BỘ XÂY DỰ NG NG
TRƯỜ NG NG ĐẠI HỌC XÂY DỰ NG NG MIỀN TÂY
GIÁO TRÌNH
NỀN MÓNG CÔNG TRÌNH (Bản dự th thảo)
Biên soạn ThS. LÊ HOÀNG VIỆT
Vĩnh Long, tháng 8 năm 2016
2
MỤC LỤC LỜ I NÓI ĐẦU .......................... ....................................... .......................... ........................... ........................... .......................... ........................... ................... ..... 6 Chương 1: KHÁI NIỆM VỀ NỀN MÓNG ............................... ............................................ ........................... ..................... ....... 7 1.1 Khái niệm .......................................... ................................................................ ............................................ ............................................. ................................. ..........7
....................................... ........................... ........................... ........................... .......................... ................ ... 7 1.1.1 Các loại móng : ......................... 1.1.2 Các lọai nền:. .......................... ....................................... ........................... ........................... ........................... ........................... .................. ..... 8 1.2 Độ lún của móng móng .......................................... ................................................................ ............................................ ............................................ ......................9
1.2.1 Độ lún cố kết kết của đất nền đất theo phương pháp tổng phân tố với đường ....................................... ........................... ........................... ....................... .......... 9 quan hệ: e – p p của thí nghiệm cố kết .......................... ............... 11 1.2.2 Độ lún tính theo đường quan hệ: e – logp – logp của thí nghiệm cố kết ................ .................. 12 1.2.3 Tính lún bằng phương pháp lý thuyết bán không gian đàn hồi: ................... ....................................... ........................... ............... 14 1.2.4 Tính lún bằng phương pháp lớp đàn hồi: ......................... ....................................... ........................... ......................... ............ 17 1.2.5 Độ lún theo thời gian của nền đất ......................... 1.2.6 Độ lún do nén thứ cấp của đất nền ......................... ....................................... ........................... ....................... .......... 19 1.3 Sức chịu tải của đất nền ............................................. .................................................................... ............................................. .......................... ....20
............. 20 1.3.1 Phương pháp tính dựa trên mức độ phát triển vùng biến dạng dẻo .............. .................... 23 1.3.2 Phương pháp tính dựa trên giả thuyết cân bằng giới hạn điểm .................... 1.3.3 Sức chịu tải theo các thí nghiệm hiện trường .......................... ....................................... ..................... ........ 26 1.4 Các phương pháp tính tính và các dữ liệu để tính toán Nền Móng ................................ ................................28
........................................ ........................... ........................... ........................... ................ ... 28 1.4.1 Các phương pháp tính .......................... 1.4.2 Các dữ liệu để tính tóan nền móng .......................... ........................................ ........................... ....................... .......... 29
Chương 2: MÓNG NÔNG ........................... ........................................ .......................... ........................... ........................... ..................... ........ 37 2.1 Khái niệm .......................................... ................................................................ ............................................ ............................................. ............................... ........37 2.2 Phân loại ............................................ .................................................................. ............................................ ............................................. ............................... ........38 2.3 Ứng suất tiếp xúc dưới đáy đáy móng ............................................ ................................................................... ................................... ............39 2.4 Tính toán móng móng đơn chịu tải tải đứng đúng đúng tâm ............................................ ........................................................... ...............40 2.5 Tính toán móng đơn chịu tải thẳng đứng lệch tâm nhỏ .......................................... ............................................43 2.6 Tính toán móng nông chịu tải thẳng đứng lệch tâm lớn (móng chân vịt) ...............47 2.7 Móng băng dưới tường chịu tải thẳng đứng .......................................... ............................................................. ...................48 2.8 Móng băng dưới hàng cột (giả thiết phản lực nền phân bố tuyến tính) ..................... ..................... 50 2.9 Tính toán móng bè theo phương pháp phản phản lực nền phân bố tuyến tuyến tính ..............54 2.10 Các dạng móng đặc đặc biệt ........................................... .................................................................. ............................................. .......................... ....56 2.11 Dầm trên nền Winkler ........................................... .................................................................. ............................................. .............................. ........60 2.12 Móng bè bè trên nền Winkler .......................................... ................................................................. ............................................. ........................ 69 Bài tập chương 2 ......................................... ............................................................... ............................................. .............................................. ........................... ....71
3
Chương 3: MÓNG CỌC ............................................................................................. 74 3.1 Khái niệm .....................................................................................................................74 3.2 Phân loại móng cọc ......................................................................................................74
3.2.1 Theo vật liệu cọc ........................................................................................... 74 3.2.2 Theo khả năng chịu tải ................................................................................. 74 3.2.3 Theo chiều sâu đặt đài .................................................................................. 74 3.2.4 Theo đặc tính chịu lực ................................................................................. 74 3.3. Xác định sức chịu tải của cọc theo vật liệu ................................................................74 3.4 Sức chịu tải dọc trục của cọc theo đất nền .................................................................77
3.4.1. Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lí của đất nền (TCVN: 205 – 1998) .. 77 3.4.2 Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền (TCVN: 205-1998) ................................................................................................................... 80 3.4.4 Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ học của đất nền hay là phương pháp tĩnh học .............................................................................................................. 84 3.4.5 Sức chịu tải của cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên hiện trường ................ 88 3.5 Xác định sức chịutải của cọc theo thí nghiệm hiện trường .......................................93
3.5.1 Xác định sức chịu tải của cọc theo công thức động ..................................... 93 3.5.2 Xác định sức chịu tải của cọc theo kết quả nén tĩnh cọc .............................. 98 3.6 Cọc chịu tải trọng ngang ...........................................................................................101 3.7 Thiết kế móng cọc .......................................................................................................105 3.8 Thi công cọc khoan nhồi .............................................................................................114 3.8.1 Cọc nhồi ổn định thành vách bằng ống chống ........................................... 114 3.8.2 Cọc nhồi và cọc barrette ổn định thành vách bằng bùn khoan ................... 115
Bài tập chương 3 ........................................................................................................ 119 Chương 4: KIỂM TRA CHẤT LƯỢNG CỌC ...................................................... 122 4.1. Giôùi thieäu chung ........................................................................................................122 4.2. Phöông phaùp thöû ñoäng bieán daïng nhoû (PIT) .........................................................122
4.2.1. Nguyên lý phương pháp : .......................................................................... 122 4.2.2 Các thiết bị sử dụng : .................................................................................. 125 4.2.3 Trình tự tiến hành : ..................................................................................... 127 4.2.5. Ứng dụng một công trình thực tế ............................................................... 129 4.3. Phương pháp siêu âm truyền qua ............................................................................129
4.3.1 Giới thiệu chung ......................................................................................... 129 4.3.2. Nguyên lý cơ bản : ..................................................................................... 130 4.3.3. Thiết bị sử dụng và các bước kiểm tra : .................................................... 130 4.3.4 Trình tự tiến hành ....................................................................................... 134 4.3.5. Phân tích kết quả thí nghiệm ..................................................................... 136 4.3.6 Ưu nhược điểm và phạm vi áp dụng : ........................................................ 140 4.3.7 Ứng dụng cho một công trình cụ thể : ........................................................ 141 4
4.4. Phương pháp tia Gamma ..........................................................................................147
4.4.1 Cơ sở của phương pháp : ............................................................................ 147 4.4.2 Thực hiện kiểm tra : .................................................................................... 147 4.4.3 Ưu điểm và nhược điểm ............................................................................. 149 4.5. Phương pháp thử động biến dạng lớn (PDA) ..........................................................150 4.5.1 Giới thiệu chung : ....................................................................................... 150 4.5.2 Nguyên lý của phương pháp : ..................................................................... 150 4.5.3 Phương trình truyền sóng : ......................................................................... 151 4.5.4 Phương pháp Case : .................................................................................... 151 4.5.5 Quy trình thí nghiệm : ................................................................................ 151 4.5.6 Thực hiện thử tải và phân tích kết quả : ..................................................... 151 4.5.7 Báo cáo kết quả : ......................................................................................... 154 4.5.8 Ưu nhược điểm và phạm vi ứng dụng ........................................................ 154
CHƯƠNG 5: XỬ LÍ VÀ GIA CỐ ĐẤT NỀN ........................................................ 155 5.1. Đệm vật liệu rời (đá, sỏi, cát) ....................................................................................155 5.2 Cọc vật liệu rời (cọc đá, cọc sỏi, cọc cát) ...................................................................157 5.3. Gia tải trước ..............................................................................................................162 5.4 Gia tải trước kết hợp với giếng cát ...........................................................................165 5.5 Gia tải trước kết hợp với bấc thấm ..........................................................................169
Bài tập chương 5 ........................................................................................................ 170 TÀI LIỆU THAM KHẢO ........................................................................................ 173
5
LỜI NÓI ĐẦU N ề n móng công trình là môn học nhằ m cung cấ p kiế n thứ c cho sinh viên ngành xây d ự ng về tính toán và thi ế t k ế móng nông, móng cọc; kiể m tra chất lượ ng cọc; xử lý và gia cố đấ t nề n…
N ề n móng công trình
đượ c biên sọan theo đề cương môn học: N ền móng công trình, Bộ môn N ề n móng, Khoa Xây d ựn g, trườ ng Đại học Xây d ựn g Miề n Tây. N ội dung của giáo trình này gồm 5 chương: Chương 1: Khái niệm về nề n móng Chương 2: Móng nông Chương 3: Móng cọc Chương 4: Kiể m tra chất lượ ng cọc Chương 5: X ử lý và gia cố đấ t nề n. N ội dung biên soạn tác giả d ự a trên các tài li ệu đã công bố k ế t hợ p vớ i kinh nghiệm đã tham gia thiế t k ế và thi công các công trình xây d ựng, đặc biệt là nề n móng công trình Tác giả biên soạn giáo trình (bản d ự thảo) này đề nghị quý thầ y cô giảng d ạ y môn N ền móng công trình dùng làm tài li ệu giảng d ạy cho năm học 2016-2017, cu ố i học k ỳ xin ý ki ến đóng góp củ a th ầ y cô và các b ạn sinh viên để tác gi ả nghiên cứ u ch ỉ nh s ử a và chính thứ c phát hành quy ển giáo trình (lưu hành nộ i bộ) và áp d ụng cho các khóa h ọc tiế p theo của nhà trườ ng. Vì thời gian và năng lự c có hạn nên quyể n giáo trình (bản d ự thảo) sẽ không tránh khỏi nhữ ng thiế u sót, tác gi ả mong nhận đượ c nhữ ng ý kiến đóng góp để lần xuấ t bản chính thứ c có độ tin cậy cao hơn. M ọi ý ki ến đóng góp xin vui lòng gử i về địa chỉ : Lê Hoàng Việt,
[email protected], Bộ môn N ề n Móng, Khoa Xây d ựng, trường Đại học Xây d ự ng Miề n Tây. Tác giả Lê Hoàng Việ t
6
CHƯƠNG 1: KHÁI NIỆM VỀ NỀN MÓNG 1.1 Khái niệm Nền móng laø khaùi nieäm chæ phaàn coâng trình laøm vieäc chung vôùi lôùp ñaát beân döôùi tröïc tieáp gaùnh ñôõ taûi troïng beân treân truyeàn xuoáng.
Móng: Phần dưới của công trình tiếp nhận tải trọng từ bên trên tuyền vào đất sao cho đất không bị phá hoại kết cấu và không có biến dạng quá lớn, nhằm đảm bảo an toàn của công trình.
Đài cọc
Nền : khu vực đất nằm ngay sát bên móng trực tiếp gánh đỡ móng
Hệ cọc
Mặt nền công trình
Móng
Nền: Khu vực đất trực tiếp gánh đở móng
ền của móng cọc
Hình 1.1 Móng nông
Hình 1.2 Móng sâu
1.1.1 Các loại móng : 1. Móng nông (D f /B 2) là phần mở rộng của chân cột hoặc đáy công trình nhằm có được một diện tích tiếp xúc thích hợp để đất nền có thể gánh chịu được áp lực đáy móng, loại móng này không xét lực ma sát xung quanh thành móng với đất khi tính khả năng gánh đở của đất. Móng nông thường được chia thành móng đơn, móng đơn lệch tâm lớn (móng chân vịt), móng phối hợp (móng kép), móng băng, móng bè. 2. Móng sâu: Khi Df > Dc, từ độ sâu này sức chịu tải của đất nền kgông tăng tuyến tính theo chiều sâu nữa mà đạt giá trị không đổi và thành phần ma sát giữa đất vớ i thành móng được xét đến trong sức chịu tải của đất nền, gồm các lọai móng trụ, móng cọc, móng barrette. Dc chiều sâu tới hạn được giới thiệu trong các chương sau.
7
- Móng trụ gồm các trụ lớn chôn sâu gán h đở các công trình cầu, cảng, giàn khoan ngoài biển, .. Nếu chọn phương pháp thi công hạ vào lòng đất từng đoạn trụ, giống như thi công giếng nên có khi được gọi là móng giếng chìm. - Móng cọc là một loại móng sâu, nhưng thay vì được cấu tạo thành một trụ to, người ta cấu tạo thành nhiều thanh có kích thước bé hơn trụ, được gọi là cọc hay cừ. Loại này có rất đa dạng : cọc gỗ, cọc thép, cọc phối hợp hai loại vật liệu, cọc bê tông có loại chế tạo sẳn và loại nhồi bê tông vào trong lỗ tạo trước trong lòng đất. 3. Móng nửa sâu: Khi Df < Dc nhưng không phải là móng nông; móng cọc ngắn, móng trụ ngắn, móng caisson. Ngoài ra, còn có các loại móng đặc biệt để sửa chữa gia cường nền -móng cho các công trình xưa hoặc nâng cấp công trình cũ. Có thể kể đến cấy móng nông, cọc rể tăng khả năng chịu đựng cho nền một móng cũ, cấy cọc và mở rộng móng, …
1.1.2 Các lọai nền:. 1. Nền tự nhiên: là nền gồm các lớp đất có kết cấu tự nhiên, nằm ngay sát bên dưới móng, chịu đựng trực tiếp tải trọng công trình do móng truyền sang. 2. Nền nhân tạo: Khi các lớp đất ngay sát bên dưới móng không đủ khả năng chịu lực với kết cấu tự nhiên, cần phải áp dụng các biện pháp nhằm nâng cao khả năng chịu lực của nó hoặc thay thế đất yếu bằng đất tốt hơn. a/ Cải tạo kết cấu của khung hạt đất nhằm gia tăng sức chịu tải và giảm độ biến dạng lún của nền đất : Đệm vật liệu rời như đệm cát, đệm đá thay thế phần đất yếu ngay dưới sát đáy móng để nền có thể chịu được tải công trình. Gia tải trước là biện pháp cải tạo khả năng chịu tải của nền đất yếu nhằm làm giảm hệ số rỗng của khung hạt đất bằng cách tác động tải ngoài trên mặt nền đất, sau khi nền lún xong dỡ bỏ tải và xây dựng công trình. Gia tải trước phối hợp với biện pháp tăng tốc độ thoát nước bằng các thiết bị thóat nước như giếng cát hoặc bấc thấm nhằm rút ngắn thời gian giảm thể tích lỗ rỗn g đối với đất yếu có độ thấm nước kém. Cọc vật liệu rời như: cọc cát, cọc đất, cọc đá nhằm làm giảm hệ số rỗng của khung hạt đất cát rời có độ thấm nước tốt hoặc thay thế đất yếu bằng các cột vật liệu rời có đặt tính tốt hơn đất nền tự nhiên, nhằm tăng khả năng chống cắt dọc các mặt có khả năng bị trượt. Cọc đất trộn vôi hoặc trộn xi măng , một số lọai khoan đặc biệt cho phép trộn đất yếu với vôi hoặc xi măng hình thành các cọc đất trộn vôi và đất trộn xi măng nhằm chịu những tải trọng tương đối bé như nền kho, đường qua đất yếu.
8
Phương
pháp điện thấm nhằm giảm hệ số rỗng của nền đất bằng cách bơm nước ra khỏi các giếng là cực âm của hệ thống lưới các cực âm dương của dòng điện một chiều, được đóng vào lớp đất cần cải tạo. Phụt vửa xi măng hoặc thủy tinh lỏng vào vùng nền chịu lực để tăng lực dính giữa các hạt đất và giảm thể tích các lỗ rỗng.
b / Tăng cường các vật liệu chịu kéo cho nền đất, đôi khi được gọi là đất có cốt như : Sợi
hoặc vải địa kỹ thuật được trải một hoặc nhiều lớp trong nền các công trình đất đắp hoặc trong các lớp vật liệu rời, nhằm tăng cường khả năng chịu kéo và giảm độ lún của đất nền. Thanh hoặc vĩ địa kỹ thuật , được trải từ 3 đến 5 lớp dưới các móng băng chịu tải trọng lớn hoặc các mái dốc cao, nhằm tăng khả năng chịu lực và giảm độ lún một cách đáng kể cho đất nền. Thanh neo thường được dùng để giữ ổn định các tường chắn hoặc vách tầng hầm.
1.2 Độ lún của móng Độ lún của móng chính là chuyển vị đứng vủa mặt phẳng đáy móng, và chuyển vị này sẽ bằng với độ co của lớp đất chịu nén chỉ khi mặt phẳng ở đáy lớp đất chịu nén không có chuyển vị đứng hoặc chuyển vị đứng rất bé có thể bỏ qua. Có rất nhiều phương pháp ước lượng tổng độ lún của móng hay độ lún chỉ do cố kết thấm. 1.2.1 Độ lún cố kết của đất nền đất theo phương pháp tổng phân tố với đường quan hệ: e – p của thí nghiệm cố kết - Áp lực (tải trọng ngoài) tác dụng lên nền tại đáy móng
N
tc
tc
p
tc
F
N tb D f F F
tc
N
F
tb D f
tb (bê tông móng + đất) = 20 22 kN/m3
ĐK: ptc ≤ R tc ≈ R II - Áp lực gây lún tại đáy móng:
(Nền ứng xử như vật thể đàn hồi) p gl
p
tc
D f
- Dựa vào đường nén lún e-p n
S
S i
i 1
n
e1i e2i
i 1
1 e1i
hi ;
n
S
aoi pi hi
i 1
S
n
i 1
i E i
pi hi
2 2 ( pi = zi), 1 1 9
- Các bước tính toán: 1. Vẽ các biểu đồ ứng suất bản t hân bt (ứng suất hữu hiệu) và ứng suất gây lún gl bt = . z k (l/b, z/b) gl = k. p gl 2. Xác định chiều dày nén chặt h n : Chiều dày lớp đất bị nén chặt được tính từ đáy móng đến độ sâu bt = 5 gl : đất nền có E 5 MPa bt = 10 gl : đất nền có E < 5 MPa 3. Chia hn thành nhiều lớp nhỏ hi = 0,4b, với b là bề rộng của móng. Ở những độ sâu xa móng có thể lấy h i = 0,4 b 0,6 b 4. Xác định ứng suất gây lún trung bình của từng lớp i Xác định p1i , p2i = p1i + p = p1i + zi 5. Từ đường cong nén lún e- p hay bảng kết quả e-p, tính p1i => e1i ; p2i => e2i 6. Tính toán tổng độ lún n
S
i 1
e1i e2 i 1 e1i
hi
Ntc
Df
tb
ptc
pgl hi
p1i
zi
p2i
h gl(z) = k pgl
bt(z)=z
bt(z)=5gl(z)
Hình 1.3 Tính lún bằng phương pháp tổng độ lún các lớp phân tố
10
1.2.2 Độ lún tính theo đường quan hệ: e – logp của thí nghiệm cố kết - Đất cố kết thường (OCR = 1) S
n
C c hi
1 e i 1
poi pi p oi
log
0i
- Đất cố kết trước nặng (OCR > 1, p o + p pc ) S
C s h
1 eo
po p p o
log
- Đất cố kết trước nhẹ (OCR > 1, p0 < pc < po + p) S
C s h
1 eo
log
p c p o
C c h
1 eo
po p pc
log
Trong đó: e0 : hệ số rỗng ban đầu (trước khi xây dựng công trình, ứng với bt) Cc : chỉ số nén; C s : chỉ số nở poi : Ứng suất hữu hiệu trung bình ban đầu của lớp thứ i (p oi = bt = ’ z) pi = zi: Gia tăng ứng suất thẳng đứng của lớp thứ i ( gl) pc : Áp lực tiền cố kết hay ứng suất cố kết trước OCR
pc p0
: Hệ số cố kết trước
OCR = 1 : Đất cố kết thường OCR < 1 : Đất kém cố kết OCR > 1 : Đất cố kết trước
- Xác định áp lực tiền cố kế p c 1.00 0.90
e o 0.80 i g t ã n a o R r á 0.70 d o i s ä e o H V 0.60
A
0.50 0.40 0.30 0.20 0.1
pc
1.0
AÙp löïc neùn P (kG/cm2 ) Pressure
Hình 1.4 Phương pháp 1 xác định pc 11
10.0
1.00 0.90
e o 0.80 i g t ã n a o r R á 0.70 o i s d ä o e H V 0.60 0.50 0.40 0.30 0.20
pc
0.1
1.0
2
10.0
AÙp löïc neùn P (kG/cm ) Pressure
Hình 1.5 Phương pháp 2 xác định p c
1.2.3 Tính lún bằng phương pháp lý thuyết bán không gian đàn hồi: S
2
p b (1 )
E
Trong đó: p : áp lực trung bình tại đáy móng (tiêu chuẩn) b : bề rộng móng : hệ số Poisson , tra bảng : hệ số l/b, tra bảng E : module biến dạng Bảng tính hệ số ( max tính độ lún tại tâm móng mềm, tính độ lún tại góc móng mềm g= max /2 ;
m tính độ lún trung bình của diện chịu tải, const tính độ lún của móng tuyệt đối cứng chịu tải đứng đúng tâm)
m=l/b 1 1.5 2 3 4 5 6
max
m
const
1.12 1.36 1.53 1.78 1.96 2.10 2.22
0.95 1.15 1.30 1.53 1.70 1.83 1.96
0.88 1.08 1.22 1.44 1.61 1.72 1.82
12
7 8 9 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Moùng troøn
2.32 2.40 2.48 2.54 2.99 3.24 3.43 3.57 3.68 3.78 3.87 3.94 4.01 1
2.04 2.12 2.19 2.25 2.64 2.88 3.07 3.22
1.91 1.98 2.05 2.12
3.69 0.85
0.79
Trong công thức trên nếu chúng ta sử dụng : - E là module biến dạng đàn hồi E tính từ thí nghiệm nén ba trục không thoát nước , S là độ lún của nền tương ứng với cả biến dạng do cố kết và biến dạng tức thời. - E là module tổng biến dạng E 0 và thường được hiểu như là module Young của đất, S là độ lún của nền tương ứng với cả biến dạng do cố kết và biến dạng tức thời . Module biến dạng của đất thường được xác định từ thí nghiệm bàn nén hiện trường, thí nghiệm nén ép ngang trong hố khoan (pressiomètre de Ménard) hoặc có thể sử dụng các tuong quan thực nghiệm từ thí nghiệm xuyên động chuẩn SPT hoặc thí nghiệm xuyên tĩnh CPT. - Theo Braja M. Das (1984): Bảng giá trị Modul biến dạng và hệ số Poisson (theo Braja M. Das) Modul biến dạng E Loại đất Hệ số Poisson (MPa) 10,35 – 24,15 0,20 – 0,40 Cát rời 17,25 – 27,60 0,25 – 0,40 Cát chặt trung bình 34,25 – 55,20 0,30 – 0,45 Cát chặt Cát lẫn đất bột 1,035 – 17,25 0,20 – 0,40 Cát sỏi 69,00 – 172,50 0,15 – 0,35 Sét mềm 2,07 – 5,18 0,20 – 0,50 Sét dẻo trung bình 5,18 – 10,35 0,20 – 0,50 Sét cứng 10,35 – 24,15 0,20 – 0,50
13
- Một vài tương quan thực nghiệm củ a Mitchell và Gardner (1975) và Schrtmann (1970) như sau : E (KPa)= 766N ; với N là chỉ số của thí nghiệm SPT Và E = 2q c ; q c là sức kháng mũi của thí nghiệm CPT - Trong quy phạm xây dựng Việt nam 45 -78 cũng cho các tương quan :
Loại đất Trị số module biến dạng E Cát 3q c Á sét và sét 7q c Mặt khác, trong quy phạm xây dựng Việt nam TCXD 45 -78 hướng dẫn sử dụng module biến dạng suy từ module Ek , tính từ thí nghiệm nén cố kết trong phòng ứng với cấp tải từ 100 KPa đến 200 Kpa, nhân với hệ số điều chỉnh m k
Ek = mk Eoed (100-200kPa) Loại đất Á cát Á sét Sét
Trị số của hệ số m k khi hệ số rỗng e bằng 0.55 0.65 0.75 0.85 0.95 4 3.5 3 2 5 4.5 4 3 2.5 6 6 5.5 5.5
0.45 4 5
1.05 2 4.5
Các giá trị trong bảng sử dụng cho các loại đất dính có độ sệt I s B 0.75. Đối với đất cát thì không sử dụng hệ số hiệu chỉnh (mk = 1)
1.2.4 Tính lún bằng phương pháp lớp đàn hồi: Độ lún trung bình của móng - Theo quy phạm 45 -78 và SNIP 15-74 S pbM
n
k i k i 1
i 1
E i
; để tính các loại móng có kích thước lớn hơn 10m
- Theo SNIP 2.02.01-83 thay hệ số M bằng hai hệ số k c và k m để tính hầu hết các loại móng có kích thước khác nhau : S
pbk c k m
n
k i k i 1
i 1
E i
Trong đó: b là bề rộng của móng hoặc đường kính móng tròn p áp lực trung bình đáy móng, áp lực này phải nhỏ hơn R tc để đảm bảo nền còn làm việc đàn hồi. M hệ số điều chỉnh với các móng có kích thước lớn. Khi b < 10 m, M phải nhân với 1,5 14
k c hệ số điều chỉnh do ảnh hưởng độ sâu k m hệ số chỉ ảnh hưởng bề rộng móng và độ cứng đất nền k i và k i-1 là hệ số hình dạng móng và độ sâu lớp thứ i trong chiều dầy H Ei module biến dạng của lớp i : m=2z/b hoaëc Hình troøn m=z/r baùn kính r 0.0 0.000 0.4 0.090 0.8 0.179 1.2 0.266 1.6 0.348 2.0 0.411 2.4 0.461 2.8 0.501 3.2 0.532 3.6 0.558 4.0 0.579 4.4 0.596 4.8 0.611 5.2 0.624 5.6 0.635 6.0 0.645 6.4 0.653 6.8 0.661 7.2 0.668 7.6 0.674 8.0 0.679 8.4 0.684 8.8 0.689 9.2 0.693 9.6 0.697 10.0 0.700 11.0 0.705 12.0 0.710
Heä soá k ñoái vôùi caùc moùng Hình chöõ nhaät vôùi tyû soá caùc caïnh n=l/b baèng 1.0 1.4 1.8 2.4 3.2 5.0 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.100 0.100 0.100 0.100 0.100 0.100 0.200 0.200 0.200 0.200 0.200 0.200 0.299 0.300 0.300 0.300 0.300 0.300 0.380 0.394 0.397 0.397 0.397 0.397 0.446 0.472 0.482 0.486 0.486 0.486 0.499 0.538 0.556 0.565 0.567 0.567 0.542 0.592 0.618 0.635 0.640 0.640 0.577 0.637 0.671 0.696 0.707 0.709 0.606 0.676 0.700 0.760 0.700 0.772 0.630 0.708 0.756 0.796 0.820 0.830 0.650 0.735 0.789 0.837 0.867 0.888 0.668 0.759 0.819 0.873 0.908 0.932 0.683 0.780 0.884 0.904 0.948 0.977 0.697 0.798 0.867 0.933 0.981 1.018 0.708 0.814 0.887 0.958 1.011 1.056 0.719 0.828 0.904 0.980 1.031 1.090 0.728 0.841 0.920 1.000 1.065 1.122 0.736 0.852 0.935 1.019 1.088 1.152 0.744 0.863 0.948 1.036 1.109 1.180 0.751 0.872 0.960 1.051 1.128 1.205 0.757 0.881 0.970 1.065 1.146 1.229 0.762 0.888 0.980 1.078 1.162 1.251 0.768 0.896 .0989 1.089 1.178 1.272 0.772 0.902 0.998 1.100 1.192 1.291 0.777 0.908 1.005 1.110 1.205 1.309 0.786 0.922 1.022 1.132 1.233 1.349 0.794 0.933 1.037 1.151 1.257 1.384
Tyû soá 2H/b hoaëc H/r ] 0 - 0.5 ] ] 0.5 – 1 ] ]1–2] ] 2 – 3] ]3–5] 15
Heä soá M 1.0 0,95 0,90 0,80 0,75
Moùng baêng khi n>10 0.000 0.104 0.208 0.311 0.412 0.511 0.605 0.687 0.763 0.831 0.892 0.949 1.001 1.050 1.095 1.138 1.178 1.215 1.251 1.285 1.316 1.347 1.376 1.404 1.431 1.456 1.506 1.550
Module bieán daïng E (MPa) <10 10
Heä soá k m khi beà roäng moùng b laø b < 10m b > 15m 10m b 15m 1 1 1 1 1.35 1.5
Tyû soá 2H/b hoaëc H/r ] 0 - 0.5 ] ] 0.5 – 1 ] ]1–2] ] 2 – 3] ]3–5] >5
Heä soá k c 1.5 1.4 1.3 1.2 1.1 1.0
Xác định chiều d ày tính tóan H Chiều dày nén lún H trong phương pháp lớp biến dạng đàn hồi tuyến tính được xác định như sau: 1. H được lấy từ cốt đáy móng đến mái của lớp đất có module biến dạng E 100MPa 2. Và khi móng có chiều rộng hoặc đường kính lớn hơn 10m , thì lấy đến mái lớp đất có E 10Mpa và bề dầy H tt được tính theo công thức: Htt =H0 + t b Trong đó H0 và t được chọn như sau: Loại đất Sét Cát
H0 9m 6m
t 0,15 0,1
Móng có chiều rộng hoặc đường kính lớn hơn 10m , E 10Mpa, thì chiều dày Htt phải được nhân với hệ số k p p (kPa) 100 500
k p 0,8 1,2
Nếu nền gồm nhiều lớp sét và cát xen lẫn - Nền toàn là sét : Hs=(9+0,15b)k p = 1,5Hc - Nền toàn là cát : Hc=(6+0,1b)k p
16
- Trong phạm vi từ H c đến Hs chỉ toàn là đất cát
H H c
- Trong phạm vi từ H c đến Hs chỉ toàn là đất sét
H H c
k p 3
k p 2
hsi
B
hsi
B
- Trong phạm vi từ H c đến Hs có đất cát và đất cát H H c
k p 3
B hsi
k p 3
hsi
H
h tổng các chiều dầy lớp sét đến chiều sâu H c B
si
h
H si
tổng các chiều dầy lớp sét trong phạm vi từ H c đến H
Chiều dầy Htt tính được phải công thêm với bề dầy lớp đất có E < 10Mpa nằ m dưới Htt nếu nó không lớn hơn 5m. Nếu lớn hơn 5m thì việc tính độ lún nên thực hiện theo sơ đồ bán không gian biến dạng tuyến tính bằng phương pháp cộng lún từng lớp
1.2.5 Độ lún theo thời gian của nền đất - Độ cố kết được xác định:
U
S t S
- Nhân tố thời gian: C v
T v
1 e1 k v
a
w
C v t 2
H
k v ao w
: hệ số cố kết
Trong đó: k : hệ số thấm theo phương đứng của đất nền e1: hệ số rỗng ban đầu của đất (chịu áp lực bản thân của đất nền) a : hệ số nén lún, a o : hệ số nén lún tương đối - Độ cố kết U: + Sơ đồ 0 U t (U v ) 1
8
2
e
2 4
T v
- Casagrande và Taylor đưa ra lời giải gần đúng: U 4 100
2
Khi Uv 60%
=> T
Khi Uv > 60%
=> Tv = 1,781 – 0,933 0,933 log(100-Uv)
v
v
+ Sơ đồ 1 U v 1
32
2
e
2 4
T v
17
+ Sơ đồ 2 U v
1
16
2
( 2)e
2
4
T v
1 + Sơ đồ 0 – 1 U 0 1
U 0 . A0 A0
U 1. A1 A1
Hay Tv (0-1) = Tv (0) + (Tv (1) – T Tv (0)) I 0-1
2 + Sơ đồ Sơ đồ 0 – 2 U 0 2
U 0 . A0 A0
U 2 . A2 A2
Hay Tv (0-2) = Tv (2) + (Tv (0) – T Tv (2)) I 0-2 - Quan hệ U và T v tra bảng. Giá trị Tv, I 0-1, và I 0-2 theo Uv
Sơ đồ 0-1
Tv Uv
Sơ đồ 0
Sơ đồ 1
Sơ đồ 2
0,1
0,008
0,047
0,003
’1
’1 ’2
’1/’
I 0-1
2
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0,993 0,994 0,996 1
0,031 0,071 0,126 0,197 0,287 0,403 0,567 0,848
0,100 0,158 0,221 0,294 0,383 0,500 0,665 0,940 2
0,009 0,024 0,048 0,092 0,160 0,271 0,440 0,720
2 2
18
Sơ đồ 0-2
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
1 0,84 0,69 0,56 0,46 0,36 0,27 0,19 0,12 0,06 0
’2
’1/ ’2
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 5,0 6,0 8,0 9 12
I 0-2 1 0,83 0,71 0,62 0,55 0,50 0,45 0,39 0,30 0,20 0,17 0,13
p
* Trường hợp nền nhiều lớp T v
C v.tb
C v.tb
h
k tb
h1
t
1 etb k tb
etb
2
w
atb
e
i
k tb a o.tb
w
h2
hi
2hs
z1
2 hs
z2
k h i
i
h3
2 hs
z3
atb = ao.tb (1 + etb) a0.tb
a
0i
hi z i
Hình 1.6: Tính l ún theo thời gian nền nhiều lớp
2
2 hs
1.2.6 Độ lún do nén thứ cấp của đất nền
- Độ lún thứ cấp S s là do biến dạng thứ cấp của đất nền dưới một ứng suất hữu hiệu không đổi, xảy ra sau quá qu á trình phân tán nước lổ rỗng thặng dư (cố kết sơ cấp). S s
C
1 e p
H ( log t )
Trong đó: e p : hệ số rỗng tương ứng với điểm đầu của đoạn tuyến tính dưới của đường cong e-logt, (e suy ra từ h) logt : gia tăng thời gian (log) của cố kết thứ cấp C : chỉ số nén thứ cấp được xác định dựa trên phần nén thứ cấp của đường cong e-logt (ứng với cấp p 1 -> p2). C
e log t
1.60
1.55
g n r
ỗ
1.50
ố
s
ệ
1.45
H 1.40
1.35
1.30 0. 1
ep
1
10
100
1000
Thờ i gian (phút)
Hình 1.7 Quan hệ e-logt để tính lún cố kết thứ cấp 19
10000
1.3 Sức chịu tải của đất nền Trong thiết kế nền móng công trình việc xác định sức chịu tải an tòan và chính xác của nền đất là rất phức tạp và nó ảnh hưởng rất lớn đến an nguy của công trình, từ lúc mới xây dựng cho đến suốt quá trình lún và tồn tại của công trình sức chịu tải có khuynh hướng thay đổi. Có khá nhiều phương pháp ước lượng sức chịu tải của nền đất dưới một móng nông như : phương pháp dựa trên giả thiết mặt trượt bên dươi đáy móng là mặt gảy phẳng, phương pháp cân bằng giới hạn điểm trong phạm vi dưới đáy móng, phương pháp hạn chế vùng phát triển biến dạng dẻo… 1.3.1 Phương pháp tính dựa trên mức độ phát triển vùng biến dạng dẻo Tải trọng lớn nhất theo độ sâu vùng phát triển vùng biến dạng dẻo có dạng: p
.
