Bài giảng Móng cọc khoan nhồi - Nguyễn Hữu Thái

99 trang ngocly 4740

Download

Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Bài giảng Móng cọc khoan nhồi - Nguyễn Hữu Thái", để tải tài liệu gốc về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên

Tài liệu đính kèm:

bai_giang_mong_coc_khoan_nhoi_nguyen_huu_thai.pdf

Nội dung text: Bài giảng Móng cọc khoan nhồi - Nguyễn Hữu Thái

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI BỘ MÔN ĐỊA KỸ THUẬT o MÓNG CỌC KHOAN NHỒI Biên soạn: PGS. TS. Nguyễn Hữu Thái HÀ NỘI 7 - 2012 1
MỤC LỤC Chương 1 6 KHÁI NIỆM CƠ BẢN 6 1.1. Cấu tạo móng cọc 6 1.2. Phạm vi và trường hợp áp dụng 6 1.3. Phân loại cọc khoan nhồi 7 1.3.1. Phân loại theo kích thước cọc khoan nhồi 8 1.3.2. Phân loại theo tác dụng làm việc giữa đất và cọc 8 1.3.3. Phân loại theo có mở rộng chân hay không 8 1.4. Các phương pháp thi công 9 1.4.1. Phương pháp thi công khô 9 1.4.2. Phương pháp thi công dùng ống vách 10 1.4.3. Phương pháp thi công ướt 11 1.5. Các phương pháp và thiết bị tạo lỗ 11 1.5.1. Phương pháp tạo lỗ khi thi công 11 1.5.2. Thiết bị tạo lỗ 11 1.6. Ưu nhược điểm của cọc khoan nhồi 14 1.6.1. Ưu điểm 14 1.6.2. Nhược điểm 14 Chương 2 15 SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC KHOAN NHỒI 15 2.1. Khái niệm về sức chịu tải của cọc đơn 15 2.1.1. Định nghĩa 15 2.1.2. Nguyên tắc xác định 15 2.2. Sức chịu tải của cọc theo độ bền của vật liệu làm cọc 16 2.3. Cơ chế truyền tải trọng từ cọc vào đất 16 2.4. Sức chịu tải của cọc theo độ bền của đất nền 21 2.4.1. Sức chịu tải giới hạn tại chân cọc khoan nhồi (Qp) 21 2.4.2. Sức kháng ma sát ở mặt xung quanh cọc (Qs) 23 2.4.3. Sức chịu tải của cọc khoan nhồi trong đất cát 23 2.4.4. Sức chịu tải của cọc khoan nhồi trong đất sét 28 2
2.5. Sức chịu tải của cọc theo tính chất cơ lý của đất nền 31 2.5.1. Sức chịu tải của cọc đơn 31 2.5.2. Sức chịu tải tiêu chuẩn của cọc chống 32 2.5.3. Sức chịu tải của cọc ma sát chịu nén đúng tâm 33 2.5.4. Sức chịu tải của cọc khi chịu tải trọng nhổ 36 2.6. Sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tĩnh (CPT) 36 2.6.1. Sức chịu của cọc ma sát 36 2.6.2. Sức chống cực hạn ở mũi cọc 37 2.6.3. Sức chống cực hạn ở mặt bên cọc 37 2.6.4. Một số tương quan có thể tham khảo 37 2.7. Sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tiêu chuẩn (SPT) 39 2.7.1. Tính sức chịu tải của cọc trong đất rời (theo Mayerhof, 1956) 39 2.7.2. Tính sức chịu tải của cọc trong đất dính (theo David, 1979) 39 2.7.3. Tính sức chịu tải của cọc theo công thức của Nhật Bản 40 2.7.4. Tính sức chịu tải của cọc theo TCXD 195:1997 41 2.8. Tính toán cọc chịu tác dụng đồng thời của lực thẳng đứng, lực ngang và mô men (theo TCXD 205 : 1998) 41 2.8.1. Tác dụng đồng thời của lực thẳng đứng, lực ngang và mô men vào cọc 41 2.8.2. Tính toán ổn định của nền xung quanh cọc 45 Chương 3 48 ĐỘ LÚN CỦA MÓNG CỌC KHOAN NHỒI 48 3.1. Độ lún của cọc đơn 48 3.1.1. Độ lún đàn hồi của cọc 48 3.1.2. Độ lún của cọc đơn (theo SNIP 2.02.03-85, hoăc TCXD 205 : 1998) . 52 3.2. Độ lún của nhóm cọc 53 3.2.1. Xác định khối móng cọc 53 3.2.2. Tính lún cho móng cọc (quy ước) 55 3.3. Độ lún của móng băng cọc 56 3.4. Độ lún của móng bè cọc 58 3.5. Độ lún Giới hạn của nền 59 Chương 4 60 THIẾT KẾ MÓNG CỌC KHOAN NHỒI 60 3
4.1. Khảo sát địa chất công trình cho móng cọc khoan nhồi 60 4.1.1. Bố trí các điểm khảo sát 60 4.1.2. Chiều sâu các điểm khảo sát 61 4.1.3. Số lượng các điểm khảo sát 61 4.1.4. Các số liệu chủ yếu cần cho thiết kế và thi công cọc khoan nhồi 61 4.1.5. Khảo sát công trình lân cận 62 4.1.6. Trách nhiệm về khảo sát 62 4.2. Tính sức chịu tải của cọc khoan nhồi 62 4.2.1. Nguyên lý thí nghiệm Osterberg 62 4.2.2. Xác định sức chịu tải của cọc theo biểu đồ nén lún 64 4.2.3. Quy trình thí nghiệm 65 4.3. Tính toán móng cọc theo trạng thái giới hạn 67 4.3.1. Khái niệm cơ bản 68 4.3.2. Nội dung thiết kế móng cọc 68 4.4. Thiết kế cọc khoan nhồi 68 4.4.1. Kích thước cọc khoan nhồi 68 4.4.2. Bê tông cọc nhồi 69 4.4.3. Cốt thép trong cọc nhồi 69 4.4.4. Dung dịch khoan 70 4.5. Thiết kế đài cọc khoan nhồi 71 4.5.1. Đài 1 cọc 71 4.5.2. Đài 2 cọc 73 4.5.3. Đài 3 cọc 74 4.5.4. Đài 4 cọc 76 4.5.5. Xác định số lượng cọc trong đài móng và kiểm tra khả năng chịu tải của cọc 77 4.6. Kiểm tra đâm thủng đài cọc 79 4.7. Kiểm tra nền móng cọc theo trạng thái giới hạn thứ nhất (theo sức chịu tải và ổn định) 80 4.7.2. Đối với móng cọc ma sát 80 4.8. Kiểm tra móng cọc theo trạng thái giới hạn thứ hai (theo điều kiện biến dạng) 82 4.8.1. Tính toán móng cọc chống 82 4
4.8.2. Tính toán móng cọc ma sát 82 4.9. Thí dụ tính toán móng cọc khoan nhồi 86 4.9.1. Kích thước công trình và tải trọng tác dụng 86 4.9.2. Điều kiện địa chất công trình 86 4.9.3. Chọn cọc 87 4.9.4. Chọn vật liệu 90 4.9.5. Tính toán sức chịu tải của cọc 90 4.9.6. Xác định chiều sâu đặt móng và kích thước đài cọc 91 4.9.7. Xác định tải trọng tính toán tác dụng lên mặt nền 92 4.9.8. Xác định số lượng cọc và kiểm tra lực tác dụng lên cọc 92 4.9.9. Kiểm tra điều kiện đâm thủng 93 4.9.10. Tính toán và bố trí cốt thép 94 Chương 5 95 THIẾT KẾ MÓNG CỌC TRONG VÙNG CÓ ĐỘNG ĐẤT 95 5.1. Ảnh hưởng của động đất đến công trình 95 5.2. Những điều cần chú ý khi thiết kế móng cọc trong vùng có động đất 96 PHỤ LỤC 98 TÀI LIỆU THAM KHẢO 99 5
Chương 1 KHÁI NIỆM CƠ BẢN 1.1. Cấu tạo móng cọc Hình 1.1a,b thể hiện 2 loại móng cọc: móng cọc đài thấp và đài cao. Móng cọc bao gồm 3 bộ phận: cọc, đài cọc, đất bao quanh cọc. - Cọc là bộ phận chính có tác dụng truyền tải trọng từ công trình lên đất ở đầu mũi và xung quanh cọc. - Đài cọc liên kết các cọc thành một khối và phân phối tải trọng công trình lên các cọc. - Đất xung quanh cọc tiếp thu một phần tải trọng và phân bố đều hơn lên đất đầu mũi cọc. Hình 1.1a: Cấu tạo móng cọc Hình 1.1b: Cấu tạo móng đài thấp: 1- cọc; 2- đài cọc; 3- kết cấu phần trên cọc đài cao: 1- cọc; 2- đài cọc; 3- kết cấu phần trên 1.2. Phạm vi và trường hợp áp dụng Cọc khoan nhồi là cọc bê tông, bê tông cốt thép được đúc tại chỗ trong các lỗ đào hoặc hố đào sẵn bằng các thiết bị đặc biệt. Mặt cắt ngang thường có dạng hình tròn. Cọc khoan nhồi dùng để gia cố nền đất và liên kết với móng giữ ổn định cho công trình. Đây là một phương pháp tiên tiến nó có thể đỡ được các công trình lớn trên nền đất yếu. Cọc khoan nhồi thường được thiết kế để mang tải lớn, vì thế nó là một trong những giải pháp móng được áp dụng rộng rãi trong xây dựng nhà cao tầng, cầu giao thông lớn trên thế giới và ở Việt Nam. Trên thực tế, chất lượng của cọc luôn là vấn đề được quan tâm hàng đầu. Khâu quan trọng nhất để quyết định chất lượng của cọc là khâu thi công, nó bao gồm cả năng lực kỹ thuật, thiết bị, trình độ hiểu biết và tổ chức của đơn vị thi công. 6
Trong hơn mười năm qua, công nghệ cọc khoan nhồi đã được áp dụng mạnh mẽ trong xây dựng công trình ở nước ta. Ước tính hàng năm thực hiện khoảng 50 ÷ 70 nghìn mét dài cọc khoan nhồi có đường kính 0,8 ÷ 2,5m, với chi phí khoảng 300 ÷ 400 tỷ đồng. Một số trường hợp sử dụng móng cọc nêu dưới đây (Vesic, 1977): 1) Khi một hay nhiều lớp đất bên trên có tính nén lún lớn và quá yếu để chịu tải trọng do công trình truyền xuống, cọc được dùng để truyền tải trọng xuống tầng đá gốc nằm dưới hay lớp đất cứng chắc hơn như chỉ dẫn trên Hình 1.2a. Khi không chạm tới tầng đá gốc ở độ sâu vừa phải dưới mặt đất, cọc được dùng để truyền tải trọng công trình xuống đất một cách từ từ. Sức chống lại tải trọng tác dụng lên công trình chủ yếu là sức chống do ma sát ở mặt tiếp xúc giữa đất và cọc (Hình 1.2a). 2) Khi chịu lực ngang (xem Hình 1.2c), móng cọc chống lại bằng cách uốn cong trong khi vẫn chịu tải trọng thẳng đứng do công trình truyền xuống. Tình huống này thường gặp trong thiết kế và xây dựng các công trình chắn đất và móng của các công trình cao tầng chịu tác dụng của gió mạnh hay lực động đất. 3) Trong nhiều trường hợp, đất trương nở và đất lún sập xuất hiện tại vị trí dự định xây dựng công trình. Các loại đất này có thể phát triển xuống đến một độ sâu lớn dưới mặt đất. Đất trương nở và co ngót khi độ ẩm của Hình 1.2: Các trường hợp sử dụng móng cọc nó tăng và giảm, áp lực trương nở của đất là đáng kể. Nếu dùng móng nông trong trường hợp như vậy, công trình sẽ phải chịu sự hư hại lớn. Tuy nhiên, có thể lựa chọn móng cọc với cọc kéo dài qua vùng có hiện tượng trương nở và co ngót. (Xem Hình 1.2d) 4) Móng một số công trình như tháp truyền hình, giàn khoan ngoài khơi, và móng bè nằm dưới mực nước thường chịu lực đẩy nổi. Đôi khi cọc được dùng cho các móng này để chống lại lực đẩy nổi. (Xem Hình 1.2e.) 5) Mố và trụ cầu luôn được xây dựng trên móng cọc để tránh làm giảm khả năng chịu tải mà móng nông có thể chịu do xói mòn đất trên bề mặt. (Xem Hình 1.2f). 1.3. Phân loại cọc khoan nhồi 7
Cọc khoan nhồi là loại cọc không đẩy chèn vì việc hạ cọc làm thay đổi rất ít trạng thái ứng suất trong đất. 1.3.1. Phân loại theo kích thước cọc khoan nhồi Cọc khoan nhồi bê tông cốt thép đường kính nhỏ: Đường kính từ 300 ÷ 700mm (cọc mini); chịu tải trọng từ 30 ÷ 160 tấn/đầu cọc; thường dùng cho các nhà 4, 5 tầng. Trên thực tế, loại cọc mini-btct dùng tốt cho các nhà có diện tích 70m2 × 4 tầng. Cọc khoan nhồi bê tông cốt thép đường kính lớn: Thường cọc có đường kính D = 800 ÷3000mm, sâu 35 ÷ 60m và có thể >100m. Ở Việt Nam, cọc khoan nhồi dùng cho nhà cao tầng: D = khoảng 800 ÷ 1500mm, dùng cho móng trụ cầu: D = khoảng 1000 ÷ 2500mm 1.3.2. Phân loại theo tác dụng làm việc giữa đất và cọc - Cọc chống: truyền tải trọng lên lớp đất đá có cường độ lớn, vì thế lực ma sát ở mặt xung quanh cọc thực tế không xuất hiện và khả năng chịu tải của cọc chỉ phụ thuộc khả năng chịu tải của đất đầu mũi cọc. - Cọc treo (cọc ma sát): Đất bao quanh cọc là đất chịu nén (đất yếu) và tải trọng được truyền lên nền nhờ lực ma sát ở xung quanh cọc và cường độ của đất đầu mũi cọc - Nói chung cọc khoan nhồi thường có chiều dài lớn để vươn tới tầng đá gốc hoặc các lớp đất đá có cường độ lớn ở sâu, do đó khả năng chịu tải của cọc phụ thuộc vào cả khả năng chịu tải của đất đầu mũi cọc và sức kháng của đất xung quanh cọc. 1.3.3. Phân loại theo có mở rộng chân hay không - cọc đều (Hình 1.3a): xuyên qua các lớp đất yếu, còn đáy tựa lên lớp đất hoặc đá có cường độ lớn. Đối với các cọc như vậy, sức kháng tải trọng tác dụng có thể xuất hiện do sức chịu đáy và đồng thời do ma sát bên tại mặt phân giới xung quanh cọc và đất. Hình 1.3: Các loại cọc khoan: (a) cọc khoan đều; (b) và (c) cọc khoan mở rộng đáy; (d) cọc khoan đều cắm vào đá 8
- Cọc mở rộng đáy (Hình 1.3b và c): gồm cọc đều với phần mở rộng ở đáy, đáy này tựa lên đất có sức chịu lớn. Đáy mở rộng có thể được làm dưới dạng vòm (xem Hình 1.3b), hoặc có thể góc cạnh (xem Hình 1.3c). Đối với đa số cọc khoan được xây dựng ở nước Mỹ, thì toàn bộ khả năng mang tải đều do sức chịu đáy. Tuy nhiên, trong hoàn cảnh nhất định, sức chịu tải đáy và ma sát bên đều được quan tâm. Ở Châu âu, người ta quan tâm cả hai sức kháng ma sát bên và khả năng chịu đáy. - Cọc xuyên vào lớp đá nằm dưới (Hình 1.3d.): Khi tính toán sức chịu tải của các cọc này, cần quan tâm đến sức chịu đáy và ứng suất cắt xuất hiện theo mặt phân giới xung quanh cọc và đá. 1.4. Các phương pháp thi công Phương pháp thi công phổ biến nhất hiện nay liên quan đến khoan quay có ba loại chính: . phương pháp khô, . phương pháp ống bao, . phương pháp ướt. 1.4.1. Phương pháp thi công khô Phương pháp này dùng cho đất và đá ở trên mực nước và không bị sụt đổ trong khi lỗ được khoan đến hết độ sâu của nó. Trình tự thi công, thể hiện trong Hình 1.4: Chú thích Hình 1.4: (a) bắt đầu khoan; (b) bắt đầu đổ bê tông; (c) đặt lồng cốt thép; (d) cọc hoàn thành Hình 1.4: Thi công khô 9
1.4.2. Phương pháp thi công dùng ống vách Phương pháp này được dùng trong đất hoặc đá có thể xẩy ra sụt lở hoặc biến dạng quá lớn khi đào hố. Chú thích Hình 1.5: (a) bắt đầu khoan; (b) Khi gặp đất sụt lở, khoan với vữa bentonit; (c) đưa ống vách vào; (d) ống vách được bịt kín và vữa được lấy ra từ bên trong ống vách; Hình 1.5: Thi công dùng ống vách (e) khoan ở dưới ống vách; (f) mở rộng chân; (g) Nếu cần cốt thép, thì lồng cốt thép nên kéo dài suốt chiều dài lỗ. Sau đó đổ bê tông vào lỗ và ống vách được từ từ rút ra; (h) cọc hoàn thành. Hình 1.5: (tiếp) 10
