định theo biểu đồ của Meyerhof (1953) hình 7.1, phụ luc 1
Hệ số an toàn cho sức kháng mũi theo Broms kiến nghị là 3
2.1.2. Các công thức tính sức chịu tải cực hạn do ma sát thành cọc (Q p)
Các công thức này đều có dạng:
n
Q f As f s
1
Trong đó:
As: là diện tích xung quanh của cọc tiếp xúc với nền.
fs: là sức kháng bên đơn vị cực hạn ở thân cọc.
(2.19)
Phương pháp - Tomlinson (1971)
2.1.2.1.
Phương pháp này do Tomlinson đề xuất năm 1971 và có dạng như sau:
(2.20)
f s c p v K tan
Trong đó:
P
C1 h
su
0.45
C1 = (0,4 – 0,5) cho cọc khoan nhồi và > 0,5 cho cọc đóng
Hình 2.4. Quan hệ giữa và Su
(Author: Bowles ; nguồn: Foundation Analysis Design – Bowles)
Theo Tomlinson, đối với cọc khoan nhồi trong đất dính (φ = 0) có thể lấy:
α = 0,45 với đất sét nói chung
α = 0,3 với đất loại sét nứt nẻ mạnh, sét cứng
α = 0,49 – 0,52 với loại sét mềm (California Clay)
2.1.2.2.
Phương pháp - Burland (1973)
Phương pháp do Burland đề xuất năm 1973 và có dạng như sau:
f s pv
(2.21)
K tan
Trong đó:
Minh họa cho so sánh của phương pháp và
Hình 2.5. Phương pháp và
2.1.2.3.
Phương pháp - Vijayvergiya và Focht (1972)
Công thức như sau:
f s ( p v 2 su )
(2.22)
Trong đó:
Su :
là cường độ kháng cắt không thoát nước (undrained strength) (kPa).
pv :
là ứng suất thẳng đứng trung bình của lớp đất trên đoạn cọc đang xét
:
là hệ số thực nghiệm phụ thuộc vào độ sâu của mũi cọc, quan hệ này
được biểu diễn như H ình 2.5:
Hình 2.6. Các giá trị khác nhau của tùy thuộc vào chiều sâu hạ cọc.
(Số liệu được trích dẫn lại với độ sâu tính bằng của Vijayvergiya v à Focht, 1972)
2.1.2.4.
Phương pháp của Broms (1978)
Phương pháp Broms, tính toán theo công thức:
fs = Ko tan ( a ) ' v
(2.23)
Trong đó: K0 là hệ số phụ thuộc vào hình dạng cọc và độ chặt của đất cát xác định
theo Bảng sau:
Bảng 2.1. Hệ số áp lực đất ở trạng thái nghỉ K 0.
Loại cọc
Độ chặt tương đối thấp
Độ chặt tương đối cao
Cọc chuyển vị bé
0.5
1.0
Cọc chuyển vị
1.0
2.0
Cọc hình nón
1.5
4.0
Các giá trị của a được Broms kiến nghị theo bảng sau:
Bảng 2.2. Bảng giá trị góc a được tính như là một hàm phụ thuộc góc ma sát trong
của đất ( ' )
Loại cọc
a
Cọc thép
20o
Cọc bê tông
0.7 '
Cọc gỗ
0.7 '
Một cách đơn giản và gần đúng, có thể sử dụng giá trị
Ko tan ( a ) = 0.30
(2.24)
2.2. MỘT SỐ CÔNG THỨC BÁN THỰC NGHIỆM DỰA VÀO KẾT QUẢ
THÍ NGHIỆM SPT VÀ CPT
2.2.1. Canadian Foundation Engineering Manual (Mayerhof)
Sức chịu tải giới hạn của cọc có thể được dự báo từ kết quả thí nghiệm SPT theo
Meyerhoft (1956) như sau:
Qul = qpAp + fsAs
__
Qp = 400NAp + 2 N As
(2.25)
(2.26)
Trong đó:
Qf :
Sức chịu tải tới hạn của cọc, kN
N:
Số SPT để mũi xuyên đi được 30cm trong lớp đất ở mũi cọc
N:
Số SPT trung bình để mũi xuyên đi được 30cm trong các lớp đất dọc
thân cọc .