cot g
( z max
d
c
. cot g ) .d
2
- Theo N.P. Puzưrevski: tải trọng pzmax được tính tương ứng với vùng biến dạng
dẻo zmax=0, tức là khi vùng biến dạng dẻo chỉ mới bắt đầu xuất hiện ở hai mép đáy móng (trường hợp 0, c 0): c tan p max
.h c tan
2
.c.c tan
c tan
2
2
- Theo N.N. Maslov: Với tải trọng pzmax tính theo N.P. Puzưrevski là quá thiên về
an toàn, N.N. Maslov đã đề nghị lấy z max = b.tan. Theo quan điểm của N.N. Maslov:
không cho vùng biến dạng dẻo lan vào phạm vi giữa hai đường thẳng đứng đi qua mép móng. Tải trọng ứng với z max = b.tan có dạng:
. b. tan h p max
. tan .h
c tan
c
2
- Theo I.V. Yaropolski: vùng biến dạng dẻo phát triển đến độ sâu lớn nhất
z max
b c . .c tan( ) h b 2 4 2 . tan .h c tan thì p z max 2 4 2 c tan 2 Theo I.V. Yaropolski: các vùng biến dạng dẻo đã nối liền với nhau, vì vậy tải
20
trọng xác định theo biểu thức I.V. Yaropolski tương ứng với trạng thái của nền lúc bắt đầu mất ổn định.
- Theo quy phạm xây dựng 45 -78 của Việt Nam: khi tính toán sức chịu tải của nền theo trạng thái giới hạn về biến dạng, để độ lún của móng có sai số nhỏ, nền đất phải còn hoạt động như vật liệu biến dạng đàn hồi, vì cách xác định các ứng suất trong tính lún đều dựa vào lý thuyết Boussinesq. Sức chịu tải của nền được chọn tương ứng với vùng biến dạng dẻo phát triển từ đáy móng đến độ sâu z max = b/4. Với vùng biến dạng dẻo nhỏ này thì nền vẫn còn được xem như là bán không gian đàn hồi tuyến tính. Khi đó, sức chịu tải được tính toán theo công thức sau: p
z max
b
4
b . D f c. cot g . D f 4 cot g
2
Hay
R = pzmax=b/4 = A.b.2 + B.Df .1 + D.c
Trong đó: 1 – dung trọng của đất từ đáy móng trở lên mặt đất; 2 - dung trọng của đất từ đáy móng trở xuống;
Df - chiều sâu chôn mó ng; c – lực dính đơn vị của đất từ đáy móng trở xuống; A, B, D – các hệ số sức chịu tải phụ thuộc vào góc ma sát trong , có
công thức như sau:
A
0,25 cot g
D
; B 1 cot
2
g
2
. cot g cot g
2
Bảng tra các hệ số A, B, D:
0 2 4 6 8 10 12 14
A 0 0.0290 0.0614 0.0976 0.1382 0.1837 0.2349 0.2926
B 1 1.1159 1.2454 1.3903 1.5527 1.7349 1.9397 2.1703
21
D 3.1416 3.3196 3.5100 3.7139 3.9326 4.1677 4.4208 4.6940
16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42
0.3577 0.4313 0.5148 0.6097 0.7178 0.8415 0.9834 1.1468 1.3356 1.5547 1.8101 2.1092 2.4614 2.8785
2.4307 2.7252 3.0591 3.4386 3.8713 4.3661 4.9338 5.5872 6.3424 7.2188 8.2403 9.4367 10.8455 12.5138
4.9894 5.3095 5.6572 6.0358 6.4491 6.9016 7.3983 7.9453 8.5497 9.2198 9.9654 10.7985 11.7334 12.7874
Trong quy phạm xây dựng 45 – 70, công thức này được giới thiệu dưới dạng sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền có dạng: R tc = m(A.b.2 + B.Df .1 + D.c)
Các đặc trưng đất nền trong R tc là các đặc trưng tiêu chuẩn gồm tc, ctc và tc. Trong quy phạm xây dựng 45 – 78, sức chịu tải tiêu chuẩn được xét thêm điều kiện làm việc đồng thời giữa nền và công trình và được gọi là sức chịu tải tính toán theo trạng thái giới hạn thứ hai R II của đất nền. R II
m1 m2 k tc
A.b.
II
B. D f . II ' D.c II
Trong đó: II: dung trọng của đất dưới đáy móng; ’II: dung trọng của đất trên đáy móng;
b: bề rộng của móng m – hệ số điều kiện làm việc, được chọn như sau:
m = 0,6 khi nền là cát bột dưới mực nước ngầm m = 0,8 khi nền là cát mịn dưới mực nước ngầm m = 1 với các trường hợp khác m1, m 2 – các hệ số điều kiện làm việc của nền đất và của công trình tác
động qua lại với nền đất theo bảng
22
Giá trị các hệ số m 1, m2
Tỉ lệ kích thước công trình
m2
Loại đất
L/H
m1 Đất hòn lớn lắp đầy cát
4
1,5
1,4
1,2
1,4
Các loại cát (trừ cát mịn và cát bụi) Cát mịn
Khô và ít ẩm
1,2
1,1
1,3
Bão hòa nước
1,1
1,1
1,3
Cát bụi
Khô và ít ẩm
1,2
1,1
1,2
Bão hòa nước
1,1
1,0
1,2
Đất hòn lớn lắp đầy sét
Các loại đất có độ sệt B 0,5
1,2
1,0
1,1
Các loại đất có độ sệt B > 0,5
1,1
1,0
1,0
k tc – hệ số độ tin cậy, được chọn như sau: k tc = 1 khi các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các thí nghiệm k tc = 1,1 khi các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các bảng thống kê
1.3.2 Phương pháp tính dựa trên giả thuyết cân bằng giới hạn điểm - Theo Terzaghi:
Móng băng:
p u
Móng vuông: p
u
qu
0,5 b N c N c
qu
0,4 b N 1,3c N c
Móng tròn:
p u
qu
0,3 b N
q N q
q N q
1,3c N c
q N q
N , Nc , Nq : hệ số sức chịu tải, có thể xác định theo Terzaghi, N
1
K p tan 1 2 2 cos
2 ( 3 / 4 / 2 ) tan e 1 ; N c cot g 2 cos 2 ( ) 4 2 N q
e
2 ( 3 / 4 / 2 ) tan
2 cos ( ) 4 2 2
;
23
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
[Nq] 1 1.105 1.220 1.347 1.487 1.642 1.812 2.001 2.209 2.439 2.694 2.975 3.288 3.634 4.019
[Nc] 5.7 5.997 6.300 6.624 6.968 7.337 7.730 8.151 8.602 9.086 9.605 10.163 10.763 11.410 12.108
[N] 0
15 16 17 18 19 20 21 22 23
4.446 4.922 5.451 6.042 6.701 7.439 8.264 9.190 10.231
12.861 13.676 14.559 15.517 16.558 17.690 18.925 20.272 21.746
2.5
24
11.401
23.361
25
12.720
25.135
26
14.210
27.085
0.5
1.2
2,24
5
27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41
[Nq] 15.896 17.808 19.981 22.456 25.282 28.517 32.230 36.504 41.440 47.156 53.799 61.546 70.614 81.271 93.846
[Nc] 29.236 31.612 34.242 37.162 40.411 44.036 48.090 52.637 57.754 63.528 70.067 77.495 85.966 95.663 106.807
42 43 44 45 46 47 48 49 50
108.750 126.498 147.736 173.285 204.191 241.800 287.855 344.636 415.146
119.669 134.580 151.950 172.285 196.219 224.549 258.285 298.718 347.509
[N]
19.7
42.4
100.4
297.5
780.1 1153.2
9.7
- Công thức sức chịu tải có xét đến ảnh hưởng của hình dạng móng, chiều sâu chôn móng và độ nghiêng của tải trọng tác động Phương pháp này được Meyerhof khởi xướng, vào những năm đầu của thập kỹ 60, trong các nghiên cứu của nhiều tác giả khác như: De Beer, Vesic, Hansen, Hanna,… xét đến ảnh hưởng của hình dạng móng lên mặt trượt, độ sâu chôn móng, độ nghiêng của móng. Công thức tính sức chịu tải đất nền dưới móng nông có dạng sau: qu c. N c .F cs .F cd .F ci q. N q .F qs .F qd .F qi 0,5 .b. N .F s .F d .F i
Các hệ số ảnh hưởng của hình dạng móng F cs, Fqs, Fs được DeBeer đề nghị (1970) dựa trên phân tích rất nhiều kết quả đo đạt các móng thực, có dạng như sau: b N q F cs 1 l N c
b F qs 1 tg l
24
F s
b 1 0,4 l
Các hệ số ảnh hưởng của độ chôn sâu móng F cd, Fqd, Fd được Hansen đề nghị (1970) có dạng như sau: + Cho móng có
D f b
1
D f b
F cd 1 0,4
D f b
F qd 1 2tg 1 sin 2
F d
1
+ Cho móng có
D f b
1
và arctg tính bằng radian D f b
F cd 1 0,4arctg F d 1
D f 2 F qd 1 2tg 1 sin arctg b
Các hệ số ảnh hưởng của độ nghiêng của tải tác động lên móng F ci, Fqi, Fi được Meyerhof và Hanna đề nghị năm (1963) và (1981) như sau: 0 F ci F qi 1 0 90 F i
1
2
2
Các hệ số Nc, Nq , N do Vesic hiệu chỉnh (1973) các giá trị mà Terzaghi đưa ra trước đó. Điểm khác nhau giữa hai mô hình chứng minh của Vesic và Terzaghi l à góc nghiêng của nêm đất dưới đáy móng, theo Terzaghi góc nghiêng này , còn theo
Vesic nhận xét từ thực nghiệm cho rằng
45
0
Theo Vesic các hệ số sức chịu tải có dạng:
N q tg 45 2
2
e
.tg
N c N q 1cot g N 2 N q 1 tg
25
2
.
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23
Nq 1 1.09 1.20 1.31 1.43 1.57 1.72 1.88 2.06 2.25 2.47 2.71 2.97 3.26 3.59 3.94 4.34 4.77 5.26 5.80 6.40 7.07 7.82 8.66
Nc 5.14 5.38 5.63 5.90 6.19 6.49 6.81 7.16 7.53 7.92 8.34 8.80 9.28 9.81 10.37 10.98 11.63 12.34 13.10 13.93 14.83 15.81 16.88 18.05
N 0.00 0.07 0.15 0.24 0.34 0.45 0.57 0.71 0.86 1.03 1.22 1.44 1.69 1.97 2.29 2.65 3.06 3.53 4.07 4.68 5.39 6.20 7.13 8.20
Nq 9.60 10.66 11.85 13.20 14.72 16.44 18.40 20.63 23.18 26.09 29.44 33.30 37.75 42.92 48.93 55.96 64.20 73.90 85.37 99.01 115.31 134.87 158.50 187.21
24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47
Nc 19.32 20.72 22.25 23.94 25.80 27.86 30.14 32.67 35.49 38.64 42.16 46.12 50.59 55.63 61.35 67.87 75.31 83.86 93.71 105.11 118.37 133.87 152.10 173.64
N 9.44 10.88 12.54 14.47 16.72 19.34 22.40 25.99 30.21 35.19 41.06 48.03 56.31 66.19 78.02 92.25 109.41 130.21 155.54 186.53 224.63 271.75 330.34 403.65
1.3.3 Sức chịu tải theo các thí nghiệm hiện trường 1. Theo thí nghiệm xuyên động chuẩn SPT Thí nghiệm xuyên động chuẩn SPT được tiến hành với tốc độ nhanh tương ứng với phương pháp thí nghiệm cắt nhanh không thoát nước. Do vậy, kết quả SPT diễn tả đúng ứng xử của đất rời, còn đối với đất dính nó diễn tả đúng được ứng xử tức thời và không diễn tả tốt ứng xử lâu dài của đất dính. Tuy vậy, theo lý thuyết cơ học đất tới hạn và thực nghiệm chứng tỏ rằng với đất dính cố kết thường thì sức chịu tải tức thời sẽ bé hơn sức chịu tải lâu dài. Năm 1956, Meyerhof đề nghị công thức thực nghiệm ước lượng sức chịu tải ứng với độ lún s = 2,54cm + Khi b 1,22m : q a(net) = 11,98 N (kN/m2) 2
+ Khi b > 1,22m :
q a net
3,28b 1 7,99 N (kN/m2) 3,28b
Với : N – số búa của thí nghiệm SPT; b – bề rộng của móng tính bằng m. Đến năm 1977, Bowles đề nghị công thức hiệu chỉnh có dạng như sau: + Khi b 1,22m :
S 25,4
q a net 19,16 N
26
2
+ Khi b 1,22m :
q a net
3,28b 1 S 7,99 N F d b 3 , 28 25 , 4
Trong đó : S – độ lún tính bằng mm; Fd – hệ số ảnh hưởng độ sâu chôn móng: D f 1,33 b
F d 1 0,33
2. Theo thí nghiệm xuyên tĩnh CPT Tương tự với thí nghiệm SPT, thí nghiệm CPT cũng thướng được thực hiện với vận tốc nhanh, nên diễn tả tốt ứng xử của đất rời thoát nước tốt và ứng xử tức thời của đất dính. Từ kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh, lực kháng mũi q c trong vùng nền bên dưới đáy móng. Meyerhof đề nghị công thức thực nghiệm ước lượng sức chịu tải ứng với độ lún s = 2,54cm + Khi b 1,22m : + Khi b > 1,22m :
q a net
q c 15
q a net
q c 3,28b 1
2
25 3,28b
3. Theo thí nghiệm bàn nén hiện trường: Thí nghiệm bàn nén hiện trường thường được tiến hành với loại tròn có đường kính từ 150mm đến 722mm, hoặc loại bàn nén vuông cạnh 305mm. Hố thí nghiệm phải có kích thước gấp ít nhất 4 lần kích thước của bàn nén và chiều sâu của hố tốt nhất là bằng chiều sâu đặt móng D f . Thí nghiệm được tiến hành đến khi nền sụp đổ hoặc đến độ lún nhiều hơn độ lún cho phép thường dùng. Sức chịu tải giới hạn của bàn nén q u(b) được chọn ứng với áp lực tương ứng với khi nền bị phá hoại hoặc ứng với độ lún cực hạn cho phép. Với đất sét, sức chịu tải tức thời của nền không phụ thuộc vào bề rộng của móng. Do đó sức chịu tải tức thời của móng nông trên nền sét cố kết thường có thể suy trực tiếp từ kết quả của thí nghiệm nén như sau: q u(m) = q u(b) Với: q u(b) – sức chịu tải cực hạn của bàn nén; q u(m) – sức chịu tải cực hạn của móng. Sức chịu tải của một móng nông trên nền đất cát có thể được ước lượng theo công thức sau q u m q u b
bm bb
Với: b b – bề rộng bàn nén; bm – bề rộng móng. 27
1.4 Các phương pháp tính và các dữ liệu để tính toán Nền Móng 1.4.1 Các phương pháp tính 1/ Tính toán nền theo trạng thái ứng suất cho phép Trước thập niên 70, hầu hết các quy phạm xây dựng đều tính toán nền móng đều theo phương pháp trạng thái ứng suất cho phép. Phương pháp này được xây dựng trên việc tính toán sức chịu tải cực hạn theo công thức Terzaghi và các hiệu chỉnh sau đó. Hầu hết đều tính theo phương pháp tổng ứng suất của các đặc trưng chống cắt chủ yếu là cắt nhanh không cố kết (UU). Sức chịu tải cho phép được định nghĩa bằng với sức chịu tải cực hạn chia cho hệ số an toàn FS, được lấy từ 2 đến 3. p
Pult FS
0,5 N B qN q
cN c
FS
Áp lực đáy móng p phải nhỏ hơn sức chịu tải cho phép. Nếu áp lực đáy móng được tính với tổ hợp cơ bản các tải thì hệ số an toàn được chọn là FS = 3. Nếu áp lực đáy móng được tính với tổ hợp đặc biệt các tải thì hệ số an toàn được chọn là FS = 2 uu
max1 max2 max3
cuu 0
1
2
3
Keát quaû thí nghieäm caét tröïc tieáp theo caét nhanh - khoâng coá keát
2/ Tính toán nền theo trạng thái giới
hạn về biến dạng (trạng thái II) Xuất phát từ trạng thái giới hạn các điều kiện sử dụng và sự ổn định của công trình, phương pháp tính toán nền móng theo trạng thái giới hạn theo điều kiện biến dạng khống chế độ lún của móng và độ lún lệch của các móng không được vượt quá các giá trị giới hạn. Phương pháp này tính toán độ biến dạng của móng theo lý thuyết đất là vật thể đàn hồi tuyến tính. Cơ sở của phương pháp dựa trên sự phát triển vùng biến dạng dẻo trong nền đủ nhỏ để nền đất còn tuân theo quy luật đàn hồi. Từ đây sử dụng các kết quả lý thuyết Boussinesq và đặc trưng nén của đất để tính độ lún của móng riêng lẻ hoặc xét
28
đến ảnh huỏng của các móng xung quanh, suy độ lún lệch giữa các móng hoặc góc xoay của một móng. Vì vậy điều kiện cần của phương pháp là khống chế áp lực đáy móng để nền đất còn làm việc trong giai đoạn « đàn hồi » theo quan điểm của phương pháp phát triển vùng biến dạng dẻo của Florich. - Với móng chịu tải đứng đúng tâm theo QPXD 45-70 p Rtc m( Ab Bh Dc) p
R II
m1m2 k tc
theo QPXD 45-78
* * Dc II II h0 ) ( Ab II Bh II
- Với móng chịu tải đứng lệch tâm, ngoài điều kiện trên còn cần có : pmin 0, Khi các móng dễ lật điều kiện này trở thành p min / pmax 0,25 và pmax R tc hoặc R II
Và điều kiện đủ là độ lún tính được phải thỏa S Sgh; i igh S Sgh; 3/ Tính toán nền theo trạng thái giới hạn về cường độ chịu tải (trạng thái I) Đối với đất nền không biến dạng như là đất cúng hoặc là đá, cũng như công trình chịu chủ yếu là tải ngang thì độ lún của nền không giữ vai trò quyết định dự ổn định của nền, mà sự trượt ngang của móng hoặc sự sụp đổ kết cấu nền đất sẽ dẫn đến hư hại công trình. Với các loại công trình này, chúng ta thường sử dụng phương pháp tính toán nền theo giới hạn về cường độ hay còn được gọi là trạng thái giới hạn thứ nhất. Nội dung phương pháp gồm khống chế khả năng trượt, lật của móng và không cho nền bị phá hoại cắt. k t
löïc choáng tröôït löïc gaây tröôït
k l
moment choáng laät moment gaây laät
hoặc ptt
moment choáng tröôït
moment gaây tröôït
k cp
k cp
Pgh k
Các hệ số an toàn cho phép tùy vào quy định của các quy phạm và loại công trình.
1.4.2 Các dữ liệu để tính tóan nền móng 1/ Các lọai tải trọng : Tải trọng tác dụng lên móng và truyền lên nền đất thường được phân chia thành : T ải trọng thường xuyên là tải trọng tác động liên tục khi thi công và suốt quá trình sử dụng công trình như trọng lượng bản thân, áp lực đất, áp lực nước, … 29
T ải trọng tạm thời :
a/ Tải trọng tạm thời ngắn hạn chỉ xuất hiện trong từng giai đoạn khi thi công hoặc trong quá trình sử dụng như : tải trọng gió, tải trọng do sóng, … b/ Tải trọng tạm thời dài hạn tác động trong một thời gian tương đối dài khi thi công hoặc trong quá trình sử dụng công trình như : trọng lượng các dụng cụ và thiết bị tĩnh, tải tác động lên mái công trình, … c/ Tải trọng đặc biệt xuất hiện trong những trường hợp thật đặc biệt như tải do động đất, do sập đổ một bộ phận công trình, … Mặt khác, tải có thể xem như tĩnh tải (dead load) là các loại tải cố định và hoạt tải (live load) là các tải có thể dịch chuyển.