1.4.3. Phương pháp thi công ướt Phương pháp này đôi khi được xem như phương pháp chuyển vị vữa. Vữa được dùng để giữ khoang lỗ mở trong suốt chiều sâu của hố đào. Chú thích Hình 1.6: (a) khoan với vữa đến chiều sâu hoàn toàn; (b) đặt lồng cốt thép; (c) đổ bê tông; (d) cọc hoàn thành Hình 1.6: Thi công ướt 1.5. Các phương pháp và thiết bị tạo lỗ 1.5.1. Phương pháp tạo lỗ khi thi công Trên thế giới có rất nhiều công nghệ và các loại thiết bị thi công cọc khoan nhồi khác nhau. - Tạo lỗ cọc bằng cách đào thủ công. - Tạo lỗ cọc bằng thiết bị khoan guồng xoắn và hệ guồng xoắn. - Tạo lỗ cọc bằng thiết bị khoan thùng đào. - Tạo lỗ cọc bằng thiết bị đào gầu tròn. - Tạo lỗ bằng máy khoan cọc nhồi kiểu bơm phản tuần hoàn. - Tạo lỗ bằng phương pháp sói nước bơm phản tuần hoàn. 1.5.2. Thiết bị tạo lỗ Giới thiệu một số thiết bị tạo lỗ. 11
Hình 1.7: Máy khoan cọc nhồi kiểu thùng đào (D = 600 – 2000mm) Hình 1.8: Máy khoan cọc nhồi kiểu mũi khoan cánh xoắn (guồng xoắn) 12
Hình 1.9: Tạo lỗ cọc bằng thiết bị đào gầu tròn Hình 1.10: Tạo lỗ bằng máy khoan cọc nhồi kiểu bơm phản tuần hoàn 13
1.6. Ưu nhược điểm của cọc khoan nhồi 1.6.1. Ưu điểm Cọc khoan nhồi là một giải pháp móng có nhiều ưu điểm sau: 1) Một cọc khoan nhồi đơn có thể dùng thay thế một nhóm cọc và mũ cọc. 2) Thi công cọc khoan trong lớp trầm tích cát chặt và dăm cuội dễ hơn thi công cọc đóng. 3) Cọc khoan có thể được thi công trước khi công tác san ủi được hoàn thành. 4) Khi cọc được hạ bằng búa, đất chấn động có thể gây ra phá hoại các công trình gần đó. Điều này sẽ không xẩy ra khi sử dụng cọc khoan. 5) Cọc đóng vào đất sét có thể gây phình nở đất và làm cho các cọc đóng trước dịch chuyển ngang. Điều này không xuất hiện khi thi công cọc khoan. 6) Khi thi công các cọc khoan không có tiếng ồn của búa; nhưng khi đóng cọc thì có tiếng ồn. 7) Vì đáy cọc khoan có thể được mở rộng, nó tạo ra sức kháng nâng lớn. 8) Bề mặt nền của đáy cọc khoan có thể kiểm tra bằng mắt thường. 9) Việc thi công cọc khoan nói chung dùng thiết bị di động, trong các điều kiện đất thích hợp nó tỏ ra tiết kiệm hơn phương pháp thi công móng cọc. 10) Cọc khoan có sức kháng cao đối với tải trọng bên. 1.6.2. Nhược điểm 1) Nhược điểm chủ yếu của cọc khoan nhồi là khó đảm bảo chất lượng cọc khi thi công. Vì thế quy trình thi công và kiểm tra chất lượng khá ngặt nghèo. 2) Công tác đổ bê tông có thể bị chậm trễ do thời tiết xấu và luôn cần sự giám sát chặt chẽ. 3) Hố đào sâu cho cọc khoan nhồi có thể gây ra mất đất bền và làm hư hại các công trình ở gần. 14
Chương 2 SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC KHOAN NHỒI 2.1. Khái niệm về sức chịu tải của cọc đơn 2.1.1. Định nghĩa Sức chịu tải của cọc đơn (viết tắt là SCT) là tải trọng lớn nhất tác dụng lên cọc và đảm bảo hai điều kiện: - Cọc không bị nứt vỡ (điều kiện về vật liệu làm cọc) - Đất ở mũi cọc và xung quanh cọc không bị phá hoại về cường độ hoặc về biến dạng (điều kiện về đất nền). Như vậy, SCT của cọc là khả năng chịu tải lớn nhất (còn gọi là SCT giới hạn), phụ thuộc vào độ bền vật liệu làm cọc và tính chất của đất bao quanh cọc, nghĩa là Qu = f (độ bền vật liệu cọc, tính chất đất bao quanh cọc) Tuỳ theo phương của tải trọng tác dụng lên đầu cọc, phân biệt - Sức chịu tải dọc trục của cọc Qu - Sức chịu tải ngang trục của cọc Quh. 2.1.2. Nguyên tắc xác định Gọi Qvl : SCT tính theo độ bền vật liệu làm cọc; Qđ : SCT tính theo đặc tính của đất bao quanh cọc. - Về kỹ thuật : Qu = min (Qvl , Qđ ) (2-1) - Về kinh tế: Qvl ≅ Qđ (2-2) - Hết sức tránh trường hợp: Qđ quá lớn so với Qvl (2-3) Sau khi xác định được sức chịu tải giới hạn, cần xác định sức chịu tải cho phép, được xác định theo công thức: Q Q = u (2-4) a FS trong đó, FS - hệ số an toàn. 15
2.2. Sức chịu tải của cọc theo độ bền của vật liệu làm cọc Sức chịu tải của cọc nhồi chịu nén được tính theo công thức: Qvl = ϕ (m1m2RbFb + RaFa) (2.5) trong đó: ϕ - hệ số uốn dọc của cọc; Rb - cường độ tính toán của bê tông khi nén mẫu hình trụ; Fb - diện tích tiết diện ngang của bê tông cọc; Ra - cường độ tính toán của cốt thép; Fa - diện tích tiết diện ngang của cốt thép dọc; m1 - hệ số điều kiện làm việc, đối với cọc được đổ bê tông bằng ống dịch chuyển thẳng đứng tremie thì m1 = 0,85. m2 - hệ số điều kiện làm việc kể đến phương pháp thi công. - Khi thi công trong đất sét dẻo, dẻo cứng, khoan và nhồi bê tông không cần ống vách, đồng thời mực nước ngầm nằm thấp hơn mũi cọc thì m2 = 1. - Khi thi công có dùng ống vách nhưng nước ngầm không xuất hiện trong lỗ khoan khi nhồi bê tông thì m2 = 0,90. - Khi thi công cần dùng ống vách và đổ bê tông trong dung dịch huyền phù sét (Bentonite) thì m2 = 0,70. 2.3. Cơ chế truyền tải trọng từ cọc vào đất Để có thể xác định sức chịu tải theo đất nền, trước hết cần nghiên cứu cơ chế truyền tải trọng từ cọc vào đất. Cơ chế truyền tải trọng này khá phức tạp. Để hiểu rõ, hãy xét một cọc có chiều dài L như thấy trong Hình 2.1a. Tải trọng tác dụng lên cọc tăng dần từ 0 đến Q(z = 0) tại mặt đất. Một phần của tải trọng này sẽ được chống đỡ bởi ma sát bề mặt dọc thân cọc, Q1, phần còn lại do đất dưới mũi cọc chịu, Q2. 16
Hình 2.1a,b: Cơ chế truyền tải trọng cho các cọc Bây giờ, hãy xem Q1 và Q2 liên quan đến tải trọng tổng như thế nào? Nếu thực hiện các phép đo để tìm ra tải trọng tác dụng lên thân cọc, Q(z), ở độ sâu z bất kỳ thì đặc tính biến đổi của Q(z) sẽ như nêu trong đường cong 1 của Hình 11.9b. Sức kháng ma sát trên đơn vị diện tích ở độ sâu z bất kỳ có thể được xác định như sau ∆Q(z) f(z) = (2.6) (p)(∆z) trong đó p = chu vi mặt cắt ngang cọc Hình 2.1c chỉ ra sự thay đổi của f(z) theo độ sâu. 17
Hình 2.1c,d,e: Cơ chế truyền tải trọng cho các cọc Nếu tải trọng Q trên mặt đất tăng dần thì sức kháng ma sát cực đại dọc thân cọc sẽ được huy động đầy đủ khi dịch chuyển tương đối giữa đất và cọc vào khoảng 5-10 mm (0.2- 0.3 in.), không kể kích thước và chiều dài L của cọc. Tuy nhiên, sức kháng lớn nhất ở mũi cọc Q2 = Qp sẽ không được huy động cho tới khi mũi cọc dịch chuyển một khoảng bằng 10-25% chiều rộng cọc (hay đường kính). (Giới hạn dưới áp dụng cho các cọc đóng và giới hạn trên cho các cọc khoan nhồi). Ở trạng thái giới hạn (Hình 2.1d và đường cong 2 trên Hình 2.1b), Q(z=0) = Qu. Do đó, Q1 = Qs và Q2 = Qp Sự giải thích ở trên cho thấy rằng Qs (hay ma sát mặt ngoài đơn vị, f, dọc theo thân cọc) được phát triển ở một chuyển dịch cọc nhỏ hơn nhiều so với sức kháng ở mũi, Qp. Ở tải trọng giới hạn, mặt phá hoại trong đất mũi cọc (sự phá vỡ khả năng chịu tải gây ra bởi Qp) được biểu diễn như ở Hình 2.1e. Chú ý rằng các móng cọc là móng sâu và đất phá hoại phần lớn theo hình thức xuyên thủng (punching mode). Đó là miền tam giác, I, phát triển ở mũi cọc được đẩy xuống mà không sinh ra bất kỳ mặt trượt thấy được nào khác. Trong các loại cát chặt và đất sét cứng, miền chịu cắt hướng tâm, II, có thể phát triển từng phần. Hình 2.2 cho thấy kết quả thí nghiệm gia tải của cọc khoan trong một loại đất sét. Giêng khoan này có đường kính 0,76 m (2,5 ft) và độ sâu hạ là 7,04m (23,1ft). Hình 2.2a cho thấy mặt cắt đất tại hiện trường. Hình 2.2b hiển thị các đường cong tải trọng-độ lún. Có thể thấy rằng tổng tải trọng cọc khoan chịu là 1246 kN (140 tấn). Tải trọng do sức kháng bên chịu khoảng 800 kN (90 tấn), và phần còn lại do đầu mũi chịu. Cần chú ý rằng, với một di chuyển xuống dưới khoảng 6,35 mm (0,25 in.), thì sức kháng bên được huy động hoàn toàn. Tuy nhiên, cần khoảng 25 mm (≈1 in.) di chuyển xuống dưới để huy động hoàn toàn sức kháng 18
mũi. Tình trạng này tương tự như thấy trong tường hợp của cọc. Hình 2.2c cho thấy các đường cong phân bố tải trọng đối với các giai đoạn gia tải. Hình 2.2: Các thí nghiệm gia tải đối với một cọc khoan ở Houston, Texas: (a) mặt cắt đất; (b) các đường cong chuyển vị-tải trọng; (c) các đường cong phân bố tải trọng ở những giai đoạn gia tải khác nhau (theo Reese,Touma, và O'Neill , 1976) 19
Từ những phân tích về cơ chế truyền tải trọng trình bày ở trên, có thể xác định sức chịu tải giới hạn của một cọc khoan nhồi là: Qu = Qp + Qs (2.7) trong đó Qu = sức chịu tải giới hạn; Qp = sức chịu tải giới hạn tại chân cọc; Qs = sức kháng ma sát mặt xung quanh cọc. Từ đây có thể tính sức chịu tải cho phép theo công thức: Q Q = u , (2.8) a FS Qp Qs hoặc Qa = + (2.9) FS p FSs trong đó, FS - hệ số an toàn, được quy định tùy thuộc phương pháp xác định SCT, loại SCT (Qu hay Quh , Qp hay Qs ). Nói chung FS = 2 ÷ 6. Tính toán theo kết quả xuyên tĩnh, FS = 2 ÷ 3 (thường lấy FSp=3; FSs=2). Theo TCVN, hệ số an toàn FS (hoặc Ktc) thường có giá trị quy định nhỏ hơn. Hình 2.3: Sức chịu tải giới hạn của cọc khoan nhồi (a) có chân hình chuông; (b) cọc thẳng đều 20
Cho đến nay các nhà nghiên cứu đã đề xuất nhiều phương pháp xác định sức chịu tải đầu mũi cọc (Qp) và xung quanh cọc (Qs). Những mục tiếp theo sẽ trình bày các công thức xác định sức chịu tải cho cọc khoan nhồi. 2.4. Sức chịu tải của cọc theo độ bền của đất nền 2.4.1. Sức chịu tải giới hạn tại chân cọc khoan nhồi (Qp) Tải trọng chân giới hạn Qp có thể biểu thị theo cách tương tự trong trường hợp móng nông (theo Meyerhof),  1  Qp = Ap c'Nc Fcs Fcd Fcc + q'N q Fqs Fqd Fqc + γ 'DNγ Fγs Fγd Fγc  (2.10)  2  trong đó c’ = lực dính Nc, Nq, Nγ = các hệ số sức chịu (Bảng 2.1) Fcs, Fqs, Fγs = các hệ số hình dạng Fcd, Fqd, Fγd = các hệ số độ sâu Fcc, Fqc. Fγc = các hệ số nén γ’ = trọng lượng riêng hiệu quả của đất tại chân cọc q’ = ứng suất đứng hiệu quả tại chân cọc π 2 Ap = diện tích chân = D 4 b Bảng 2.1 Các hệ số sức chịu tải φ Nc Nq Nγ φ Nc Nq Nγ 0 5.14 1 0 26 22.25 11.85 12.54 1 5.38 1.09 0.07 27 23.94 13.2 14.47 2 5.63 1.2 0.15 28 25.8 14.72 16.72 3 5.9 1.31 0.24 29 27.86 16.44 19.34 4 6.19 1.43 0.34 30 30.14 18.4 22.4 5 6.49 1.57 0.45 31 32.67 20.63 25.99 6 6.81 1.72 0.57 32 35.49 23.18 30.22 7 7.16 1.88 0.71 33 38.64 26.09 35.19 8 7.53 2.06 0.86 34 42.16 29.44 41.06 9 7.92 2.25 1.03 35 46.12 33.3 48.03 10 8.35 2.47 1.22 36 50.59 37.75 56.31 11 8.8 2.71 1.44 37 55.63 42.92 66.19 12 9.28 2.97 1.69 38 61.35 48.93 78.03 13 9.81 3.26 1.97 39 67.87 55.96 92.25 14 10.37 3.59 2.29 40 75.31 64.2 109.41 15 10.98 3.94 2.65 41 83.86 73.9 130.22 16 11.63 4.34 3.06 42 93.71 85.38 155.55 21
17 12.34 4.77 3.53 43 105.11 99.02 186.54 18 13.1 5.26 4.07 44 118.37 115.31 224.64 19 13.93 5.8 4.68 45 133.88 134.88 "'271.76 20 14.83 6.4 5.39 46 152.10' 158.51 330.35 21 15.82 7.07 6.2 47 173.64 187.21 403.67 22 16.88 7.82 7.13 48 199.26 222.31 496.01 23 18.05 8.66 8.2 49 229.93 265.51 613.16 24 19.32 9.6 9.44 50 266.89 319.07 762.89 25 20.72 10.66 10.88 Trong hầu hết các trường hợp, số hạng cuối (bao gồm Nγ) không được chú ý, trừ trường hợp cọc khoan tương đối ngắn. Với giả thiết này, sức mang tải thực tại chân cọc (nghĩa là tổng tải trọng trừ trọng lượng của cọc khoan) có thể gần đúng là Qp(thực) = Ap[c’NcFcsFcdFcc + q’(Nq – 1)FqsFqdFqc] (2.11) Sử dụng các Phương trình tương ứng đối với móng nông, ta thu được N q Fcs =1+ (2.12) N c Fqs =1 + tanφ' (2.13) 1 − Fqd Fcd = Fqd − (2.14) N c tanφ' 2  L  và F =1 + 2 tanφ'(1 − sinφ') tan −1   (2.15) qd  D  1 4 2 4 3b  radians Fcc và Fqc có thể tính theo Chen và Kulhawy (1994) như sau: 1. Tính chỉ số độ cứng tới hạn φ' I = 0.5exp[2.85cot(45 - )] (2.16) rc 2 2. Tính chỉ số độ cứng rút gọn I r I rr = (2.17) 1 + I r ∆ trong đó Ir = chỉ số độ cứng của đất E = s (2.18) 2(1 + µ s )q' tanφ' ở đây Es = môđun đàn hồi thoát nước của đất µs = hệ số Poisson thoát nước của dất ∆ = biến dạng thể tích trong vùng dẻo khi gia tải 22
3. Nếu Irr ≥ Irc thì Fcc = Fqc = 1 (2.19) Tuy nhiên, nếu Irr < Irc, thì 1− Fqc Fcc = Fqc − (2.20) N c tanφ' và  (3.07sinφ')(log10 2I rr ) Fqc = exp(− 3.8tanφ')+   (2.21 )   1+ sinφ'  2.4.2. Sức kháng ma sát ở mặt xung quanh cọc (Qs) Biểu thức đối với sức kháng ma sát ở bề mặt cọc, Qs có dạng: L1 Qs = pf dz (2.22) ∫0 trong đó p = chu vi cọc = πDs f = sức kháng ma sát Hai mục tiếp sau mô tả các biện pháp để thu được sức chịu tải giới hạn và cho phép của cọc khoan trong đất cát (c = 0) và đất sét bão hòa (φ = 0). 2.4.3. Sức chịu tải của cọc khoan nhồi trong đất cát 1- Sức chịu tải chân cọc Đối với cọc khoan trong đất cát, c’= 0; do đó, Phương trình (2.11) đơn giản thành Qp(thực) = Ap[q’(Nq - 1)FqsFqdFqc] (2.23) Giá trị Nq đối với góc ma sát trong φ’ của đất đã cho có thể được xác định từ Bảng 3.4. Hệ số hình dạng Fqs và hệ số độ sâu Fqd có thể xác định tương ứng từ Phương trình (2.13) và (2.15). Để tính hệ số nén Fqc, sẽ phải dùng các Phương trình (2.16), (2.17), (2.18), (2.19), (2.20) và (2.21). Có thể tính các số hạng Es, µs, và ∆ nhờ quan hệ (Chen và Kulhawy, 1994) E s = m (2.24) pa 2 2 trong đó pa = áp suất khí quyển (≈ 100 kN/m hoặc 2000 lb/ft ) m = 100 đến 200 (đất xốp) 200 đến 500 (đất chặt vừa) 500 đến 1000 (đất chặt)  φ'−25  µ = 0.1+ 0.3  (đối với 25o ≤ φ’ ≤ 45o) (2.25) s  20  23