Ap :
diện tích tiết diện ngang mũi cọc, m 2
As :
diện tích xung quanh thân cọc
qs, fs: sức kháng mũi đơn vị và sức kháng bên đơn vị, kPa
Hệ số an toàn Fs = 4
Mayerhof (1976) đã kiến nghị:
Q f 40 N
(2.27)
Lb
Ap k N As
D
Trong đó:
k = 2 đối với cọc chuyển vị trung bình đến lớn , cọc ép, đóng)
k = 1 Với cọc chuyển vị bé, cọc thay thế (cọc nhồi, cọc thép chữ H)
qp = 40N
Lb
400 N
D
(kPa) với đất thông thường,
Với đất bụi không dẻo, qp = 40N
Lb
300 N
D
2.2.2. Phương pháp Schmertman
Bảng 2.3. Các giá trị sức kháng bên cực hạn và sức kháng mũi cực hạn
tiêu biểu thường dùng (N SPT lấy trong khoảng 5 ÷60)
Sức kháng
Sức
bên (fsf)
kháng
(kPa)
mũi (kN)
Phân loại đất
qc / N
Tỷ số ma
sát (%)
GW, GP, GM
SW, SP, SM
3.5
0.6
0.19
2.1
3.2
Sét bụi, cát bụi, đá
vôi
GC, FC,
ML, CL
2.0
2.0
0.4
0.4
1.6
Sét dẻo
CH, OH
1.0
5.0
0.5
0.56
0.7
Đá vôi mềm rời, khối
đá vôi, cát san hô
CH, OH
1.0
0.25
0.1
1.1
3.6
Loại đất
Cát sạch chặt
__
__
Với N < 5, lấy N = 0
__
__
Với N > 60, lấy N = 60
Hạn chế: Kết quả N SPT là giá trị mang nhiều sai số và lỗi khi thí nghiệm do đó phải
sử dụng hệ số an toàn cao.
Phương pháp của Shioi và Fukui (Công thức Nhật Bản) được xác định theo biểu
thức:
Qa =
Q P QS
- (Wp-Ws)
Fs
(2.28)
Bảng 2.4. Bảng công thức xác định c ác thành phần Q P và QS (tới hạn) :
Sức chống của đất dưới
Sức chống của đất ở mặt
mũi cọc Q P (tấn)
bên cọc QS (tấn)
Loại cọc
Loại đất
Cọc chuyển
Đất rời
QP = 30 NP x AP
Đất dính
QP = 6 c u x AP
Đất rời
QP = 15 NP x AP
QS =
1
NS x L S x u
3
Đất dính
QP = 6 c u x AP
QS =
1
qu x Lc x u
2
vị
QS =
1
NS x L S x u
3
QS = cu x Lc x u
Cọc thay thế
Trong đó:
-
NP = Chỉ số SPT trung bình trong khoảng 1 D dưới và 4 D trên mũi cọc.
-
Trong trường hợp cọc khoan nhồi, Nếu trị số NP lớn hơn 50 thì chỉ lấy N P =
50;
-
AP = Diện tích tiết diện ngang mũi cọc (m2);
-
cu = Sức chống cắt không thoát nước của đất dính (t/m 2);
-
NS = Chỉ số SPT trung bình trong đất rời;
-
LS = Chiều dài đoạn cọc trong lớp đất rời (m);
-
Lc = Chiều dài đoạn cọc trong lớp đất dính (m);
-
u = Chu vi tiết diện ngang cọc (m);
-
= fL p , hệ số chiết giảm lực dính đối với cọc chuyển vị; đối với cọc thay
thế =1
-
fL = Hệ số điều chỉnh theo độ mảnh L/d của cọc chuyển vị, xác định theo
biểu đồ trên hình 2 .7b;
-
d = Đường kính tiết diện cọc tròn, hoặc cạ nh tiết diện cọc vuông;
-
p = Hệ số điều chỉnh cho cọc đóng hoặc ép phụ thuộc vào tỷ lệ giữa cường
độ chống cắt không thoát nước của đất dính c u và trị số trung bình của ứng
suất pháp hiệu quả thẳng đứng, xác định theo biểu đồ trên hình 2.6a;
-
FS = Hệ số an toàn tổng thể lấy bằng 2.5 đến 3.