2/ Tổ hợp tải trọng Khi tính toán nền móng phải tiến hành với các tổ hợp, bất lợi nhất cho biến dạng của công trình và ổn định của toàn nền, có thể xảy ra. Các tổ hợp cần lưu ý : a/ Tổ hợp cơ bản gồm: tải trọng thường xuyên, tải trọng tạm thời dài hạn, và một tải trọng tạm thời ngắn hạn (tải ngắn hạn này có ảnh hưởng nhiều đến trường ứng suất trong nền thường được chọn là tải trọng gió) b/ Tổ hợp đặc biệt gồm: tải trọng thường xuyên, tải trọng tạm thời dài hạn, một số tải trọng tạm thời ngắn hạn và một tải đặc biệt (thường được chọn là tải động đất trong vùng có động đất). Ngoài ra tải trọng còn được phân thành tải tiêu chuẩn và tải tính toán. Tải trọng tiêu chuẩn là tải trọng mà có thể kiểm soát được giá trị của nó trong điều kiện thi công hoặc sử dụng công trình bình thường. Độ sai lệch (lớn hoặc bé) của tải trọng về phía bất lợi cho công trình so với tải tiêu chuẩn, do biến động của tải hoặc thay đổi điều kiện sử dụng công trình, được xét đến bằng hệ số vượt tải n. Tải trọng tính toán được định nghĩa là tải trọng tiêu chuẩn nhân với hệ số vượt tải n. Hệ số vượt tải từ 1,1 đến 1,4 t ùy theo loại tải trọng. Khi tính toán nền theo trạng thái giới hạn biến dạng được tiến hành với tổ hợp cơ bản các tải trọng tiêu chuẩn. Khi tính toán nền theo trạng thái giới hạn cường độ được thực hiện với tổ hợp cơ bản, tổ hợp đặc biệt các tải trọng tính toán. Khi tính toán nền theo ứng suất cho phép được thực hiện với tổ hợp cơ bản, tổ hợp đặc biệt các tải trọng tính toán và các hệ số an toàn thích hợp. Theo phần tính toán địa kỹ thật của Tiêu chuẩn Châu Au (Eurocode – 1994), phân biệt hai trạng thái giới hạn : 30
- Trạng thái giới hạn sử dụng : là trạng thái giới hạn mà nếu vượt qua thì các tính năng sử dụng công trình không đáp ứng được như dự trù. Các trạng thái này có do biến dạng hoặc chuyển vị quá mức có thể gây ra những hư hỏng các bộ phận công trình và làm cho các máy móc vận hành không an toàn; hoặc gây ra sự rung động gây khó chịu cho người sử dụng công trình . - Trạng thái giới hạn tối hậu : là những trạng thái gắn với sự mất ổn định, hoặc các dạng gảy đổ từng bộ phân hay cả công trình gây ra nguy hiểm cho con người xung quanh công trình. Với nền móng các trạng thái giới hạn tối hậu về khả năng gánh đở của nền đất, sự lật đổ công trình, sự trượt của móng, sức chống đở của vật liệu làm móng, độ lún vượt quá giới hạn chuyển vị. - Các loại tác động theo tiêu chuẩn Châu Au (Eurocode – 1994): Các tác động thường xuyên G : trọng lượng móng và các phần liên quan trên móng như trọng lượng công trình và các thiết bị thường xuyên; các lực do co ngót, do từ biến; lực do trọng lượng đất và áp lực đất. Các tác động do nước F w chủ yếu là lực đẩy Archimède cho các bài toán tính ứng suất hữu hiệu; lực thủy động do các dòng chảy. Các tác động thay đổi Q (không thường xuyên) như các lực tải xe, lực thắng, trọng lượng vật chứa tạm thời; tải do ảnh hưởng thời tiết như mưa, gió,.. Tác động đặc biệt F A với các công trình cầu đường có thể là va chạm tàu, xe vào công trình, động đất, ..; với các công trình xây dựng dân dụng như gió xoáy, va chạm, hỏa hoạn, động đất, .. Các tác động này gộp lại thành các tổ hợp : tổ hợp cơ bản, tổ hợp đặc biệt, tổ hợp trạng thái giới hạn tối hậu cho các tính toán theo trạng thái tới hạn tối hậu. Các tổ hợp thường xuyên, tổ hợp theo năm tái đáo, tổ hợp hiếm xảy ra cho các tính toán theo trạng thái giới hạn sử dụng. Trong quy phạm xây dựng của Mỹ (ACI code) lại sử dụng các tổ hợp tải, cho tính toán cho trạng thái giới hạn tối hậu, tương đối đơn giản như sau: U = 1,4D + 1,7L, với D là tĩnh tải và L là hoạt tải. Khi có xem xét ảnh hưởng của gió tổ hợp tải có dạng : U = 0,75(1,4D + 1,7L + 1,7W) , với W là lực gió. Khi không có tĩnh tải xuất hiện thì tổ hợp tải có dạng : U = 0,9D + 1,3W
3/ Các đặt trưng vật lý của đất nền a/ Phân chia các lớp đất (lớp địa chất công trình)
31
Một lớp địa chất công trình được xác định bằng quan sát sự thay đổi màu, hạt độ trong quá trình khoan khảo sát hoặc trên tập hợp các giá trị đặc trưng cơ - lý (từ thí nghiệm trong phòng và hiện trường) của lớp đất đó. Được gọi là một lớp địa chất công trình khi tập hợp các giá trị đặc trưng cơ - lý của nó phải có hệ số biến động v đủ nhỏ, v có dạng sau : v
A
100%
Đặc trưng của đất Tỷ trọng hạt Trọng lượng riêng Độ ẩm tự nhiên Giới hạn Atterberg Module biến dạng Chỉ tiêu sức chống cắt Cường độ nén một trục
Hệ số biến động v 0,01 0,05 0,15 0,15 0,30 0,30 0,40
Trong đó giá trị trung bình của một đặc trưng : và độ lệch toàn phương trung bình :
A
Ai
n
,
( Ai A) , n 1
Với Ai là giá trị riêng của đặc trưng từ một thí nghiệm riêng. Và n là số lần thí nghiệm. a/ Đặc trưng tiêu chuẩn Giá trị tiêu chuẩn của tất cả các đặc trưng của đất là giá trị trung bình cộng của các kết quả thí nghiệm riêng lẻ A , (trừ lực dính đơn vị c và góc ma sát trong ). Các giá trị tiêu chuẩn của lực dính đơn vị và góc ma sát trong được thực hiện theo phương pháp bình phương cực tiểu của quan hệ tuyến tính của ứng suất pháp và ứng
i
suất tiếp cực hạn i của các thí nghiệm cắt tương ứng,
tg c .
Lực dính đơn vị tiêu chuẩn c tc và góc ma sát trong tiêu chuẩn tc được xác định theo các công thức sau : c
tc
1
n
n
i
i 1
1 tg n tc
n
n
2
i
i
i 1
i 1
n
i
i
i 1
n
n
i
i 1
i
i
i 1
n với n i i 1 i 1 n
i
i 1
2
2 i
32
b/ Đặc trưng tính toán Nhằm mục đích nâng cao độ an toàn cho ổn định của nền chịu tải, một số tính tí nh toán ổn định của nền được tiến hành với các đặc trưng tính toán. Ở mức độ đơn giản (như trong QPXD 45-70), đặc trưng tính toán được xác định bằng cách nhân đặc trưng tiêu chuẩn với hệ số đồng nhất k : Với
k
1
1
A
tc
Att = kAtc Trong QPXD 45-78, các đặc trưng tính toán của đất được xác định theo công thức sau : A
A
tc
k d
Trong đó: Atc giá trị đặc trưng đang xem xét, k d hệ số an toàn về đất. k d=1 với các đặc trưng của đất ngoại trừ lực dính, góc ma sát trong, trọng lượng đơn vị và cường độ chịu nén một trục tức thời có hệ số an toàn đất được xác định như sau : k d
1 1
Số bậc tự do (n-1) với R, (n-2) với c và
Hệ số t ứng với xác suất tin cậy bằng 0,85 0,90 0,95 0,98 0,99
2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
1.34 1.25 1.19 1.16 1.13 1.12 1.11 1.10 1.10 1.09 1.08 1.08
1.89 1.64 1.53 1.48 1.44 1.41 1.40 1.38 1.37 1.36 1.36 1.35 33
2.92 2.35 2.13 2.01 1.94 1.90 1.86 1.83 1.81 1.80 1.78 1.77
4.87 3.45 3.02 2.74 2.63 2.54 2.49 2.44 2.40 2.36 2.33 2.30
6.96 4.54 3.75 3.36 3.14 3.00 2.90 2.82 2.76 2.72 2.68 2.65
14 15 16 17 18 19 20 25 30 40 60
1.08 1.07 1.07 1.07 1.07 1.07 1.06 1.06 1.05 1.05 1.05
1.34 1.34 1.34 1.33 1.33 1.33 1.32 1.32 1.31 1.30 1.30
1.76 1.75 1.75 1.74 1.73 1.73 1.72 1.71 1.70 1.68 1.67
2.28 2.27 2.26 2.25 2.24 2.23 2.22 2.19 2.17 2.14 2.12
2.62 2.60 2.58 2.57 2.55 2.54 2.53 2.49 2.46 2.42 2.39
với chỉ số độ chính xác được xác định như sau : - Với lực dính c và hệ số ma sát tg , ta có : t v
để tính toán v, các giá trị độ lệch toàn phương trung bình có dạng như sau :
c
1
n
; tg 2
i
i 1
1
n
( tg n2
tc
i
n
c tc i ) 2
i 1
- Với trọng lượng riêng và cường độ chịu nén một trục R c :
t v n
1
n
( n 1
tc
i ) 2
11
R
1
n
( Rc n 1
tc
Rci )
2
i 1
Trong đó: t hệ số phụ thuộc vào xác suất tin cậy hi tính nền theo biến dạng thì =0,85 - K hi - K hi hi tính nền theo cường độ thì =0,95 Trong tính toán thực tế chúng ta có thể sử dụng phép tính LINEST trong chương trình phần mềm EXCEL, ta ghi kết quả ứng suất cắt cực đại max vào cột 1 các ứng suất pháp tương ứng vào cột 2. Sau đó chọn một bảng gồm 2 hàng năm cột, đánh vào lệnh =linest(vị trí dãy số max , dãy số ,1,1) xong ấn cùng lúc “Shift+Ctrl”+ Enter 34
Thí dụ : Ta thống kê kết quả của 6 thí nghiệm cắt trực tiếp như sau :
(kg/cm2) (kg/cm2) 0.72 1 0.72 1 0.73 1 0.8 1 0.84 1 0.88 1 1.38 2 1.4 2 1.4 2 1.45 2 1.62 2 1.63 2 1.63 2 1.95 3 1.95 3 2.1 3 2.18 3 2.29 3 2.33 3
tg
(kg/cm2)
0.675833 0.035079 0.956205 371.1737 5.481008
0.122018 0.075495 0.121518 17 0.251034
Trong đó ở dòng thứ nhất trong ô kết quả ta có tg = 0,675833 = 340 và ô thứ hai là c=0,122 kg/cm2, vì thứ nguyên của ứng suất trong phép tính là kg/cm 2 Dòng thứ hai ta có tg = 0,035 và c = 0,07 kg/cm2 Từ đây ta dễ dàng suy ra các hệ số biến đổi đặc trưng v= /Atc vc = 0,075/0,113=0,655 > 0,3 (phải phân chia lại đơn nguyên địa chất của tập hợp 6 mẫu đất này ) và v tg = 0,034/0,676 = 0,05 Tính giá trị cII và tgII , từ xác suất tin cậy =0,85 và số bậc tự do n -2 = 18-2 =16 ta suy ra hệ số t = 1,07 và chỉ số độ chính xác = vt , ta suy ra được : c = vct = 0,655 1,07 = 0,7 tg = vtgt = 0,05 1,07 = 0,05 Sau cùng ta có : cII = 0,11(1 0,7)= [0,033 0,187] 35
tgII = 0,676(1 0,05)= [0,642 0,71] Tính giá trị c I và tgI , từ xác suất tin cậy =0,95 và số bậc tự do n -2 = 18-2 =16 ta suy ra hệ số t = 1,75 và chỉ số độ chính xác = vt , ta suy ra được : c = vct = 0,655 1,75 = 1,14 tg = vtgt = 0,05 1,75 = 0,09 Sau cùng ta có : cII = 0,11(1 1,14)= không hợp lý ! tgII = 0,676(1 0,09)= [0,62 0,74]
Ta nhận thấy lực dính đơn vị c và hệ số ma sát tg có một khoản giá trị, mà tùy vào phép tính nào ta chọn giá trị bé nhất hoặc lớn nhất nhằm tăng tính an toàn của công trình. Thí dụ khi xác định sức chịu tải của nền đất ta chọn các giá trị bé, còn khi tính áp lực đất chủ động ta chọn lực dính bé nhất và góc ma sát lớn nhất.
36
CHƯƠNG 2: MÓNG
NÔNG
2.1 Khái niệm Móng: Phần mở rộng đáy c ông trình để tăng diện tích tiếp xúc và giảm áp lực truyền lên nền đất => lún ít và đất không bị trượt. Nền: Khu vực đất nằm ngay sát đáy móng trực tiếp gánh đở móng (gánh đở tải của công trình truyền xuống thông qua móng).
Df
N
Phần đáy CT
N
Mx
Hy
Mặt móng
Hy
Df
Mx
B
y
y B Đáy móng
Hông móng
s
z
Món g nông và các ngoại lực
z
R
Cân bằng lực
Hình 2.1 Sơ đồ một móng nông Định nghĩa móng nông: - Theo cơ học: Khi hệ cân bằng lực tác động không xét đến lực ma sát giữa đất và mặt hông móng. - Theo kích thước móng : Tỉ lệ chiều sâu chôn móng và bề rộng móng D f /b < 2. - Hoặc theo khả năng thi công : Khi đào hố móng mà không phải chống thành hố móng. - Móng cứng: h/b 1; - Móng mềm (chịu uốn): h/b 1. * Chỉ số độ cứng:
t
10
E 0 l1
2
E h
2
Trong đó: E0 : modul biến dạng của đất nền E : modul đàn hồi của của vật liệu làm móng l1 = l/2: nửa chiều dài móng h : chiều cao móng - Móng cứng (tuyệt đối cứng) :t<1 - Móng có độ cứng hữu hạn : 1 t 10 - Móng mềm : t > 10
37
2.2 Phân loại Phân loại móng theo hình dạng : - Móng đơn lệch tâm nhỏ - Móng đơn lệch tâm lớn như móng chân vịt - Móng phối hợp đặt dưói hai cột - Móng băng một phương và hai phương dưói nhiều cột hoặc dưới tường chịu lực - Móng bè dưới nhiều cột hoặc nhiều tường của một phần hoặc toàn bộ công trình. Các dạng móng đơn lệch tâm :
Df
N
N
Hy
Mx B
Df
Hy
y
Mx B
z x ey
Hy y
B
N
ey
B
L
y
z x ey
H
L
Mx
Df
z x
H
N
N B
N
L B
Hình 2.3 Sơ đồ móng đơn chịu tải lệch tâm lớn và bé Phân loại móng theo vật liệu: - Móng gạch - Móng đá hộc - Móng bê tông đá hộc - Móng bê tông cốt thép Phân loại móng theo tải trọng : - Móng chủ yếu chịu tải trọng đứng: nhà, máy sản xuất, trụ cầu, … Độ lún của nền đất ảnh hưởng rất lớn đến kết cấu công trình. - Móng chủ yếu chịu tải trọng ngang: tường chắn, mố cầu, đê, đập, … Nền công trình dễ bị phá hoại trượt do chuyển vị ngang lớn. Phân loại móng theo độ cứng : - Móng cứng có độ lún đồng đều trong toàn móng - Móng mềm hoặc móng chịu uốn là móng có độ lún không đồng đều (móng bị uốn cong)
38
Chiều sâu đặt móng: Chiều sâu đặt móng được lựa chọn theo: - Độ sâu mực nước ngầm - Sâu hơn vùng nứt nẻ do khí hậu gây ra - Tránh tác động rễ cây lớn - Thấp hơn các đường ống cấp thóat nước ngầm, các đường dây điện ngầm - Thấp hơn lớp đất thổ nhưỡng hoặc chứa nhiều hữu cơ, rễ cây mục hay lớp rác không thể nén chặ t được.
2.3 Ứng suất tiếp xúc dưới đáy móng Trong tính toán móng nông, vấn đề ứng suất tiếp xúc hay phản lực nền tác động lên đáy móng luôn là vấn đề rất quan trọng nhưng lại hết sức phức tạp. Chúng ta không thể hiểu một cách hoàn toàn chính xác vấn đề này và hầu hết các nghiên cứu thực nghiệm cho thấy rằng phản lực đất nền phụ thuộc vào các điểm sau : Cách lan truyền tải trọng từ móng vào đất hay nói cách khác là tùy thuộc vào độ cứng của móng. Loại đất nền : đá, đất dính hoặc đất rời. Chiều sâu chôn móng. Thời gian cố kết đối với đất hạt mịn. Kích thước và tỉ lệ các cạnh của móng.
Móng cứng
Móng chịu uốn
Móng cứng
a. Đất cứng
Móng chịu uốn
b. Đất dính
Móng cứng
Móng chịu uốn c. Đất cát
Hình 2.4 Các dạng ứng suất tiếp xúc dưới đáy móng
39
2.4 Tính toán móng đơn chịu tải đứng đúng tâm Bước 1: Xác định sơ bộ kích thước đáy móng R
0 II
m1m2 k tc
(TCVN 9362-2012)
* ( Ab0 II BD f II Dc II )
Lấy b0 = 1m tc
- Diện tích đáy móng sơ bộ:
F 0
N
R0
tb D f
- Chọn L x B = F > F 0 (chọn L = B)
Bước 2: Kiểm tra ứng suất của đất dưới đáy móng đủ nhỏ để nền còn ứng xử như ‘vật liệu đàn hồi’.
p tc R II
p
tc
N tc F
m1m2 k tc tb
* ( Ab II BD f II Dc II )
(TCVN 9362-2012)
D f : áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng [kN/m2]
Trong đó: R tc, R II: sức chịu tải của đất nền dưới đáy móng [kN/m 2] Các hệ số A, B, D phụ thuộc vào , Các hệ số điều kiện làm việc m, m 1, m2, hệ số tin cậy k tc O
Pe Rtc=RII A
Pult
Ntc
p
q= Df
B
ptc q= Df
Rtc = RII S
Hình 2.5 Quan hệ S -p
C
Hình. 2.6 Biểu đồ áp lực tác dụng và phản lực của đất nền
Bước 3: - Kiểm tra biến dạng của đất nền hay độ lún của móng S đủ nhỏ để công trình vẫn còn làm việc bình thường hay không ảnh hưởng đến tính bền vững lâu dài của công trình. - Kiểm tra độ lún , lún lệch giữa các móng phải đủ nhỏ để không gây ra nội lực phụ nguy hiểm cho kết cấu công trình.
40
S Sgh S Sgh Sgh , Sgh – dựa theo TCVN 205 1998 - Vùng biến dạng lún được xác định dựa trên cơ sở của bài toán đàn hồi tuyến tính, nên ptc < R tc là điều kiện cần khi tính lún. Bước 4: Tính bề dày móng h - Bề dày móng h được chọn sao cho móng không bị chân cột xuyên thủng qua. - Móng bị chọc thủng theo hình tháp cụt, mặt đỉnh là chân cột hoặc đáy công trình, góc lan tỏa ứng suất nén là góc cứng của vật liệu làm móng. Góc cứng của b ê tông là 450, của gạch đá là 40 420. Pxt = ptt . Sngoài tháp xuyên = [b2 – (bc + 2h0)2] ptt Pcx = 3/4 [R k . Sxq tháp xuyên ] = 0,75 R k [4(bc + ho) ho ] S1 mặt tháp xuyên = ho [(bc + 2ho) + bc] / 2 = (b c + ho) ho
p
tt
N tt F
tb
D f , có thể lấy gần đúng p tt = nptc = 1,15ptc
ho = h – a a : lớp bê tông bảo vệ. Điều kiện: Pxt Pcx
Ntt
Ntt Mặt bị xuyên thủng
450
h0
bc
ptt
h0 Pxt bc + 2h0
h0 bc h0
b h0
bc + h0 bc + h0
Hì nh 2.7
Mặt chống xuyên tính toán
Kiểm tra chọc thủng
Bước 5: Tính toán nội lực và bố trí cốt thép trong móng - Xem đài móng như một dầm conxơn ngàm tại mép chân cột.
41
0,5(b-bc)
I Ntt
MI-I
b
h ptt
I
Hình 2.8 Tính Moment trong đài cọc - Moment tại mặt ngàm (I -I): MI-I = ptt (1/2) (b – bc)2 b / 4 = ptt b (b – bc)2 / 8 - Diện tích cốt thép cần thiết: F a
M I
I
Ra h0 1
1 2
1 2 A
;
A
M
2
Rn b h0
F a
M I I
0,9 Ra h0
- Cốt thép của phương còn lại được tính tương tự. * Bố trí cốt thép
12-16
Bêton đá 4x6, mác 50 -100, dày 100 mm, giữ vai trò như cốt pha đáy móng .
h0
h
Cát lót dày 100-200, giữ vai trò như biên thoát nước khi nền đất bão hòa bị biến dạng.
Hình 2.9 Bố trí cốt thép * Cách tính bậc móng (chiều cao bản móng)
42
bc 15cm
hm
Df
20cm
b gh
b bgh = bc + 2 h tan tangh = 0,5 1,0 hm
r a0 Rk r 2 3 N
tt
r
N
tt
F
a0 : lớp bê tông bảo vệ
2.5 Tính toán móng đơn chịu tải thẳng đứng lệch tâm nhỏ Bước 1: Xác định sơ bộ kích thước móng R
0 II
m1m2
* Dc II ) ( Ab0 II BD f II
k tc
(TCVN 9362-2012)
Lấy b0 = 1m - Diện tích đáy móng sơ bộ: tc
F 0
N
R0
tb D f
- Chọn L x B = F > F 0 Bước 2: Kiểm tra ứng suất tại đáy móng đủ nhỏ để nền còn ứng xử như ‘vật liệu đàn hồi’. tc
p tb
R
p tc tb
tc
N tc F
tb D f
p max 1,2 R tc
R II
tc
1,2 R II
pmin 0 hoặc tc
pmax/ min tc
N tc F
đối với công trình có cầu chạy
M ytc W y
M xtc W x
tb D f
43
tc p min 0,25 tc p max
W y
L B 2 6
tc
p max/ min
2
;
W x
B L
6
N tc 6 e B 6 e L 1 tb D f F B L
Trong đó: B là cạnh ngắn của móng (B x), L là cạnh dài (B y), eB (ex) là độ lệch theo phương B (y), eL (ey) là độ lệch theo phương L (x). eB (ex)= (My + Hx h)/N ; eL (ey)= (Mx + Hy h) / N Mx : Moment vuông góc với trục x My : Moment vuông góc với trục y h – khỏang cách từ vị trí đặt lực ngang H đến đáy móng ex = My/N
N Df
Hy
My Mx
N
Df
Hy
x
x
B
B
z
z
y
ex H
M
ey
L
pmax
pmin
q=Df
x s
B
Hình 2.10 Sơ đồ tải lệch tâm nhỏ * Kiểm tra an toàn chống trượt Htty phải nhỏ hơn tổng lực chống cắt của đất ở đáy móng s F Htty s F = (ptt tan I + cI) F Bước 3: Kiểm tra độ lún Tính lún tại tâm móng, như bài toán tải đúng tâm, xem áp lực gây lún phân bố đều 44
là trung bình của p max & pmin tc
pgl
tc tb
p
D f
n
S
F
n
S i
i 1
S
N
i 1
n
i
E oi
i 1
S Sgh ; Sgh , Sgh
( tb ) D f
e i 1 e i
e1i
2
n
S
hi ;
aoi pi hi
i 1
1
pi hi ; S
–
Sgh dựa theo TCVN 205 1998
Bước 4: Tính bề dày móng h Tính cho trường hợp tải lệch tâm 1 phương, với mặt bị xuyên thủng bất lợi nhất. Tính tương tự như trường hợp móng chịu tải đúng tâm nhưng với phản lực nền phân bố không đều. - Ứng suất lớn nhất và nhỏ nhất ở các điểm góc móng:
p
tt max/ min
N tt 6 N tt e B 6 N tt e L tb D f 2 2 L B B L F
Hoặc gần đúng
tt
pmax/ min
N tc 6 N tc e B 6 N tc e L D n tb f 2 2 F L B B L
Với hệ số vượt tải n = 1,15 Do phản lực đáy móng phân bố không đều, khả năng móng bị bẻ gãy ở khu vực phản lực đáy móng cực đại nhiều hơn. Vì vậy cần tính tóan với một mặt bị xuyên bất lợi nhất thay vì tính cho cả tháp xuyên thủng. Pxt = {0,5(b+bc+2h0).0,5[L – (hc + 2h0 )]} .0,5[pmax+ p1] Lực chống xuyên cũng chỉ xét ứng với một mặt của tháp xuyên qui ước.
Pcx = 3/4 Rk S1 mặt bên tháp xuyên = 0,75 Rk [(bc+h0)h0] Pxt Pcx
Bước 5: Tính cốt thép móng (lệch tâm 1 phương) - Moment tại mặt ngàm chân cộ t (I-I) MI-I=[ptt20,5(b-bc)B(b-bc)/4]+[pttmax – ptt2][0,25(b-bc)B](2/3)(b-bc)/2 - Diện tích cốt thép móng theo phương thẳng góc mặt ngàm I -I F a. II
M I I Ra h0
M I I
0,9 Ra h0
45
- Moment tại mặt ngàm chân cột (II -II) MII-II = ptttb . 0,5 (b-hc) L (b-hc)/4 - Diện tích cốt thép móng theo phương thẳng góc mặt ngàm I -I F a. I
M II
II
Ra h0
M II
II
0,9 Ra h0
Ntt
Ntt
Mtt 450
Mtt h0
pmin
pmax
pmax
p1
p1
Mặt chống xuyên tính toán
h0 b
bc
bc + h0
h0
H.2.11 Tính toán xuyên thủng móng chịu tải lệch tâm bé 0,5(L-hc)
I Ntt
MI-I
p
tt
min
II
II
h pttmax
Ptt2
I
H. 2.12 Tính toán moment để bố trí cốt thép trong móng
46
B
2.6 Tính toán móng nông chịu tải thẳng đứng lệch tâm lớn (móng chân vịt) H
N
L/2 – hc/2
b
e
N
M
O
pmin
pmax R
p1 a
B
bc hc L
Hình 2.13 Móng lệch tâm lớn (móng chân vịt) Từ điều kiện P 0 do đất nền không có khả năng chịu kéo - Áp lực nhỏ nhất khi không xét đến áp lực đắp trên móng (ảnh hưởng của độ sâu chôn móng) + Khi lệch tâm 1 phương theo cạnh dài L tc
min
tt max
tc tc 6 N tc e L N N n( tb D f ) n. F F B L2
tt min
tc tc 6 N e L N N 6 e L n( ) n. 1 2 F F L B L
P
6 e L 1 tb D f L
tc
P
+ Khi lệch tâm 2 phương tt
Pmax
tt N tt 6 N tt e B 6 N tt e L N 6 e B 6 e L tb D f 1 tb D f F F B L L B B L 2
2
N 6 N e 6 N e Pmin F L B 2 B L2 tt
tt
tt
tt
B
L
N 6 e 6 e 1 F B L tt
B
L
- Khi eB B/6 hay eL L/6 => lệch tâm lớn
* Nếu lệch tâm lớn ( eL L/6) thì phải dùng móng kép, hoặc phải dùng thêm đà kiềng và phải tính toán đà kiềng chịu lực kéo.
47
Ntt Df
H 0,3m 1m
0,8m
MNN
b
bc hc l
2.7 Móng băng dưới tường chịu tải thẳng đứng (Phương pháp phản lực nền phân bố tuyến tính)
Ntc L
h ptc
h B Hình 2.14 Móng băng dưới tường chịu tải thẳng đứng
Bước 1: Chọn sơ bộ kích thước móng R0
R
tc
0 II
m( A b0 BD f * Dc )
(QPXD 45-70)
m1m2
(QPXD 45-78)
tc
k tc
* Dc II ) ( Ab 0 II BD f II
48
Lấy b0 = 1m - Diện tích đáy móng sơ bộ: tc
F 0
N
R0 tb D f
- Chọn trước L => B = F 0/L; L x B = F > F 0 Bước 2: Kiểm tra sức chịu tải của đất nền dưới đáy móng: p tc
R
tc
ptc R II
*
m( A b BD f
m1m2 k tc
N
Dc
tc
)
* Dc II ) ( Ab II BD f II
tc
p
tc
tb D f :
F
áp lực tiêu chuẩn ở đáy móng [kN/m 2].