và công thức  φ'−25  q'  ∆ = 0.0051−   (2.26)  20  pa  Độ lớn của Qp(thực) cũng có thể được đánh giá hợp lý từ quan hệ dựa trên phân tích của Berezantzev và nnk. (1961) như sau Qp(thực) = Apq'(ωNq* - 1) (2.27) 0.17φ’ trong đó Nq* = hệ số sức chịu tải = 0.21e (2.28) ω = hệ số hiệu chỉnh = f (L/Db) Trong Phương trình (2.28), φ' tính bằng độ. Sự thay đổi của ω theo L/Db cho trong Hình 2.4. ω Hình 2.4: Thay đổi của ω theo φ' và L/Db 2- Sức chịu tải xung quanh cọc Sức chống ma sát khi tải trọng giới hạn Qs phát triển trong cọc khoan nhồi có thể tính theo quan hệ đã cho trong phương trình 2.22, L1 Qs = pf dz ∫0 trong đó p = chu vi cọc = πDs f = sức kháng ma sát (hay mặt bên) đơn vị = Kσo'tan δ (2.29) ở đây K = hệ số áp lực đất ≈ Ko = 1 – sin φ’ σo’ = ứng suất thẳng đứng hiệu quả tại độ sâu z bất kỳ 24
Do đó, L1 L1 Qs = pf dz = πDs (1− sinφ') σ o 'tanδ dz (2.30) ∫0 ∫0 δ = góc ma sát đất-cọc Giá trị của σo’ sẽ tăng theo chiều sâu vào khoảng 15D, và sau đó giữ không đổi, như thấy trong Hình 2.5. Hình 2.5: Sức kháng ma sát đơn vị của các cọc trong cát 3- Sức chịu tải cho phép thực Tải trọng cho phép thực được xác định thông qua hệ số an toàn FS, Q p(thuc) + Qs Qall(thực) = (2.31) FS Ví dụ 2.1 Cho một mặt cắt đất trong hình 2.6. Một cọc khoan nhồi chịu tải tập trung có chân mở rộng đặt trong lớp cát sỏi chặt. Hãy xác định tải trọng cho phép của cọc. Hãy dùng Phương o trình (2.23) và hệ số an toàn bằng 4. Lấy Ds = 1m và Db = 1,75m. Đối với lớp cát, φ’ = 36 ; Es = 500pa. Bỏ qua sức kháng ma sát của cọc. Lời giải Ta có Qp(thực) = Ap[q’ (Nq – 1) FqsFqdFqc] và q’ = (6) (16,2) + (2) (19,2) = 135,6 kN/m2 25
Hình 2.6: Tải trọng cho phép của cọc o với φ’ = 36 , từ bảng 3,4, Nq = 37,75. Đồng thời, Fqs = 1 + tan φ’ = 1 + tan 36 = 1,727 và 2 -1  L  Fqd = 1 + 2 tan φ’ (1 – sin φ’) tan    Db   8  = 1 + 2 tan 36(1 – sin 36)2 tan-1   = 1,335 1.75  Từ Phương trình (2.16),   φ'  I rc = 0.5exp2.85cot45 −  =134.3   2  Từ phương trình (2.24), Es = mpa. Với m = 500, ta có 2 Es = (500) (100) = 50,000 kN/m Từ phương trình (2.25),  φ' − 25   36 − 25  µs = 0.1 + 0.3   = 0.1 + 0.3   = 0,265  20   20  Vậy 26
Es 50,000 I r = = = 200.6 2(1 + µ s ) (q') (tan φ') 2(1 + 0.265) (135.6) (tan 36) Từ phương trình (2.17), I r I rr = 1 + I r ∆ với  φ' − 25  q'  36 − 25 135.6  ∆ = 0.0051 −  = 0.0051 −   = 0.0031  20  pa  20  100  do đó 200.6 I = = 123.7 rr 1 + (200.6)(0.0031) Irr nhỏ hơn Irc. Vì thế, từ Phương trình (2.21),  (3.07 sinφ') (log10 2I rr ) Fqc = exp(− 3.8 tanφ')+     1+ sinφ'   (3.07sin36) log(2×123.7) = exp(− 3.8tan36)+   = 0.958   1+ sin36  Do đó,  π  2  Qp(thực) =   (1.75)  (135.6) (37.75 – 1) (1.727) (1.335) (0.958) = 26,474 kN  4   và Qp(tổng) = Qp(thực) / FS = 26,474 / 4 ≈ 6619 kN Ví dụ 2.2 Hãy giải Ví dụ 2.1 khi sử dụng Phương trình (2.27). Lời giải Phương trình (2.27) xác nhận rằng Qp(thực) = Apq’ (ωNq* – 1) Ta có 0.17φ’ (0.17)(36) Nq* = 0.21e = 0.21e = 95.52 và L 8 = = 4.57 Db 1.75 27
o Từ Hình 2.4, với φ’ = 36 và L/Db = 4.57, ω có giá trị khoảng 0.83. Vậy  π  2  Qp(thực) =   (1.75)  (135.6) [(0.83) (95.52) – 1] = 25,532 kN  4   và 25,532 Qp(a) = = 6383 kN 4 2.4.4. Sức chịu tải của cọc khoan nhồi trong đất sét 1- Sức chịu tải chân cọc Đối với đất sét bão hòa có φ = 0, hệ số sức chịu tải Nq trong Phương trình (12.4) bằng đơn vị. Như vậy, với trường hợp này, Phương trình (12.4) sẽ có dạng Qp(thực) = ApcuNcFcsFcdFcc (2.32) trong đó cu = lực dính không thoát nước Giả thiết rằng L ≥ 3Db, ta có thể viết lại Phương trình (12.38)như sau Qp(thực) = ApcuNc* (2.33) trong đó Nc* = NcFcsFcdFcc = 1.33[(lnIr) + 1] (2.34) trong đó Ir = chỉ số độ cứng của đất Chỉ số độ cứng của đất được xác định trong Phương trình (2.18). Với φ = 0, Es I r = (2.35) 3cu O'Neill and Reese (1999) đã đưa ra một quan hệ gần đúng giữa cu và Es/3cu. Quan hệ này thể hiện trong Hình 2.7. Nhằm tất cả các mục đích thực tế, nếu cu/pa bằng hoặc lớn hơn 2 2 đơn vị (cu = áp lực khí quyển ≈ 100kN/m hoặc 2000lb/ft ), thì độ lớn của Nc* có thể lấy là 9. Hình 2.7: Sự thay đổi gần đúng của Es/3cu theo cu/pa 28
Các thí nghiệm do Whitaker và Cooke (1966) cho thấy rằng, đối với các cọc mở rộng chân, giá trị đầy đủ của Nc* = 9 thu được theo chuyển vị chân cọc bằng khoảng 10%-15% của Db. Một cách tương tự, đối với các cọc trụ đều (Db = Ds), giá trị đầy đủ của Nc* = 9 thu được theo chuyển vị chân bằng khoảng 20% của Db. 2- Sức chịu tải xung quanh cọc Biểu thức cho sức kháng ma sát của cọc khoan trong đất sét là: L=L1 Qs = ∑α *cu p ∆L (2.36) L=0 trong đó p = chu vi mặt cắt ngang cọc ∗ Hình 2.8: Sự thay đổi của α z theo chiều sâu trong thí nghiệm gia tải cọc khoan cho trong Hình 2.2 (theo Reese,Touma, và O'Neill,1976) Giá trị α* dùng trong Phương trình (2.36) chưa hoàn toàn được xác định. Tuy nhiên, các kết quả thí nghiệm hiện trường có được tại thời gian này chỉ ra rằng có thể thay đổi giữa ∗ 1.0 và 0.3. Hình 2.8 cho thấy sự thay đổi của α* theo độ sâu (α z ) tại các giai đoạn gia tải ∗ khác nhau cho trường hợp cọc khoan thể hiện trong Hình 2.2. Giá trị α z nhận được từ Hình ∗ 2.2c. Tại tải trọng giới hạn, giá trị đỉnh của α z vào khoảng 0.7, với một trị số trung bình α* ≈ 0.5. Kulhawy và Jackson (1989) đã báo cáo kết quả thí nghiệm hiện trường của 106 cọc khoan trụ đều - 65 cho nâng lên và 41 cho nén ép. Đại lượng α* nhận được từ các thí nghiệm này cho trong Hình 2.9. Tương quan tốt nhất thu được từ các kết quả đó là  pa  α* = 0.21 + 0.25   ≤ 1 (2.37)  cu  2 2 trong đó pa = áp lực khí quyển ≈ 1 tấn/ft (≈100 kN/m ) α* = 0.4 (2.38) 29
Hình 2.9: Biến đổi của α* theo cu/pa (theo Kulhawy và Jackson, 1989) Ví dụ 2.3 Hình 2.10 hiển thị một cọc khoan đều. Trong đó, L1 = 27 ft, L2 = 8.5 ft, Ds = 3.3 ft, cu(1) = 1000 lb/ft2, và cu(2) = 2175 lb/ft2. Hãy xác định a. sức chịu tải chân cọc giới hạn b. Sức kháng bề mặt giới hạn c. Tải trọng làm việc Qw (FS = 3) Hãy dùng các Phương trình (2.33), (2.36), và (2.38). Lời giải Phần a Từ phương trình (2.33),  π  2  Qp(thực) = ApcuNc* = Apcu(2)Nc* =  (3.3) (2175) (9)  4   = 167,425 lb ≈ 167.4 kip (Ghi chú: Khi cu/pa > 1, Nc* ≈ 9.) 30
Hình 2.10: Cọc khoan không chuông Phần b Từ phương trình (2.36), Qs = ∑α*cu p∆L Từ phương trình (2.38), α* = 0.4 p = πDs = (3.14) (3.3) = 10.37 ft và Qs = (0.4) (10.37)[(1000 × 27) + (2175 × 8.5)] = 188,682 lb ≈ 188.7 kip Phần c Qω = (Qp(thực) + Qs) / FS = (167.4 + 188.7) / 3 = 118.7 kip Lưu ý: Những ví dụ dùng đơn vị Anh có thể chuyển đổi sang hệ đơn vị Quốc tế (SI) – (xem trong phần Phụ lục của tài liệu này). 2.5. Sức chịu tải của cọc theo tính chất cơ lý của đất nền (Theo SNIP 2.02.03.85 hoặc TCXD 205: 1998) 2.5.1. Sức chịu tải của cọc đơn Được tính theo công thức Q tc Q a = (2.39) K tc 31
trong đó: Qa - Sức chịu tải cho phép tính toán của cọc theo đất nền. Qtc - Sức chịu tải tiêu chuẩn của cọc theo đất nền. Ktc - Hệ số an toàn được tính như sau: . Ktc = 1,2: Nếu sức chịu tải xác định bằng nén tĩnh cọc. . Ktc = 1,25: Nếu sức chịu tải xác định theo kết quả thử động cọc có kể đến biến dạng đàn hồi của đất hoặc theo kết quả thử đất tại hiện trường bằng cọc mẫu. . Ktc = 1,4: Nếu sức chịu tải xác định bằng tính toán, kể cả theo kết quả thử động cọc mà không kể đến biến dạng đàn hồi của đất. Nếu cọc chịu tải trọng nhỏ, tuỳ thuộc số cọc trong móng, trị số Ktc lấy như sau: - Móng có trên 21 cọc: Ktc = 1,4 (1,25) - Móng có từ 11 đến 20 cọc: Ktc = 1,55 (1,4) - Móng có từ 6 đến 10 cọc: Ktc = 1,65 (1,5) - Móng có từ 1 đến 5 cọc: Ktc = 1,75 (1,6) Chú ý: Số trong ngoặc đơn là trị số của Ktc khi sức chịu tải của cọc đơn được xác định từ kết quả nén tĩnh cọc tại hiện trường. Ghi chú: a) Nói chung, các công trình có vốn đầu tư nước ngoài xây dựng ở Việt Nam, họ đều lấy Ktc ≥ 2. b) Đối với móng chỉ có 1 cọc đóng mang tải trên 60T (hay 600kN) hoặc một cọc nhồi mang tải trên 250T (2500kN) thì: Ktc = 1,0 nếu sức chịu tải xác định theo thử tĩnh cọc, đồng thời đài cọc là móng bè trên bãi cọc. Ktc = 1,4, nếu sức chịu tải xác định theo thử tĩnh cọc. Ktc = 1,6, nếu sức chịu tải xác định theo các phương pháp khác. 2.5.2. Sức chịu tải tiêu chuẩn của cọc chống Cọc chống là cọc có đầu cắm vào lớp đất cứng hoặc đá có môđun biến dạng lớn E ≥ 500kG/cm2 (hay E ≥ 50000kPa). Sức chịu tải của cọc chống chủ yếu dựa vào cường độ của đất, đá ở mũi cọc và xác định theo công thức: Qtc = mqp Ap (2.40) trong đó: m - Hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất, lấy bằng 1; Ap - Diện tích tiết diện ở mũi cọc, lấy bằng diện tích tiết diện ngang; 32
2 qp - Cường độ của đất ở mũi cọc (T/m ) lấy như sau: Đối với cọc nhồi ngàm vào đá không nhỏ hơn 0,50m, thì qp tính theo công thức: tc q bn  h n  qp =  + 1,5 (2.41) k d  d n  trong đó: tc q bn - Cường độ chịu nén tiêu chuẩn đơn trục của mẫu đá hoặc đất cứng ở trạng thái no nước, T/m2; kd - Hệ số an toàn theo đất, lấy bằng 1,4; hn - Độ ngàm sâu vào đá, hoặc đất cứng của cọc, m; dn - Đường kính cọc ở phần ngàm sâu vào đất, đất cứng, m; 2.5.3. Sức chịu tải của cọc ma sát chịu nén đúng tâm Sức chịu tải của cọc nhồi có và không có mở rộng đáy được xác định theo công thức: Qtc = m(mRq p Ap + uΣm f fili ) (2.42) trong đó: m - Hệ số điều kiện làm việc, nếu đầu cọc tựa trên đất sét có độ bão hoà G < 0,85 thì lấy m = 0,80; các trường hợp khác lấy m = 1. mR - Hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc. Khi có mở rộng đáy cọc bằng phương pháp nổ mìn thì mR = 1,3. Khi thi công cọc có mở rộng đáy bằng phương pháp đổ bê tông dưới nước lấy mR = 0,9. Các trường hợp khác lấy mR = 1. 2 Ap - Diện tích mũi cọc (tính bằng m ) lấy như sau: - Đối với cọc nhồi không mở rộng đáy, lấy bằng diện tích tiết diện ngang. - Đối với cọc nhồi có mở rộng đáy, lấy bằng diện tích tiết diện ngang của phần mở rộng có đường kính lớn nhất. 2 fi - Sức kháng ma sát của lớp đất i ở mặt bên của thân cọc, tính bằng T/m , lấy theo Bảng 2.1. Bảng 2.1. Sức kháng ma sát giữa thành cọc và đất fi 2 fi, T/m Độ sâu Của đất cát chặt vừa trung Cát to bình Cát Cát và cát - - - - - - của lớp mịn bụi trung đất (m) Của đất sét khi chỉ số sệt IL bằng: 33
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1 3,5 2,3 1,5 1,2 0,5 0,4 0,4 0,3 0,2 2 4,2 3,0 2,1 1,7 1,2 0,7 0,5 0,4 0,4 3 4,8 3,5 2,5 2,0 1,1 0,8 0,7 0,6 0,5 4 5,3 3,8 2,7 2,2 1,6 0,9 0,8 0,7 0,5 5 5,6 4,0 2,9 2,4 1,7 1,0 0,8 0,7 0,6 6 5,8 4,2 3,1 2,5 1,8 1,0 0,8 0,7 0,6 8 6,2 4,4 3,3 2,6 1,9 1,0 0,8 0,7 0,6 10 6,5 4,6 3,4 2,7 1,9 1,0 0,8 0,7 0,6 15 7,2 5,1 3,8 2,8 2,0 1,1 0,8 0,7 0,6 20 7,9 5,6 4,1 3,0 2,0 1,2 0,8 0,7 0,6 25 8,6 6,1 4,4 3,2 2,0 1,2 0,8 0,7 0,6 30 9,3 6,6 4,7 3,4 2,1 1,2 0,9 0,8 0,7 35 10 7,0 5,0 3,6 2,2 1,3 0,9 0,8 0,7 mf - Hệ số điều kiện làm việc của đất ở mặt bên cọc, phụ thuộc vào phương pháp khoan tạo lỗ, lấy theo Bảng 2.2. Bảng 2.2. Hệ số mf Hệ số điều kiện làm việc của đất m trong các loại đất Loại cọc và phương pháp thi công cọc f Cát Sét Cát Sét pha pha 1. Cọc chế tạo bằng biện pháp đóng ống thép có bịt 0,8 0,8 0,8 0,7 kín mũi rồi rút dần ống thép khi đổ bê tông 2. Cọc nhồi rung ép 0,9 0,9 0,9 0,9 3. Cọc khoan nhồi, kể cả mở rộng đáy, đổ bê tông: a) Khi không có nước trong lỗ khoan (phương pháp 0,7 0,7 0,7 0,6 khô) hoặc khi dùng ống chống b) Dưới nước hoặc dung dịch Bentonite 0,6 0,6 0,6 0,6 c) Hỗn hợp bê tông cứng đổ vào cọc có đầm 0,8 0,8 0,8 0,8 (phương pháp khô) 4. Cọc ống hạ bằng rung, có lấy đất ra 1 0,9 0,7 0,6 5. Cọc – trụ 0,7 0,7 0,7 0,6 6. Cọc khoan nhồi, cọc có lỗ tròn rỗng ở giữa, không 0,8 0,8 0,8 0,7 có nước trong lỗ khoan bằng cách dùng lõi rung 7. Cọc khoan phun chế tạo có ống chống hoặc bơm 0,9 0,8 0,8 0,8 hỗn hợp bê tông với áp lực 2 - 4at 2 qp - Cường độ chịu tải của đất ở đầu mũi cọc (T/m ), được tính như sau: 34