(a)
(b)
Hình 2.7. Biểu đồ xác định hệ số p (a) và hệ số f L (b)
2.2.3. Phương pháp của Berggren (1978)
Sức kháng bên đơn vị cho phép của cọc p pa được xác định theo đồ thị Hình 5.6, phụ
lục 2 và sức kháng bên tổng thể được xác định theo công thức:
Qpa = Ap. ppa
Trong đó: Ap diện tích mặt cắt ngang của cọc
Sức kháng mũi đơn vị được tính toán theo công thức;
qp = psf = Nq ' v
Nq = f( và L1/D)
Trong đó:
L1 là chiều dài làm việc của cọc trong đất, D là đường kính cọc.
2.2.4. Phương pháp dùng trực tiếp kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh CPT.
Sức chịu tải trọng nén thiết kế của cọc, xác định theo biểu thức chung:
Qa =
Qp Q f
- (Wp-Ws)
(2.29)
Qf
QP
- (Wp-Ws)
Fs, p Fs, s
(2.30)
Fs
hoặc
Qa =
Trong đó:
QP = Lực chống mũi xác định theo các biểu thức:
QP = k qc AP (kN)
(2.31)
Qf = Lực chống do ma sát xác định theo biểu thức
Qf = u f i l i
(2.32)
CHƯƠNG 3 - MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP THỰC NGHIỆM
NGHIÊN CỨU SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC
3.1
NÉN TĨNH
3.1.1. Quy trình nén tĩ nh
Yêu cầu, quy trình của các thì nghiệm nén tĩnh ở Việt nam tuân thủ theo TCXD
269-2002.
3.1.2. Phân tích kết quả
3.1.2.1.
Phương pháp luận
a) Tải trọng cực hạn P u theo Davisson
Sức chịu tải tới hạn của cọc là tải trọng ứng với độ lún trên đường cong tải trọng độ lún có được lúc thử tải.
Sf
Q Lp
EP A
0,0038
D
120
m
(3.1)
Trong trường hợp cọc dài thì sức chịu tải giới hạn ứng với độ lún:
- Khi Lp/d > 80 : S f
2Q Lp
EP A
0,0038 0,02
m
- Khi Lp/d > 100 : S f 60 mm 80 mm
(3.2)
(3.3)
Thông thường hệ số a n toàn theo phương pháp của Davisson : F s 2.0
Tuy nhiên trị số này lại áp dụ ng chung cho mọi loại đất nền, cho nên đây cũng là
điểm hạn chế của phương pháp.
Hình 3.1. Phương pháp xác định Q u theo Davisson
b) Tải trọng cực hạn Pu theo Brinch Hansen (1963)
Vẽ đường cong quan hệ
s
S , trong đó S là chuyển vị và Q là tải trọng. Tải
Q
trọng phá hoại Qul và chuyển vị phá hoại được tính như sau:
Qul
1
2
C1 C 2
; Sf
C2
C1
(3.4)
Tiêu chuẩn 80% của Brinch Hansen thường đưa ra một giá trị P u gần với trị số dễ
được chấp nhận là tải trọng phá hoại thực. Tuy nhiên tiêu chuẩn này có một nhược
điểm lớn là nó dễ nhạy hơn khi số liệu thí nghiệm thiếu chính xác hơn là tiêu chuẩn
của Chin.