Ntc là tổng tải truyền lên móng băng
Bước 3: Kiểm tra độ lún tại tâm móng: - Ứng suất (áp lực) gây lún tại đáy móng
N
tc
gl
p D f
S
n
S i
i 1
F
( tb ) D f
n
e1i e2i
i 1
1 e1i
hi
S Sgh = 8 cm Bước 4: Tính bề dày móng (kiểm tra xuyên thủng): Ntt ho bt
h
MI-I ptt
ho [B-(bt+2h0)]/2 1m dài
Hình 2.15 Kiểm tra xuyên thủng và tính nội lực móng
Pxt = ptt . Sngoài (1) tháp xuyên = ptt x 1m [B – (bt+2h0)]/2 Pcx = 3/4 [Rk . S1 tháp xuyên ] = 0,75 Rk [1m x ho ] Điều kiện: Pxt Pcx
49
B
Bước 5: Tính nội lực trong móng và bố trí cốt thép : MI-I = ptt [(B-bt)/2]2 1m /2 F a
M I I
Ra h0
M I I 0,9 Ra h0
Phương còn lại bố trí theo cấu tạo 2.8 Móng băng dưới hàng cột (giả thiết phản lực nền phân bố tuyến tính) N4 N3 N2 N1
Hình 2.16 Móng băng dưới hàng cột * Bước 1, 2, 3: tính toán như móng băng dưới tường * Bước 4: Tính bề dày bản móng: Bản móng dưới 2 cột biên có khả năng bị xuyên thủng lớn nhất: Pxt = Max (N1, N4) Pcx = 0,75 R k [2(hc + 0,5h0) + (bc + h0)] h0 Tính chính xác (móng băng có sườn): Kiểm tra chọc thủng tại những cột có lực dọc lớn nhất, và các cột biên. - Kiểm tra chọc thủng tại chân cột có N max (cột giữa): p ( pnet ) tt
tt
N
S
tt
N
0,5 ( L1 L2 ) B
Ntt : lực dọc tính toán lớn nhất ở chân cột truyền xuống móng S : diện tích vùng ảnh hưởng của tải trọng (xem hình vẽ) Pxt p S1xt p tt
tt
B (bs 2hb0 ) L1 L2
2
2
50
Pcx
0,75 R k S1tx
0,75 Rk
L1 L2 2
hb0
- Kiểm tra xuyên thủng cho chân cột biên: tt
tt
p ( pnet ) tt
N
Pxt p S1xt Pcx
S
tt
N
(0,5 L1 Lm ) B
p
tt
0,75 R k S1tx
B (bs
2
2hb0 )
(0,5 L1 Lm )
0,75 Rk (0,5 L1 Lm ) hb0
bs s h
4 5 °
b h
Ptt=Pnet B
Phaïm vò tính toaùn xuyeân thuûng (Xaùc ñònh theo dieän truyeàn taûi)
Coät coù löïc doïc lôùn nhaát
2 / 1
L
L1 / 2
L1 / 2 L1
2 /
Phaàn dieän tích aùp löïc ñaát neàn taùc duïng leân ñaùy moùng gaây xuyeân thuûng
1
L
Hình 2.17 Tính toán xuyên
51
thủng cột giữa
L2 / 2
L2 / 2 L2
s h
bs b h
4 5 °
ptt=pnet B
Phaïm vò tính toaùn xuyeân thuûng (Xaùc ñònh theo dieän truyeàn taûi)
L1 / 2
2 / 1 L
Coät bieân
L1 / 2
Lm
L1
Phaàn dieän tích aùp löïc ñaát neàn taùc duïng leân ñaùy moùng gaây xuyeân thuûng m L
Hình 2.18 Tính toán xuyên thủng cột biên * Bước 5: Tính nội lực và cốt thép Với giả thuyết phản lực nền phân bố tuyến tính, nên có thể giải moment và lực cắt trong dầm như đối với dầm liên tục nhưng lật ngược do phản lực đất nền có chiều từ dưới lên ngược với trọng lực. Tính cốt thép dọc trong móng: - Phản lực ròng p net pnet = Ntt / F - Phản lực ròng p net cho toàn bộ bề rộng móng pnet = ( Ntt / F) B = Ntt / L
52
lm O
N1
N2
l
N3
l
l
N4
lm
x
Pnet
plm
N2
N4
N3
N1
Q
plm
M p lm2/2
p lm2/2
Hình 2.19 Nội lực trong móng băng dưới hàng cột - Tính cốt thép bên trên theo phương dọc (L) ứng với M nhịp lớn nhất F a
M nh Ra h0
M nh
0,9 Ra h0
- Tính cốt thép bên dưới theo phương dọc (L) ứng với M gối lớn nhất F a
M g Ra h0
M g 0,9 Ra h0
Tính cốt thép ngang trong móng (bản móng): - Tính cốt thép theo phương ngang (B), xem như ngàm tại mép cột, tính trên 1 mét dài pnet = ( Ntt / F) 1 m dài = Ntt / F M = pnet [(B – bc)/2]2 / 2 F a
M Ra h0
M 0,9 Ra h0
53
2.9 Tính toán móng bè theo phương pháp phản lực nền phân bố tuyến tính
y C
B
A
L
x
E
F
D B
Hì nh
2.20 Móng bè dưới cột 1. Chọn kích thước móng bè LxB. Xác định tổng tải trọng của các cột truyền lên móng N = N1 + N2 + N3 + … + Nn 2. Xác định áp lực đáy móng tại các điểm A, B, C, D, … p tc
N F
M y x I y
M x y I x
tb D f
Trong đó: Ix = B L3/12 : moment quán tính quanh trục x Iy = L B3/12 : moment quán tính quanh trục y Mx = Ney: moment của các lực chân cột quanh trục x My = Nex: moment của các lực chân cột quanh trục y ex và ey : độ lệch tâm theo phương x và phương y của tổng hợp lực các cột e x
e y
N 1 x1
N 2 x2 N 3 x3 ... N
n
xn
N
N 1 y1 N 2 y 2 N 3 y3 ... N n y n N
B
2
L
2
3. Kiểm tra khả năng chịu tải của đất nền dưới đáy móng ptc R tc R II ptcmax 1,2 R tc 1,2 R II ptcmin 0 54
4. Kiểm tra độ lún tại tâm móng - Tính lún bằng phương pháp cộng lún từng lớp - Tính lún bằng pp lý thuyết bán không gian đàn hồi: S
p b (1
2
)
E
Trong đó: p : áp lực trung bình tại đáy móng (tiêu chuẩn) b : bề rộng móng : hệ số l/b, tra bảng 1.1 trang 28 E : module biến dạng : hệ số Poisson - Tính lún bằng phương pháp lớp đàn hồi: n
S p b M i 1
S
p b k c k m
n
i 1
k i k i 1
(TCVN 9362-2012)
E i
k i k i 1
(TCVN 9362-2012)
E i
Trong đó: p : áp lực trung bình tại đáy móng (tiêu chuẩn) b : bề rộng móng M: hệ số điều chỉnh móng. Khi b< 10 m, M phải nhân với 1,5. k c : hệ số điều chỉnh do ảnh hưởng độ sâu k m : hệ số do ảnh hưởng bề rộng móng và độ cứng đất nền, k i , k i-1 : hệ số hình dạng móng, Ei : module biến dạng S Sgh [10 cm] 5. Chia móng bè thành nhiều dãy theo phương x, y. 6. Tính kết cấu từng dãy như móng băng dưới hàng cột, với giả thuyết phản lực nền phân bố tuyến tính. - Tính Q, M cho mỗi dãy - Tính bề dày bản móng: kiểm tra điều kiện xuyên thủng như trường hợp móng băng trên hàng cột; chọn max (hi) - Chọn giá trị Mmax và Mmin để tính Fa - Bố trí cốt thép như bản sàn
55
2.10 Các dạng móng đặc biệt - Giả sử móng tuyệt đối cứng, áp lực đáy móng phân bố đều hoặc tuyến tính. - Xác định trọng tâm móng và điểm đặt hợp lực. - Xác định kích thước móng hợp lí. 1. Móng kép chữ nhật, tải đúng tâm: N1
N2 ptt = pnet
B l1
l2
l3 L M1-2
M M1
Mx M2
Hình 2.21 Móng kép chữ nhật, tải đúng tâm p ( p tt ) l2
N 1 N 2
0,5 L
M 1
B L N 1 l3 N 1
M 2
N 2
l1 = L – (l3 + l2)
N 1 N 2
(M/2 = 0)
e = 0,5 L – (l2 + x) M = M1 + M2 + (N1 + N2) e + (H1 + H2) h e'
2
0,5 p l2 b
p l32 b / 8
M1-2 = Mx – 0,5(M1 + M2)
2. Móng kép chữ nhật, tải lệch tâm - Kiểm tra điều kiện ổn định: N 1 l3
2
0,5 p l1 b
M x
F = L B (N1tc+N2tc)/(R tc - Df )
x
M N 1 N 2
56
tc tb
p
N 1tc
tc
pmax/ min tc
p max
tc
N 2
B L
tb D f R
tc
R II
tc tc N 1 N 2 6 e' 1 tb D f B L L
1, 2 R
tc
;
tc
pmin 0
N2 M2 H2
N1 M1 H 1
h
pmin
pmax
p1
P
B
e l1
x l2
l3 M1-2
p2
L M
M1
M2
Mx
Hình 2.22 Móng kép chữ nhật, tải lệch tâm - Xác định nội lực trong móng tt
pmax/ min p1
tt tt N 1 N 2 6 e' 1 B L L
pmin
p 2 p min
M 1 M 2
M x
L
p
max
l1 l3 L
pmin
p max pmin
1 2 b l1 2 p min p1 6 1
l1
6
2
b l2
2 p
max
p 2
1 b l32 p1 p 2 16
M1-2 = Mx – 0,5 (M1 + M2) - Bố trí cốt thép như trong dầm
57
3. Móng có giằng N1 e
l O
N2
O’
Gg
G1
G2 R 2
R 1
R=N2+G2 N1 e
R=(N1e)/l Moment trong giằng móng
Hình 2.23 Móng có giằng Fm1 = b1 l1 ; Fm2 = b2 l2 Đặt R = N1 e / l (M/O = 0; N1 e = R l ; R = N2 – R 2 + G2 ) R 1 = N1 + R + G1 + 0,5 Gg (M/O’ = 0) R 2 = N2 – R + G2 + 0,5 Gg b1 l1
R1
n R
;
tc
b2 l 2
R2
n R tc
* Tải lệch tâm: H1
h1
l
N1 M1
H2
O’ G2
G1 O
M2’
M1’
Hình 2.24 Móng có giằng tải lệch tâm N 1tc G1 b1 l1 R1tc
N 2tc G 2 b2 l 2 R2tc
;
M1’ = M1 + H1 h1
;
M2’ = M2 + H2 h2
* Móng phối hợp R1
N 1 s
s1
(M/N2 = 0)
G1
R 2 = N1 + N2 + G1 + G2 – R 1 b1 l1
R1 n R tc
;
N2 M2
b2 l2
(Y = 0) R2 n R
tc
58
h2
p1
R1 b1 l1
; p
2
R2 b2 l2
s
N1
N2
w1
w2 G1
l1 R 1
e
p1
l2
p2
R 2
s1 P2l2-N2
p1l1- N1 p1w1/2 N1
G2
N2
p2l2/2
Q
p2122/2-N2(l2-w2/2)
M
p1112/2-N1(l1-w1/2)
p1w12/8
p2l22/8
Hình 2.25 Móng phối hợp 4. Móng kép hình thang
N2
N1
h p=pnet y b1
x
b11
b22
l1
M11
l2
l3 M1-2
b2
L M
Mx M22
Hình 2.26 Móng kép hình thang
59
x
L 2b1 3
b1
b2
;
b2
y
N 2 l3 N 1
N 2
(y = l3 – x)
l1 = L – (y + x) – l2 l2 = L – (l3 + l1) p
( N 1 N 2 ) (b1 b2 ) L
2 L (b1 b2 )
F
2
tc
R
b11 b2 (b1 b2 ) b22
b2
M 11
M 22
M x
1 6
1 16
1 6
tc
N 1 N 2 G tc
L l1 L
(b1 b2 )
l2 L
2
l1 (2b1 b11 ) p 2 l2 (2b2
b22 ) p
l32 (b11 b22 ) p
M1-2 = Mx – 0,5(M11 + M22)
2.11 Dầm trên nền Winkler
Q,
ề
N n Winkler
Sơ đồ nền Winkler Trong phương pháp tính toán móng chịu uốn có xét đến ứng xử thực của đất nền. Đất nền được tương đồng với nột hệ vô số các lò xo đàn hối tuyến tính, thông thường 60
được biết với tên nền Winkler hoặc nền đàn hồi cục bộ. Hằng số đàn hồi của hệ các kò xo thường được gọi là hệ số phản lực nền , k. Q = k l hoặc = k l Mô hình nền Winkler
1. Hệ số nền Theo định nghĩa, hệ số nền
k
S
2 s1
1 s2
, đơn vị của hệ số nền k là kN/m 3. Hệ
số nền được xác định từ thí nghiệm bàn nén hiện trường tiết diện tròn hoặc vuông có kí ch thước từ 0,3m đến 1m, thậm chí lớn hơn khi cần khảo sát đặc tính đất cho những công trình quan trọng. Hoặc cũng có thể tham khảo các bảng tổng kết kết quả nghiên cứu hệ số nền của một số tác giả hoặc các phòng thí nghiệm có uy tín đủ tin cậy và sử dụng các công thức hiệu chỉnh để tìm hệ số nền tương ứng cần thiết. Hệ số nền k không là hằng số mà nó thay đổi theo nhiều thông số như : bề rộng B, bề dài L, chiều sâu chôn móng D f và loại đất. Năm 1955, Terzaghi đã công bố các kết quả nghiên cứu về hệ số nền theo đó hệ số nền k tỷ lệ nghịch với bề rộng móng. Trên công trường người ta có thể tiến hành thí nghiệm bàn nén vuông kích thước 0,3m 0,3m và công thức chuyển đổi hệ số nền k của một móng vuông kích thước B(m) B(m) từ kết quả thí nghiệm bàn nén trên có dạng như sau : B 0,3 - Trên nền cát : k k 0,3 2 B
- Trên nền sét :
k k 0, 3
2
0,3 B
Hệ số nền k 0,3 của một số loại đất cát và sét như bảng sau : k 0,3 (MN/m3) Trạng thái Loại đất Cát khô 8-25 Rời hoặc ẩm 25-125 Chặt TB Chặt 125-375 Cát bão 10-15 Rời hòa 35-40 Chặt TB Chặt 130-150 Dẻo (qu =100-200Kpa) Sét 12 – 25 25 – 50 Dẻo cứng (qu =200400Kpa) > 50 Cứng (qu > 400Kpa) Với qu là sức chịu nén một trục của đất nền
61
Đối với móng chử nhật kích thước B (m) L (m), hệ số nền được chuyển đổi từ móng vuông có cùng áp lực tác động trên hai móng sẽ có dạng như sau :
k ( B B ) 1 k
B
L
1,5
Từ công thức tính hệ số nền dưới móng chữ nhật từ móng vuông chúng ta nhận thấy hệ số nền của đất dưới móng băng là k = (2/3)k (B B) Đối với dầm dài, Vesic đề nghị một công thức gần đúng xác định hệ số nền, như sau : k ' B k 0,65 12
E s B 4
E s
E F I F B(1 2 )
Trong đó: EF : module Young cuả vật liệu móng IF = (1/12)B1h2 : moment quán tính của tiết diện ngang của dầm Es : module Young của đất nền : hệ số Poisson Scott (1981) đề nghị một công thức tương quan xác định k 0,3 từ kết quả xuyên động SPT cho đất cát. k 0,3 (MN/m3) = 1,8N Một công thức gần đúng xác định hệ số nền k thường được sử dụng có dạng như sau : k
E s
B (1
2 )
2. Hệ phương trình cơ bản cho dầm trên nề n Winkler Từ cơ sở cơ học vật liệu M E F I F
d 2 y dx 2
Trong đó: M moment tại tiết diện bất kỳ EF module Young cuả vật liệu móng IF = (1/12)bh3 : moment quán tính của tiết diện ngang của dầm Mặt khác chúng ta có : dQ
dx
d 2 M dx
2
dM
dx
Q
(với Q là lực cắt tại tiết diện x tính từ tâm O)
p( x) q ( x)
p( x) q( x)
62
2
4
d M dx
2
E F I F
d y dx
4
p( x)
q( x)
Trong đó: p(x) là áp lực lên móng ở tiết diện x q(x) là phản lực của đất nền ở tiết diện x Theo định nghĩa hệ số nền, ta có : q(x) = k* y(x) , với k* = kB(kN/m 2) Từ trên, phương trình vi phân trục võng của móng băng như sau : EJ y(4) = p(x) - q (x) EJ y(4) + k* y(x) = p(x) Trong trường hợp tải tập trung thì p(x) = 0 và phương trình vi phân trục võng có
dạng : EJ y(4) + k* y(x) = 0
Chia hai vế cho EJ và đặt
4
k * 4 EJ
(1/m)
Phương trình vi phân cơ bản của móng băng trên nền đàn hồi trở thành : y ( 4) ( x) 4 4 y( x) 0
Nghiệm tổng quát là : y ( x)
x
e (C 1 cos x C 2 sin x) e
x
(C 3 cos x C 4 sin x)
Từ hệ số đặc trưng nhiều tác giả và nhiều quy phạm thiết kế đề nghị phân loại móng băng theo độ cứng như bảng sau : Loại dầm móng Ghi chú l Dầm móng ngắn Có thể tính toán với < /4 giả thiết móng cứng tuyệt đối và phản lực nền phân bố đều hoặc hình thang Dầm móng dài hữu /4 hạn Dầm móng dài vô hạn > 2.1. Dầm móng dài vô hạn
Trong trường hợp dầm móng dài vô hạn l > chịu tải tập trung, các hằng số tích phân của nghiệm tổng quát được xác định lần lượt theo những điều kiện biên của bài toán. y( x) e x (C 1 cos x C 2 sin x) e x (C 3 cos x C 4 sin x) Ở hai đầu xa của dầm móng không bị ảnh hưởng của tải đặt tại gốc tọa độ, điều kiện biên là : 63
x ; y 0 C 1 = C2 = 0 (để có y(x) = 0 khi x thì C1 và C2 phải bằng không) Do đó khi dầm dài vô hạn phương trình trục võng có dạng là : y= C3 e-xcos x + C4 e-xsinx C3 và C4 được xác định theo các điều kiện đặt tải của bài toán a. Dầm dài vô hạn chịu tác động của tải P tập trung tại gốc trục tọa độ O
P O
x
y
Trong trường hợp tải tập trung P đặt tại gốc trục tọa độ, tại gốc O, x =0 có : Góc xoay triệt tiêu = y’=0 C3 = C4 = C Lực cắt Q = -E Iy’’’= -P/2 C = P/8 3EI Phương trình trục võng của dầm dài vô hạn chịu tải tập trung : y
1
P
e 3 EI 8
x
P
(cos x sin x)
2k *
A( x )
Từ q(x)=k*y(x) và k*/EI=44 phản lực đất nền : q(x)= 4 4EI q( x)
Phương trình góc xoay:
y '
Phương trình moment : M Phương trình lực cắt :
Q
P
e 2
EIy' '
P
4 P
2
e
e
x
x
2
x
EI 4
EIy' ' '
1
P
e
x
sin x
cos x
cos x
(cos x sin x)
e
2
P 2
EI 4
x
P
1
P
2
A( x )
B( x )
sin x
P
4
C ( x )
D( x )
Trong đó các hệ số có dạng : A (x)= e-xcos x + e-xsin x; B(x)= e-xsin x C(x)= e-xcos x - e-xsin x; D(x)= e-xcos x
Ví dụ: Một móng băng dài vô hạn, có bề dầy 0.5m, rộng 1m. Chịu một tải đứng 1000kN. Tính ứng suất trong móng nếu như nó đặt trên nền cát chặt. B êtông có module đàn hồi E = 23000000 kN/m2= 23000MN/m2 Giải : Chọn hệ số nền từ các bảng thống kê, với nền là sét dẻo k 0,3 = 25MN/m3 Hệ số nền dưới móng vuông cạnh 1m là : k 1 = 25(0,3/1) =7,5MN/m3 64
Hệ số nền dưới móng băng cạnh 1m là k * = kB = (2/3)k (B B)B = (2/3) 7,5 = 5 MN/m2 Moment quán tính của tiết diện ngang của móng I=bh 3/12 =(1x0.53)/12=0.0104 m4 k *
4
4 EJ
Tính M
P
4
e
(1/m) = 0,269 (1/m)
x
cos x
e
x
sin x
tại các điểm x= O M= (P/4) = 1000/(40,269) =929,37 kN.m x=1m x = 0,269 M
1000 4 0,269
e
0 , 269
cos 0,269 e
0, 269
sin 0,269
= 495,91 kN.m Hoặc ta cũng có thể tra các hệ số C (x) trong các bảng tính sẳn x=1m x = 0,269 C(x) = 0,5336 M
P
4
C ( x )
= 929,37 0,5336 = 495,91 kN.m
Tuần tự ta tính các giá tri M đến các khoảng cách x mà ở đó ảnh hưởng của P lên M không đáng kể có thể bỏ qua, từ điều này khi chiều dài dầm phủ trùm lên khu vực ảnh hưởng của P ta gọi là dầm dài vô hạn. Với các giá trị x âm chúng ta sử dụng các giá trị M đối xứng. b. Moment M 0 tập trung tại gốc trục tọa độ O Trong trường hợp tải tập trung M đặt tại gốc trục tọa độ, tại gốc O, x =0 có Tại gốc O, x=0 có độ võng y=0 C3 = 0 y= C4 e-xsinx Và M= M0/2 – E Iy’’= M0/2 – E Iy’’x=0 =E I 2C42=M0/2
C 4
M 0
2
4 EI
Do vậy phương trình trục võng của dầm dài vô hạn chịu moment M 0 tập trung tại gốc O có dạng:
y
M 0
B( x ) 2 4 EI
Phản lực nền
q( x)
2
M 0 B( x )
Phương trình moment :
M
Phương trình lực cắt :
Q
M 0
2
D( x )
M 0 2
A( x )
M 0
y
c. Tải phân bố đều phân bố đều trong một đọan dầm dài vô hạn 65
Kết quả độ võng y, moment M, lực cắt Q tại một điểm của dầm dài vô hạn chịu tài trọng phân bố đều dài hữu hạn trên dầm móng có thể tính toán theo các công thức nêu trong bảng bên dưới. Điểm C dưới tải
Độ võng : p
A
C
B
a
y C
p
2k *
(2 D( a )
M C
:
p
4 2
( B( a ) B( b ) )
Lực cắt : V c
C
p B
A
D( b ) )
Moment
b
Điểm C bên trái tải
a
p
4
(C ( a )
y C
p
2k *
( D( a )
D( b ) )
p
Lực cắt : Q c
p
4
(C ( a )
B( b ) )
C ( b ) )
Độ võng : y C
p
2k *
( D(
a)
Moment : M C
a
( B( a )
4 2
b
p
C ( b) )
Độ võng :
Moment : M C
Điểm C bên phải tải
Lực cắt : Q c
D(
p 2
4
p
4
bc )
)
( B( a )
(C ( a )
B( b) )
C ( b) )
2.2. Dầm móng dài bán vô hạn Với dầm dài bán vô hạn chịu tải tập trung có thể sử dụng các công thức sau: 2 P Đầu dầm tự do, tải tập trung P 1 đầu Độ võng : y D( x ) k * dầm
Moment : M
Lực cắt : V c Đầu dầm tự do, Moment tập trung M1 đầu dầm
Độ võng :
66
P
2
B( x )
P1C ( x)
y
2 M 1 k *
C ( x )
Moment : M
Lực cắt : Q c
M 1 A( x )
2 M 1 B( x )
Độ võng : y C
p
2k *
( D( a )
Moment : M C
Lực cắt : Q c
D( bc) ) p
4 p
2
4
( B( a )
(C ( a )
(x)
A(x)
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6 2.7 2.8 2.9 3
1 0.9907 0.9651 0.9267 0.8784 0.8231 0.7628 0.6997 0.6354 0.5712 0.5083 0.4476 0.3899 0.3355 0.2849 0.2384 0.1959 0.1576 0.1234 0.0932 0.0667 0.0439 0.0244 0.0080 -0.0056 -0.0166 -0.0254 -0.0320 -0.0369 -0.0403 -0.0423
0 0.0903 0.1627 0.2189 0.2610 0.2908 0.3099 0.3199 0.3223 0.3185 0.3096 0.2967 0.2807 0.2626 0.2430 0.2226 0.2018 0.1812 0.1610 0.1415 0.1231 0.1057 0.0896 0.0748 0.0613 0.0491 0.0383 0.0287 0.0204 0.0132 0.0070
1 0.9003 0.8024 0.7077 0.6174 0.5323 0.4530 0.3798 0.3131 0.2527 0.1988 0.1510 0.1091 0.0729 0.0419 0.0158 -0.0059 -0.0235 -0.0376 -0.0484 -0.0563 -0.0618 -0.0652 -0.0668 -0.0669 -0.0658 -0.0636 -0.0608 -0.0573 -0.0534 -0.0493
3.5 3.6 3.7 3.8 3.9 4 4.1 4.2 4.3 4.4 4.5 4.6 4.7 4.8 4.9 5 5.1 5.2 5.3 5.4 5.5 5.6 5.7 5.8 5.9 6 6.1 6.2 6.3 6.4 6.5
67
-0.0389 -0.0366 -0.0341 -0.0314 -0.0286 -0.0258 -0.0231 -0.0204 -0.0179 -0.0155 -0.0132 -0.0111 -0.0092 -0.0075 -0.0059 -0.0045 -0.0033 -0.0023 -0.0014 -0.0006 0.0000 0.0005 0.0010 0.0013 0.0015 0.0017 0.0018 0.0019 0.0019 0.0018 0.0018
B( b ) )
C ( b ) )
Bảng giá trị các hàm A( x); B( x); C( x) và D( x). B(x) C(x) D(x) (x) A(x) B(x) 1 0.8100 0.6398 0.4888 0.3564 0.2415 0.1431 0.0599 -0.0093 -0.0657 -0.1108 -0.1457 -0.1716 -0.1897 -0.2011 -0.2068 -0.2077 -0.2047 -0.1985 -0.1899 -0.1794 -0.1675 -0.1548 -0.1416 -0.1282 -0.1149 -0.1019 -0.0895 -0.0777 -0.0666 -0.0563
-0.0106 -0.0121 -0.0131 -0.0137 -0.0139 -0.0139 -0.0136 -0.0131 -0.0124 -0.0117 -0.0109 -0.0100 -0.0091 -0.0082 -0.0073 -0.0065 -0.0056 -0.0049 -0.0042 -0.0035 -0.0029 -0.0023 -0.0018 -0.0014 -0.0010 -0.0007 -0.0004 -0.0002 0.0000 0.0002 0.0003
C(x)
D(x)
-0.0177 -0.0124 -0.0079 -0.0040 -0.0008 0.0019 0.0040 0.0057 0.0070 0.0079 0.0085 0.0089 0.0090 0.0089 0.0087 0.0084 0.0079 0.0075 0.0069 0.0064 0.0058 0.0052 0.0046 0.0041 0.0036 0.0031 0.0026 0.0022 0.0018 0.0015 0.0011
-0.0283 -0.0245 -0.0210 -0.0177 -0.0147 -0.0120 -0.0095 -0.0074 -0.0054 -0.0038 -0.0023 -0.0011 -0.0001 0.0007 0.0014 0.0019 0.0023 0.0026 0.0028 0.0029 0.0029 0.0029 0.0028 0.0027 0.0025 0.0024 0.0022 0.0020 0.0018 0.0017 0.0015
3.1 3.2 3.3 3.4
-0.0431 -0.0431 -0.0422 -0.0408
0.0019 -0.0024 -0.0058 -0.0085
-0.0469 -0.0383 -0.0306 -0.0237
-0.0450 -0.0407 -0.0364 -0.0323
6.6 6.7 6.8 6.9 7
0.0017 0.0016 0.0015 0.0014 0.0013
0.0004 0.0005 0.0006 0.0006 0.0006
0.0009 0.0006 0.0004 0.0002 0.0001
0.0013 0.0011 0.0010 0.0008 0.0007
x
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
4
4.5
5
-0.4
-0.2
0 ) x ( 0.2 D ) x ( C - 0.4 ) x ( B ) x 0.6 ( A
A(ax) B(ax) C(ax) D(ax)
0.8
1
1.2
Tải trọng bù Trong tính toán chúng ta thường gặp trường hợp lực không đặt ở đầu mút trái, và vì đầu mút này không có nội lực nên ta phải đặt hệ tải gồm lực đứng P 0 và moment M0 tác động lên điểm này để sao cho tại cạnh móng trái không có M và Q, hệ tải này được gọi là tải bù Đầu dầm tự do, nội lực M 0t và Q0t xuất hiện do các tải đặt bên phải đầu dầm M P Q M Để khử nội lực dư nầy, ta đặt vào đầu mút trái hai lực M 0 và P0 và xem như dầm dài vô hạn Dưới tác dụng của hệ tải này nội lực M 02 và Q02 tải đầu mút trái sẽ là M02 =P0/4 + M0/2 Q02 = -P0/2 -M0/2 Nội lực dư tại đầu mút dầm triệt tiêu khi: M0t + M02 = M0t + P0/4 + M0/2 = 0 M0 =-4 M0t -2 Q0t / 68
Q0t + Q02 = Q0t -P0/2 -M0/2 = 0
P0 =
4M0t +4 Q0t
2.12 Móng bè trên nền Winkler Móng bè trên nền Winkler, dựa trên lý thuyết bản và vỏ chịu tác động của phản lực nền. Lần lượt ta tính tác động của một chân cột lên khu vực bản xung quanh chân cột trên, sau đó ta dùng nguyên lý chồng chập để xác định biểu đồ moment, lực cắt, phản lực và độ võng và độ vồng của bản. Phương pháp tính gồm các bước sau : Bước 1 : Chọn thử bề dầy h của bản. Bước 2 : Xác định độ cứng chống uốn R của bản theo công thức sau : R
E F h
12 1
3 2
F
EF module Young cuả vật liệu móng F hệ số Poisson của vật liệu làm móng
Bước 3 : Tính bán kính vùng ảnh hưởng độ cứng : L '
R
4
k
Vùng ảnh hưởng của một cột có thể trong khoảng từ 3 đến 4 L’ Bước 4 : Xác định giá trị moment, trong hệ tọa độ cực, của một điểm do tải đứng trong cột gây ra, theo công thức sau : (1 F ) A2 Q Mt = moment tiếp tuyến = A1 r 4 L' (1 F ) A2 Q M R = moment xuyên tâm = F A1 r 4 L '
Trong đó r là khoảng cách từ chân cột đến điểm đang khảo Q lực chân cột A1 , A2 các hệ số phụ thuộc tỷsố r/L’
Trong hệ tọa độ Décarte, xyz. Ta có : Mx = Mt sin2 + Mr cos2 My = Mt cos2 + Mr sin2 Bước 5 : Tính lực cắt (V) cho mỗi đơn vị chiều rộng của bè do lực đứng chân cột gây ra : 69
V
Q
4 L '
A3
6
5
4
A1
' L / r
3
A2 A3
A2
A4
2 A1 A3 1 A4
0 -0.4
-0.3
-0.2
-0.1
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
A1-A2-A3
A3 là hệ số phụ thuộc tỷsố r/L’ Bước 6 : Chuyển vị đứng : 2
H
PL
tại chân cột
8 R 2
H
PL
4 R
A4 điểm
cách cột một khoảng r
A4 là hệ số phụ thuộc tỷsố r/L’
Bước 7 : Đặt tải trọng bù ở các biên của từng dãy của bè sao cho thỏa các điều kiện biên của bè. Móng bè có thể tính theo hai sơ đồ: SƠ ĐỒ A: Nếu chiều rộng bé hơn chiều dài và trạng thái ứng suất không phụ thuộc theo chiều dài, có thể cắt dải theo phương ngang để tính dải trên nền đàn hồi, tương tự như tính dầm trên nền đàn hồi chỉ thay E F bằng EF/(1-mF2) SƠ ĐỒ B: Khi chiều dài và chiều rộng tương đương và đều ảnh hưởng lên trạng thái ứng suất- biến dạng của móng thì phải giải theo sơ đồ bản với giả thiết: - “chiều dày h của bản khá mỏng so với kích thước dài rộng của bản” - Độ võng của bản đủ bé so với bề dầy h.