a) Đối với đất hòn lớn có chất độn là cát và đối với đất cát trong trường hợp cọc nhồi có và không mở rộng đáy thì tính theo công thức (2.43). o o qp = 0,75 β(γ'1dA k + α γ1hB k) (2.43) trong đó: o o α, β, A k, B k - Những hệ số không thứ nguyên, xác định theo Bảng 2.3. 3 γ'1 - Trị tính toán trọng lượng riêng của đất tự nhiên ở phía dưới mũi cọc, T/m . Khi đất ở dưới mức nước ngầm phải kể đến đẩy nổi. 3 γ1 - Trị tính toán trung bình của trọng lượng riêng của đất, tính bằng T/m , nằm ở phía trên mũi cọc. Nếu đất dưới mực nước ngầm thì kể đến đẩy nổi. d - Đường kính của cọc hoặc của đáy mở rộng. h - Chiều sâu hạ mũi cọc, m. Bảng 2.3. Các hệ số của công thức (2.43) o o Các hệ số A k, B k, α, β khi các trị tính toán của góc ma sát trong Ký hiệu các hệ số của đất ϕ1, độ: 23 25 27 29 31 33 35 37 39 o A k 9,5 12,6 17,3 24 34,6 48,6 71,3 108 163 o B k 18,6 24,8 32,8 45,5 64 87,6 127 185 260 4 0,78 0,79 0,8 0,82 0,84 0,85 0,85 0,86 0,87 5 7,5 0,76 0,77 0,79 0,81 0,82 0,83 0,84 0,85 7,5 0,68 0,70 0,7 0,74 0,76 0,78 0,80 0,82 0,84 10 0,62 0,65 0,67 0,70 0,73 0,75 0,77 0,79 0,81 h 12,5 0,58 0,64 0,63 0,67 0,70 0,73 0,75 0,77 0,80 α khi = d 15 0,55 0,58 0,61 0,65 0,68 0,71 0,73 0,76 0,79 17,5 0,51 0,55 0,58 0,62 0,66 0,69 0,72 0,75 0,78 20 0,49 0,53 0,57 0,61 0,65 0,68 0,72 0,75 0,78 22,5 0,46 0,51 0,55 0,60 0,64 0,67 0,71 0,74 0,77 ≥ 25 0,44 0,49 0,54 0,59 0,63 0,67 0,70 0,74 0,77 ≤ 0,8m 0,31 0,31 0,29 0,27 0,26 0,25 0,24 0,28 0,28 β khi d = 0,60 thì giá trị qp trong bảng phải giảm đi bằng cách nhân với một hệ số m như sau: m = 1 khi e = 0,60 và m = 0,6 khi e = 1,1. Những giá trị ở giữa xác định bằng cách nội suy. 35
Bảng 2.4. Trị số qp 2 Chiều sâu Cường độ chịu tải qp, T/m , dưới mũi cọc nhồi có và không mở rộng đáy, ở mũi cọc đất sét có độ sệt IL bằng h.(m) 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 3 85 75 65 50 10 30 25 5 100 85 75 65 50 40 35 7 115 100 85 75 60 50 45 10 135 120 105 95 80 70 60 12 155 140 125 110 95 80 70 15 180 165 150 130 100 100 80 18 210 190 170 150 130 115 95 20 230 240 190 165 145 125 105 30 330 300 260 230 200 - - 40 450 400 350 300 250 - - 2.5.4. Sức chịu tải của cọc khi chịu tải trọng nhổ Xác định theo công thức: nh Q tc = m.u∑ m f fi l i + w (2.44) trong đó: m - Hệ số điều kiện làm việc, lấy bằng 0,8. u - Chu vi thân cọc. mf - Hệ số điều kiện làm việc của đất ở mặt bên cọc, phụ thuộc vào phương pháp khoan tạo lỗ, lấy theo Bảng 2.2. 2 fi - Sức kháng ma sát của đất với thành cọc, T/m ,lấy theo Bảng 2.1. li - Chiều dầy lớp đất chia thứ i w - Trọng lượng của cọc, tính bằng tấn. 2.6. Sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tĩnh (CPT) (theo TCXD 205 : 1998) 2.6.1. Sức chịu của cọc ma sát Xác định theo công thức: Q Q Q =p + s (2.45) xt 32 trong đó: Qp - Sức chống cực hạn ở mũi cọc (kPa) Qs - Sức chống cực hạn ở mặt bên cọc (kPa) 36
Chú ý: Mũi xuyên phải chế tạo đúng tiêu chuẩn: - Đường kính đáy mũi xuyên = 35,7mm - Góc nhọn mũi xuyên bằng 60o. Nếu sử dụng loại đầu xuyên khác, cần qui đổi giá trị tương đương trên cơ sở các tương quan được xác lập cho từng loại thiết bị. 2.6.2. Sức chống cực hạn ở mũi cọc Xác định theo công thức: Qp = Ap .q p (2.46) Giá trị của qp được xác định theo công thức: q p = Kcqc (2.47) Trong đó: Kc - Hệ số mang tải, lấy theo Bảng 2.6. qc - Sức chống xuyên trung bình, lấy trong khoảng 3d phía trên và 3d phía dưới mũi cọc (d là đường kính cọc). 2.6.3. Sức chống cực hạn ở mặt bên cọc Xác định theo công thức: Qs = u∑hs(i) fs(i) (2.48) trong đó: his - Độ dài của cọc trong lớp đất thứ i, m. u - Chu vi tiết diện cọc, m fsi - Ma sát bên đơn vị của lớp đất thứ i và được xác định theo sức chống xuyên đầu mũi qc ở cùng độ sâu theo công thức: qci fsi = (2.49) αi trong đó: αi - Hệ số lấy theo Bảng 2.6. 2.6.4. Một số tương quan có thể tham khảo 1- Tương quan giữa sức chống xuyên qc và góc ma sát trong của đất ϕ (Bảng 2.5.) 37
Bảng 2.5. Tương quan giữa qc và ϕ 5 ϕ (độ) ở độ sâu: qc (10 Pa) 2m >5m 10 28 26 20 30 28 40 32 30 70 34 32 120 36 34 200 38 36 300 40 38 2- Tương quan giữa sức chống xuyên qc và sức chống cắt không thoát nước của đất dính Cu xác định theo công thức: q −σ C = cv (2.50) u 15 Trong đó: σ v là áp lực thẳng đứng do tải trọng bản thân của đất nền tại độ sâu đang xét. Bảng 2.6. Hệ số Kc và α Hệ số mang Hệ số α Giá trị cực đại qs (kPa) Sức chống tải Kc Cọc nhồi Cọc đóng Cọc nhồi Cọc đóng ở mũi Loại đất Thành Thành Thành Thành Thành Thành Thành Thành xuyên qc Cọc Cọc bê ống bê ống bê ống bê ống (kPa) nhồi đóng tông thép tông thép tông thép tông thép Cát loại sét 5000 0,45 0,55 60 120 60 120 35 35 35 35 cứng (60) (60) (120) Cát chảy 0 - 2500 0,4 0,5 150 35 35 35 35 120 80 60 (100) (200) (200) (120) (80) (120) Cát chặt vừa > 10.000 0,4 0,5 1000 80 180 250 250 80 35 80 Cát chặt đến rất 2500 - 300 300 (150) (120) (150) 0,3 0,4 150 150 120 chặt 10000 (200) (200) 120 80 120 Đá phấn (mềm) > 5000 0,2 0,3 100 120 100 120 35 35 35 35 Đá phấn phong (150) (120) (150) > 5000 0,2 0,4 60 80 60 80 120 hoá, mảnh vụn 120 80 120 Chú thích: * Cần hết sức thận trọng khi lấy giá trị ma sát bên của cọc trong đất sét dẻo chảy và bùn, vì khi chỉ cần tác dụng một tải trọng rất nhỏ lên nó, hoặc ngay cả với tải trọng bản thân, cũng làm cho loại đất này lún và tạo ra ma sát âm. Các giá trị trong ngoặc có thể sử dụng khi: 38
- Đối với cọc nhồi, thành hố khoan được giữ tốt khi thi công và bê tông cọc đạt chất lượng cao. - Đối với cọc đóng có tác dụng làm chặt đất khi đóng cọc. 2.7. Sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tiêu chuẩn (SPT) 2.7.1. Tính sức chịu tải của cọc trong đất rời (theo Mayerhof, 1956) Qu = K1NAp + K2NtbAs (2.51) trong đó: Qu - sức chịu tải của cọc (kN); N - chỉ số SPT trung bình trong khoảng 1d dưới mũi cọc và 4d trên mũi cọc (d là đường kính cọc); 2 Ap - diện tích tiết diện mũi cọc (m ); Ntb - chỉ số SPT trung bình dọc thân cọc trong phạm vi lớp đất rời; 2 As - diện tích mặt bên cọc trong phạm vi lớp đất rời (m ); K1 - hệ số lấy bằng 400 cho cọc đóng và bằng 120 cho cọc khoan nhồi; K2 - hệ số lấy bằng 2 cho cọc đóng và bằng 1 cho cọc khoan nhồi; Hệ số an toàn dùng cho sức chịu tải của cọc thường lấy bằng 2,5 ÷ 3. 2.7.2. Tính sức chịu tải của cọc trong đất dính (theo David, 1979) Qu = RF + fsFs (2.52) trong đó: Qu - sức chịu tải của cọc (kN); F - diện tích tiết diện ngang của cọc (m2); 2 Fs - diện tích mặt bên cọc trong phạm vi đất dính (m ); R - sức kháng đầu mũi cọc R = CuNc (2.53) ở đây: Nc - hệ số chịu tải, lấy bằng 9; Cu - lực dính không thoát nước theo SPT N Cu = (T/m2) hay Cu = 7,14N (kPa) (2.54) 1,4 fs - lực ma sát giữa đất dính và thành cọc fs = αCu (2.55) 39
α - hệ số thực nghiệm tra trên đồ thị ở Hình 2.11 Hình 2.11: Hệ số α (theo David, 1979) Sức chịu tải cho phép của cọc với hệ số an toàn FS = 3 là: Qu Qa = (2.56) 3 Ghi chú: Trong thực tế thường gặp 2 trường hợp: a) Khi cọc xuyên qua các lớp đất sét yếu để cắm được vào các tầng cát và cuội sỏi bên dưới thì có thể dùng công thức của Mayerhof để xác định sức chịu tải của cọc. b) Khi cọc xuyên qua các lớp đất yếu (sét nhão chảy, cát mịn) để cắm vào tầng sét cứng bên dưới thì có thể dùng công thức của David để xác định sức chịu tải của cọc. 2.7.3. Tính sức chịu tải của cọc theo công thức của Nhật Bản 1 Q = [αN F + (0,2N L + c L )πd] (2.57) a 3 a p s s u c trong đó: Na - chỉ số SPT của đất tại mũi cọc; Ns - chỉ số SPT của các lớp đất cát xung quanh cọc; Ls - chiều dài đoạn cọc nằm trong đất cát; Lc - chiều dài đoạn cọc nằm trong đất sét; cu - lực dính không thoát nước của đất sét; α - hệ số phụ thuộc vào phương pháp thi công cọc, đối với cọc khoan nhồi thì lấy α=15; d - đường kính cọc; Fp - diện tích tiết diện ở đầu mũi cọc. 40
2.7.4. Tính sức chịu tải của cọc theo TCXD 195:1997 (Tiêu chuẩn "Nhà cao tầng. Thiết kế cọc khoan nhồi" TCXD 195:1997) Sức chịu tải cho phép của cọc (Qa) trong nền gồm các lớp đất dính và đất rời tính theo công thức Qa = 1,5N.Ap + (0,15NcLc + 0,43NsLs )Ps −Wp (2.58) trong đó: N - chỉ số SPT trung bình của đất trong khoảng 1D trên mũi cọc và 4D dưới mũi cọc (D - đường kính cọc); Nc - chỉ số SPT trung bình của các lớp đất cát xung quanh cọc; Lc - chiều dài đoạn cọc nằm trong đất cát (m); Ns - chỉ số SPT trung bình của các lớp đất dính xung quanh cọc; Ls - chiều dài đoạn cọc nằm trong đất dính (m); Ap - diện tích tiết diện mũi cọc; Ps - chu vi tiết diện ngang của cọc. Wp - hệ số giữa trọng lượng cọc và trọng lượng trụ đất nền do cọc thay thế. 2.8. Tính toán cọc chịu tác dụng đồng thời của lực thẳng đứng, lực ngang và mô men (theo TCXD 205 : 1998) 2.8.1. Tác dụng đồng thời của lực thẳng đứng, lực ngang và mô men vào cọc Khi tính toán cọc chịu tác dụng của lực ngang, đất xung quanh cọc được xem như môi 3 trường biến dạng tuyến tính, được đặc trưng bởi hệ số nền Cz (kN/m ) tăng theo chiều sâu. Trị số của Cz xác định theo kết quả thí nghiệm hoặc xác định công thức: Cz = Kz (2.59) Trong đó: K: Hệ số tỉ lệ, kN/m4 tra bảng 2.8, thuộc loại đất xung quanh cọc, tra bảng I.15; z: Độ sâu của tiết diện cọc trong đất, m, tính từ mặt đất đối với trường hợp móng cọc đài cao, và tính từ đáy đài đối với móng cọc đài thấp. Khi tính toán, người ta dùng độ sâu tính đổi của tiết diện cọc trong đất z và độ sâu hạ cọc tính đổi l . z = αb.z (2.60) l = αb.l (2.61) 41
l: Khoảng cách thực tế tính từ mũi cọc đến mặt đất khi móng đài cao và đến đáy đài khi móng cọc đài thấp. 1 αb : Hệ số biến dạng, , xác định theo công thức m Kbc 5 αb = (2.62) Eb J K: Như trong công thức (1.20) Eb: Môdun đàn hồi ban đầu của bê tông cọc khi nén và khi kéo (kPa)', lấy theo quy phạm bê tông cốt thép. Đối với cọc gỗ thì lấy theo quy phạm kết cấu gỗ. J: Mômen quán tính tiết diện ngang cọc, m4. bc: Bề rộng quy ước của cọc, m, được lấy như sau: đối với cọc ống, cọc trụ và cọc nhồi có đường kính d ≥ 0,8m thì bc = d + 1m, đối với các loại cọc khác và kích thước khác thì bc = 1,5d + 0,5m. d: Đường kính ngoài của cọc tròn hoặc cạnh của cọc tiết diện vuông, chữ nhật theo hướng vuông góc của mặt phẳng tác dụng của lực, m. Ghi chú: 1) IL: Độ sệt, e - hệ số rỗng của đất. 2) Đối với cát chặt thì trị số K (đối với cọc ống và cọc nhồi) lấy tăng lên 30% so với trị số lớn nhất ghi trong bảng của loại đất tương ứng. Dưới tác dụng đồng thời của lực dọc, lực ngang và mô men thì cọc, cọc ống, cọc nhồi được tính toán theo biến đạng, theo ổn định của đất xung quanh cọc, và kiểm tra tiết diện cọc. Hình 2.12: Chuyển vị của cọc khi chịu tác dụng đồng thời của lực đứng, lực ngang và mômen. 42
a- Các tải trọng tác dụng lên cọc; b - Chuyển vị của cọc do lực ngang H0 = 1 tác dụng ở mặt đất gây ra; c - Do momen M0 = 1 gây ra. Tính toán cọc theo biến dạng và nhằm kiểm tra điều kiện: ∆≤nS gh,ψψ ≤ gh Trong đó: Sgh, ψ gh : trị số giới hạn cho phép của chuyển vị ngang đầu cọc và góc xoay của cọc, được quy định trong nhiệm vụ thiết kế nhà hay công trình. ∆ gh , ψ : Tuần tự là chuyển vị ngang của đầu cọc (m) và góc xoay của cọc (grad) xác định theo công thức: 32 Hloo Ml ∆=nyl o +ψ oo + + (2.63) 32EJbb EJ 2 Hloo Ml ψψ=++o (2.64) 2EJbb EJ Trong đó: H, M: Trị tính toán của lực ngang (kN) và mômen uốn (kNm) do đài tác dụng lên đầu cọc. l0: Chiều dài của đoạn cọc (m) tính từ đế đài lên mặt đất. Eb, J: Như công thức (2.62) y0, Ψ0 : Chuyển vị ngang và góc xoay của tiết diện ngang cọc tại mặt đất trong trường hợp đài cao và tại đáy đài trong trường hợp đài thấp. Ở đây, mômen và lực ngang tác dụng ở đầu cọc được coi là dương nếu mômen hướng theo chiều kim đồng hồ và lực ngang hướng sang phải. Mô men uốn và lực ngang tại tiết diện cọc coi là dương nếu mô men và lực ngang truyền từ phần cọc bên trên xuống phần dưới tại tiết diện tưởng tượng cắt ra, hướng theo chiều kim đồng hồ và hướng sang bên phải. Chuyển vị ngang của tiết diện cọc và góc xoay của cọc coi là dương nếu chúng hướng sang phải và theo chiều kim đồng hồ. yHo= oδδ HH + M o HM ψδo=HM o MH + o δ MM H0, M0: Trị tính toán của lực ngang và mômen uốn tại tiết diện xét lấy H0 = H và M0 = M + Hl0. 43