70
Bài tập chương 2 Bài 1: Một móng đơn vuông (B=L) chịu tải đúng tâm Ntt = 500 kN, Df = 1,5 m, MNN nằm ngay tại đáy móng, nền đất có: = 18 kN/m3, sat = 20 kN/m3, = 180, c = 20kN/m2. Kích thước cột bc x h c = 20 cm x 20 cm. Bê tông B20 có R b = 11,5MPa, R bt = 0,9MPa. Thép trong móng là AII có R a = 2800 kG/cm2. m1 = m2 = k tc = 1; n = 1,15; bt+đất = 22 kN/m3. 1) Xác định B (= L) hợp lí để nền thỏa mãn điều kiện ổn định. 2) Xác định R II tại đáy móng (kN/m2). N tt = 450kN 3) X ác định áp lực tính toán p tt dưới đáy móng (kN/m2). 4) Xác định pgl tại mặt nền dưới đáy D f = 1,5m 2 móng (kN/m ). h 5) Giả sử ứng suất gây lún là tuyến tính MNN và chiều dày lớp đất chịu nén tương đương là 10 m (tại độ sâu có ứng suất gây lún bằng 0). E oed = 15 000 kN/m2 (ứng với hc cấp tải trọng của công trình); = 0,8. Tính S (cm). B bc 6) Xác định chiều cao móng h (cm) hợp lí để móng thỏa mãn điều kiện xuyên thủng. Chọn a = 5 cm. 7) Xác định giá trị moment (kN.m) tại mặt cắt ngàm I-I (cho toàn bộ 1 phương). B 8) Xác định diện tích cốt thép (cm 2) cho 1 phương
Bài 2: Cho một móng đơn chịu tải lệch tâm một phương Ntt = 600kN, Mtt = 30 kN.m, Htt = 50kN, Df = 1,5 m, đặt trên nền đất có: = 18 kN/m3, sat = 20 kN/m3, bt+đất =22 kN/m3, = 20o (A = 0,515, B = 3,06, D = 5,66), c = 15 kN/m 2. Kích thước cột b c h c = 20cm 30cm. Bê tông móng cấp độ B20 có R b = 11,5MPa và R bt = 0,9 MPa. Thép trong móng là AII có R a = 2800 kG/cm2. m1 = m2 = k tc = 1; n = 1,15. Chọn trước bề rộng móng B = 1,5 m; chiều cao móng h = 0,6 m; a = 5 cm; MNN nằm nay tại đáy móng. 1) Xác định R II của đất nền dưới đáy móng (kN/m 2) 2) Xác định kích thước móng hợp lí (L) để nền đất dưới đáy móng thỏa điều kiện ổn định tc tc pmax 1,2 R tc ; p min 0; ptbtc R tc . 3) Ứng với kích thước móng đã xác định, xác định giá trị áp lực tính toán lớn nhất tại tt . đáy móng p max tt 4) Xác định giá trị áp lực tính toán nhỏ nhất tại đáy móng p min . 5) Xác định giá trị áp lực gây lún tại đáy móng p gl . 6) Xác định lực gây xuyên thủng (kN) ở cạnh móng có áp lực lớn 7) Xác định lực chống xuyên (kN) ở cạnh móng có áp lực lớn nhất. 8) Xác định moment (kN.m) tại mặt ngàm chân cột II -II cho toàn bộ chiều rộng B (cho phép qui tải hình thang thành chữ nhật. 71
9)
Xác định diện tích cốt thép (cm2) cho toàn bộ chiều rộng B
N tt = 550kN M tt = 30kN.m
H tt = 50kN
D f = 1.5m h=0,6m
450
MNN
II
hc B
bc
L
II
Bài 3. Cho một móng băng dạng bản dưới hàng cột có bề rộng 2m chịu tải trọng tính toán như hình vẽ:
I
Ntt1=345kN
II
Ntt2=460kN
Ntt1=345kN
2m
0,5m 1m
I
4m
II
4m
1m
MNN
2m
Df = 2 m, MNN nằm ngay tại đáy móng, w=10kN/m3. Nền đất có: trọng lượng riêng tự nhiên trên mực nước ngầm = 16 kN/m3, trọng lượng riêng bão hòa dưới mực nước ngầm sat = 17 kN/m3, = 140 (A = 0,29 ; B = 2,17 ; D = 4,69), c = 20kN/m2. Cột bc x h c = 20 cm x 20 cm. Bê tông móng B20 có R b = 11,5 MPa ; R bt = 0,9 MPa và thép R s = 280 MPa. Các hệ n = 1,15 ; m 1 = m2 = k tc = 1, bt + đất = 22 kN/m3 1) Kiểm tra ổn định của đất nền dưới đáy móng 2) Xác định áp lực gây l ún pgl tại đáy móng 3) Kết quả thí nghiệm mẫu đất ở độ sâu 6m ta được chỉ số nén C c = 0,30 , chỉ số nở C s = 0,06, áp lực tiền cố kết P c = 80 kN/m2, hệ số rỗng e ứng với áp lực p = 60 kPa là 1,5. Đất 72
nền là loại đất gì: 4) Giả sử ứng suất gây lún được xem như tuyến tính và chiều dày lớp đất chịu nén tương đương là 8 m. Tính độ lún ổn định của móng 5) Giả thiết phản lực nền phân bố tuyến tính và bỏ qua trọng lượng của móng và đất trên móng, xác định giá trị lực cắt (kN) tại chân cột biên (mặt cắt I -I) cho toàn bộ bề rộng móng 6) X ác định moment (kN.m) và cốt thép (cm2) tại chân cột giữa cho toàn bộ bề rộng B, 7) X ác định moment (kN.m) và cốt thép (cm2) theo phương cạnh B (tại mặt ngàm mép cột A A) cho 1 m dài móng, 8) Giả sử chưa biết bề rộng móng, xác định bề rộng móng hợp lí B ?
73
Chương 3: MÓNG
CỌC
3.1 Khái niệm - Móng cọc là loại móng sâu, có khả năng tiệp nhận tải trọng bên trên và truyền tải trọng này thông qua cọc xuống nền đất tốt ở mũi cọc phía dưới. - Đài cọc: có nhiệm vụ tiếp thu phần tải trọng bên trên để truyền xuống cho cọc. - Hệ cọc: là những cọc được liên kết lại bởi đài cọc, có nhiệm vụ nhận tải trọng từ đài và truyền xuống đất nền bên dưới mũi cọc (chọn đất tốt).
Đài
Hệ cọc
N n của móng cọc
Hình 3.1 Móng cọc 3.2 Phân loại móng cọc 3.2.1 Theo vật liệu cọc - Gỗ: cừ tràm (cọc tràm), tre, thông, … - Thép: I, H, ống, bản, … - Bê tông: + Chế tạo sẵn: cọc vuông, cọc tròn, cọc ống; thi công bằng búa đóng hay máy ép thủy lực. + Đúc tại chổ: cọc khoan nhồi, cọc barrette 3.2.2 Theo khả năng chịu tải - Cọc chịu mũi, cọc ma sát - Cọc chịu tải trọng đứng, cọc chịu tải trọng ngang 3.2.3 Theo chiều sâu đặt đài - Móng cọc đài thấp: độ sâu chôn đài thỏa đk tác dụng lực ngang H; hệ cọc chỉ chịu nén, không chịu uốn. - Móng cọc đài cao: đài cọc nằm trên mặt đất tự nhiên; hệ cọc làm việc chịu uốn; công trình cầu, cảng. 3.2.4 Theo đặc tính chịu lực - Móng cọc đài đơn, đài kép, đài băng, đài bè.
3.3. Xác định sức chịu tải của cọc theo vật liệu Cọc làm việc như một thanh chịu nén đúng tâm, lệch tâm hoặc chịu kéo, sức chịu tải của cọc theo vật liệu được tính theo công thức sau: Qvl = A p R vl Trong đó: : hệ số ảnh hưởng bởi độ mảnh của cọc A p: diện tích tiết diện ngang của cọc 74
R vl: cường độ chịu nén tính tóan của vật liệu làm cọc Với cọc bê tông cốt thép chế tạo sẵn tiết diện đặc sức chịu tải của cọc theo vật liệu được tính theo công thức sau: Qvl = (Rn Ap + Ra Aa)
Trong đó: A p: diện tích tiết diện ngang của cọc Aa: diện tích tiết diện ngang cốt thép trong cọc R n: cường độ chịu nén cho phép củ a bê tông R a: cường độ chịu nén hay kéo cho phép của thép : hệ số ảnh hưởng của uốn dọc phụ thuộc vào độ mảnh và theo kinh nghiệm lấy như sau: = 1,028 – 0,00002882 - 0,0016 và = 1,028 – 0,0003456d2 - 0,00554d Hoặc theo bảng sau: Bảng tra hệ số độ mảnh <14 21 28 35 42 48 55 62 6 8 10 12 14 16 18 d=l0/d <4 1 .98 .96 .93 .90 .87 .84 .81 =l0/r
69 20 .78
76 22 .74
83 24 .70
90 97 26 28 .65 .60
104 30 .55
Trong đó : r : bán kính của cọc tròn hoặc cạnh cọc vuông, d : bề rộng của tiết diện chữ nhật, l0 = v.l :chiều dài tính toán của cọc, l là chiều dài thực của cọc và v là hệ số phụ thuộc liên kết của hai đầu cọc lấy theo hình sau :
v=2
v = 0,7
v = 0,5
Đầu cọc ngàm trong đài Đầu cọc ngàm trong đài và Đầu cọc ngàm trong đài và và mũi cọc nằm trong mũi cọc tựa trong đất cứng mũi cọc ngàm trong đá đất mềm hoặc đá * Chú ý cọc đóng, ép : 75
1. Bê tông cọc: Trong điều kiện bình thường và dễ đóng mác tối thiểu là 250, trong trường hợp cọc phải đóng đến độ chối rất nhỏ thì mác tối thiểu là 400. 2. Thép cọc: thép dọc thường dùng lọai AII hoặc AIII, thép đai thường dùng lọai AI.
Cốt dọc: H àm lượng thép không nhỏ hơn 0,8%, đường kính cốt thép không nên nhỏ hơn 14mm. Hàm lượng cốt thép có thể nâng lên 1 – 1.2% trong những trường hợp sau: nhà cao tầng; mũi cọc xuyên qua lớp đất cứng; độ mãnh của cọc L/d> 60; sức chịu tải của cọc đơn khá lớn mà số cọc của một đài ít hơn 3 cây. Cốt đai : Hàm lượng cốt thép 0,6% thể tích ở hai đọan đầu cọc. 0,2% ở thân cọc với khỏang cách cốt đai d/2 (d – đường kính hay cạnh cọc) - Cọc khoan nhồi, cọc barrette, cọc ống nhồi bêtông
Qvl = (Ru Ab + Ran Aa) Trong đó: R u : cường độ tính toán của bê tông R u = R/4,5; R u 60 kg/m2: khi đổ bêtông dưới nước, bùn R u = R/4; R u 70kg/m2: khi đổ bêtông trong hố khoan khô R : Mác thiết kế của bê tông R an : cường độ tính toán cho phép của cốt thép - 28mm, R an = R c/1,5; R an 2200 kg/cm2. - > 28mm, R an = R c/1,5; R an 2000 kg/cm2. R c : giới hạn chảy của cốt thép , kg/cm2 * Chú ý cọc khoan nhồi : 1. Bê tông cọc : Má c tối thiểu là 250, thường dùng mác 300 . Độ sụt thông thường từ 12 đến 17. 2. Thép cọc: - Cốt thép được bố trí theo tính tóan; - Nếu cọc chịu nén đúng tâm thì chỉ cần bố trí đến 1/3 chiều dài cọc; - Nếu cọc chịu uốn, chịu kéo thì cần bố trí hết cả chiều dài cọc; - Cốt thép dọc 12mm a 100; - Cốt đai 6 10 a 200 – 300 có thể dùng đai đơn hoặc đai vòng liên tục Vòng xoắn liên tục chỉ nên dùng cho lọai cọc nhỏ D = 60 – 80cm; - Nếu lồng thép dài hơn 4m thì cứ cách nhau mỗi đọan 2m cần bổ sung một thép đai có 12 14 để tăng cường cho lồng thép, đồng thời gắn miếng kê bảo vệ cốt thép bằng bê tông. - Lớp bê tông bảo vệ cốt thép 50mm , thường 7 0mm;
76
3.4 Sức chịu tải dọc trục của cọc theo đất nền 3.4.1 . Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lí của đất nền (TCVN: 205 – 1998) a. Sức chịu tải cho phép của cọc đơn theo đất nền được tính: Qa
Q tc k tc
Trong đó: Qa: Sức chịu tải cho phép tính tóan (kN) Qtc: Sức chịu tải tiêu chuẩn tính theo đất nền của cọc đơn (kN) k tc: hệ số an tòan, lấy như sau: 1,2 – Nếu sức chịu tải xác định bằng nén tĩnh cọc tại hiện trường; 1,25 - Nếu sức chịu tải xác định theo kết quả thử động có kể đến biến dạng đàn hồi của đất hoặc theo kết quả thử đất ngòai hiện trường bằng cọc mẫu; 1,4 – Nếu sức chịu tải xác định bằng tính tóan, kể cả theo kết quả thử động cọc mà không kể đến biến dạng đàn hồi của đất. §èi víi ®µi cao hoÆc ®µi thÊp mµ ®¸y cña nã n»m trªn ®Êt cã tÝnh nÐn lín vµ ®èi víi cäc ma s¸t chÞu t¶i trong nÐn, còng nh ®èi víi bÊt kú lo¹i ®µi nµo mµ cäc treo, cäc chèng chÞu t¶i träng nhæ, tuú thuéc sè l îng cäc trong mãng, trÞ sè ktc lÊy nh sau: - Mãng cã trªn 21 cäc: k tc = ); - Mãng cã tõ 11 ®Õn 20 cäc: k tc = ); - Mãng cã tõ 6 ®Õn 10 cäc: k tc = - Mãng cã tõ 1 ®Õn 5 cäc: k tc= lµ trÞ sè cña k tc khi søc chÞu t¶i cña cäc ® îc x¸c ®Þnh tõ
1) NÕu viÖc tÝnh to¸n mãng cäc cã kÓ ®Õn t¶i träng giã vµ t¶i träng cÇu trôc th× ® îc phÐp t¨ng t¶i träng tÝnh to¸n trªn c¸c cäc biªn lªn 20% (trõ mãng trô ® êng d©y t¶i ®iÖn). 2) §èi víi mãng chØ cã cäc ®ãng, mang t¶i trªn 60 tÊn (600 kN) hoÆc 1 cäc nhåi mang t¶i träng 250tÊn (2500 kN) th×: k tc = - NÕu søc chÞu t¶i x¸c ®Þnh theo thö tÜnh cäc; k tc = - NÕu søc chÞu t¶i x¸c ®Þnh theo c¸c ph ¬ng ph¸p kh¸c; k tc = - §èi víi mãng bÌ cäc cña c«ng tr×nh cã ®é cøng lín, ®é lón giíi h¹n lín h¬n hoÆc b»ng 30cm (víi sè cäc lín h¬n 100), nÕu søc chÞu t¶i cña cäc x¸c ®Þnh theo thö tÜnh.
3) Nói chung, các công trình có vốn đầu tư ở nước ngòai xây dựng ở Việt Nam đều lấy k tc 2.
b. Xác định sức chịu tải tiêu chuẩn của cọc ma sát thi công bằng phương 77
pháp đóng có bề rộng tiết diện đến 0,8m, chịu tải trọng nén, được xác định theo công thức: n
Qtc m( m R q p A p u m f f si l i ) i 1
Trong đó: q p , f s - Cường độ chịu tải ở mũi và mặt bên của cọc, theo bảng A1 và A2; m – Hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất, lấy bằng 1,0: mR , m f - hệ số điều kiện làm việc của đất ở mũi cọc và bên hông cọc có kể đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc đến sức chịu tải tính tóan của đất, xác định theo bảng A3; A p – Diện tích tựa lên đất của cọc u – Chu vi cọc li – Chiều dày lớp phân tố đất thứ i. ( l i 2m) Bàng A1 – Sức chống của đất ở mũi cọc
Ñoä saâu cuûa muõi coïc, m
Soûi
3
0 750
4
830
5
880
7
970
10
1050
15
1170
20 25 30 35
1260 1340 1420 1500
Söùc choáng caét cuûa ñaát ôû muõi coïc, q p ,T/m2 Cuûa ñaát caùt chaët vöøa coù haït laø Thoâ Thoâ vöøa Mòn Buïi Cuûa ñaát seùt vôùi chæ soá ñoä seät I L 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 660 300 310 (200) 200 (120) 110 (400) 680 380 320 (250) 210 (160) 125 (510) 700 400 340 (280) 220 (200) 130 (620) 730 430 370 (330) 240 (220) 140 (690) 770 500 400 (350) 260 (240) 150 (730) 820 560 440 (400) 290 165 (750) 850 620 480 (450) 320 180 900 680 520 350 195 950 740 550 380 210 1000 800 600 410 225
78
0,6 60 70 80 85 90 100 110 120 130 140
Bảng A2 - Ma sát bên f s Ñoä saâu trung bình cuûa lôùp ñaát, m 1 2 3 4 5 6 8 10 15 20 25 30 35
Thoâ vaø vöøa 0,2 3,5 4,2 4,8 5,3 5,6 5,8 6,2 6,5 7,2 7,9 8,6 9,3 10
Mò n
0,3 2,3 3 3,5 3,8 4 4,2 4,4 4,6 5,1 5,6 6,1 6,6 7
Ma saùt beân cuûa coïc, f s , T/m2 Cuûa caùt chaët vöøa Buïi
Cuûa ñaát seùt coù ñoä seät I L laø 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 1,5 1,2 0,5 0,4 0,4 2,1 1,7 1,2 0,7 0,5 2,5 2 1,4 0,8 0,7 2,7 2,2 1,6 0,9 0,8 2,9 2,4 1,7 1 0,8 3,1 2,5 1,8 1 0,8 3,3 2,6 1,9 1 0,8 3,4 2,7 1,9 1 0,8 3,8 2,8 2 1,1 0,8 4,1 3 2 1,2 0,8 4,4 3,2 2 1,2 0,8 4,7 3,4 2,1 1,2 0,9 5 3,6 2,2 1,3 0,9
0,9 0,3 0,4 0,6 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,8 0,8
1 0,2 0,4 0,5 0,5 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,7 0,7
1) Trong nh÷ng tr êng hîp khi mµ ë b¶ng A.1 c¸c gi¸ trÞ sè cña tr×nh bµy ë d¹ng ph©n sè, th× . 2) Trong b¶ng A.1 vµ A.2, ®é s©u cña mòi cäc lµ ®é s©u trung b×nh cña líp ®Êt khi san nÒn b»ng ph ¬ng ph¸p gät bá hoÆc ®¾p dµy ®Õn 3m, nªn lÊy tõ møc ®Þa h×nh tù nhiªn, cßn khi gät bá vµ ®¾p thªm dµy tõ 3 10m th× lÊy tõ cèt quy íc n»m cao h¬n phÇn bÞ gät 3 m hoÆc thÊp h¬n møc ®¾p 3m. §é s©u h¹ cäc trong c¸c líp ®Êt ë vïng cã dßng ch¶y cña n íc nªn lÊy cã l u ý ®Õn kh¶ n¨ng chóng bÞ xãi tr«i ë møc lò tÝnh to¸n. Khi thiÕt kÕ cäc cho c¸c ® êng v ît qua hµo r·nh th× chiÒu s©u cña mòi cäc nªu ë b¶ng A.1 nªn lÊy tõ cèt ®Þa h×nh tù nhiªn ë vÞ trÝ mãng c«ng tr×nh. 3) §èi víi c¸c gi¸ trÞ trung gian cña ®é s©u vµ chØ sè sÖt I L th× x¸c ®Þnh qp vµ f S tõ b¶ng A.1 vµ A.2 b»ng ph ¬ng ph¸p néi suy. 4) Cho phÐp sö dông c¸c gi¸ trÞ søc chèng tÝnh to¸n, q p theo b¶ng A.1 víi ®iÒu kiÖn ®é ch«n s©u cña cäc trong ®Êt kh«ng bÞ xãi tr«i hoÆc gät bá kh«ng nhá h¬n: - §èi víi c«ng tr×nh thuû lîi: 4m; - §èi víi nhµ vµ c¸c c«ng tr×nh kh¸c: 3m. 5) Khi x¸c ®Þnh ma s¸t bªn fs theo b¶ng A.2, ®Êt nÒn ® îc chia thµnh c¸c líp nhá ®ång nhÊt cã chiÒu dµy 79
6) Ma s¸t bªn tÝnh to¸n f S cña ®Êt c¸t chÆt nªn t¨ng thªm 30% so víi gi¸ trÞ tr×nh bµy trong b¶ng A.2.
3.4.2 Xác
định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền (TCVN: 205-
1998)
a. Sức chịu tải cực hạn của cọc: Qu = Qs + Q p b. Sức chịu tải cho phép của cọc:
Qa
80
Qs FS s
Q p FS p
Trong đó: Qs = As*f s: sức kháng hông cực hạn Q p = A p*q p: Sức kháng mũi cực hạn FSs : hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên; 1,5 2,0 FS p hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc; 2,0 3,0 As: Diện tích xung quanh cọc nằm trong đất Ap: Diện tích mũi cọc Thành phần chịu tải do ma sát xung quanh cọc Q s f s = ca + h’ tan a Trong đó: ca – lực dính giữa thân cọc và đất (T/m2), với cọc đóng BTCT ca = c, với cọc thép lấy ca = 0,7c, trong đó c là lực dính của đất nền; h’ = K s. v’ - Ứng suất hữu hiệu trong đất theo phương vuông gốc với mặt bên của cọc, (T/m2) , K s = K 0= 1- sin – hệ số áp lực ngang động; a – Góc ma sát giữa cọc và đất nền, với cọc đóng BTCT a = , với cọc thép lấy a = 0,7, trong đó là góc ma sát trong của đất nền;
Thành phần sức chịu mũi của đất dưới mũi cọc Q p qp = c Nc + vp’ Nq + dp N Trong đó: c – lực dính của đất, T/m2; vp’ - Ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại độ sâu mũi cọc do trọng lượng bản thân đất, T/m2; d p – cạnh cọc hoặc đường kính cọc; Nc, Nq , N - hệ số sức chịu tải, phụ thuộc vào góc ma sát trong của đất… (tra bảng theo Vesic ); - trọng lượng thể tích của đất ở độ sâu mũi cọc.
c. Sức chịu tải cực hạn của cọc trong đất dính Do góc ma sát của đất bằng không nên sức chịu tải sẽ có dạng : Qu As cu A p N c cu
Trong đó: cu – sức chống cắt không thóat nước của đất nền, xác định theo kết quả thí nghiệm trong phòng hoặc thí nghiệm cắt cánh hiện trường; Nc hệ số sức chịu tải lấy bằng 9 cho cọc đóng trong sét cố kết thường và bằng 6 cho cọc nhồi; 81
là hệ số điều chỉnh lực bám dính giữa đất và cọc từ lực dính của thí nghiệm không cố kết không thoát nước = 0,3 - 0,45 cho sét dẻo cứng = 0,5 - 0,8 cho sét dẻo mềm Chú ý : Trị số cu có giá trị giới hạn là 100 kPa
d. Sức chịu tải cực hạn trong đất rời Với lực dính c = 0 nên sức chịu tải có dạng : Qu
As
,
K s v tg a
,
A p N q vp
Trong đó:
K s – Hệ số áp lực ngang trong đất, giá trị K s.tga được tra theo bảng sau; ’1 – góc ma sát của đất trước khi hạ cọc. Nq – hệ số sức chịu tải, xác định theo hình sau: ’v - Ứng suất hữu hiệu trong đất tại độ sâu tính tóan ma sát bên tác dụng lên cọc, T/m2; ’vp - Ứng suất hữu hiệu theo phương đứng tại mũi cọc, T/m2; Cường độ chịu tải dưới mũi cọc và lực ma sát bên của đất tác dụng lên cọc trong đất rời ở những độ sâu lớn hơn độ sâu giới hạn ở độ sâu tới hạn Zc f s(z > zc) = f s(z = zc) q p(z > zc) = q p(z = zc) Độ sâu tới hạn Z c 0 Zc /d 28 5 33 6,5 35 10 37 15 = (’1 +40)/2 với cọc đóng = ’1 - 30 với cọc nhồi
= ’1
32 33 34 35 36 37
Giá trị K s .tg a K stga Cọc đóng cọc ép 0,4 0,2 0,5 0,3 0,6 0,4 0,75 0,45 0,9 0,5 1 0,6
82
cọc nhồi 0,1 0,125 0,15 0,2 0,25 0,3
83
3.4.4 Xác
định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ học của đất nền hay là phương pháp tĩnh học - Sức chịu tải cực hạn của cọc: Qu = Qs + Q p - Sức chịu tải cho phép của cọc: Qa
Qs FS s
Q p FS p
Trong đó: Qs : sức kháng hông cực hạn Q p: Sức kháng mũi cực hạn FSs : hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên; 1,5 2,0 FS p hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc; 2,0 3,0 1. Sức chịu mũi của đất ở mũi cọc Q p a. Phương pháp Terzaghi Phương pháp cổ điển nhất ước lượng sức chịu mũi do Terzaghi và Peck đề nghị sử dụng các công thức bán thực nghiệm, được phát triển trên cơ sở các công thức sức chịu tải của móng nông, với sơ đồ trượt của đất dưới mũi cọc tương tự như sơ đồ trượt của đất dưới móng nông. qp = 1,3 c Nc + vp’ Nq + dp N Trong đó: Nc , Nq , N : hệ số sức chịu tải, xác định theo Terzaghi. vp’ - Ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại độ sâu mũi cọc do trọng lượng bản thân đất, T/m2; d p – cạnh cọc hoặc đường kính cọc; - hệ số phụ thuộc vào hình dạng cọc, = 0,6 cọc tròn, = 0,4 cọc vuông Thông thường thành phần d p N được bỏ qua do nó khá bé so với hai thành phần còn lại, việc bỏ qua này bù cho trọng lượng cọc không xét vào công thức ước lượng sức chịu tải. Hiện nay đề nghị của Terzaghi vẫn còn được sử dụng trong quy phạm xây dựng của nhiều nước.
b. Phương pháp Meyerhof q p = c Nc’ + q’ N q ’ Trong đó: Nc’, Nq ’ : xác định từ biểu đồ (hình H3.28 p.178 Châu Ngọc Ẩn ) q ’ - Ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại độ sâu mũi cọc do trọng lượng bản thân đất, T/m2. 84
2. Thành phần chịu tải do ma sát xung quanh cọc Q s Thành phần Qs có thể xác định bằng cách tích phân lực chống cắt đơn vị f s của đất-cọc trên toàn bộ mặt tiếp xúc của cọc và đất, lực chống cắt này cho bởi biểu thức quen thuộc của Coulomb : f s= ca+’h tga = ca + K s ’v tga Trong đó: ca : lực dính giữa cọc và đất, a : góc ma sát giữa cọc và đất, ’h : ứng suất pháp tuyến hữu hiệu tại mặt bên của cọ c, tính theo công thức sau : ’h = K s ’v = K s ’z K s là hệ số áp lực ngang, hệ số này rất khó xác định chính xác. Có nhiều khuynh hướng rất khác nhau trong việc ước lượng giá trị hệ số áp lực ngang : Khuynh hướng 1 . Xem đất nền là vật liệu đàn hồi và K s =
1
với là hệ số
Poisson của đất. Khuynh hướng này phù hợp với các cọc được hạ vào đất sét bằng tia nước áp lực. Khuynh hướ ng 2. Hệ số K s chọn theo áp lực ngang của đất ở trạng thái tĩnh K 0, hệ số này đã được Jaky thống kê từ rất nhiều thí nghệm thực trên các loại đất. K s = K 0 = 1- sin Khuynh hướng này phù hợp với số lượng cọc không nhiều trong móng cọc và các cọc khoan nhồi. Khuynh hướng 3 . Khi đóng hoặc ép cọc vào nền đất, thể tích cọc chiếm lỗ rỗng của đất và đất dần đạt đến trạng thái cân bằng bị độ ng, điều này có nghĩa là hệ số áp lực đất K s tiến dần đến giá trị hệ số áp lực bị động K p. Và Boules đề nghị hệ số K s là trung bình cộng của áp lực ở trạng thái tĩnh K 0 ,hệ số áp lực đất ở trạng thái cân bằng chủ động K a , và hệ số áp lực đất ở trạng thái cân bằng bị động K p . Thực tế đo đạc, hệ số K s thay đổi theo chiều sâu, theo biến dạng thể tích và độ chặt của đất xung quanh cọc. Ở đầu cọc K s gần bằng hệ số áp lực bị động K p của Rankine. Ở mũi cọc K s gần bằng hệ số áp lực ngang ở trạng thái tĩnh, có thể lấy theo bảng sau [B.M.Das, 1984]: Giá trị K s (theo B.J. Das) ọ ồi: Ks = K0 =1-sin Cọc đóng tốc độ chậm và cọc ép K s = K 0 (giới hạn dưới); K s = 1.4 K 0 (giới hạn trên) Cọc đóng tốc độ nhanh và cọc rung K s = K 0 (giới hạn dưới); K s = 1.8 K 0 (giới hạn trên)
85
Hoặc có thể tính theo công thức Jaky như sau : K s
K 0
1
sin a
OCR
Với OCR là hệ số cố kết trước Trường Cầu Đường Paris (ENPC) giới thiệu kết quả nghiên cứu của Broms về hệ số áp lực ngang K s và góc ngoại ma sát của đất cát như trong bảng sau : Giá trị K s Theo ENPC K s K s Loại cọc a (cát chặt trung bình) (cát chặt ) 20o 0,5 1 Cọc thép Cọc bê tông 1 2 3/4 0,5 0,5 Cọc nhồi 3/4 1,5 4 Cọc gỗ 2/3
a. Phương pháp Tomlinson đề nghị thêm vào thành phần lực dính, một hệ số , trong công thức xác định lực ma sát xung quanh giữa cọc và đất. f s = ca+’h tga = ca + K s ’v tga Theo viện dầu hỏa Hoa kỳ (API) hệ số hiệu chỉnh được xác định như sau : Giá trị (theo API) Lực chống cắt không thoát nước cu Hệ số (kPa) < 25 1 25 - 75 1 – 0,5 (các giá trị trung gian nội suy) > 75 0,5 Hệ số cũng có thể tham khảo các kết quả nghiên cứu của Tomlinson, như sau : Giá trị (theo Tomlinson) L/D Loại đất Hệ số 1/ Cát chặt hoặc sét cứng < 20 1,25 >20 cu <75 : =1,25 cu = 75 – 180 : = 1,25 – 0,4 2/ Sét mềm, silt và đất dính 8 – 20 0,4 cứng > 20 cu =0 – 25 : =1,25 – 0,7 86
3/ Sét cứng
8 – 20
cu > 25 : = 0,7 0,4 cu =0 – 30 : =1,25 – 1 cu =30 – 80 : = 1 cu = 80 – 130 : = 1 - 0,4 cu > 130 : = 0,4
b. Phương pháp Phương pháp này được Burland gợi ra từ năm 1973 trên các giả thuyết sau : 1. Lực dính của đất giảm đến 0, trong quá trình đóng cọc, do đất bị phá vở kết cấu. 2. Ứng suất hữu hiệu của đất tác động lên mặt đứng của cọc sau khi áp lực nước lổ rỗng thặng dư phân tán hết ít nhất phải bằng ứng suất này ở trạng thái tĩnh, áp lực nước lổ rỗng thặng dư xuất hiện do thể tích cọc lấn chiếm và đất xung quanh bị nén, nhưng hệ số thấm của đất bé nên cần phải có thời gian để nước thoát đi. 3. Ứng suất chống cắt của đất quanh cọc trong quá trình chịu tải chỉ liên quan đến vùng đất mỏng xung quanh cọc. vùng này tuỳ thuộc dạng cọc và tính thoát nước của đất giữa hai thời điểm đóng và chất tải lên cọc. Và công thức xác định lực ma sát đất và cọc có dạng : f s = K s ’v tga Đặt = K s tga , Ta được : f s = ’v Vì ’v là ứng suất do trọng lượng bản thân nên khi có ứng suất phụ thêm do tải ngoài đặt trên mặt đất ta có thể hiệu chỉnh : f s = (’v+ ’s) Giá trị dao động trong khoảng từ 0,25 đến 0.4 nếu ta sử dụng K s = K o. Một số nghiên cứu khác, của Bhushan (1982), bổ sung cách xác định như sau : = K stga = 0,18 + 0,0065Dr hoặc K s = 0,5 + 0,008 D r Trong đó: Dr là độ chặt tương đối của cá t. c. Phương pháp Năm 1972, Focht và Vijavergiya đề nghị một hệ số để hiệu chỉnh lực ma sát xung quanh giữa cọc và đất sét, f s = (’v + 2cu) Trong đó : , biến đổi theo chiều sâu đóng cọc, được suy từ biểu đồ sau : 87
Biểu đồ xác định hệ số 0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0
10
20
) 30 m ( L 40
50
60
70
3.4.5 Sức chịu tải của cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên hiện trường 1. Sức chịu tải của cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh (CPT) Thí nghiệm xuyên tĩnh được thực hiện bằng mũi côn tiết diện 10cm 2 (đường kính 35,7mm), góc ở đỉnh 60 0, xuyên trong đất để đo sức kháng xuyên q c cho từng 20 cm độ sâu dưới đất. Từ giá trị qc tính ra sức kháng mũi và sức kháng bên của cọc. a. Theo TCVN 205:1998 - Sức chống cực hạn ở mũi xác định theo công thức: Q p = A p.q p
Trong đó: q p
( q : sức chống xuyên trung bình, lấy trong khoảng 3d phía trên
K c q c
c
và 3d bên dưới mũi cọc ) - Sức chống cực hạn ở mặt bên cọc
xác định theo công thức:
n
Q s u l si f si i 1
Trong đó:
f si
qci i
q c sức chống xuyên của mũi xuyên đơn giản Các giá trị trong ngoặc dùng cho : - Cọc nhồi thi công tốt - Cọc đóng có ép đất
Hệ số an tòan áp dụng khi tính tóan sức chịu tải của cọc theo CPT là 2 – 3.
88
K c và Loaïi ñaát
qc (MPa)
I
lấy theo bảng sau :
Kc
qq
<2
Coïc nhoài 0,4
Coïc ñoùng 0,5
Coïc nhoài Beâ Theùp toâng 30 30
2-5
0,35
0,45
40
80
40
80
>5
0,45
0,55
60
120
60
120
– 0 0,4 2,5 Caùt chaët 2,5 - 0,4 vöøa 10 Caùt chaët > 10 0,3
0,5
150
0,4
(60) 120 (100) 180 150
Ñaù phaán > 5 (meàm) Ñaù phaán > 5 phong hoùa
0,2
0,3
100
(200) 250 300 (200) 120
(60) (120) 80 80 1000 (200) 250 150 300 (200) 100 120
0,2
0,4
60
80
60
Seùt meàm vaø buøn Seùt cöùng vöøa Seùt cöùng, raát cöùng Caùt chaûy
0,5
Coïc ñoùng Beâ Theùp toâng 30 30
Coïc nhoài Beâ Theùp toâng 15 15
Coïc ñoùng Beâ Theùp toâng 15 15
(80) 35 (80) 35 35
(80) 35 (80) 35 35
(80) 35 (80) 35 35
(120) 80 (150) 120 35
(120) 35 (150) 80 35
(120) 80 (150) 120 35
(150) 120
(120) 80
(150) 120
80
35 35 35 80 120 35 120
b. Theo TCVN 195 :1997 - Sức chịu tải trong đất dính + Sức chịu tải của mũi:
qp = Nc.cu
Trong đó: Nc = 6 cu = q c/15
+ Ma sát bên cọc:
fs = .cu
( 1kg/cm2)
Trong đó: -
Hệ số không thứ nguyên, lấy bằng 0,3 0,45 và 0,6 0,8 cho sét
dẻo mềm. Hệ số an tòan khi sử dụng phương pháp này lấy bằng: FS FSs FS p
2-3 1,5 – 2 2-3
89
- Sức chịu tải trong đất rời qp = np.qc
+ Sức chịu tải của mũi:
Trong đó: n p là hệ số tương quan xác định theo bảng sau:
+ Ma sát bên cọc:
fs = ns.qc
Trong đó: ns là hệ số tương quan thực nghiệm xác định theo bảng sau:
Hệ số an tòan khi sử dụng phương pháp này lấy bằng: FS FSs FS p
2-3 1,5 – 2 2-3
90
2. Sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT Thí nghiệm xuyên động (SPT) được thực hiện bằng ống tách đường kính 5,1cm, dài 45cm, đóng bằng búa rơi tự do nặng 64kg, chiều cao rơi là 76cm, thực hiện trong lỗ khoan. Khi thí nghiệm, đếm số búa để đóng cho từng đọan 15cm ống lún vào đất, 15cm đầu không tính, chỉ dùng giá trị số búa cho 30cm sau là N búa. a. Theo TCVN 205 : 1998 - Sức chịu tải cực hạn của cọc tính theo công thức của Meyerhof (1956) trong đất rời: Qu = K1NAp + K2NtbAs Trong đó: N : Chỉ số SPT trung bình trong khoảng 1d dưới mũi cọc và 4d trên mũi cọc; A p : diện tích tiết diện mũi cọc , m2; Ntb : Chỉ số SPT trung bình dọc thân cọc trong phạm vi lớp đất rời; As : diện tích mặt bên cọc trong phạm vi lớp đất rời, m2; K 1 : Hệ số, K 1 = 400 cho cọc đóng và K 1 = 120 cho cọc khoan nhồi; K 2 : Hệ số, K 2 = 2 cho cọc đóng và K 2 = 1 cho cọc khoan nhồi. Hệ số an t oàn áp dụng khi tính toán sức chịu tải của cọc theo SPT là 2,5 – 3.
- Sức chịu tải của cọc theo công thức Nhật Bản: Qa
1 3
N A 0,2 N L a
p
s
s
Trong đó: Na – Chỉ số SPT của đất dưới mũi cọc; Ns – Chỉ số SPT của lớp cát bên thân cọc; Nc – Chỉ số SPT của lớp đất dính bên thân cọc ; Ls - Chiều dài đọan cọc nằm trong đất cát, m; Lc - Chiều dài đọan cọc nằm trong đất sét, m; u – chu vi cọc, m - Hệ số, = 30 thi công bằng phương pháp đóng, = 15 cho cọc khoan nhồi.
91
N c Lc u
b. Theo TCVN 195 : 1997 - Sức chịu tải của cọc trong đất rời 1/ Cường độ chịu tải ở mũi cọc q p = K 1 N (kg/cm2)
Trong đó: - N là chỉ số SPT của lớp đất tại mũi cọc - K 1 là hệ số lấy theo bảng sau:
Loại đất Cát sỏi Cát hạt thô và trung Cát mịn
Trị số giới hạn của q p (kg/cm2) 70 55 40
K 1 1,4 1,1 0,80
2/ Lực ma sát bên đơn vị giữa đất rời và cọc f s = 0,018N (kg/cm2) cho cọc trong cát không sử dụng bentonite khi khoan f s = 0,03N + 0,1 (kg/cm2) cho cọc trong cát có sử dụng bentonite kh i khoan trong đó N là chỉ số xuyên động tiêu chuẩn Trong cách tính này các hệ số an toàn có thể chọn như sau : FS FSs FS p
2,5 - 3 2 – 2,5 2,5 - 3
- Sức chịu tải cho phép của cọc trong đất dính và đất rời Qa
1,5 N A p
(0,15 N c Lc
0,43 N s Ls ) W p
Trong đó: N - chỉ số xuyên động tiêu chuẩn trung bình của đất trong khoảng 1d dưới mũi cọc và 4d trên mũi cọc. Nếu N > 60, khi tính toán N lấy N = 60 ; nếu N >50 thì trong công thức lấy N =50; N - giá trị trung bình của chỉ số xuyên động tiêu chuẩn trong lớp đất rời; c
N s - giá
trị trung bình của chỉ số xuyên động tiêu chuẩn trong lớp đất dính;
A p - diện Ls -
tích tiết diện mũi cọc;
m
2
;
chiều dài phần thân cọc nằm trong lớp đất dính , m;
Lc - chiều dài phần thân cọc nằm trong lớp đất rời , m;
- chu vi tiết diện cọc m;
W p - hiệu số trọng lượng cọc và trọng lượng đất do cọc thay thế, T. 92
c. Tập đoàn xây dựng nền móng Bachy -Soletanche (Pháp): đề nghị một cách ước lượng f s, lực ma sát bên đơn vị giữa đất và cọc và q p, cường độ chịu tải của đất ở mũi cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên động chuẩn (SPT) trong công thức tính sức chịu tải cho phép của họ như sau : f s = 0,15N ; q p=1,0 N Với cùng ký hiệu như trên, công thức sức chịu tải cho phép của công ty BachySoletanche có dạng như sau : Qa
1,0 N A p 0,15 N L
3.5 Xác định sức chịutải của cọc theo thí nghiệm hiện trường 3.5.1 Xác định sức chịu tải của cọc theo công thức động Trong quá trình đóng cọc, nếu ta quan sát năng lượng cho bởi một nhát búa E =Wh, với W là trọng lượng phần va đập của búa và h là chiều cao rơi , theo nguyên lý cân bằng năng lượng E sẽ bằng với sức chịu tải cực hạn của cọc nhân với độ xuyên của cọc vào đất , e, do chính nhát búa ấy. Độ xuyên e được định nghĩa như là độ chối của cọc. Tuy nhiên, không phải tất cả năng lượng do nhát búa đóng dành cho cọc xuyên vào đất mà còn mất mát do độ nảy của búa, đàn hồi của cọc, đàn hồi của đất quanh cọc, phát nhiệt, … Wellington đã đưa ra công thức xác định sức chịu tải của cọc rất sớm, ngày nay vẫn còn được sử dụng ở các nước Bắc Mỹ dưới tên Engineering News, có dạng : Qu
WH e f c
kE e f c
Trong đó: W - trọng lượng phần rơi của búa, H - chiều cao rơi của búa ef - độ chối của búa, độ xuyên của cọc vào đất do một nhát búa sau khi để cọc nghỉ nhằm tránh hiện tượng chối giả, c - hằng số xét đến năng lượng thất thoát, = 2,54 cm với búa rơi, = 2,54 mm với búa hơi và búa diesel. E - năng lượng búa k - hệ số năng lượng búa. Công thức trên được tính với hệ số an toàn FS=6. Một số tính năng búa đóng cọc Hiệu búa K M
Loại K150 MB70
Năng lượng, E KN-m 379,7 191,2 - 86
Số nhát trong một phút 45-60 38-60 93
Trọng lượng phần va đập, W, (kN) 147,2 70,5
K K M K MKT K V L M V L MKT MKT L
K-60 K-45 M-43 K-35 DE70B K-25 N-46 520 M-14S N-33 440 DE20 DE-10 180
143,3 123,5 113,9-51,3 96 85,4-57 68,8 44,1 35,7 35,3-16,1 33,4 24,7 24,4-16,3 11,9 11
42-60 39-60 40-60 39-60 40-50 39-60 50-60 80-84 42-60 50-60 86-90 40-50 40-50 80-95
58,7 44 42,1 34,3 31,1 24,5 17,6 22,6 13,2 13,3 17,8 8,9 4,9 7,7
K- Kobe Diesel; L – Link, Belt, Cedar Rapids, Iowa; M – Mitsubishi International Corporation; MKT- McKienan-Terry, New Jersey; V – Vulcan Iron Works, Florida Ngày nay có rất nhiều công thức động để tính sức chịu tải của cọc. Một vài công thức thường được nhắc đến là Danish, Janbu, Guercévanov:
a. Công thức GERSEVANOV (TCXD 205 : 1998) - Sức chịu tải cho phép của cọc: Qa
Q tc k tc
Trong đó: Qtc – Sức chịu tải tiêu chuẩn tính theo công thức động của Gersevanov, T; k tc – hệ số an tòan 1,2 – Nếu sức chịu tải xác định bằng nén tĩnh cọc tại hiện trường; 1,25 - Nếu sức chịu tải xác định theo kết quả thử động có kể đến biến dạng đàn hồi của đất hoặc theo kết quả thử đất ngòai hiện trường bằng cọc mẫu; 1,4 – Nếu sức chịu tải xác định bằng tính tóan, kể cả theo kết quả thử động cọc mà không kể đến biến dạng đàn hồi của đất. §èi víi ®µi cao hoÆc ®µi thÊp mµ ®¸y cña nã n»m trªn ®Êt cã tÝnh nÐn lín vµ ®èi víi cäc ma s¸t chÞu t¶i trong nÐn, còng nh ®èi víi bÊt kú lo¹i ®µi nµo mµ cäc treo, cäc chèng chÞu t¶i träng nhæ, tuú thuéc sè l îng cäc trong mãng, trÞ sè ktc lÊy nh sau: - Mãng cã trªn 21 cäc: k tc = ); 94
- Mãng cã tõ 11 ®Õn 20 cäc: k tc = ); - Mãng cã tõ 6 ®Õn 10 cäc: k tc = - Mãng cã tõ 1 ®Õn 5 cäc: k tc= lµ trÞ sè cña ktc khi søc chÞu t¶i cña cäc ® îc x¸c ®Þnh tõ
1) NÕu viÖc tÝnh to¸n mãng cäc cã kÓ ®Õn t¶i träng giã vµ t¶i träng cÇu trôc th× ® îc phÐp t¨ng t¶i träng tÝnh to¸n trªn c¸c cäc biªn lªn 20% (trõ mãng trô ® êng d©y t¶i ®iÖn). 2) §èi víi mãng chØ cã cäc ®ãng, mang t¶i trªn 60 tÊn (600 kN) hoÆc 1 cäc nhåi mang t¶i träng 250tÊn (2500 kN) th×: k tc = - NÕu søc chÞu t¶i x¸c ®Þnh theo thö tÜnh cäc; k tc = - NÕu søc chÞu t¶i x¸c ®Þnh theo c¸c ph ¬ng ph¸p kh¸c; k tc = - §èi víi mãng bÌ cäc cña c«ng tr×nh cã ®é cøng lín, ®é lón giíi h¹n lín h¬n hoÆc b»ng 30cm (víi sè cäc lín h¬n 100), nÕu søc chÞu t¶i cña cäc x¸c ®Þnh theo thö tÜnh.
3) Nói chung, các công trình có vốn đầu tư ở nước ngòai xây dựng ở Việt Nam đều lấy k tc 2.
- SỨc chịu tải tiêu chuẩn của cọc: Q tc
Qu k đ
Trong đó: Qu – Sức chịu tải cực hạn, T; K đ – hệ số an tòan theo đất. - Trong trường hợp số cọc thử ở những điều kiện đất như nhau, mà nhỏ hơn 6 cọc lấy Q u = Qu min và k đ = 1;
- Khi số cọc thử lớn hơn 6 cọc , xử lý thống kê . - Nếu độ chối thực tế e f >0,00 2m, Qu xác định theo công thức sau: Qu
nA p M 2
1
4 E
W n e W c W cd
nA pe f
W n W c W cd
2
1
- Độ chối thực tế e f < 2mm c Qu 2 e f c 1 2e f
1 8 E e f
2e
f
c
c
2
1 W W c W
Trong đó: n - hệ số lấy bằng 150 Tf/m2 đối với cọc bê tông cốt thép có mũ cọc; 95
A p –Diện tích tiết diện ngang của cọc; M – Hệ số, lấy bằng 1,0 khi đóng cọc bằng búa va đập, còn khi hạ cọc bằng búa rung lấy theo bảng sau; E – Năng lượng tính tóan của một va đập búa, t.m, lấy theo bảng sau; ef – Độ chối thực tế, bằng độ lún của một va đập búa, còn khi dùng máy rung là độ lún của cọc do công của máy trong thời gian 1 phút, m; c - độ chối đàn hồi của cọc (chuyển vị đàn hồi của đất và cọc) , xác định bằng máy đo độ chối, m; W – trọng lượng phần va đập của búa, T; Wc – trọng lượng của cọc và mũ cọc, T; Wcd - trọng lượng cọc dẫn (khi hạ bằng búa rung Wcd =0), T; Wn - trọng lượng của cả búa hoặc máy rung, T e - hệ số phục hồi va đập, khi đóng cọc bê tông cốt thép có dùng mũ đệm gỗ, lấy e2=0,2, khi hạ bằng búa rung, lấy e2=0; - hệ số, xác định theo công thức :
1 no
4 A p
nh
W 2 g ( H h) As W W c
no , nh - hệ số chuyển từ sức chống cắt động sang sức chống cắt tĩnh của đất ở mũi cọc và đất xung quanh cọc. n o = 0,0025s.m/T, nh = 0,25 s.m/T; h - chiều cao nẩy đầu tiên của phần va đập của búa, đối với búa diesel lấy h= 0,5m, các lọai búa khác lất h = 0, m; g - gia tốc trọng trường 9,81 m/s2; H – chiều cao rơi thực tế của phần động của búa. Ghi chú:
1. Các giá trị của W n , W, W c và W cd không có hệ số vượt tải; 2. Trong trường hợp Q u chênh lệch hơn 1,4 lần so với sức chịu tải xác định tbằng tính tóan dựa vào tính chất cơ lí của đất thì cần kiểm tra thêm bằng phương pháp nén tĩnh.
96
Hệ số M khi hạ bằng búa rung
Năng lượng tính tóan E của búa
Năng lượng tính tóan E của búa rung
b. Công thức HILLEY
(TCVN 205 : 1998) kWh
Qu e f
1 2
c1 c 2 c 2
.
W e 2W c W W c
Trong đó:
K – hiệu suất cơ học của búa đóng cọc, k = 1 búa diesel và búa rơi tự do điều khiển tự động; k = 0,75 búa rơi tự do nâng bằng cáp tời; k= 0,75 0,85 búa hơi đơn động Wc – trọng lượng của cọc, T; 97
W – trọng lượng của búa đóng, T; h – chiều cao rơi búa, m; e - hệ số hồi phục có giá trị như sau : e = 0,55 cọc có đầu bịt thép e = 0,4 cọc thép có đệm đầu cọc bằng gỗ mềm e =0,25 cọc bê tông cốt thép có đệm đầu cọc bằng gỗ ef – độ chối ,m; c1 - biến dạng đàn hồi của đầu cọc, đệm đầu cọc và cọc dẫn, nếu có, m c2 - biến dạng đàn hồi của cọc, m: c2
Qu L A p E p
c3 biến dạng đàn hồi của đất nền của cọc, thường được lấy bằng 0,005m A p – diện tích tiết diện cọc; Ep – Mô dun đàn hồi của vật liệu cọc, T/m2. Hệ số an tòan khi áp dụng công thức Hilley: F 3,0
3.5.2 Xác định sức chịu tải của cọc theo kết quả nén tĩnh cọc Thí nghiệm nén cọc tĩnh, dọc trục hoặc thẳng góc với trục, là phương pháp đáng tin cậy nhất trong việc xác định sức chịu tải dọc trục của cọc hoặc sức chịu tải ngang của cọc. Thí nghiệm này cho phép kiểm nghiệm lại các phương pháp tính toán sức chịu tải khác cho cọc. - Sức chịu tải cho phép của cọc đơn Sức chịu tải cho phép của cọc đơn thẳng đứng thường được xác định bằng sức chịu tải giới hạn hoặc tải trong phá hoại chia cho hệ số an toàn . Qa
Qu Fs
Thông thường hệ số an toàn Fs = 2, tuy nhiên việc áp dụng hệ số an toàn cao hơn hoặc thấp hơn tuỳ thuộc vào mức độ quan trọng của công trình, điều kiện đất nền, đặc điểm cọc và phương pháp thí nghiệm. Hệ số an toàn Fs > 2 thường được áp dụng cho các trường hợp sau: Pgh xác định từ đường cong quan hệ tải trọng - chuyển vị phát triển chậm, khó xác định điểm uốn. Cọc ma sát trong đất dính từ dẻo mềm đến dẻo chảy. Cọc xiên sử dụng kết quả sức chịu tải xác định theo thí nghiệm cọc thẳng đứng. Số lượng cọc thí nghiệm hạn chế trong điều kiện đất nền phức tạp, địa tầng theo đổi mạnh. Công trình quan trọng đòi hỏi cao về yêu cầu độ lún. 98
Hệ số an toàn Fs <= 2 có thể được áp dụng cho các trường hợp sau: Pgh xác định từ điểm uốn rõ ràng trên đường cong tải trọng - chuyển vị . Cọc thí nghiệm kiểm tra trong điều kiện thuận lợi phù hợp với điều kiện thiết kế. Cọc thí nghiệm có kết quả gần phù hợp với các phương pháp khác. Điều kiện đất nền đồng nhất, kết quả thí nghiệm cọc sai lệch không đáng kể. Đã có kết quả đo chính xác chuyển vị mũi cọc và dọc thân cọc.
- Sức chịu tải giới hạn của cọc đơn Từ kết quả thí nghiệm, sức chịu tải giới hạn của cọc đơn có thể được xác định được bằng nhiều phương pháp. Giá trị sức chịu tải giới hạn xác định theo phương pháp khác nhau thì khác nhau. 1. Phương pháp đồ thị dựa trên hình dạng đường cong quan hệ tải trọng chuyển vị (p – s): Sức chịu tải giới hạn được xác định dựa trên hình dạng đường cong quan hệ tải trọng - chuyển vị S = f(P), logS = f(logP), trong nhiều trường hợp cần kết hợp với các đường cong khác như S = f(logt), P = f(S/logt)… Trường hợp đường cong biến đổi nhanh, thể hiện rõ điểm tại đó độ dốc thay đổi đột ngột (điểm uốn) thì sức chịu tải giới hạn bằng tải trọng tương ứng với điểm đường cong bắt đầu biến đổi độ dốc hoặc đường cong gần như song song với trục chuyển vị. Trường hợp đường cong biến đổi chậm, khó hoặc không thể xác định chính xác điểm uốn thì căn cứ vào cách gia tải và quy trình thí nghiệm để chọn phương pháp xác định sức chịu tải giới hạn khác. Tùy thuộc vào quy trình gia tải, loại cọc thí nghiệm và điều kiện đất nền mà có thể áp dụng một trong các phương pháp đồ thị sau: Phương pháp De Beer, phương pháp Chin, tiêu chuẩn 80% của Brinch Hansen là các phương pháp thích hợp xác định sức chịu tải từ kết quả thí nghiệm theo qui trình thử tải duy trì chậm (SM).