δ HH : Chuyển vị ngang của tiết diện m/kN do lực H0 = 1 gây ra. 1 (2.65) δ HH = 3 A 0 a b E b J 1 δ : Góc xoay của tiết diện cọc (), do mômen M0 = 1 gây ra HM kNm 1 δ : Góc xoay của tiết diện cọc (), do mô men H0 = 1 gây ra MH kNm B δδ= = 0 MH HM 2 (2.66) aEJbb 1 δ : Góc xoay của tiết diện cọc (), do mômen M0 = 1 gây ra. MN kNm C0 δ MM = (2.67) aEJbb A0, B0, C0: Các hệ số không thứ nguyên, lấy theo Bảng 2.7. phụ thuộc vào l . Bảng 2.7. Giá trị các hệ số A0, B0, C0 Khi cọc tì lên đất Khi cọc tì lên đá Khi cọc ngàm vào đá l A0 B0 C0 A0 B0 C0 A0 B0 C0 0.5 72,004 192,06 576,243 48,006 96,037 192,291 0,042 0,125 0,500 0.6 50,007 111,149 278,069 33,344 55,609 92,942 0,072 0,180 0,600 0.7 36,745 70,023 150,278 24,507 35,059 50,387 0,114 0,244 0,699 0.8 28,140 46,943 88,279 18,775 23,533 29,763 0,170 0,319 0,798 0.9 22,244 33,008 55,307 14,851 16,582 18,814 0,241 0,402 0,896 1,0 18,030 24,106 36,486 12,049 12,149 12,582 0,329 0,494 0,992 1,1 14,916 18,160 25,123 9,983 9,196 8,836 0,434 0,593 1,086 1,2 12,552 14,041 17,944 8,481 7,159 6,485 0,556 0,698 1,176 1,3 10,717 11,102 13,235 7,208 5,713 4,957 0,695 0,807 1,262 1,4 9,266 8,954 10,050 6,257 4,664 3,937 0,849 0,918 1,342 1,5 8,101 7,349 7,838 5,498 3,889 3,240 1,014 1,028 1,415 1,6 7,154 6,129 6,268 4,887 3,308 2,758 1,186 1,134 1,480 1,7 6,375 5,189 5,133 4,391 2,868 2,419 1,361 1,232 1,535 1,8 5,730 4,456 4,299 3,985 2,533 2,181 1,532 1,321 1,581 1,9 5,190 3,878 3,679 3,653 2,277 2,012 1,693 1,390 1,617 2,0 4,737 3,418 3,213 3,381 2,081 1,894 1,841 1,460 1,644 2,2 4,032 2,756 2,591 2,977 1,819 1,758 2,080 1,545 1,675 2,4 3,526 2,327 2,227 2,713 1,673 1,701 2,240 1,586 1,685 2,6 3,163 2,048 2,013 2,548 1,600 1,687 2,330 1,596 1,687 44
2,8 2,905 1,869 1,889 2,543 1,572 1,693 2,371 1,593 1,687 3,0 2,727 1,758 1,818 2,406 1,568 1,707 2,385 1,586 1,691 3,5 2,502 1,641 1,757 2,394 1,591 1,739 2,389 1,584 1,711 ≥4 2,441 1,621 1,751 2,419 1,618 1,750 2,401 1,600 1,732 2.8.2. Tính toán ổn định của nền xung quanh cọc Để bảo đảm cho đất nền xung quanh cọc được ổn định thì phải thoả mãn điều kiện: 4 σ z ≤η1η2 (σ v′tgϕ1 +ξC1 ) az (2.68) cosϕ1 Trong đó: γ1: Trị tính toán thứ nhất của trọng lượng riêng của đất ở trạng thái nguyên thổ, đối với đất bão hoà nước thì phải kể đến hiện tượng đẩy nổi. ϕ1, C1: Trị tính toán thứ nhất của góc ma sát trong và lực dính của đất. ξ: Hệ số, đối với cọc nhồi và cọc ống ξ = 0,6 đối với các trường hợp khác ξ = 0,3. η1 : Hệ số, η1 =1, riêng khi tính móng các công trình chống nhổ thì η1 = 0,7. η2 : Hệ số M tx + M tt η2 = (2.69) nM tx + M tt Mtx: Mômen do trị tính toán của các lực thường xuyên gây ra tại độ sâu mũi cọc. Mtt: Mô men do trị tính toán của các lực tạm thời gây ra tại độ sâu mũi cọc. n : Hệ số, n = 2,5 trừ các trường hợp sau: - Đối với công trình đặc biệt quan trọng, khi l ≤ 2,5 thì n = 4, khi l ≥ 2,5 thì n = 2,5, khi 2,5 <l <5 thì n xác định bằng nội suy. - Đối với móng với 1 hàng cọc chịu lực dọc đặt lệch tâm thì n = 4 không phụ thuộc vào l . σ z : áp lực tính toán, (kPa) xuất hiện trong đất xung quanh cọc tại các độ sâu z tính từ mặt đất khi đài cao, từ đáy đài khi đài thấp. 45
l 0,85 - Khi l ≤ 2,5 tại hai độ sâu z = và z = l khi l > 2,5 tại độ sâu z = giá trị của z αb σ z xác định theo công thức : K  ψ M H  σ =  − 0 + 0 + 0  z z y0 A B1 2 C1 2 D1  (2.70) αb  αb αb Eb J αb Eb J  Trị số tính toán của mô men uốn M lực ngang Q và lực dọc N tác dụng tại tiết diện cọc ở độ sâu x : 2 H0 M z = αb E0 Jy0 A3 −αb Eb Jψ 0B3 + M 0C3 + D3 (2.71) αb 2 2 Qz = αb E0 Jy0 A4 −αb Eb Jψ 0B4 + αbM 0C4 + H0D4 (2.72) Nz = N (2.73) Trong đó : K : Hệ số tỷ lệ tra Bảng 2.8. αb , Eb , J, z , H0 , M 0 , l0 , y0 , ψ 0 như trong các công thức trên, A1, B1, C1, D1, A2, B2, C2, D2, A3, B3, C3, D3, A4, B4, C4, D4. các hệ số tra theo Bảng 2.9. N : lực dọc trục tác dụng tại đầu cọc. Bảng 2.8. Hệ số tỷ lệ K Hệ số tỷ lệ K, kN/m4 Đối với cọc Tên gọi và đặc trưng của đất Đối với cọc ống, cọc nhồi đóng và bản - Sét và á sét dẻo chảy 0,75 < I L ≤ 1,0 650 ÷ 2500 500 ÷ 200 - Sét, á sét dẻo mềm ( 0,5 < I L ≤ 0,75), á cát dẻo 2500 ÷ 5000 2000 ÷ 4000 ( 0 < I L ≤ 1,0 ), cát bụi ( 0,6 < e ≤ 0,8 ) - Sét, á sét dẻo cứng, nửa cứng ( 0 < I L ≤ 0,5 ), á cát 5000 ÷ 8000 400 ÷ 600 cứng ( I L < 0 ), cát nhỏ ( 0,6 < e ≤ 0,75), cát hạt trung ( 0,55 < e ≤ 0,7 ) - Sét, á sét cứng ( I L < 0 ), cát thô ( 0,55 < e ≤ 0,7 ) 8000 ÷ 13000 6000 ÷ 10000 - Cát sỏi ( 0,55 < e ≤ 0,7 ), sỏi và cuội có độn cát. 10000 ÷ 12000 Chú thích: 1) IL : Độ sệt; e : Hệ số rỗng 2) Đối với cát chặt thì trị số K (đối với cọc ống và cọc nhồi) lấy tăng lên 30% so với trị số lớn nhất ghi trong bảng của loại đất tương ứng. 46
Khi cọc được ngàm chặt vào đài làm cho đầu cọc không thể chuyển vị được thì trị tính toán mô men tại ngàm xác định theo công thức : 2 lo δδMH++l o MM 2Eo JH M n = (2.74) lo δ MM + EJb Dấu trừ thể hiện rằng khi lực ngang H hướng từ trái qua phải sẽ truyền mômen lên đầu cọc tại ngàm và mômen này hướng theo chiều ngược kim đồng hồ. Bảng 2.9. Giá trị các hệ số A1, B1, C1, D1, A3, B3, C3, D3, A4, B4, C4, D4 Các hệ số Z A1 B1 C1 D1 A3 B3 C3 D3 A4 B4 C4 D4 0 1,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 1,000 0,000 0,000 0,000 0,000 1,000 0,1 1,000 0,100 0,005 0,000 0,000 0,000 0,000 0,100 -0,005 0,000 0,000 1,000 0,2 1,000 0,200 0,020 0,001 -0,001 0,000 1,000 0,200 -0,020 -0,003 0,000 1,000 0,3 1,000 0,300 0,045 0,005 -0,005 -0,001 1,000 0,300 -0,045 -0,009 -0,001 1,000 0,4 1,000 0,400 0,080 0,011 -0,011 -0,002 1,000 0,400 -0,080 -0,021 -0,003 1,000 0,5 1,000 0,500 0,125 0,021 -0,021 -0,005 0,999 0,500 -0,125 -0,042 -0,008 0,999 0,6 0,999 0,600 0,180 0,036 -0,036 -0,011 0,998 0,600 -0,180 -0,072 -0,016 0,997 0,7 0,999 0,700 0,245 0,057 -0,057 -0,020 0,996 0,699 -0,245 -0,114 -0,030 0,994 0,8 0,997 0,799 0,320 0,085 -0,085 -0,034 0,992 0,799 -0,320 -0,171 -0,051 0,989 0,9 0,995 0,899 0,405 0,121 -0,121 -0,055 0,985 0,897 -0,404 -0,243 -0,082 0,980 1,0 0,992 0,997 0,499 0,167 -0,167 -0,083 0,975 0,994 -0,499 -0,333 -0,125 0,967 1,1 0,987 1,095 0,604 0,222 -0,222 -0,122 0,960 1,090 -0,603 -0,443 -0,183 0,946 1,2 0,979 1,992 0,718 0,288 -0,287 -0,173 0,938 1,183 -0,716 -0,575 -0,259 0,917 1,3 0,969 1,287 0,841 0,365 -0,365 -0,238 0,907 1,273 -0,838 -0,730 -0,356 -0,876 1,4 0,955 1,377 0,974 0,456 -0,455 -0,319 0,866 1,358 -0,967 -0,910 -0,479 -0,821 1,5 0,937 1,468 1,115 0,560 -0,559 -0,420 0,811 1,437 -1,105 -1,116 -0,630 -0,747 1,6 0,913 1,553 1,264 0,678 -0,676 -0,543 0,739 1,507 -1,248 -1,350 -0,815 -0,652 1,7 0,882 1,663 1,421 0,812 -0,808 -0,691 0,646 1,566 -1,396 -1,613 -1,036 -0,529 1,8 0,843 1,706 1,584 0,961 -0,955 -0,867 0,530 1,612 -1,547 -1,906 -1,299 -0,374 1,9 0,975 1,770 1,752 1,126 -1,118 -1,074 0,385 1,640 -1,699 -2,227 -1,608 -0,181 2,0 0,735 1,823 1,924 1,308 -1,295 -1,314 0,207 1,646 -1,848 -2,578 -1,966 -0,057 2,2 0,575 1,887 2,272 1,720 -1,693 -1,966 -0,271 1,575 -2,125 -3,360 -2,849 -0,692 2,4 0,347 1,874 2,609 2,195 -2,141 -2,663 -0,949 1,352 -2,339 -4,228 -2,973 -1,592 2,6 0,333 1,755 2,907 2,724 -2,621 -3,600 -1,877 0,917 -2,437 -5,140 -5,355 -2,821 2,8 -0,335 1,490 3,128 3,288 -3,103 -4,718 -3,108 0,197 -2,346 -6,023 -6,900 -4,445 3,0 -0,928 1,037 3,225 3,858 -3,540 -6,000 -4,688 -0,891 -1,969 -6,765 -8,840 -6,520 3,5 -2,928 -1,272 2,463 4,980 -3,919 -9,440 -10,34 -5,854 1,074 -6,789 -13,692 -13,826 4,0 -5,853 -5,941 -0,927 4,548 -1,614 -11,713 17,919 -15,076 9,244 -0,358 -15,611 -23,140 47
Chương 3 ĐỘ LÚN CỦA MÓNG CỌC KHOAN NHỒI 3.1. Độ lún của cọc đơn 3.1.1. Độ lún đàn hồi của cọc Độ lún tổng của cọc chịu tác dụng của tải trọng làm việc thẳng đứng Qw được cho bởi : se = se(1) + se(2) + se(3) (3.1) trong đó se(1) = độ lún đàn hồi của thân cọc se(2) = độ lún của cọc gây ra bởi tải trọng tại mũi cọc se(3) = độ lún của cọc gây ra bởi tải trọng truyền dọc theo thân cọc 1. Tính độ lún đàn hồi của thân cọc Nếu vật liệu cọc được giả định là đàn hồi, biến dạng của thân cọc có thể được dự tính theo các nguyên lý cơ bản của cơ học vật liệu, như sau (Q wp + ξQ ws )L se(1) = A p E p (3.2) trong đó Qwp = thành phần tải trọng làm việc đặt tại mũi cọc Qws = thành phần tải trọng làm việc do sức kháng ma sát (mặt ngoài) cọc chịu Ap = diện tích mặt cắt ngang cọc L = chiều dài cọc Ep = môđun đàn hồi của vật liệu cọc ξ = hệ số tỷ lệ ma sát thành bên cọc Độ lớn của ξ phụ thuộc vào đặc tính phân bố sức kháng ma sát đơn vị f dọc theo thân cọc. Nếu f phân bố đều hay dạng parabôn như nêu ở Hình 3.1a và 3.1b, ξ = 0.5. Tuy nhiên, nếu f phân bố dạng tam giác (Hình 3.1c), ξ có độ lớn bằng khoảng 0.67 (Vesic, 1977). 2. Tính độ lún dưới mũi cọc Độ lún của cọc gây ra bởi tải trọng tại mũi cọc có thể được biểu thị dưới dạng: qwp Db 2 se(2) = (1 - µs )Iwp (3.3) Es trong đó Db = chiều rộng hay đường kính chân cọc 48
qwp = lực tập trung trên mỗi một đơn vị diện tích tại mũi cọc = Qwp/Ap Es = môđun đàn hồi của đất tại hoặc bên dưới mũi cọc µs = hệ số Poisson của đất Iwp = hệ số ảnh hưởng ≈ 0.85 Hình 3.1: Các loại phân bố sức kháng ma sát đơn vị khác nhau dọc theo thân cọc Vesic (1977) cũng đề xuất một phương pháp bán thực nghiệm xác định độ lớn của độ lún se(2). Phương trình của ông là QwpC p se(2) = (3.4) Dbq p trong đó qp = sức kháng giới hạn ở mũi cọc Cp = hệ số thực nghiệm Các giá trị biểu diễn của Cp cho các loại đất khác nhau được đưa cho trong Bảng 3.1. 3. Tính độ lún theo thành cọc Độ lún của cọc gây ra bởi tải trọng dọc thân cọc được biểu thị theo quan hệ tương tự phương trình (11.74), đó là,  Q ws  D 2 se(3) =   (1 - µs )Iws (3.5)  pL  E s trong đó p = chu vi cọc L = chiều dài ngập vào đất của cọc Iws = hệ số ảnh hưởng Chú ý rằng thành phần Qws/pL trong phương trình (11.76) là giá trị f trung bình dọc theo thân cọc. Hệ số ảnh hưởng, Iws, có quan hệ thực nghiệm đơn giản (Vesic, 1977): L Iws = 2 + 0.35 (3.6) D 49
Vesic (1977) cũng đề nghị một quan hệ thực nghiệm đơn giản xác định se(3) tương tự phương trình (3.4): Q wsCs se(3) = (3.7) Lq p Trong phương trình này, Cs = hằng số thực nghiệm = (0.93 + 0.16 L / D )Cp (3.8) Các giá trị Cp dùng trong phương trình (3.7) có thể dự tính từ Bảng 3.1. Bảng 3.1 Các giá trị Cp đặc trưng [từ Phương trình (3.4)] Loại đất Cọc đóng Cọc khoan Cát (chặt đến xốp) 0.02-0.04 0.09-0.18 Đất sét (cứng đến mềm) 0.02-0.03 0.03-0.06 Bụi (chặt đến xốp) 0.03-0.05 0.09-0.12 Theo ”Thiết kế móng cọc,” của A. S. Vesic, trong NCHRP Synthesis of Highway Practice 42, Hội đồng nghiên cứu giao thông, 1977. Trong nhiều trường hợp, tải trọng gây ra sức kháng của cọc là nhỏ so với tải trọng gây ra tại chân. Khi đó, phần đóng góp của s3 có thể bỏ qua. Ví dụ 3.1 Hình 3.2 hiển thị một cọc khoan không đều. Trong đó, L1 = 27 ft, L2 = 8.5 ft, Ds = 3.3 2 2 ft, cu(1) = 1000 lb/ft , và cu(2) = 2175 lb/ft . Hãy tính độ lún đàn hồi theo tải trọng làm việc Qw = 118.7 kip. Hãy dùng các Phương trình (11.73), (11.75), và (11.76). Lấy ξ = 0.65, Ep = 6 2 2 3×10 lb/in , Es = 2000 lb/in , µs = 0.3, và Qwp = 24.35 kip. 50
Hình 3.2: Cọc khoan nhồi không mở rộng chân Lời giải Từ phương trình (3.2), (Qwp + ξQws )L se(1) = ApEp Vậy thì, Qws = 118.7 – 24.35 = 94.35 kip vì thế [24.35 + (0.65× 94.35)] (35.5) s = = 0.000823 ft = 0.0099 in. e(1) 6  π 2   3×10 ×144   × 3.3     4   1000  Từ phương trình (3.4), Qwp C p se(2) = Db q p Từ Bảng 3.1, với sét cứng, Cp ≈ 0.04; hơn nữa, 2 2 qp = cu(b)Nc* = (2.175 kip/ft ) (9) = 19.575 kip/ft Do đó, (24.35) (0.04) s = = 0.015 ft = 0.18 in. e(2) (3.3) (19.575) 51
Mặt khác, từ các Phương trình (3.5) và (3.6),  Q   D  =  ws   s  − µ 2 se(3)     (1 s ) I ws  pL   Es  L 35 trong đó Iws = 2 + 0.35 = 2 + 0.35 = 3.15 Ds 3.3 Vậy      94.35  3.3  2 se(3) =   (1− 0.3 )(3.15) = 0.0084 ft = 0.1in. (π× 3.3) (35.5)  2000×144      1000  Độ lún tổng là se = se(1) + se(2) + se(3) = 0.0099 + 0.18 + 0.1 ≈ 0.29 in. 3.1.2. Độ lún của cọc đơn (theo SNIP 2.02.03-85, hoăc TCXD 205 : 1998) 2 Một cọc đơn xuyên qua lớp đất có môđun cắt G1, MPa (T/m ), hệ số poat-xông ν1 và chống lên lớp đất được xem như bán không gian biến dạng tuyến tính đặc trưng bởi môđun cắt G2, hệ số poat-xông ν2. Độ lún của cọc này được tính theo công thức sau đây với điều kiện tải trọng truyền lên cọc N ≤ Qa và khi L/D > 5, G1L/ G2D > 1 (ở đây L- chiều dài cọc (m), D- đường kính cọc (m)): 1) Đối với cọc đơn không mở rộng chân: N S = β (3.9) G1L trong đó: N - Tải trọng đứng truyền lên cọc, MN (Tấn) β - Hệ số xác định theo công thức: β ′ 1− (β ′/α′) β = + (3.10) λ1 Etđ trong đó: β' = 0,17 × ln(kνG1L/G2D) – hệ số ứng với cọc có độ cứng tuyệt đối (EA = ∞); α' = 0,17× ln( k LD) – hệ số đối với nền đồng nhất có các đặc trưng G1 và ν1; ν1 2 Etđ = EA/G1L – độ cứng tương đối của cọc; ν1 – thông số, xác định việc tăng độ lún do thân cọc chịu nén và tính theo công thức 52
2,12E 3/ 4 λ = tđ 1 3/ 4 (3.11) 1+ 2,12Etđ kν, k – các hệ số tính theo công thức: ν1 2 kν = 2,82 – 3,78ν + 2,18ν tương ứng khi ν = (ν1 + ν2)/2 và khi ν = ν1 ; 2) Đối với cọc đơn có mở rộng chân: 0,22N NL S = + (3.12) G2 Db EA trong đó Db – đường kính phần mở rộng của cọc. Các đặc trưng G1 và ν1 được lấy trung bình đối với tất cả các lớp đất trong phạm vi chiều sâu hạ cọc, còn G2 và ν2 – trong phạm vi 10 đường kính cọc hoặc đường kính phần mở rộng (đối với cọc có mở rộng chân) kể từ mũi cọc trở xuống với điều kiện là dưới mũi cọc không có than bùn, bùn và đất có độ sệt chảy. 3.2. Độ lún của nhóm cọc Nhóm cọc được liên kết với nhau bởi một đài cọc. Khoảng cách giữa tim của các cọc lấy ≥ 3D và 0,6; trong đó: ϕtb – góc ma sát trong trung bình của các Hình 3.3: Sơ đồ tính lún của móng cọc lớp đất trong chiều sâu hạ cọc hc; 53