Phương pháp Davission, phương pháp Fuller và Hoy, phương pháp Butler và Hoy là các phương pháp thích hợp xác định sức chịu tải từ kết quả thí nghiệm theo qui trình thử tải duy trì nhanh (QM).
Tiêu chuẩn 90% của Brinch Hansen là phương pháp thích hợp xác định sức chịu tải từ kết quả thí nghiệm theo qui trình thử tải với tốc độ xuyên không đổi (CRP).
Tuy nhiên, tác giả chỉ giới thiệu các phương pháp xác định sức chịu tải từ kết quả thí nghiệm theo qui trình thử tải duy trì chậm (SM). a. Phương pháp De Beer : dùng cho thí nghiệm SM.
Vẽ đường tải trọng - chuyển vị trên giấy tỷ lệ logarit. 99
Các giá trị sẽ nằm trên 2 đường thẳng. thẳn g.
Tải trọng phá hoại là tải trọng ứng với giao điểm của 2 đường thẳng này.
b. Phương pháp Chin: dùng cả cho thí nghiệm QM và SM.
Vẽ đường thẳng quan quan hệ /Qva = C1 + C2 , trong đó là chuyển vị và Q va là tải trọng tác dụng tương ứng. Các quan hệ này đã thừa nhận rằng đường tải trọng chuyển vị (p – s) – s) gần đúng là đường hyperbol.
Tải trọng cực hạn (Q v)u = 1/C1.
c. Tiêu chuẩn 80% của Brinch Hansen: dùng cho cả thí nghiệm QM và SM, tiêu chuẩn phá hoại rất phù hợp với phá hoại xuyên.
Vẽ đường thẳng quan hệ / Qva = C1 + C2, trong đó
là chuyển vị và Q va
là tải trọng tác dụng tương ứng. Phương pháp này đã thừa nhận rằng đường tải trọng chuyển vị (p –s ) gần đúng là đường parabol.
Tải trọng cực hạn (Q v)u và chuyển vị phá hoại (Qv ) u
1 2 C 1C 2
, u
u
được tính như sau:
C 2 C 1
ÑOÀ THÒ XAÙC ÑÒNH SÖÙC CHÒU TAÛI CÖÏC HAÏN 0.0400 0.0350 0.0300 0.0250 0.0200 0.0150
y = 0.0066x + 0.0106
0.0100
y = 0.0147x + 0.0025
0.0050 0 0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
Phöông phaùp 80% cuûa Brinch Hansen Phöông phaùp Chin
0.3
0.35
0.4
0.45
0.5
Chuyeån vò S (in)
Xác định Qu theo phương pháp Chin và 80% của Brinch Hansen 2. Phương p háp dùng chuyển vị giới hạn tương ứng với sức s ức chịu tải giới hạn:
Trong trường hợp trên đường cong hệ tải trọng - chuyển vị (p – s) – s) không có điểm uốn rõ ràng thì ta dùng phương pháp chuyển vị giới hạn quy ước S gh. Trên đường cong quan hệ tải trọng - chuyển vị, sức chịu tải giới hạn P gh là tải trọng quy ước ứng với
100
chuyển vị giới hạn quy ước S gh bằng 0.1d, t rong đó d là đường kính cọc đối với cọc tròn hoặc chiều rộng cọc đối với cọc vuông. 3. Xét theo tình trạng thực tế thí nghiệm và cọc thí nghiệm: Trong trường hợp trên đường cong hệ tải trọng - chuyển vị (p – s) – s) không có điểm uốn rõ ràng và chuyển vị của cọc chưa đạt tới S gh = 0.1d thì sức chịu tải giới hạn được lấy bằng cấp tải trọng trước cấp tải gây gâ y ra phá hoại vật liệu cọc. Trong trường t rường hợp phải dừng thí nghiệm sớm hơn dự kiến do điều kiện gia tải hạn chế thì sức chịu tải giới hạn bằng tải trọng lớn nhất khi dừng thí nghiệm.
3.6 Cọc chịu tải trọng ngang Xác định moment và chuyển vị ngang dọc theo trục của một cọc thẳng đứng chịu tác động một moment M o và lực ngang H o tại cao trình mặt đất đã được nhiều tác giả nghiên cứu. Cũng như ổn định của nền đất xung quanh cọc này đã được Terzaghi đề cập tới trong các bài báo và giáo trình của ông trong những năm 1950. s au : Chúng ta hãy xem xét một cọc có chiều dài L, chịu hệ tải như hình sau M0
H0
y ’
y (kN/m
2
)
L
z
z
Sơ đồ làm việc cọc chịu tải ngang Khi tính toán cọc chịu tải ngang, đất xung quanh cọc được xem như môi trường đàn hồi tuyến tính được mô phỏng bằng mô hình nền Winkler. ’
y
=
Cz
yy
z y
C
y, y
(kN / m3 )
Phương trình trục uốn của cọc có dạng : E b I
d 4 y dz
4
yz
0
Với hệ số nền theo phương ngang, Czy = Kz, thay đổi tuyến tính theo chiều sâu. Trong đó : K - hệ số tỷ lệ, có thứ nguyên là T/m4; 101
z – Độ – Độ sâu của vị trí tiết diện cọc, m, kể từ mặt đất đối với đài cao, kể từ đáy đài đối với đài thấp. Giá trị hệ số nền K Loại đất quanh cọc Hệ số K (T/m4) Cọc đóng Cọc nhồi 65 - 250 50 - 200 Sét, á sét dẻo chảy, I L =]0,75 - 1] Sét, á sét dẻo mềm, I L = ]0,5 – 0,75] 0,75] 200 - 500 200 - 400 1] Á sét dẻo, IL = [0 – 1] 0,8] Cát bụi, e = [0,6 – 0,8] 0,5] 500 - 800 400 - 600 Sét, á sét dẻo và nửa cứng, I L = [0 – 0,5] Á sét cứng, IL < 0 0,75] Cát nhỏ, e = [0, 6 – 0,75] 0,7] Cát hạt trung, e = [0,55 – 0,7] 800 - 600 - 1000 Sét, á sét cứng, cứng, I L <0 0,7] 1300 Cát hạt thô, e = [0,55 – 0,7] Ghi chú:
Giá trị nhỏ của hệ số K trong bảng tương ứng với giá trị lớn của độ sệt I L của đất sét và hệ số rỗng e của đất cát được ghi trong dấu ngoặt đơn, còn giá trị lớn của hệ số K tương ứng với giá trị nhỏ của I L L và e/.Đối với các đất có những đặt trưng I L và e ở khỏang trung gian thì hệ số K được xác định bằng cách nội suy. 1.
2. Hệ số K đối với cát chặt lấy cao hơn 30% so với giá trị lớn nhất ghi trong bảng cho lọai đất dạng sét. Từ lời giải của phương trình trên ta suy ra các đại lương cần thiế t: áp lực tính toán, z (T/m2), moment uốn M z (Tm), lực cắt Qz (T), trong các tiết diện của cọc như sau : z
M z Q z
K
bd
0
bd
z e y 0 A1
2
bd E b Iy 0 A3 3
E b Iy 0 A4
bd
B1
M 0 2
bd E b I
E b I 0 B3
bd
2
E b I 0 B4
bd
C 1
M 0 C 3
H 0 3
bd E b I
H 0
D1
D3
bd
M 0 C 4
bd
H 0 D4
Trong đó: ze - chiều sâu tính đổi, ze= bdz le - chiều dài cọc trong đất tính đổi, l e= bdl bd- hệ số biến dạng , bd = 5
Kbc E b I
bc chiều rộng quy ước của cọc. Theo TCXD 205: 1998, 102
- Khi d 0,8m thì bc = d + 1m - Khi d < 0,8 m thì b c=1,5d + 0,5m Các chuyển vị HH , HM , MH , MM của cọc ở cao trình mặt đất, do các các ứng lực đơn vị đặt cao trình này. HH MM
1
3
bd E b I
A0
1
bd E b I
;
MH
HM
1
2
bd E b I
B0
C 0
A0, B0, C0, D0, tra trong bảng G2 của TCXD 205 N M
N H l0
n
y0
H M
0
HH
H0=1
z
l
M0=1 z
M M MH
z
l
Hình 3.8 Sơ đồ tác động của moment và tải ngang lên cọc Moment uốn và lực cắt của cọc tại cao trình mặt đất : H0 = H ; M0 = M + Hl0 Chuyển vị ngang y0 và góc xoay 0, tại cao trình mặt đất. y0 = H0HH +M0HM ; 0 = H0MH +M0MM Chuyển vị của cọc ở cao trình đặt lực hoặc đáy đài: n y 0 0 l0
Hl03
3 E b I
Ml02
2 E b I
Góc xoay của cọc ở cao trình đặt lực hoặc đáy đài: 0
Hl02
2 E b I
Ml0 E b I
Ổn định nền quanh cọc: Khi tính ổn định nền đất xung quanh cọc, phải kiểm tra điều kiện hạn chế áp lực tính tóan z lên đất ở mặt bên của cọc theo công thức :
103
y z
1 2
4 cos I
tg , v
I
c I
T rong đó:
’v ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại độ sâu z, I trọng lượng đơn vị thể tích tính toán của đất
cI, I lực dính và góc ma sát trong tính toán của đất hệ số bằng 0,6 cho cọc nhồi và cọc ống; bằng 0,3 cho các cọc còn lại 1 hệ số bằng 1 cho mọi trường hợp trừ công trình chắn đất, chắn nứơc lấy
bằng 0,7 2
hệ số xét đến tỷ lệ ảnh hưởng của phần tải trọng thườ ng xuyên trong
tổng tải 2
M p nM p
M v
M v
Trong đó: M p moment do tải thường xuyên Mv moment do tải tạm thời n = 2,5 trừ các trường hợp sau: Móng băng n =4; Công trình quan trọng: le <2,5 lấy n = 4 le > 2,5 lấy n = 2,5 Khi le = 2,5 : cọc ngắn hay cọc cứng, ổn định nền theo phương ngang được kiểm tra tại hai độ sâu z = L và z = L/3 Khi le > 5 Cọc dài hay cọc chịu uốn, ổn định nền theo phương ngang được kiểm tra tại độ sâu z =
0,85
bd
Giaù trò caùc heä soá A 0 , B0 , C 0 Baûng G2 –TCVN205: 1998
Le 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6
Coïc töïa leân ñaát A0 B0 72,004 192,026 50,007 111,149 36,745 70,023 28,140 46,943 22,240 33,008 18,030 24,106 14,916 18,160 12,552 14,041 10,717 11,103 9,266 8,954 8,101 7,349 7,151 6,129
C0 576,243 278,069 150,278 88,279 55,307 36,486 25,123 17,944 13,235 10,050 7,838 6,268
Coïc töïa leân ñaù A0 B0 48,006 96,037 33,344 55,609 24,507 35,059 18,775 23,533 14,851 16,582 12,049 12,149 9,983 9,196 8,418 7,159 7,208 5,713 6,257 4,664 5,498 3,889 4,887 3,308 104
C0 192,291 92,942 50,387 29,763 18,814 12,582 8,836 6,485 4,957 3,937 3,240 2,758
Coïc ngaøm trong ñaù A0 B0 C0 0,042 0,125 0,500 0,072 0,180 0,600 0,114 0,244 0,699 0,170 0,319 0,798 0,241 0,402 0,896 0,329 0,494 0,992 0,434 0,593 1,086 0,556 0,698 1,176 0,695 0,807 1,262 0,849 0,918 1,342 1,014 1,020 1,415 1,186 1,434 1,480
1,7 1,8 1,9 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 3,5 >4
6,375 5,730 5,190 4,737 4,032 3,526 3,163 2,905 2,727 2,502 2,441
5,189 4,456 3,878 3,418 2,756 2,327 2,048 1,869 1,758 1,641 1,621
5,133 4,299 3,679 3,213 2,591 2,227 2,013 1,889 1,818 1,757 1,751
4,391 3,985 3,653 3,381 2,977 2,743 2,548 2,453 2,406 2,394 2,419
2,868 2,533 2,277 2,081 1,819 1,673 1,600 1,572 1,568 1,597 1,618
2,419 2,181 2,012 1,891 1,758 1,701 1,687 1,693 1,707 1,739 1,750
1,361 1,532 1,693 1,841 2,080 2,210 2,330 2,371 2,385 2,389 2,401
1,232 1,321 1,397 1,460 1,545 1,586 1,596 1,593 1,586 1,584 1,600
1,535 1,581 1,617 1,644 1,675 1,685 1,687 1,687 1,691 1,711 1,732
Bảng giá trị các hệ số A, B, C, D (bảng G3 – TCVN205:1998) Zc 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2 2,2 2,4 2,6 2,8 3 3,5 4
Caùc heä soá A1 B1 1,000 0 1,000 0,1 1,000 0,2 1,000 0,3 1,000 0,4 1,000 0,5 0,999 0,6 0,999 0,7 0,997 0,799 0,995 0,899 0,992 0,997 0,987 1,095 0,979 1,192 0,969 1,287 0,955 1,379 0,937 1,468 0,913 1,553 0,882 1,633 0,848 1,706 0,795 1,770 0,735 1,823 0,575 1,887 0,347 1,874 0,033 1,755 -0,385 1,490 -0,928 1,037 -2,928 -1,272 -5,853 -5,941
C1 0 0,005 0,020 0,045 0,080 0,125 0,018 0,245 0,320 0,405 0,499 0,604 0,718 0,841 0,974 1,115 1,264 1,421 1,584 1,752 1,924 2,272 2,609 2,907 3,128 3,225 2,463 -0,927
D1 0 0 0,001 0,005 0,011 0,021 0,036 0,057 0,085 0,121 0.167 0.222 0.288 0.365 0.456 0.560 0.678 0.812 0.961 1.126 1.308 1.720 2.105 2.724 3.288 3.858 4.980 4.548
A3 0 0 -0,001 -0,005 -0,011 -0,021 -0,036 -0,057 -0,085 -0,121 -0.167 -0.222 -0.287 -0.365 -0.455 -0.559 -0.676 -0.808 -0.956 -1.118 -1.295 -1.693 -2.141 -2.621 -3.103 -3.541 -3.919 -1.614
B3 0 0 0 -0,001 0,002 -0,005 -0,011 -0,020 -0,034 -0,055 -0.083 -0.122 -0.173 -0.238 -0.319 -0.420 -0.543 -0.691 -0.867 -1.074 -1.314 -1.906 -2.663 -3.600 -4.718 -6.000 -9.544 -11.73
3.7 Thiết kế móng cọc 105
C3 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 0,999 0,998 0,996 0,992 0,985 0.975 0.960 0.938 0.907 0.866 0.881 0.739 0.646 0.530 0.385 0.207 -0.271 -0.941 -1.877 -3.408 -4.688 -10.34 -17.91
D3 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,699 0,799 0,897 0.994 1.090 1.183 1.273 1.358 1.437 1.507 1.566 1.612 1.640 1.646 1.575 1.352 0.917 0.197 -0.891 -5.854 -15.07
A4 0 -0,005 -0,020 -0,045 -0,080 -0,125 -0,180 -0,245 -0,320 -0,404 -0.499 -0.603 -0.714 -0.838 -0.967 -1.105 -1.248 -1.396 -1.547 -1.699 -1.848 -2.125 -2.339 -2.437 -2.346 -1.969 1.074 9.244
B4 0 0 -0,003 -0,009 -0,021 -0,042 -0,072 -0,114 -0,171 -0,243 -0.333 -0.443 -0.575 -0.730 -0.910 -1.116 -1.350 -1.643 -1.906 -2.227 -2.578 -3.360 -4.228 -5.140 -6.023 -6.765 -6.789 -0.358
C4 0 0 0 -0,001 -0,003 -0,008 -0,016 -0,030 -0,051 -0,082 -0.125 -0.183 -0.259 -0.356 -0.479 -0.630 -0.815 -1.036 -1.299 -1.608 -1.966 -2.849 -3.973 -5.355 -6.990 -8.840 -13.69 -15.61
D4 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 0,999 0,997 0,994 0,989 0,980 0.967 0.946 0.917 0.876 0.821 0.747 0.652 0.529 0.374 0.181 -0.057 -0.692 -1.592 -2.821 -4.445 -6.520 -13.83 -23.14
Móng cọc gồm một bản bê tông liên kết các cọc để cùng gánh đở một hoặc nhiều hệ tải đứng, ngang và moment ngọai lực. Bản liên kết các cọc gọi là đài cọc, đài cọc có thể đặt trong nền đất, trên mặt đất hoặc cao hơn mặt đất tùy vào tính năng và đặc điểm công trình. Đài cọc có thể thật cứng, cũng có thể là đài mềm cùng biến dạng xoay với cọc nếu có. Ngòai ra, khi móng cọc chỉ chịu tải trọng thẳng đứng được gọi là móng cọc đài thấp khi đài cọc được chôn trong đất và độ chôn sâu của nó thỏa điều kiện sau; lực ngang tác động ở đáy công trình cần bằng với áp lực tác động lên đài cọc. H
1 K p 2 ( K a ). .bn . D f 2 FS
D f
2 H
K p K a . .bn FS
Trong đó: - Trọng lượng riêng của đất từ đáy đài trở lên mặt đất; Df – Độ sâu chôn đáy đài; H – Tải ngang tác động lên móng; bn – Cạnh đáy đài theo phương vuông góc với tải ngang H; K p – Hệ số áp lực bị động của đất, nên tính FS = 3 vì áp lực sau đài chưa đạt trạng thái bị động; K a – Hệ số áp lực chủ động của đất. Hay:
Df 0,7 hmin 0
h min tg ( 45
2
)
2 H .b
Trong đó: b – Cạnh của đáy đài theo phương vuông góc với lực ngang H ; , - góc ma sát trong và dung trọng của đất từ đáy đài trở lên; H – Lực ngang tác động lên móng; Thiết kế móng cọc gồm các bước sa u: - Chọn lọai cọc, kích thước cọc, xác định sức chịu tải của cọc đơn, tính số lượng cọc và bố trí các cọc trong móng. - Kiểm tra tải trọng tác động lên các cọc trong móng. - Tính tóan đài cọc, thép cọc - Kiểm tra nền đất dưới móng cọc.
1. Chọn số lượng cọc và bố trí cọc Xác định số lượng cọc sơ bộ theo công thức sau: 106
n
N
tt
Qa
Trong đó: Ntt – lực dọc tính tóan tại chân cột (ngọai lực tác dụng lên móng); Qa – Sức chịu tải cho phép của một cọc ; - Hệ số xét đến ảnh hưởng của moment tác động lên móng cọc, lấy từ 1 đến 1,5 tùy giá trị của moment. Bố trí cọc trong đài : Các cọc có thể bố trí theo mạng tam giác hoặc ô vuông, khỏang các cọc ở cao trình đáy đài lớn hơn hoặc bằng 3 lần đường kính cọc (3d) tính từ tim cọc. Khi khoản g cách giữa các cọc lớn hơn 6d ảnh hưởng lẩn nhau giữa các cọc có thể bỏ qua. Do đó khỏang cách giữa các cọc trong móng cọc thường từ 3d đến 6d. Khi tải đứng lệch tâm nhóm cọc hoặc có moment ở đáy công trình có thể bố trí cọc theo sơ đồ phản lực nền sau cho các cọc chịu tải giống nhau. Hiệu ứng nhóm lên sức chịu tải của cọc, do sự ảnh hưởng lẫn nhau của các cọc trong nhóm nên sức chịu tải của cọc trong nhóm sẽ khác với cọc đơn. Để tính sức chịu tải của cọc làm việc theo nhóm phụ thuộc vào số lượng cọc trong hàng, trong nhóm, phụ thuộc vào khoảng cách và cạnh cọc ta dùng công thức của Converse - Labarre: 1 (
mn 1 n (m 1)
90mn
)arctg
d s
Trong đó: m –Số cọc trong một hàng; n – Số hàng cọc trong nhóm cọc; d – Đường kính hay cạnh cọc; s – Khỏang cách giữa 2 cọc tính từ tâm. Trong phương pháp tính tóan theo móng khối qui ước như trong các quy phạm VN, thì việc tính tóan hiệu ứng nhóm có thể không cần thiết, vì hiệu ứng này đã được xem xét trong họat động chung của các cọc và đất trong móng khối quy ước.
107
Phân bố ứng suất do cọc đơn và do nhóm cọc
2. Kiểm tra tải trọng tác động lên các cọc trong móng cọc Với giả thuyết đài tuyệt đối cứng, tải sẽ phân bố đều hoặc phân bố theo quy luật tuyến tính lên tất cả các cọc bên dưới, ngược lại khi đài cọc mềm thì sự phân bố các cọc tùy thuôc vào biến dạng uốn của đài, các cọc ngòai biên sẽ chịu tải ít hơn do đài cọc biến dạng lớn nhất ở tâm. Khi móng cọc chịu lực lệch tâm, tải tác động lên mỗi cọc trong nhóm không đều nhau và được xác định theo công thức sau:
N
tt
P( x , y )
n
tt
M y x i
x i
2
tt
M x y i
y i
2
Tron g đó:
Ntt – Tổng tải trọng thẳng đứng tác động tại đáy đài cọc;
n – Số lượng cọc trong móng; Mx – Moment của tải ngòai quanh trục x; My – Moment của tải ngòai quanh trục y; x,y – Tọa độ cọc cần xác định tải tác dụng trong tọa độ trục x, y ở đáy đài, xi, yi – Tọa độ cọc thứ i trong tọa độ trục x, y ở đáy đài (Tâm gốc tọa độ O 108
ở tâm cột). - Điều kiện an tòan cho các cọc trong móng cọc như sau: Pmax Pc (Qa) Pmin 0 Trong đó: Pmax – Lực tác động lên cọc lớn nhất; Pmin – Lực tác động lên cọc nhỏ nhất có thể là lực nhổ; - Kiểm tra sức chịu tải của cọc làm việc trong nhóm. Qnh(a) = . nc .Qa Ntt + Qđ 3. Tính lún cho một cọc riêng lẻ Độ lún s của một cọc làm việc riêng lẻ gồm: độ co của vật liệu làm cọ c S1, độ biến dạng nén của đất nền dưới mũi cọ c S2 và độ chuyển vị đứng hoặc phương dọc trục cọc của đất nền xung quanh cọc do ma sát giữa đất và mặt bên cọ c S3. S = S1 + S2 + S3 - Độ lún S1 do biến dạng co của thân cọc được tính như một thanh vừa chịu nén bởi lực Qap ở hai đầu và lực Qas ma sát xung quanh cọc theo công thức sau: s1
Qap
Qsp L
AE
Trong đó: A – Diện tích tiết diện ngang thân cọc; E – Mô đun đàn hồi vật liệu làm cọc; L – Chiều dài cọc; - Hệ số phụ thuộc vào hình dạng phân bố lực ma sát f s giữa cọc và đất dọc thân cọc; = 0,67 khi f s phân bổ tuyến tính theo chiều sâu; = 0,5 khi f s phân bổ dạng parabol theo chiều sâu; Qap – Phần tải tác động lên mũi cọc hoặc sức chịu tải an tòan của đất ở dưới mũi cọc; Qas – Phần tải tác động lên mặt bên cọc hoặc sức chịu tải an tòan của ma sát đất và cọc; - Độ lún S2 do biến dạng nén của đất nền dưới mũi cọc được tính theo lý thuyết nền đàn hồi như công thức sau: s2
Trong đó:
qap D E 0
1 2 0
109
q ap – Áp lực đất nền ở mũi cọc;
q qp
Q ap
A p
E0, 0 – Mô đun biến dạng và hệ số Poison của đất nền dưới mũi cọc; - Hệ số phụ thuộc vào hình dạng tiết diện ngang mũi cọc = 0,88 cọc vuông; = 0,79 cọc tròn; - Độ lún S3 do chuyển dịch theo phương đứng của đất bởi lực ma sát đất và mặt bên của cọc có thể được tính theo công thức sau; Qas D 2 1 0 I s uL E 0
s3
Trong đó: Is – Hệ số ảnh hưởng, Vesic đề nghị công thức tính như sau: I s
2 0,35
L D
4. Tính lún móng cọc Độ lún của một móng cọc có thể được đại diện bằng độ lún của móng khối quy ước bao trùm cả nhóm cọc dưới móng. Móng khối quy ước được xác định bằng cách vẽ như các hình sau đây:
TH: Nền nhiều lớp
tb
TH: Có cọc xiên
.l l i
i
i
110
TH: Nền đồng nhất
TH: Cọc qua lớp đất yếu tựa lên lớp đất cứng
Sau khi xác định móng khối qu y ước ta tính trọng lượng cọc và đất trong móng khối quy ước. - Diện tích đáy móng khối quy ước (TH (TH nền nhiều lớp): Fqu = Aqu * Bqu
Trong đó: Aqu – Chiều dài móng khối qui ước:
Aqu
A d 2. L.tg
Bqu – Chiều rộng móng khối qui ước Bqu
B d 2. L.tg
tb 4
tb 4
A, B - Chiều dài và chiều rộng của đài d – Cạnh – Cạnh cọc - Trọng lượng móng khối quy ước: NtcABCD = Ntc đất + Ntcđài + Ntc cọc
Trong đó: tc
+ N đ
F qu .H qu . tb
Trong đó: – Diện tích đáy móng khối qui ước; Fqu – Diện Hqu – Chiều – Chiều cao móng khối quy qu y ước, tính từ mặt đất đến mũi cọc; – Dung trọng trung bình của đất trong móng khối qui ước , tb – Dung - Điều kiện cần để tính lún là phải kiểm tra áp lực đáy móng khối quy ước không vược qua sức chịu tải c ho phép R tc hoặc RII của đất nền bên dưới đáy móng khối qui ước, 111
như tính móng nông. N qu tc
Hay
tc
max/ min
tc
max/ min
F qu
tc
tc
M x
W x
M y
W y
tc N
1 6 e B 6 e L B F qu Lqu qu
Trong đó:
N qu N tc
tc
tc
N ABCD
– Moment kháng uốn vuông góc với trục x và y. Wx, Wy – Moment 2
- Khi moment qua y theo hướng Bqu: W qu
Aqu . B qu
6 2
uay theo hướng Aqu: W qu - Khi moment q uay
B qu . Aqu
6
h – khỏang – khỏang cách từ vị trí đặt lực ngang H đến đáy đài – độ lệch tâm theo phương B (phương x) eB – độ eL – độ – độ lệch tâm theo phương L (phương y) e B
M ytc H x .h
N
tc
tc
;
e L
M x H y .h
N
tc
Điều kiện cần: tcmax 1,2 R IIII tcmin 0 - Kiểm tra độ lún của móng cọc n
S
n
S i
i 1
S
n
i 1
i 1
i E oi
e1i e 2i 1 e1i
n
hi ;
S
aoi pi hi ;
i 1
pi hi ;
S Sgh
5. Tính kết cấu đài cọc - Bề dày đài: Theo điều kiện chọc thủng Pxt Pcx Pxt = phản lực của những cọc nằm ngoài tháp xuyên thủng; Pcx = 0,75 R k k S Stháp xuyên ; R k k – cường – cường độ chịu kéo của bê tông. - Cốt thép trong đài Thép đặt cho đài cọc để chịu moment uốn. Người ta coi cánh đài được ngàm vào 112
các tiết diện đi qua chân cột và bị uốn bởi phản lực các đầu cọc nằm ngòai mặt ngàm qua chân cột.
I ri
pi
II
II ri
’
I + Mô ment quay quanh mặt ngàm I -I: -I:
MI = Pi.r i Trong đó: Pi – Phản – Phản lực đầu cọc thứ i tác dụng lên đáy đài; – Khỏang cách từ mặt ngàm I -I đến tim cọc thứ i; r i – Khỏang + Mô ment quay quanh mặt ngàm II -II: -II:
MII = Pi.r’i Trong đó: Pi – Phản – Phản lực đầu cọc thứ i tác dụng lên đáy đài; r’i – Khỏang – Khỏang cách từ mặt ngàm II -II đến tim cọc thứ i;
Diện tích tiết diện ngang cốt thép chịu M I , M II F aI
M I
0,9 Ra h0
;
F aII
M II
0,9 Ra h0
6. Tính tóan cốt thép cọc a. Đối với cọc chịu nén dọc trục : Moment sinh ra chủ yếu trong quá trình cẩu lắp. Tùy theo số lượng móc cẩu mà môment sinh ra lớn hay nhỏ. Vị trí của móc cẩu thường được bố trí như sau:
113
0 207L
0,207L
0,293L Mmax = 0,0214 qL2 L
Mmax = 0,043 qL2
Hai móc cẩu
Một móc cẩu
Khi tính được moment trong cọc, thép cọc tính theo cấu kiện chịu uốn. b. Đối với cọc chịu tải trọng kết hợp : lực dọc N, tải trọng ngang H và moment M Xác định nội lực trong cọc ( lực cắt Q và moment M) như trong bài tóan cọc chịu tải trọng ngang. Khi có nội lực, tính thép trong cọc theo cấu kiện chịu uốn. 3.8 Thi công cọc khoan nhồi Cọc nhồi là loại cọc được đúc bê tông tại chổ vào lỗ trống được đào hoặc kh oan trong lòng đất, tiết diện ngang tròn hoặc hình chữ nhật. Để ổn định thành vách các lỗ trống này, có thể sử dụng ống vách hoặc bùn khoan bentonite. Loại thứ hai giá thành rẻ, thi công nhanh và có thể thực hiện được những cọc tiết diện lớn hơn loại thứ nhất, nhưng đòi hỏi nhiều điều kiện kỹ thuật gắt gao trong suốt quá trình thực hiện. Cọc nhồi có thể không có cốt thép chịu lực nếu như các tải trọng công trình chỉ gây ứng suất nén trong thân cọc. Trong trường hợp này, chúng ta có thể đặt một ít thép chờ cắm trực tiếp vào bê tông tươi, nhằm xác định trục cọc và gia cường mạch ngừ ng giữa mặt cọc và đài cọc. Trong trường hợp cần cốt thép chịu moment do tải ngang hoặc chịu tải nén phụ với bê tông, chúng ta phải tính toán cẩn thận chiều dài cần thiết của cốt thép này.