∑ϕihi ϕtb = (3.13) hc ϕi – góc ma sát trong của lớp đất có chiều dày hi; Cách 2: Có 3 trường hợp: a) Ranh giới của móng quy ước khi đất nền là đồng chất (xem Hình 3.4). Hình 3.4: Xác định kích thước móng khối Hình 3.5: Xác định kích thước móng khối quy ước đối với nền đồng chất quy ước khi trong nền có tầng đất yếu Cách xác định móng quy ước tương tự cách 1, chỉ khác là lấy góc mở bằng 30o cho mọi lọai đất kể từ độ sâu 2Lc/3. b) Ranh giới của móng quy ước khi cọc xuyên qua một số lớp đất yếu và tựa vào lớp đất cứng (Hình 3.5). Cách xác định móng quy ước tương tự cách 1, riêng góc mở lấy bằng o 30 kể từ độ sâu 2Lđ1/3, với Lđ1 – phần cọc nằm dưới lớp đất yếu cuối cùng. c) Ranh giới của móng quy ước khi đất nền nằm trong phạm vi chiều dài cọc gồm nhiều lớp có sức chịu tải khác nhau (Hình 3.6). Hình 3.6: Xác định kích thước móng khối quy - Chiều rộng và chiều dài bản ước đối với nền đất nhiều lớp móng quy ước là đáy hình khối có cạnh 54
mở rộng so với mặt đứng của hàng cọc biên bằng 1/4 cho đến độ sâu 2Lc/3, từ đó trở xuống đến mặt phẳng mũi cọc theo góc mở bằng 30o. - Độ sâu đặt móng quy ước là tại mặt phẳng mũi cọc. 3.2.2. Tính lún cho móng cọc (quy ước) Tính lún cho móng cọc là tính lún cho nền đất nằm dưới mũi cọc. Nền của móng cọc gồm các lớp đất nằm trong chiều sâu chịu nén cực hạn Ha. Tải trọng trong tính toán độ lún của móng cọc là tải trọng tiêu chuẩn bao gồm trong tổ hợp tải trọng cơ bản. Các tải trọng đó là, tải trọng truyền từ kết cấu phần trên của công trình lên đỉnh đài, trọng lượng của móng khối quy ước (gồm trọng lượng của đài cọc, của các cọc và đất xung quanh các cọc trong phạm vi khối quy ước). Để tính lún cần xác định và vẽ biểu đồ ứng suất tăng thêm σz và ứng suất bản thân σzđ tại các điểm trong nền của móng quy ước dọc theo đường thẳng đứng đi qua tâm của đáy móng này Chiều sâu chịu nén cực hạn Ha kết thúc khi có σz ≤ 0,2σzđ . σz tính theo công thức σz =Kop (3.14) trong đó: p – áp lực do tải trọng công trình và móng khối quy ước gây ra (kPa). Ko – hệ số phân bố ứng suất, tra Bảng 3.2. Bảng 3.2. Giá trị hệ số Ko để xác định các ứng suất σz dưới tâm diện tích chịu tải L Tỷ số cạnh của móng chữ nhật α = z β = B B 1 1,5 2 3 6 10 20 Bài toán phẳng 0,25 0,898 0,904 0,908 0,912 0,934 0,940 0,960 0,96 0,50 0,696 0,716 0,734 0,762 0,789 0,792 0,820 0,82 1,00 0,336 0,428 0,479 0,500 0,518 0,522 0,549 0,55 1,50 0,194 0,257 0,288 0,348 0,360 0,373 0,397 0.40 2,00 0,114 0,157 0,188 0,240 0,268 0,279 0,308 0,31 3,00 0,058 0,076 0,108 0,147 0,180 0,188 0,290 0,21 5,00 0,008 0,025 0,040 0,076 0,096 0,106 0,129 0,13 55
Ghi chú: z – chiều sâu điểm tính ứng suất; B, L – chiều rộng và chiều dài của đáy khối móng quy ước σzđ tính theo công thức: n σ zđ = ∑γ ihi (3.15) i=1 trong đó: γi – dung trọng thiên nhiên của lớp đất thứ i; hi – chiều dày của lớp đất thứ i Tính lún của móng cọc theo phương pháp tổng cộng lún từng lớp, nghĩa là: - Chia chiều dày tầng nền chịu nén Ha thành n lớp nhỏ có chiều dày hi. Sau đó tính lún cho mỗi lớp chia theo công thức: β Si = σ zihi (3.16) Eoi - Tính độ lún của tầng nền chịu nén dầy Ha (độ lún tổng): n n β S = ∑Si = ∑ σ zihi (3.17) i=1 i=1 Eoi trong đó: σzi - ứng suất nén tại lớp đất thứ i β - hệ số kể đến nở hông, lấy bằng 0,8; Eoi – môđun tổng biến dạng của lớ đất thứ i Cuối cùng cần kiểm tra độ chênh lệch lún giữa các móng: S − S ∆S = 1 2 (3.18) L12 trong đó: S1, S2 – lần lượt là độ lún của móng 1 và móng 2; L12 – khoảng cách giữa hai móng. 3.3. Độ lún của móng băng cọc Móng băng cọc là móng có đài cọc hình băng và các cọc được bố trí dọc theo chiều dài dưới móng đó. Độ lún S của móng băng với 1 hoặc 2 hàng cọc (khi khoảng cách giữa tim các cọc bằng 3D – 4D) được tính theo công thức: 56
P(1−ν 2) S = δo (3.19) πEo Hình 3.7: Sơ đồ tính lún cho móng băng cọc trong đó: P – tải trọng phân bố đều trên mét dài (kN/m hoặc kG/cm) có kể đến trọng lượng của móng trong khối đất và cọc với ranh giới như sau: Phía trên là cốt nền; phía cạnh là các mặt phẳng đứng đi qua hàng cọc ngoài cùng; phía dưới là mặt phẳng đi qua mũi cọc (xem Hình 3.7); Eo và ν - giá trị môđun biến dạng và hệ số poát-xông của đất nền dưới mũi cọc trong vùng chịu nén cực hạn Ha; δo – hệ số, lấy theo biểu đồ Hình 3.8, phụ thuộc vào hệ số poát-xông ν, bề rộng quy đổi của móng B B = và độ dày quy đổi của H H lớp đất chịu nén a ; H với B – bề rộng của móng cọc lấy Hình 3.8: Biểu đồ xác định δo tới mép ngoài của hàng cọc biên; H – chiều sâu từ cốt nền đến mũi cọc; 57
Ha – độ dày của lớp đất chịu nén. Độ lún S của móng băng với 1 hoặc 2 hàng cọc (khi khoảng cách giữa tim các cọc bằng 3D – 4D) được tính theo công thức: Xác định giá trị δo theo biểu đồ Hình 3.8 như sau: H Trên đồ thị, vẽ qua điểm ứng với a một đường thẳng song song với trục hoành cắt H đường cong B tương ứng. Từ giao điểm này vẽ đường vuông góc đến gặp đường ν. Từ giao điểm này vẽ một đường song song với trục hoành đến cắt trục tung, đây chính là giá trị của hệ số δo. 3.4. Độ lún của móng bè cọc Móng bè cọc có kích thước lớn hơn 10 × 10m. Các cọc dưới móng bè bố trí cách nhau ≥ 3D và tạo thành một trường (bãi ) cọc. Độ lún tính toán của móng gồm nhiều cọc mà mũi cọc tựa lên đất tốt, có môđun biến dạng Eo ≥ 20 Mpa có thể xác định theo công thức: 0,12 pB S = (3.20) Eo trong đó: p – áp lực trung bình lên nền ở đáy đài; B – chiều rộng hoặc đường kính móng; Eotb – môđun biến dạng trung bình của lớp đất chịu nén dưới mũi cọc với chiều dày Ha= B: 1 Eotb = [Eo1h1K1 + Eo2h2K2 + + Eoi(B - Σhi-1)Ki] B (3.21) trong đó: Eo1, Eo2, , Eoi - môđun biến dạng của các lớp đất 1, 2, , i; h1, h2, , hi – chiều dày các lớp đất 1, 2, , i; K1, K2, , Ki – hệ số tùy thuộc độ sâu đáy lớp, lấy theo bảng 3.3. Bảng 3.3. Trị số K Độ sâu của đáy lớp đất (0 – 0,2)B (0,2 – 0,4)B (0,4 – 0,6)B (0,6 – 0,8)B (0,8 – 1)B (phần lẻ của B) Hệ số K 1 0,85 0,6 0,5 0,4 58
3.5. Độ lún Giới hạn của nền Độ lún giới hạn của nền có thể lấy theo Bảng H.2 trong TCXD 205 : 1998 dưới đây: 59
Chương 4 THIẾT KẾ MÓNG CỌC KHOAN NHỒI 4.1. Khảo sát địa chất công trình cho móng cọc khoan nhồi Công việc khảo sát được thực hiện theo qui định trong Tiêu chuẩn “Khảo sát địa kỹ thuật phục vụ cho thiết kế và thi công móng cọc” TCXD 160:1987. Trong cuốn chỉ dẫn kỹ thuật này, chỉ qui định cho giai đoạn khảo sát phục vụ thiết kế kỹ thuật. 4.1.1. Bố trí các điểm khảo sát 60
Các điểm khảo sát như khoan, xuyên, nén ngang, cắt cánh cần bố trí trong phạm vi xây dựng công trình. Khoảng cách giữa các điểm khảo sát là ≤ 30m. 4.1.2. Chiều sâu các điểm khảo sát Chiều sâu khảo sát phải vượt qua vùng chiều sâu chịu nén cực hạn của các lớp đất nền dưới mũi cọc tối thiểu 2 mét. Phải tìm được lớp đá hoặc lớp đất tốt để tựa đầu mũi cọc vào. Có thể tham khảo các chỉ tiêu sau đây để xác định các lớp đất tốt: 2 - Đất có Modyn tổng biến dạng Eo ≥ 300 kG/cm ; - Đất có góc ma sát trong ϕ ≥ 400. - Đất có chỉ số xuyên tiêu chuẩn SPT là N ≥ 50; 2 - Đất cát chặt có sức chống xuyên tĩnh đầu mũi qc ≥ 110 kG/cm ; 2 - Đất sét cứng có sức chống xuyên tĩnh đầu mũi qc ≥ 50 kG/cm ; Nếu gặp đá, thì cần khoan 3 điểm vào đá với độ sâu 6 mét. 4.1.3. Số lượng các điểm khảo sát Trong mỗi hạng mục công trình không được ít hơn 3 điểm cho mỗi loại khảo sát. Thí dụ trên một hạng mục công trình dùng cả khoan, xuyên và cắt cánh, thì mỗi thứ phải có từ 3 điểm trở lên. Công tác khoan là nhất thiết phải thực hiện. Nếu chiều sâu mũi cọc nhỏ thua 30m thì nên khảo sát bằng xuyên tĩnh (CPT). Nếu chiều sâu mũi cọc lớn hơn 30m thì nên khảo sát bằng xuyên tiêu chuẩn (SPT). 4.1.4. Các số liệu chủ yếu cần cho thiết kế và thi công cọc khoan nhồi Bao gồm các số liệu sau: - Trụ địa chất, mặt cắt địa chất thể hiện rõ cấu trúc địa tầng. - Những chỉ tiêu cơ lý của tất cả các lớp đất bằng thí nghiệm các mẫu đất nguyên dạng trong phòng thí nghiệm, như: phân tích thành phần hạt, dung trọng thiên nhiên của đất γw 3 3 kN/m . Tỷ trọng của đất γs kN/m ; độ ẩm W% ; giới hạn chảy WL%; giới hạn dẻo WP%; chỉ o số dẻo Wn, độ sệt IL; hệ số rỗng eo; hệ số thấm K m/sec; góc ma sát trong ϕ ; lực dình C 2 (kPa); hệ số nén a (m /kN); môđun tổng biến dạng Eo (kPa); cường độ chịu nén tức thời một trục của đá R (kPa). - Những chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất bằng thí nghiệm hiện trường như: Chỉ số N của xuyên tiêu chuẩn SPT; giá trị sức chống đầu mũi qc và ma sát bên fs của thí nghiệm xuyên tĩnh CPT; giá trị sức chống cắt không thoát nước Cu. 61
- Chế độ nước dưới đất và tính chất ăn mòn của nó. 4.1.5. Khảo sát công trình lân cận Các công trình lân cận khu vực xây dựng gồm có: Nhà, cầu, đường, công trình ngầm, hệ thống ống kỹ thuật v.v Cần khảo sát hiện trạng của chúng để lập biện pháp thiết kế và thi công móng cọc tránh ảnh hưởng bất lợi cho các công trình đó. 4.1.6. Trách nhiệm về khảo sát Việc khảo sát địa chất công trình do chủ đầu tư chịu trách nhiệm. Tư vấn thiết kế lập nhiệm vụ khảo sát. đơn vị chuyên nghiệp khảo sát lập đề cương cụ thể (được chủ đầu tư và tư vấn thiết kế chấp nhận) rồi tiến hành công tác khảo sát và thí nghiệm. Cuối cùng lập báo cáo tổng hợp về kết quả khảo sát. 4.2. Tính sức chịu tải của cọc khoan nhồi Tính sức chịu tải của cọc khoan nhồi, có thể tham khảo các phương pháp được trình bày ở Chương 2 của tài liệu này. Ngoài việc xác định sức chịu tải của cọc theo các công thức lý thuyết nhất thiết phải thí nghiệm nén tĩnh tại hiện trường. Đối với cọc khoan nhồi, thí nghiệm bằng phương pháp Osterberg là thích hợp nhất. Xác định sức chịu tải của cọc bằng phương pháp Osterberg Phương pháp thử tĩnh bằng hộp Osterberg do giáo sư người Mỹ Jorj O.Osterberg phát minh từ đầu những năm 80. Đến nay, phương pháp này đã được áp dụng rộng rãi ở nhiều nước. Ở Việt Nam cũng đã áp dụng phương pháp Osterberg thành công cho cầu Mỹ Thuận và công trình Vietcombank - Hà Nội. Tại cầu Mỹ Thuận đã thử với sức tải 3600 tấn và ở công trình Vietcombank Tower đã thử với sức tải 2400 tấn. 4.2.1. Nguyên lý thí nghiệm Osterberg Trong quá trình thi công, người ta đặt hộp tải trọng Osterberg vào đáy cọc cùng với các thiết bị đo (xem Hình 3.45). 62
Hình 4.1: Sơ đồ bố trí thiết bị và chất tải theo phương pháp thử tĩnh bằng hộp Osterberg. Thực chất hộp tải trọng Osterberg chỉ là một loại kích thuỷ lực lớn, có tiết diện hình tròn, hình vuông hay hình chữ nhật. Sau 28 ngày, bê tông cọc đã ninh kết xong, thì có thể tiến hành thí nghiệm. Khi tăng áp lực bằng cách bơm dầu vào hộp Osterberg, thì đối trọng của nó chính là trọng lượng bản thân của cọc. Một lực thẳng đứng hướng xuống dưới, do hộp Osterberg gây nên sẽ xác định dược sức chống của đất nền lên mũi cọc và đồng thời một lực thẳng đứng hướng lên trên cũng do hộp Osterberg gây nên sẽ xác định được lực ma sát của đất vào thành cọc. Từ đó, xác định được sức chịu tải của cọc là bằng tổng số của sức chống đầu mũi và sức ma sát thành. Theo nguyên lý cân bằng lực, ta có các hệ phương trình sau: gh Po = G + Pms < G + Pms (4.1) gh Hoặc Po − Pm < Pm (4.2) Trong đó: Po - Lực do hộp Osterberg gây nên; G - Trọng lượng bản thân của cọc; Pms - Sức ma sát của đất vào thành cọc; gh Pms - Sức ma sát giới hạn của đất vào thành cọc; 63
Pm - Sức chống của đất nền ở mũi cọc; gh Pm - Sức chống giới hạn của đất nền ở mũi cọc; Cọc thí nghiệm sẽ đạt đến phá hoại khi đạt đến cân bằng của một trong hai biểu thức trên, tức là đất nền dưới mũi cọc bị phá hoại trước, hoặc là ma sát thành của đất xung quanh mặt lên cọc bị phá hoại trước. Dĩ nhiên, cũng như nén tĩnh truyền thống, nhất là đối với cọc khoan nhồi, người ta không bao giờ nén đến phá hoại, mà chỉ gia tải đến cấp tải trọng bằng khoảng 2 lần sức chịu tải tính toán dùng để thiết kế của cọc là đủ. Cọc khoan nhồi thường có sức chịu tải lớn, nên áp dụng phương pháp Osterberg là rất thích hợp. 4.2.2. Xác định sức chịu tải của cọc theo biểu đồ nén lún Căn cứ vào những số đo trong quá trình thí nghiệm, người ta thiết lập được các biểu đồ quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị của cọc. Trên Hình 4.2 là một thí dụ khi chuyển vị đã đạt đến ma sát bên giới hạn. Trên Hình 4.3 là một thí dụ khi chuyển vị đã đạt đến sức chống mũi giới hạn. Hình 4.2: Các đường cong tải trọng – chuyển vị đã đạt đến ma sát bên giới hạn 64
Hình 4.3: Các đường cong tải trọng – chuyển vị đã đạt đến sức chống mũi giới hạn Xác định sức chịu tải của cọc khi chuyển vị đã đạt đến ma sát bên giới hạn như sau: Nhìn trên biểu đồ đường cong tải trọng ma sát thân cọc (Hình 4.2) ta thấy điểm 4 là điểm nằm ms ở giới hạn đàn hồi tuyến tính, có thể coi như sức chịu tải tới hạn (Pth), ở đây Pth =1100T. mũi Cũng lấy điểm 4 trên đường cong tải trọng sức chống mũi đo được, ta có Pth =2200T. Như vậy sức chịu tải tới hạn của cọc là : ms mũi Pth = Pth + Pth = 1100T + 2200T = 3300T. Nếu lấy hệ số an toàn bằng 2, thì ta có sức chịu tải sử dụng cho thiết kế là: P 3300T P = th = =1650T 2 2 Sau đó, so sánh với sức chịu tải của cọc tính theo chuyển vị đã đạt đến sức chống mũi giới hạn, xác định như sau: Trên đường cong tải trọng sức chống mũi đo được (Hình 4.3), tại điểm 4 là điểm nằm mũi ở giới hạn đàn hồi tuyến tính, ta xác định được sức chống đầu mũi của cọc là Pth = 1050T. Tiếp đó, cũng từ điểm 4 trên đường cong tải trọng ma sát thân đo được, xác định được sức sức ms chịu tới hạn do ma sát thành gây nên là Pth = 2150T. Như vậy sức chịu tới hạn của cọc khi mũi ms đạt tới sức chống mũi giới hạn là Pth = Pth + Pth = 1050T + 2150T = 3200T. Lấy hệ số an toán là 2 ta có: P = 1600T. Cuối cùng, ta lấy trị số nhỏ làm sức chịu tải của cọc để thiết kế là: Ptk = 1600T/cọc. 4.2.3. Quy trình thí nghiệm a) Hộp tải trọng Osterberg: 65
Hộp tải trọng Osterberg có cấu tạo như một kích thuỷ lực, có tiết diện hình tròn, hình vuông hay hình chữ nhật. Hiện nay công ty LOADTEST của Mỹ giữ độc quyền về công nghệ này. Khả năng tạo tải của mỗi hộp Osterberg có thể từ 200T đến 3000T. b) Các thiết bị khác gồm: - Máy bơm cao áp và hệ thống ống dẫn phục vụ cho hộp tải trọng. - Hệ thống đo chuyển vị đầu cọc và mũi cọc; - Hệ thống đo áp lực và chuyển vị của hộp tải trọng; - Máy bơm vữa áp lực cao và hệ thống ống dẫn vữa có măng-sét chôn sẵn trong cọc khi thi công; - Thiết bị ghi nhận số liệu và xử lý tại chỗ; - Máy tính với phần mềm sử dụng kết quả. c) Các bước tiến hành: + Bước 1: Hàn các bản gia cường đỡ hộp tải trọng với tất cả thép như của cọc; hàn các hộp tải trọng vào bản gia cường; hàn các đường ống dẫn áp lực và các thiết bị đo vào khung cốt thép cọc. Trường hợp có đặt tầng hộp tải trọng ở giữa cọc (khi cọc quá sâu), thì phải cắt rời hoàn toàn cốt thép chủ để đảm bảo cho hai đoạn cọc có thể chuyển dịch tương đối và trái chiều nhau (xem các Hình 4.4, 4.5, 4.6, 4.7). + Bước 2: Đặt lồng cốt thép đã hàn lắp đầy đủ hộp tải trọng, hệ thống ống dẫn và các thiết bị đo nói trên vào hố đào có chứa đầy bentonite. Để đảm bảo cho khung cốt thép đặt đúng vị trí và ổn định, cần đổ trước vào đáy hố một lớp bê tông tươi để gắn chặt khung cốt thép trước khi đổ bê tông cọc. Hình 4.4: Lắp hộp O-Cell và các thiết bị đo Hình 4.5: Hạ lồng thép đã lắp hộp O-Cel vào lồng cốt thép xuống lỗ vữa cọc khoan nhồi + Bước 3: Tiến hành đổ bê tông cọc bằng phương pháp vữa dâng như đối với cọc khoan nhồi thông thường. + Bước 4: Tiến hành thí nghiệm : tăng tải được thực hiện theo các qui định trong ASTM D-1143; theo dõi các đồng hồ và các thiết bị đo. Ban đầu cần đặt các bước tải bằng 5% sức chịu tải giới hạn của cọc thử. Sau đó, tuỳ theo tình hình chuyển vị của cọc mà quyết 66
định các cấp gia tải tiếp theo. Tại từng cấp tải trọng (khi gia tải cũng như khi giảm tải) cần đọc và ghi các đồng hồ đo tại các khoảng thời gian 1 ; 2 và 4 phút khi cấp tải trọng được giữ không đổi. Hình 4.6: Chi tiết các bản gia cường đỡ hộp Osterberg Hình 4.7: Bố trí các hộp Osterberg cho các vị trí mũi và giữa thân cọc Các đồng hồ đo chuyển vị cần có hành trình ít nhất là 10cm và độ chính xác đến 0,025mm. Tình hình thí nghiệm, các thông số và kết quả thí nghiệm đều được hệ thống ghi nhận số liệu, xử lý tại chỗ và máy tính cùng với phần mềm sẽ xử lý kết quả nhanh chóng chính xác. + Bước 5: Phun vữa xi măng để lấp đầy khoảng trống do đặt hộp tải trọng Osterberg và nối liền giữa hai đoạn cọc đã bị cắt rời khi thí nghiệm, đảm bảo cho cọc làm việc bình thường. 4.3. Tính toán móng cọc theo trạng thái giới hạn 67
4.3.1. Khái niệm cơ bản Dưới tác dụng của tải trọng và các tác động thì móng cọc có thể đạt TTGH. Cần tính toán theo 3 TTGH: - Trạng thái giới hạn 1: Kiểm tra về cường độ (đ/với cọc, đài cọc) và về ổn định (đ/với nền cọc) - Trạng thái giới hạn 2: Kiểm tra về biến dạng (đối với nền cọc). - Trạng thái giới hạn 3: Kiểm tra về điều kiện hình thành và mở rộng các vết nứt (đối với cọc và móng cọc). Khi kiểm tra móng cọc và nền theo sức chịu tải (trạng thái giới hạn thứ nhất) cần tính với tải trọng tính toán, tổ hợp tải trọng cơ bản và đặc biệt (gồm động đất, gió, v.v ). Khi kiểm tra theo biến dạng (trạng thái giới hạn thứ hai) thì dùng tải trọng tiêu chuẩn và tổ hợp cơ bản. Dùng các chỉ tiêu tính toán (Att) của vật liệu (cọc, đài cọc) và của đất nền. Mục đích tính toán: Đảm bảo cho công trình xây dựng trên móng làm việc bình thường lâu dài trong quá trình khai thác, sửa chữa v. v 4.3.2. Nội dung thiết kế móng cọc I. Các số liệu cần thiết để thiết kế 1. Tài liệu về công trình 2. Tài liệu về đất nền (Địa chất) II. Nội dung và trình tự thiết kế 1. Chọn loại cọc và phương án móng cọc 2. Xác định kích thước cọc và sức chịu tải của cọc 3. Xác định độ sâu đặt đài cọc và sơ bộ chọn kích thước đài cọc 4. Xác định số lượng cọc và bố trí cọc 5. Kiểm tra sức chịu tải của cọc (sau khi bố trí cọc) 6. Kiểm tra đâm thủng đài cọc; và bố tri cốt thép 7. Tính toán cốt thép: tính Fa yêu cầu, bố trí cốt thép và kiểm tra hàm lượng thép 8. Tính toán kiểm tra móng cọc và nền của móng cọc theo trạng thái giới hạn 1 hay trạng thái giới hạn 2 tuỳ theo loại công trình và tải trọng tác dụng. 9. Tính toán kiểm tra đài cọc và cọc theo trạng thái giới hạn 3 (tức tính toán kiểm tra kẽ nứt) theo quy phạm thiết kế các cấu kiện bê tông cốt thép 4.4. Thiết kế cọc khoan nhồi 4.4.1. Kích thước cọc khoan nhồi 68
Đường kính tối thiểu của cọc khoan nhồi được diễn giải như sau: Đối với cọc khoan có cốt thép quy định, hầu hết các luật xây dựng đều đề nghị dùng một cường độ bê tông thiết kế, fc, theo bậc fc’/4, Qw Qw fc = 0.25fc '= = A π 2 gs D 4 s Do đó, đường kính tối thiểu trở thành: Q Q D = w = 2.257 u (4.3) s  π  f '  (0.25)f ' c  4  c trong đó: Ds = đường kính cọc fc’ = cường độ bê tông 28 ngày Qw = tải trọng làm việc của cọc khoan Ags = tổng diện tích mặt cắt ngang của cọc Trong tính toán thiết kế móng Cèt ®¸y ®µi cọc khoan nhồi dùng cho nhà cao tầng ở Việt Nam thường chọn đường kính cọc 0,60m; 0,80m; 1,0m; 1,20m; 1,40m. Chiều dài cọc, tuỳ theo điều kiện địa chất công trình từng điểm xây dựng. Thí dụ ở Hà Nội, cọc nhồi thường cắm vào tầng cát lẫn cuội sỏi ở độ sâu 40 - 50m. ở thành phố Hồ Chí Minh, cọc Vßng ®Öm ®Ó ®¶m b¶o chiÒu dµy nhồi thường cắm vào tầng sét pha nửa líp bª t«ng b¶o vÖ 7cm cứng tại độ sâu 30-50m. 4.4.2. Bê tông cọc nhồi Bê tông phải có mác R ≥250#, thường dùng mác 300, dùng không ít hơn 425kG xi măng cho 1m3 bê tông. Độ sụt thông thường từ 16 đến 20cm. 4.4.3. Cốt thép trong cọc nhồi Cốt thép được thiết kế theo quy định sau đây: Khung thep gãc ®Ó chèng ®Èy næi69 lång cèt thÐp khi ®æ bª t«ng Hình 4.8: Cấu tạo lồng thép
- Cốt thép được bố trí theo tính toán. - Nếu cọc chịu nén đúng tâm, thì cốt thép chỉ cần bố trí đến 1/3 chiều dài cọc (ở phía đầu cọc). - Nếu cọc chịu uốn, chịu kéo, chịu nhổ thì cần bố trí cốt thép hết cả chiều dài cọc (xem Hình 3.1) - Cọc chịu nén có hàm lượng thép chủ (thép dọc) ≥ 0,2 ÷ 0,4% - Cọc chịu uốn, chịu kéo, chịu nhổ có hàm lượng thép chủ ≥ 0,4 ÷ 0,65% - Cốt thép chủ bố trí theo chu vi cọc, có đường kính tối thiểu Ø≥12mm - Cốt thép đai Ø6 ÷ 10mm đặt cách nhau 200 ÷ 300mm có thể dùng cốt đai đơn hoặc vòng xoắn liên tục. Vòng xoắn liên tục chỉ nên dùng cho loại cọc nhỏ (D = 60cm và D = 80cm) - Nếu lồng cốt thép dài hơn 4m, thì cứ cách nhau mỗi đoạn 2m cần bổ sung một thép đai có đường kính lớn hơn (thí dụ Ø12 hoặc Ø14) để tăng cường cho lồng cốt thép, đồng thời để gắn các miếng kê tạo lớp bảo vệ cốt thép bằng bê tông. - Lớp bê tông bảo vệ cốt thép không được nhỏ hơn 5cm. Thông thường là 7cm. - Khoảng cách giữa các cốt thép dọc (thép chủ) không được nhỏ hơn 10cm. - Nếu tiết diện của cọc nhỏ hơn 0,5m2, thì hàm lượng cốt thép dọc không được nhỏ hơn 0,5%. Nếu tiết diện cọc từ 0,5m2 đến 1m2, thì hàm lượng cốt thép dọc thường là khoảng 0,25%. - Để chống đẩy trồi lồng cốt thép khi đổ bê tông (bằng phương pháp vữa dâng) thì cần bố trí 2 khung thép hình ở đầu mũi cọc, cách nhau 2m (xem Hình 4.8) - Nối cốt thép cọc không đước hàn hơi, chỉ được buộc hoặc hàn chấm bằng điện. - Buộc nối ống dẫn đầu thu và đầu phát siêu âm (kiểm tra chất lượng bê tông cọc nhồi) vào thép chủ (xem Hình 4.9). èng siªu ©m Số lượng các ống siêu âm được bố trí tuỳ thuộc theo tiết diện cọc. Cọc có đường kính D ≤ 1,00m thì dùng 3 ống Cọc có đường kính D ≈1,00m ÷ 1,30m thì dùng 4 ống. Cọc có đường kính D = 1,30m ÷ 1,50m thì dùng 5 Hình 4.9: Đặt ống siêu âm ống Cọc có đường kính D >1,50m thì dùng 6 ống 4.4.4. Dung dịch khoan Dung dịch khoan thường dùng bentonite để giữ cho thành hố khoan không bị sập. 70
Dùng bentonit, cần chú ý những điểm sau: - Dung dịch khoan phải phù hợp với các đặc tính lý hoá của đất và của nước dưới đất. - Một dung dịch mới, trước khi sử dụng phải có các đặc tính sau: + Độ nhớt Marsh > 35 giây. + Hàm lượng cát bằng 0 + Độ tách nước dưới 30cm3 + Đường kính hạt dưới 3mm + Dung trọng γ = 1,01 ÷ 1,05 (trừ trường hợp đặc biệt khi dùng loại dung dịch sét nặng super moch) - Khi thu hồi bentonite để dùng lại, hàm lượng cát phải nhỏ hơn 3 ÷ 5% Chú ý: Việc dùng dung dịch khoan (bentonite) là của người thi công nhưng người thiết kế phải quy định, vì biết rõ cấu tạo địa tầng. 4.5. Thiết kế đài cọc khoan nhồi Đài cọc có chức năng tryền tải trọng của kết cấu bên trên xuống và liên kết các cọc gần nhau lại để chúng cùng làm việc như một nhóm cọc. Sau đây sẽ giới thiệu cách thiết kế đài cọc của 1 cọc, của 2 cọc, của 3 cọc và đài cọc của 4 cọc. 4.5.1. Đài 1 cọc Chiều cao của đài cọc h = h0 + 5cm (xem Hình 4.10 và Hình 4.11) Trong đó h0 là chiều cao hữu ích của đài cọc (tính từ mặt cốt thép đến mặt trên của đài cọc) còn 5cm là chiêù dày lớp bê tông bảo vệ cốt thép. C − b  h ≥ 0 4   (4.4) C − a h ≥  0 4  ở đây, C là kích thước ngang tương đương của cọc πD 2 C = (4.5) 4 71
(các ký hiệu a, b, D xem Hình 4.10) Hình 4.10: Cấu tạo đài của 1 cọc Hình 4.11: Bố trí cốt thép cho đài 1 cọc Cốt thép cần thiết cho đài 1 cọc: P(C − b)  ≥ Fa  8h0Ra   (4.6) P(C − a) F ≥  a  8h0Ra  trong đó: P: Tải trọng ở chân cột Ra: Cường độ tính toán của cốt thép Theo kinh nghiệm, diện tích cốt thép tối thiểu được bố trí như sau: - Cốt thép ngang, thường dùng khoảng 4cm2 cho mỗi mét chiều rộng của đài - Cốt thép dọc, thường dùng khoảng 2h cm2 cho mỗi mét bề mặt cạnh của đài (h là chiều cao đài cọc, tính bằng mét). - Cốt thép trung gian, thường dùng khoảng 3cm2 cho mỗi mét bề mặt cạnh của đài. (Thép ngang, thép dọc dùng Ø ≥ 12, thép trung gian Ø ≥ 8mm) 72
Theo kinh nghiệm, có thể dùng kích thước đài cọc của 1 cọc nhồi như sau (với mác bê tông thông dụng 250# ÷ 300#) - Chiều cao đài cọc: h = d + 10cm (d là đường kính cọc) - Diện tích đài cọc: A = B = d + 40cm 4.5.2. Đài 2 cọc Cấu tạo đài cọc như Hình 4.12 Các kích thước chủ yếu của đài cọc như sau: - Chiều cao hữu ích của đài cọc: e a h = 1,4( − ) (4.7) 0 2 4 trong đó: e: Khoảng cách giữa hai tim cọc e ≥ 3d a: Cạnh dài của tiết diện cột (Các kích thước đều có thứ nguyên là mét) - Chiều cao đài cọc: Hình 4.12: Cấu tạo đài 2 cọc h = h0 + 0,05m (4.8) Chiều dày tầng bê tông bảo vệ cốt thép ≥ 5cm Theo kinh nghiệm, các kích thước của đài cọc thường xác định như sau: - Chiều cao đài hai cọc: h≥ 2d + 10cm (4.9) (d: là đường kính của cọc) - Diện tích đài cọc + Cạnh dài: A = e + d + f (4.10) + Cạnh ngắn: B = d + f (4.11) Với f là tầng bảo vệ của bê tông ngoài cốt thép, f ≥ 30cm. - Mác bê tông đài cọc: 250# ÷ 300# - Cốt thép trong đài thường dùng loại AII - Cốt thép ở đáy đài được tính toán theo lực cắt T: T = 0,5P cotg θ (4.12) 73
trong đó: P: Tải trọng thẳng đứng từ cột truyền xuống móng Góc θ thường dùng: 500 < 0 < 540 Diện tích cốt thép ở đáy đài: T Fa ≥ (4.13) Ra trong đó: Ra: Cường độ tính toán của cốt thép - Bố trí cốt thép trong đài cọc như Hình 4.13. Theo kinh nghiệm, có thể bố trí cốt thép như sau: - Cốt thép ngang (ở đỉnh đài và đáy đài) thường dùng ≥ 5cm2 cho mỗi mét chiều dài của đài cọc. Hình 4.13: Bố trí cốt thép đài 2 cọc - Cốt thép dọc, thường dùng ≥ 3h cm2 cho mỗi mét bề mặt cạnh của đài (h là chiều cao đài cọc, tính bằng mét). - Cốt thép trung gian, thường dùng khoảng 4cm2 cho mỗi mét là mặt cạnh của đài. (Thép ngang, thép dọc dùng Ø ≥ 14mm, thép trung gian Ø ≥10mm) 4.5.3. Đài 3 cọc Cấu tạo mặt bằng đài cọc, thông thường được thể hiện như ở Hình 4.14. - Những kích thước hình học của mặt bằng đài cọc thông thường. D1 = D2 = D3 (= D) e = e1 = e2 ≥ 3D 3 e = e 3 2 3 A = B = e + (D + 0,03) 3 Hình 4.14: Cấu tạo mặt bằng đài 3 cọc 74
3 C = C1 = (D + 0,30) 3 3 C2 = e + D + 0,30 3 3 C3 = e + 2 (D + 0,30) 3 (D là đường kính cọc, e là khoảng cách giữa các tim cọc). - Chiều cao đài cọc: h ≥ 2D + 10cm (4.14) - Bê tông đài cọc mác R# = 250 ÷ 300 - Cốt thép thường dùng loại AII - Cốt thép ở đáy đài phải lớn hơn lực cắt do phản lực đầu cọc gây nên: cotgθθ Pg cot TF= = (4.15) p 33 trong đó: P: Tải trọng thẳng đứng ở chân cột FP: Phản lực ở đài cọc θ: Góc tạo bởi đường nối giữa tim chân cột tại đỉnh đài đến tim đầu cọc ở đáy đài với mặt phẳng. - Diện tích cốt thép ở đáy đài T Fa ≥ (4.16) Ra trong đó: Ra: Cường độ tính toán của cốt thép - Lực cắt đối với cốt thép ở vành khung chu vi biên đáy đài cọc: T 3 P 3 T = = cot gθ (4.17) c 3 9 - Diện tích cốt thép ở vành khung chu vi biên đài cọc ở đáy đài TC Fac ≥ (4.18) Ra Theo kinh nghiệm, thường bố trí thép như sau: - Dùng 4 Ø25 đến 4 Ø30 ở chu vi biên đáy đài cọc 75
Hình 4.15: Cấu tạo cốt thép đài 3 cọc - Lưới thép ở mặt trên, mặt đáy và mặt cạnh của đài cọc dùng Ø10 đến Ø16 đặt cách đều nhau 20cm Bố trí thép đài cọc có thể tham khảo Hình 4.15. Chú ý: Đường kính cọc càng lớn thì thép trong đài càng lớn. 4.5.4. Đài 4 cọc Cấu tạo cốt thép đài 4 cọc xem Hình 4.16 - Chiều cao đài cọc h ≥ 3D + 10cm (D là đường kính cọc, tầng bảo vệ của bê tông là 5cm) - Khoảng cách từ mép cọc đến mép đài ≥ 200mm - Khoảng cách giữa các tim cọc e ≥ 3D - Thép bố trí ở mặt trên, mặt dưới và mặt cạnh của đài cọc thường ≥ 6cm2/l mét dài bề mặt, tức là dùng khoảng Ø12 ÷ 18 a200. Tuỳ theo đường kính cọc càng lớn, thì dùng đường kính cốt thép càng lớn. Thép thường dùng là loại AII. Hình 4.16: Cấu tạo cốt thép đài 4 cọc 76
4.5.5. Xác định số lượng cọc trong đài móng và kiểm tra khả năng chịu tải của cọc Việc bố trí các cọc trong đài cọc dưới cột đã nói ở phần trên cho các trường hợp 1, 2, 3 và 4 cọc. Dưới đây là phương pháp chung xác định số lượng cọc cần thiết bố trí trong đài cọc để đảm bảo cho móng cọc làm việc an toàn và ổn định. I. Xác định số lượng cọc Nhóm cọc làm việc có hiệu quả khi khoảng cách giữa tim các cọc gần nhau ≥ 3D (D là đường kính hay cạnh cọc). Việc xác định số lượng cọc khi biết sức chịu tải tính toán của cọc được thực hiện như sau: - Áp lực tính toán do phản lực đầu cọc tác dụng lên đáy đài có thể tính theo: Qtt ptt = (4.19) (3D)2 trong đó: Qtt: Sức chịu tải tính toán của cọc, lấy giá trị nhỏ nhất của sức chịu tải cọc tính theo vật liệu, theo đất nền và theo kết quả xuyên tiêu chuẩn (xem Chương 2) - Diện tích sơ bộ của đáy đài: N tt = o FSb tt (4.20) p −γ tb hn ở đây: tt No : Lực dọc tính toán xác định tại cốt đỉnh đài h: Độ sâu đặt đáy đài n: Hệ số vượt tải, n = 1,1 γtb: Trị trung bình của trọng lượng riêng đài cọc và đất trên các bậc đài, 3 γtb = 20 ÷ 22kN/m - Trọng lượng tính toán sơ bộ của đài và đất trên các bậc: tt NSb = nFSbh γtb (4.21) - Số lượng cọc sơ bộ: tt tt Sb N0 + N Sb nc = (4.22) Qtt sb - Sau khi tính được số lượng cọc sơ bộ nc , căn cứ thêm vào khả năng chịu tải lệch tt tâm, ta chọn số lượng cọc chính thức nc . Bố trí các cọc trong đài cọc với khoảng cách giữa các tim cọc ≥ 3D và khoảng cách từ tim cọc biên đến mép đài ≥ 0,7D. Sau đó xác định diện tt tích thực tế của đài Fd . 77
II. Kiểm tra khả năng chịu tải của cọc tt Với số cọc tìm được nc , ta tiến hành bố trí cọc (chẳng hạn, như Hình 4.17). Cọc được bố trí có thể phải chịu tải trọng vượt quá sức chịu tải tính toán của nó, vì thế cần tính toán kiểm tra lại. - Trọng lượng tính toán thực tế của đài và đất trên các bậc: tt tt N d = n Fd h γtb (4.23) Hình 4.17a: Sơ đồ xác định số lượng cọc - Khi móng cọc chịu tải trung tâm, lực truyền xuống cọc được xác định là: N tt + N tt tt = 0 d P tt (4.24) nc Kiểm tra lực truyền xuống cọc: tt P ≤ Qvl (4.25) tt và P + Pc ≤ Qd (4.26) trong đó: Qvl: Sức chịu tải của cọc theo vật liệu Qd: Sức chịu tải của cọc theo đất nền, hoặc theo xuyên hoặc theo nén tĩnh Pc: Trọng lượng của cọc Nếu lực truyền xuống cọc không đảm bảo các điều kiện (4.25) và (4.26) thì cần tăng số cọc lên hoặc tăng sức chịu tải của cọc lên bằng cách tăng chiều dài cọc hoặc tăng tiết diện cọc. - Khi móng cọc chịu tải lệch tâm tổng quát, thì xác định lực truyền xuống các cọc dãy biên theo công thức: 78
Ntt+ N tt My tt Mxtt tt =0 d ±± xmax ymax Pmax tt tt tt (4.27) nncc min nc 22 ∑∑yxii ii=11= trong đó: tt nc : Số lượng cọc trong móng tt tt Mx , My : Mô men tính toán tương ứng với trục x và trục y tt tt Mx = N .ey tt tt My = N .ex tt tt tt N = N0 + Nd xmax, ymax: Khoảng cách từ tim cọc biên đến trục y, trục x xi, yi: Khoảng cách từ tim cọc thứ i đến các trục đi qua trọng tâm diện tích tiết diện các cọc tại mặt phẳng đáy đài. Lực truyền xuống cọc thứ i cũng xác định theo công thức (4.27) nhưng thay xmax bằng xi và Hình 4.17b: Sơ đồ xác định ymax bởi yi. Chú ý các dấu cộng, dấu trừ cho phù lực xuống cọc hợp. Kiểm tra lực truyền xuống cọc: tt Pmax ≤ Qvl (4.28) tt Pmax + Pc ≤ Qd (4.29) Trường hợp móng cọc chống thì: Ptt +≤ PQ max cv (4.30) tt * Pmax +≤ PQ cd Chú ý: * - Qd là sức chịu tải của cọc chống; - Cần bố trí kết cấu phần trên công trình sao cho các cọc trong móng không có cọc nào tt chịu lực kéo, nghĩa là: Pmin > 0 ; - Trong trường hợp không thỏa mãn các điều kiện (4.25), (4.26), (4.28), (4.29), (4.30), thì cần tiến hành hoặc chọn lại số lượng cọc, hoặc thay đổi kích thước cọc (đường kính, chiều dài cọc) v.v để thỏa mãn các điều kiện trên. 4.6. Kiểm tra đâm thủng đài cọc 79
Điều kiện chống đâm thủng: Pđt ≤ Pcđt (4-31) Pđt ≤ 0,75RK.ho.btb (4-32) trong đó: Pđt: Lực đâm thủng, được lấy như sau: Khi móng cọc có đài hình vuông chịu tải trung tâm thì Pđt lấy bằng tổng phản lực của các cọc ngoài tháp đâm thủng 45o (xem Hình 3.12). Khi móng cọc có đài chữ nhật hay chịu tải lệch tâm thì Pđt là tổng phản lực của các đầu cọc nằm ngoài đáy tháp đâm thủng ở phía có phản lực max. btb: Được lấy như sau: Khi móng cọc đáy hình Hình 3.12: Đài cọc dưới cột vuông chịu tải trung tâm, thì btb là trung bình cộng của chu vi đáy trên và đáy dưới của tháp đâm thủng, còn khi móng có đài hình chữ nhật hoặc chịu tải lệch tâm thì btb là trung bình cộng của cạnh ngắn đáy trên và đáy dưới của tháp đâm thủng. Rk: Cường độ chịu kéo tính toán của bê tông làm đài cọc. Theo kinh nghiệm thì chiều cao làm việc của đài cọc ho ≥ 3d là thích hợp, trong đó d là đường kính cọc. 4.7. Kiểm tra nền móng cọc theo trạng thái giới hạn thứ nhất (theo sức chịu tải và ổn định) 4.7.1. Đối với móng cọc chống có nc cọc Sức chịu tải giới hạn của móng xác định theo công thức: Ngh = Rgh.Fc.nc (4.33) trong đó: Rgh: Cường độ giới hạn của nền dưới mũi cọc chống ứng với khi hình thành xong mặt trượt trong nền; Fc: Diện tích tiết diện ngang của cọc. Để cho nền móng cọc chống ổn định thì tt tt Ngh ≥ 1,2 ( N0 + Nd + nc Pc ) (4.34) 4.7.2. Đối với móng cọc ma sát 80
− Cần kiểm tra ổn định của móng cọc có đáy như thể hiện trên Hình 4.18; lúc đó sức chịu tải giới hạn của móng: Ngh = RghF+ u∑fihi (4.35) Hình 4.18: Sơ đồ xác định cường độ giới hạn của nền dưới móng cọc ma sát trong đó: Rgh: Cường độ giới hạn của nền dưới móng cọc ma sát ứng với trạng thái cân bằng giới hạn của nền, tức là khi đã hình thành mặt trượt trong nền. F: Diện tích đáy móng cọc. u: Chu vi của móng có diện tích đáy F fi: ma sát thành đơn vị của lớp đất thứ i có chiều dày li mà cọc xuyên qua Để nền được ổn định, thì phải có tt tt Ngh ≥ 1,2 (N0 + NM ) (4.36) ở đây: tt NM : Trọng lượng tính toán của khối có diện tích đáy F và có chiều cao từ chân cọc đến cốt nền 81
Hình 4.19: Sơ đồ xác định lực tác dụng lên nền dưới móng cọc ma sát − Theo phương pháp mặt trượt trụ tròn: Mặt trượt có thể cắt qua cọc, đi qua chân cọc biên hoặc đi qua nền phía dưới. Hệ số ổn định trượt xác định theo công thức: ∑M i giu K = (4.37) ∑M i gay truot Khi mặt trượt trụ tròn đi qua các cọc, thì sức chống lực cắt của các cọc sẽ cản lại sự trượt nhưng trong tính toán có thể bỏ qua để tăng thêm độ an toàn. Giả thiết hàng loạt tâm trượt bất kỳ, vì các mặt trượt tương ứng, xác định các hệ số K tương ứng. Để nền móng cọc ma sát được ổn định thì phải có: Kmin ≥ 1,2 4.8. Kiểm tra móng cọc theo trạng thái giới hạn thứ hai (theo điều kiện biến dạng) - Nói chung không cần tiến hành dự tính độ lún của móng cọc chống (mũi cọc tựa trên đất hòn lớn, cát chặt và sét cứng). - Độ lún của móng cọc chống chủ yếu là do biến dạng đàn hồi của cọc (xem Mục 3.1). - Tùy theo kích thước của móng và cách bố trí cọc trong móng, việc dự tính độ lún có thể phân ra: Độ lún của nhóm cọc, băng cọc, bè cọc hoặc của cọc đơn. 4.8.1. Tính toán móng cọc chống * Đối với Cọc chống: Dùng biểu thức tính sau đây để khống chế độ lún và biến dạng ngang cọc. i Pci Ni ≤ Qav = (4.38) kc i Pcngi Hi ≤ Qah = (4.39) kc trong đó, Pci và Pcngi – sức chịu tải dọc trục và ngang trục của cọc theo biến dạng giới hạn, được lấy theo kết quả thí nghiệm nén tĩnh. Độ lún cọc chống có thể tính theo phương pháp trình bày trong Chương 3, mục 3.1. * Đối với Móng cọc chống: Trị số độ lún có thể xảy ra của móng cọc được lấy bằng độ lún của cọc đơn. 4.8.2. Tính toán móng cọc ma sát 82
Lấy điều kiện biến dạng để khống chế theo biểu thức: S ≤ Sgh (4-40) ∆ ≤ ∆gh (4-41) trong đó: S, Sgh - lần lượt là độ lún tính toán và độ lún giới hạn của móng; ∆, ∆gh - lần lượt là chuyển vị ngang tính toán và chuyển vị ngang giới hạn của móng Để tính S ta đưa về móng quy ước (xem mục 3.2.1, Chương 3). Tính và kiểm tra lún theo tinh thần TCXD, coi nền của móng cọc là môi trường biến dạng tuyến tính, vì thế ứng suất tiêu chuẩn dưới đáy móng quy ước σtc phải nhỏ hơn áp lực tiêu chuẩn của đất nền RM. - Đối với móng chịu tải đúng tâm thì: tc σ ≤RM (4-42) Đối với móng chịu tải lệch tâm: tc σ max ≤ 1,2RM (4-43) tc và σ tb ≤ RM (4-44) ở đây: N tc + N tc σ tc = 0 abcd (4-45) FM FM = LM.BM: Diện tích đáy móng khối quy ước ϕtb LM = L + 2H.tg 4 Hình 3.15: Sơ đồ móng khối quy ước ϕtb BM = B + 2H. tg 4 σ tc + σ tc σ tc = max min tb 2 N tc + N tc  6e 6e  σ tc = 0 abcd  ± L ± B  max 1  (4-46) min LM BM  LM BM  Khi lệch tâm theo một trục thì: N tc + N tc  6e  σ tc = 0 abcd  ± L  max 1  (4-47) min LM BM  LM  trong đó: 83
tc N0 : Tải trọng tiêu chuẩn của công trình tác dụng lên đỉnh đài tc Nabcd : Trọng lượng tiêu chuẩn của khối móng quy ước có mặt cắt abcd và có 2 cạnh đáy là LM và BM Độ lệch tâm theo một trục là: M tc = eL tc tc N o + N abcd ở đây: Mtc: Mômen tiêu chuẩn tương ứng với trọng tâm đáy khối quy ước RM – cường độ tính toán của đất ở đáy móng khối quy ước: m1m2 RM = (ABM γ II + BHM γ II′ + DcII ) (4-48) Ktc trong đó: γII, γ'II+: Trị tính toán thứ hai của trọng lượng riêng đất tương ứng dưới đáy khối quy ước và từ đáy khối quy ước trở lên. Trị số 1,1 là kể đến sự tăng trọng lượng riêng của đất do đóng cọc cII: Trị tính toán thứ hai của lực dính đơn vị của đất ngay dưới đáy khối quy ước. A, B, C: Những hệ số tra Bảng (4.1) dựa theo trị tính toán thứ hai của góc ma sát trong của đất ở đáy khối quy ước. m1, m2: Các hệ số phụ thuộc tính chất đất nền và tính chất kết cấu công trình, tra bảng (4.2). Bảng 4.1. Hệ số A, B, C Trị tính toán của Các hệ số Trị tính toán của Các hệ số góc ma sát ϕII (độ) A B C góc ma sát ϕII (độ) A B C 0 0 1 3,14 23,5 0,69 3,76 6,31 2 0,03 1,12 3,32 24 0,72 3,87 6,50 3 0,04 1,19 3,41 24,5 0,75 4 6,56 3,5 0,05 1,22 3,46 25 0,78 4,11 6,67 4 0,06 1,25 3,51 25,5 0,81 4,24 6,78 4,5 0,07 1,28 3,56 26 0,84 4,37 6,90 5 0,08 1,31 3,61 26,5 0,87 4,51 7,02 5,5 0,09 1,35 3,66 27 0,9 4,65 7,11 6 0,10 1,39 3,71 27,5 0,94 4,79 7,27 6,5 0,11 1,43 3,76 28 0,98 1,93 7,40 7 0,12 1,47 3,81 28,5 1,02 5,08 7,53 7,5 0,13 1,51 3,87 29 1,06 5,24 7,67 8 0,14 1,55 3,93 29,5 1,1 5,41 7,81 8,5 0,15 1,59 3,99 30 1,15 5,59 7,95 84