3.8.1 Cọc nhồi ổn định thành vách bằng ống chống Nhóm này gồm loại cọc Franki, ống vách được hạ bằng cách đóng trực tiếp lên nút bê tông bịt đầu ống; loại cọc hạ ống vách sau lưởi khoan và loại cọc hạ ống vách bằng các tia nước áp lực cao. Cũng còn có thể kể đến loại cọc thực hiện trong đất sét cứng tự ổn định thành vách không cần ống chống vách cũng như bùn khoan.
114
Löïc keùo oáng thaønh
oáng vaùch Beùton ñoå taïi choå
Buùa
Nuùt beùton Coïc nhoài coù oáng thaønh kieåu coïc Franki
Hình 4.3 Cọc Franki
3.8.2 Cọc nhồi và cọc barrette ổn định thành vách bằng bùn khoan Loại cọc nầy được phát triển từ các loại cọc rễ bởi người Italien (Ý) vào giữa thế kỷ 20, và được phát triển bởi người Pháp, Nhật, … . Một lỗ khoan bằng mũi khoan cho cọc nhồi có tiết diện tròn và bằng gầu khoan cho cọc barette có tiết diện chữ nhật hoặc “tiết diện bất kỳ”. Kích thước của cọc tùy thuộc vào dụng cụ tạo lỗ trong đất. Loại cọc nhồi và barrette này thường có khả năng chịu lực rất lớn, chiều sâu cọc kỷ lục là 125m ở Mã Lai cuối thế kỷ 20, ở Việt Nam kỷ lục là 98m ở cầu Mỹ Thuận vào năm 1998. Các đặc điểm cơ bản trong quá trình thi công cọc nhồi ổn định thành bằng bùn khoan gồm : 1/ Chuẩn bị tường dẫn hoặc ống dẫn ngắn định vị cọc và tránh lở miệng hố trong quá trình đào hoặc khoan. Chuẩn bị đầy đủ lượng bùn khoan trong các silo hoặc các hồ chứa. Töôøng daãn Tường dẫn bằng bê tông cốt thép bao quanh miệng lỗ khoan có kích thước trong lớn hơn vài cm để lưỡi khoan hoặc MNN gầu đào lên xuống dễ dàng và cao hơn mặt đất tự nhiên từ 1 – 2m. Bùn khoan nhằm ổn định thành Buøn vách lỗ trống trong quá trình tạo lỗ trống trong lòng đất cho đến kết thúc giai đoạn đổ bê tông. Bùn khoan phải thích hợp với đặc tính hóa lý của đất và nước Hoá khoan ñaày buøn khoan
115
ngầm. Bùn khoan thường gồm nước và bột bentonite đôi khi phải thêm phụ gia và ciment nếu cần. Cũng có khi phải thêm bột thủy tinh hoặc sợi ngắn như bả mía hoặc rơm rạ để tăng trọng lượng riêng và khả năng chịu kéo của bùn. Trong trường hợp đặc biệt, bentonite có thể được thay bằng các chất biopolymères. Những đặc trưng của bùn khoan gồm có : - Khối lượng riêng từ 1,01 đến 1,05 T/m 3 ( ngoại trừ trường hợp cần có dun g dịch bùn nặng như khi thêm bột thủy tinh) ; - Độ nhớt Marsh phải lớn hơn 35 giây và độ pH > 7 ; - Độ chứa cát phải bằng không ; - Độ lọc nước phải nhỏ hơn 30 m3; - Độ bám thành lớp phải nhỏ hơn 3mm; Độ lọc nước và độ bám thành lớp được thực hiện với dụng cụ Baroid trong 30 phút dưới áp lực 7 bars.
2/ Tạo lỗ trong lòng đất bằng lưởi khoan thường hoặc kèm tia nước áp lực hay bằng gầu đào. Trong suốt quá trình tạo lỗ, mặt bùn tr ong lỗ khoan hoặc đào phải luôn luôn cao hơn mặt nước ngầm ít nhất là 1m. Điều này nhằm đảm bảo bùn luôn có khuynh hướng thấm vào trong đất qua thành vách hố khoan. Nhờ đó mà thành vách được giữ ổn định tốt hơn. Trong quá trình khoan hoặc đào, bùn sẽ nặng hơn do những hạt mịn trong đất lẫn vào, điều nầy dẫn đến giảm độ nhớt của bùn khoan nên người ta phải rây lại khi thu hồi bùn. Để tăng độ nhớt của bùn khoan người ta thêm vào một số phụ gia như: bicarbonate de soude, alginates, CMC, amidon, .. Khi cần giảm độ nhớt của bùn khoan ta có thể hòa vào bùn các phụ gia như : tanins, polyphosphates hoặc lignosulfonates. 3/ Thay bùn: Sau khi hoàn tất việc tạo lỗ, phải thay bùn khoan đạt các yêu cầu kỹ thuật nghiêm ngặt nhằm tránh bùn bám vào các thanh thép ngăn trở bê tông bám chặt vào các thanh thép trong quá trình đổ bê tông. Thông thường người ta thả một máy bơm xuống tận đáy hố đào để bơm bùn khoan đang khá nặng sau quá trình đào. Khi bơm bùn từ đáy hố người ta xả bùn khoan mới nhẹ hơn 1,05T/m3 vào miệng hố đào. 4/ Đặt lồng thép cần thiết vào hố khoan, định vị thật cẩn thận khi có các cao trình thép nối cho các tầng hầm. Xung quanh lồng thép có treo các miếng bê tông dầy 3,5 cm đến 5cm để định vị lồng thép. Sau đó, đặt ống đổ bê tông (trépie), mỗi đoạn từ 0,5m đến 3m. đầu dưới của ống đổ bê tông phải cách đáy hố khoan ít nhất là 20cm nhằm bê tông thoát ra khỏi ống dể dàng.
116
MNN
MNN Loàng theùp Loàng theùp Buøn môùi
Oáng treùpie
Đặt lồng thép và ống đổ bê tông (trépie) Với lồng thép ngắn và nhẹ nên nghĩ đến cách neo để tránh bị đẩy nổi khi đổ bê tông, hoặc bị chìm vào bê tông tươi khi tháo các điểm tựa để rút ống chống ngắn ở miệng hố khoan. 5/ Đổ bê tông là giai đoạn quan trọng nhất cho chất lượng của cọc nhồi. Trước tiên phải chuẩn bị cho việc cách ly bê tông và bùn khoan đang đầy ắp trong ống trépie. Có thể đặt mặt bùn trong ống trépie, một lớp dầy những hạt mốp nhẹ hoặc một miếng nhựa mỏng. Phải đổ thật nhanh mẻ 6m 3 hoặc 12m3 bê tông đầu tiên, trong tối đa 2 phút, sao cho bê tông phủ nhanh đầu ống trépie, để cho bê tông luôn luôn chảy vào trong bê tông bên dưới bùn. Nếu không thì bê tông sẽ hòa vào bùn và như thế công tác đổ bê tông thất bại và phải hút bùn và bê tông ở đáy hố khoan rồi thực hiện lại công đoạn đổ bê tông.
Theå tích beùton
MNN
Ñöôøng theå tích beùton döï kieán
Loàng theùp
Goùc dieãn taû tieát dieän thaät hoû hôn lyù thuyeát
Oáng treùpie
Ñöôøng theå tích beùton thaät
Beùton
Goùc dieãn taû tieát dieän thaät ôùn hôn lyù thuyeát
z
117
MNN
MNN
Loàng theùp
Loàng theùp Oáng treùpie Oáng treùpie Beùton Beùton
Đổ bê tông dưới bùn
Theå tích beùton
MNN
Ñöôøng theå tích beùton döï kieán
Loàng theùp
Goùc dieãn taû tieát dieän thaät nhoû hôn lyù thuyeát
Oáng treùpie
Ñöôøng theå tích beùton thaät
Beùton
Goùc dieãn taû tieát dieän thaät lôùn hôn lyù thuyeát
z
Theo dỏi quá trình đổ bê tông Trong quá trình đổ bê tông, để bê tông đi vào lỗ trống dể dàng ta phải tháo bớt ống trépie ở đầu trên, sao cho đầu dưới của ống trépie không nhỏ hơn 2m. Yêu cầu tính chất của bê tông, có độ rơi tự do lớn, gồm : - Mác bê tông phải lớn hơn 300 - Tỷ lệ (nước/ciment) phải nhỏ hơn 0,6 - Độ sụt không nhỏ hơn 14cm, thường là 18cm. Thường phải sử dụng các loại phụ gia hóa dẻo và chậm đông. Thi công cọc nhồi và barrette tùy thuộc rất nhiều vào các phương tiện thi công, các phương tiện này thường là các nghiên cứu riêng biệt củ các công ty chuyên ngành như: 118
Franki (ý), Rodio (ý), Bachy (Pháp), Solétanc he (Pháp), …Các thiết bị chuyên biệt như gầu điều khiển bằng dây cáp, hoặc cần, hoặc thiết bị hoàn toàn tự động như Hydrofraise. Máy khoan này không cần phải nhấc lên mỗi khi gầu đầy đất mà nó phá nhỏ đất bởi hai trống răng quay ngược chiều nhau đặt ở phần thấp nhất của máy, bên trên là một máy bơm thật mạnh để bơm hổn hợp đất bùn lên trên mặt đất
Bài tập chương 3 Bài 1: Cho 1 cọc BTCT, 30x30cm, dài 20m (gồm 2 đoạn cọc 10m nối lại), đầu cọc cách mặt đất 2m, cọc đi qua 2 lớp đất : - Lớp đất 1: Đất sét mềm có các chỉ tiêu: c1 =15 kN/m2; 1 = 100 , trọng lượng riêng trên MNN: =17 kN/m3, trọng lượng riêng dưới MNN: sat =18 kN/m3 - Lớp đất 2: Đất cát trung (sâu vô hạn) có các chỉ tiêu: c2=0kN/m2;2=280(Nc=31.61;Nq =17.81;N=2.50), sat =19 kN/m3 Mực nước ngầm cách mặt đất 2m . Cho w =10 kN/m3. Sức chịu tải của cọc được tính theo chỉ tiêu cường độ : K s=K 0=(1-sin) và q p = 1,3c.Nc + ’v Nq + 0,4’.d p . N MNN
LỚP 1 17m
30cm dp=30cm
5m
LỚP 2
1. Tính lực ma sát đơn vị tại giữa phần cọc nằm trong lớp đất 1 2. Tính lực ma sát cực hạn do lớp đất 2 tác dụng vào cọc. 3. Xác định cường độ đất nền q p tại mũi cọc. 4. Tính sức chịu tải cực hạn của cọc (bỏ qua trọng lượng của cọc) 5. Giả sử MNN dâng lên đến mặt đất tự nhiên thì sức chịu tải cực hạn của cọc sẽ thay đổi như thế nào? 6. Tính momen uốn lớn nhất khi cẩu một đoạn cọc được cho như trên ( bt = 25 kN/m3) 7. Tính momen uốn lớn nhất khi dựng cọc cho một đoạn cọc được cho như trên (Sử dụng 2 móc cẩu trên) 8. Xác định đường kính cốt thép móc cẩu cần thiết khi vận chuyển 1 đọan cọc, cho biết hệ số động n = 1,5.
Bài 2. Cho 1 móng cọc BTCT gồm 12 cọc , N tt = 6000 kN, Mytt = 100 kNm, H xtt = 100 kN. Mực nước ngầm (MNN) nằm ngay tại đáy đài. Bê tông đài cọc B25 có R b = 14,5MPa 119
và R bt = 1,05MPa, cốt thép Ra = 280 MPa, lớp bê tông bảo vệ a = 10cm. Cột b c x hc = 40 x 60 cm. Lấy n = 1,15, tb = 22 kN/m3. bêtông = 25 kN/m3, w = 10 kN/m3. Cọc 30x30 cm (bê tông B25, cốt thép 4 20, R a = 280 MPa), khoảng cách giữa các cọc là 3d, khoảng cách giữa mép cọc biên và mép đài là d/3, cọc nằm trong 2 lớp đất như hình vẽ (dài 19,5 m, 2 đoạn nối lại): - Lớp 1: Sét pha cát dày 16 m, c = 20kN/m 2, = 150, = 17 kN/m3, sat=18 kN/m3. - Lớp 2: Cát pha sét dày 5,5 m, c = 5kN/m 2, = 250, sat = 19 kN/m3. 1) Xác định sức chịu tải của cọc (kN) theo vật liệu, lấy = 0,85. Ntt=6000kN 2) Xác định sức chịu tải cực hạn do Hxtt=100kN ma sát của đoạn cọc 14 m, Q s1 (kN) Mytt=100kN 2m 3) Xác định sức chịu tải cực hạn do ma sát của đoạn cọc 5,5 m, Q s2 1m Lớp 1 (kN) 4) Xác định sức chịu tải cho phép MNN Qa (kN) của cọc theo cường độ của 14m đất nền, K s = 1 - sin, FSs=2, FS p=3. ( = 250 : Nc = 25,135; Nq =12,72; N= 9,7) 5) Xác định tải trọng (kN) tác dụng 5,5m Lớp 2 lên cọc số 1. 6) Xác định tải trọng (kN) tác dụng lên cọc số 2. 7) Xác định hệ số nhóm k. 8) Xác định lực [kN] gây xuyên thủng 9) Xác định lực [kN] chống xuyên thủng 1 2 10) Xác định kích thước khối tt N 11) Xác định diện tích cốt thép m 0 . tt 2 1 (cm móng qui ước LquBqu cho toàn bộ chiều tt My Hx rộng của đài, (cốt thép bố trí dọc theo phương cạnh dài), (lấy = 0,9). m 12) Tính diện tích cốt thép cần thiết cho móc 5 , 0 cẩu khi vận chuyển cọc, lấy hệ số động n = 1,3.
Bài 3. Cho một móng cọc BTCT gồm 6 cọc được bố trí như hình vẽ. Móng cọc chịu tác dụng của tải trọng Ntt = 3500 kN, M ytt = 180 kNm, Hxtt = 170 kN. Đài dày 0,5 m, độ sâu chôn đài 1,5 m. Bỏ qua phần áp lực đất bị động E p. - Bê tông đài cọc dùng B20 có R bt = 11,5 MPa, R k = 0,9 MPa. Thép trong đài cọc dùng R a = 280Mpa, cọc ngàm vào đài là 10cm. Trọng lượng riêng trung bình của đất trên đài
m 8
Lôùp 2
m 8
+ y
d 4
c
b
hc
120
Lôùp 1
2
1
3d
3d
+ x
và đài cọc lấy 22kN/m3. Kích thước cột b c x hc = 40cm x 60cm. Cọc có kích thước 25cm x 25cm, bố trí 4 18, khoảng cách giữa các cọc là 3d, khoảng cách giữa hai hàng là 4d, khoảng cách từ mép cọc biên đến mép đài là d/2 cho cả 2 phương (d: cạnh cọc). Hệ số vượt tải n = 1,15. Đất nền gồm hai lớp như hình vẽ. - Lớp 1: dày 9,5m tính từ mặt đất, trọng lượng riêng = 17 kN/m3, sat = 18 kN/m3, góc ma sát trong = 140, lực dính c = 20 kN/m2, mực nước ngầm nằm ngay tại đáy đài. - Lớp 2: chiều dày rất lớn, trọng lượng riêng sat = 19 kN/m3, góc ma sát trong = 250, lực dính c = 10 kN/m2. Cho biết: K s = 1 - sin , = 250 có Nc = 25,135; Nq =12,72; N = 9,7. FSs = 2, FS p = 3. q p = 1,3c.Nc + ’vp Nq + 0,4’.d p . N 1. Xác định sức chịu tải của cọc (kN) theo vật liệu, lấy = 0,85 2. Xác định sức chịu tải cực hạn của cọc do thành phần ma
sát Qs (kN) 3. Xác định sức chịu tải cho phép Q a (kN) của cọc theo cường độ của đất nền 4. Xác định tải trọng tác dụng lên cọc số 1 (kN) 5. Xác định tải trọng tác dụng lên cọc số 2 (kN) 6. Xác định diện tích đáy khối móng qui ước L qu x Bqu (m x m) 7. Tính hệ số nhóm cọc theo Converse-Labarre 8. Tính diện tích cốt thép theo phương cạnh dài của đài (cm 2), lấy = 0,9
Bài 4. Cho một cọc khoan nhồi, d = 1.2m, chiều dài 20m, bê tông B25, bố trí cốt thép dọc 1220 thép 280 MPa. đầu cọc cách mặt đất 2m, cọc đi qua 2 lớp đất: - Lớp đất 1: Phần cọc trong lớp 1 là 14m, đất sét mềm có các chỉ tiêu: c 1 =12 kN/m2; 1 = 140 , trọng lượng riêng trên MNN: =18 kN/m3, trọng lượng riêng dưới MNN: bh=18,5 kN/m3 - Lớp đất 2: Phần cọc trong lớp 2 là 6m, đất cát mịn (sâu vô hạn) có các chỉ tiêu: c2 = 2kN/m2; 2 = 220, bh = 19 kN/m3 Mực nước ngầm cách mặt đất 2m . Cho w =10 kN/m3. Hệ số FS s = 2, FSP = 3. 1. Xác định sức chịu tải của cọc theo vật liệu 2. Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ học cho FSs = 2, FS p = 3
121
Chương 4: KIỂM TRA CHẤT LƯỢNG CỌC 4.1. Giôùi thieäu chung
Chất lượng cọc sau khi thi công thường thể hiện bằng những chỉ tiêu chất lượng sau :
Độ nguyên vẹn (tính toàn khối của cọc); - Sự tiếp xúc giữa đáy cọc và đất nền; - Sự tiếp xúc giữa thân cọc và đất đá xung quanh. Hiện nay, có rất nhiều phương pháp kiểm tra chất lượng cọc. Dưới đây trình bày một số phương pháp kiểm tra chất lượng cọc sau thi công đã được sử dụng trên thế giới và ở Việt Nam. Các phương pháp phổ biến như phương pháp thử động biến dạng nhỏ, phương pháp siêu âm truyền qua sẽ được giới thiệu kỹ. Một số phương pháp khác ít phổ biến hơn sẽ chỉ trình bày về nguyên lý và cách thức kiểm tra chứ không đi sâu về các quy trình kiểm tra cụ thể. -
4.2. Phöông phaùp thöû ñoäng bieán daïng nhoû (PIT)
4.2.1. Nguyên lý phương pháp : Phương pháp thử động biến dạng nhỏ dựa trên nguyên lý phản xạ khi gặp trở kháng thay đổi của sóng ứng suất, gây ra bởi tác động của lực xung tại đầu cọc, khi truyền dọc theo thân cọc. Tùy theo việc đo đạc và phân tích số liệu thu dược mà có thể chia ra thành 2 phương pháp như sau : a. Phương pháp phản hồi âm thanh (Sonic Echo Test -SET) : Phương pháp phản hồi âm thanh được phát triển ở Trung tâm thí nghiệm Động lực học ở Delft, Hà Lan. Ưu điểm của phương pháp này là việc kiểm tra được tiến hành nhanh, ít tốn kém và không phải can thiệp vào bên trong cọc. Những nghiên cứu của Finno năm 1995 cho thấy rằng ngay cả khi đầu cọc được bọc lại thì phương pháp này vẫn tỏ ra có hiệu quả. Về lý thuyết phương pháp này khá đơn giản. Dùng búa gõ vào đầu cọc sẽ tạo ra sóng âm thanh truyền dọc theo chiều dài cọc xuống phía dưới. Sóng này khi gặp đáy cọc hoặc một khuyết tật trong cọc sẽ phản xạ trở lại và được thu bởi một máy đo gia tốc hoặc một bộ chuyển đổi khác phù hợp. Thời gian hành trình của sóng xuống đến khuyết tật trên cùng hoặc đáy cọc và phản hồi lại lên đến đầu cọc được đọc từ tín hiệu hiển thị trên màn hình của máy đo dao động hoặc máy tính.
122
Bé chuyÓn ®æi Bóa M¸y ®o dao ®éng
Mµn h×nh Thêi gian (mili gi©y)
Cäc
Þ v n Ó y u h C
Nếu biết được vận tốc của sóng âm thanh trong bê tông thì chiều dài cọc (hoặc khoảng cách từ đầu cọc đến một khuyết tật ) sẽ được xác định theo công thức sau : L
t .C
2
Trong đó :
;
t - thời gian hành trình của sóng âm, giây; L - chiều dài cọc hoặc khoảng cách từ đầu cọc đến khuyết tật, m; C - Vận tốc của sóng âm trong bê tông, m/giây. Nếu có một khuyết tật trong cọc, giá trị L nhận được từ sự phản hồi đầu tiên sẽ nhỏ hơn chiều dài của cọc và sẽ là chiều sâu thực tế của khuyết tật. Trong hầu hết các thiết bị người ta thường lập trình để hiển thị số liệu chiều sâu này bằng việc nhân giá trị thời gian nhận được với C/2. b. Phương pháp ứng xử nhanh (Transient Response Method -TRM) : Phương pháp này cũng dùng để kiểm tra độ nguyên vẹn của cọc khoan nhồi tương tự như phương pháp phản hồi âm thanh, tuy nhiên việc xử lý số liệu của phương pháp này công phu hơn và do đó có thể cho kết quả tốt hơn. Dùng búa tác động một lực va đập vào đầu cọc, dao động đầu cọc và lực va đập tác dụng được ghi lại theo thời gian. Hai tín hiệu này được xử lý trong máy tính bằng phần mềm phân tích sử dụng phương pháp biến đổi nhanh Fourier. Số liệu xử lý được xuất ra dưới dạng biểu đồ quan hệ giữa tỷ lệ vận tốc đầu cọc ( V 0) / lực đầu cọc (F 0) và tần số giao động xung ( f ). Trên hình dưới thể hiện một dữ liệu đầu ra lý tưởng của phương 123
pháp này. Số liệu xuất ra này được giải thích như sau : Thứ nhất, đoạn dốc đầu tiên của đường cong có quan hệ với độ cứng dọc trục của cọc. Nếu độ dốc đoạn này bé hơn so với các cọc khác cùng kích thước đã được kiểm tra đạt chất lượng tốt, thì trong cọc này có thể đã xuất hiện khuyết tật. Từ số liệu này có thể xác định được độ cứng động mũi cọc theo công thức : E
2 f M /(V / f ) M
Giá trị độ cứng động mũi cọc tăng theo độ phản xạ mũi cọc. Phản xạ mũi cọc
thấp thường là do sức kháng của đất cao. Tuy nhiên, cũng có thể là các đặc trưng của cọc thay đổi lớn hoặc do sức cản động vật liệu cọc và nó chỉ liên quan gián tiếp đến sức chịu tải của cọc. Do đó giá trị E được tính toán để cung cấp một kết quả mang tính định lượng để đánh giá chất lượng cọc như :
- Tình trạng mũi cọc; - Các vết nứt ngang; - Độ cứng ngang của cọc; - Các tính chất về độ ẩm, ma sát của đất.
f
C 2
L
2
1
V 0
M
F 0
®o¹ n dèc ®Çu tiª n biÓu thÞ ®é cøng cña c äc/ ®Êt
0
100
200
300
400
tÇn sè f (Hz)
Đầu ra lý tưởng của phương pháp ứng xử nhanh Thứ hai, số gia tần số f giữa hai điểm lồi của đồ thị liên hệ với khoảng cách L từ đầu cọc tới điểm mà năng lượng sóng bị phản xạ trở lại (các khuyết tật lớn hoặc đáy cọc) theo công thức :
f
Trong đó :
C 2 L
;
f - thời gian hành trình của sóng
âm, giây; L - chiều dài cọc hoặc khoảng cách từ đầu cọc đến khuyết tật, m; C - Vận tốc của xung trong bê tông, m/giây. 124
Từ công thức này dễ dàng xác định được, chiều dài cọc hoặc vị trí của khuyết tật trong cọc. Thứ ba, giá trị giới hạn trung bình (đường nét đứt ) của đường cong số liệu ra có thể liên quan đến diện tích tiết diện ngang trung bình của cọc nếu cho rằng môđun đàn hồi và tỷ trọng bê tông không thay đổi suốt chiều dài cọc.
4.2.2 Các thiết bị sử dụng : Nói chung phương pháp này khá đơn giản về cả nguyên lý cũng như các thiết bị cần thiết. Hiện nay, trên thế giới có một số nhà sản xuất các bộ thí nghiệm biến dạng nhỏ như Pile Dynamic Inc.(PDI) -Mỹ, TNO-Hà Lan... Nhưng bộ thiết bị được sử dụng rộng rãi nhất và đã được đưa vào trong tiêu chuẩn Mỹ ASTM D5882-96 là bộ thiết bị Pile Integrity Tester-PIT của hãng PDI Cleveland Ohio Mỹ. Theo Tiêu chuẩn Mỹ ASTM D5882 -96, yêu cầu một bộ thiết bị thí nghiệm có các đặc tính kỹ thuật như sau :
Thiết
bị tạo va chạm : Thiết bị phải tạo ra một xung lực va chạm có độ dài nhỏ hơn 1 ms và không gây ra bất cứ hư hỏng cục bộ nào của cọc trong khi va chạm. Thường dùng búa có đầu là chất dẻo rất cứng. Trọng lượng búa được dùng tùy theo chiều dài và kích thước hình học của cọc. Va chạm phải được đặt dọc theo trục cọc. Bộ chuyển đổi (máy đo gia tốc) : Dùng một hoặc nhiều hơn các gia tốc kế để thu nhận số liệu tốc độ, các tín hiệu gia tốc nhận được sau đó được tích phân thành tốc độ trong các thiết bị xử lý số liệu. Có thể chọn dùng các đầu đo tốc độ hoặc chuyển vị để thu nhận tốc độ, chúng tương tự nhau để tạo thành gia tốc kế chuyên dụng.
125
Tín hiệu vận tốc âm thanh và mặt cắt dọc cọc Các tín hiệu từ các gia tốc kế sẽ được chuyển đến thiết bị ghi, biến đổi và trình diễn số liệu theo một hàm của thời gian. Với việc phân tích sâu hơn các số liệu thu được của các phương pháp trên, và cho rằng tỷ trọng và vận tốc sóng trong bê tông là không đổi, người ta có thể thể hiện được biểu đồ của diện tích mặt cắt ngang như là một hàm của độ sâu cọc. Kết quả của việc phân tích số liệu này sẽ đưa ra được các mặt cắt dọc cọc cho thấy được đường kính trung bình của cọc theo độ sâu. Trên hình thể hiện các mặt cắt dọc của cọc đo được th eo phương pháp này. Ngoài bộ thiết bị kiểm tra độ đồng nhất thân cọc PIT của Mỹ, ở hiện nay ở Việt Nam đã có hệ thống thiết bị MIMP -15 kiểm tra chất lượng cọc theo nguyên lý trở kháng cơ học ( MIMP) của Pháp theo Tiêu chuẩn NF 94-160.4 Nền : Khảo sát và thử nghiệm
126
Maùy in
Ñaàu ño ño gia toác
Buùa taïo va chaïm TB ghi vaø xöû lyù soá lieäu
Coïc thöû
Maùy tính xöû lyù soá lieäu
Sô ñoà caáu taïo thieát bò theo phuông phaùp thöû ñoäng bieán daïng nhoû. 4.2.3 Trình tự tiến hành : a. Chuẩn bị đầu cọc : Việc chuẩn bị phần trên đầu cọc nhằm mục đích : Tiếp xúc thuận tiện với đầu cọc (tháo bỏ cốt đai); Loại bỏ phần bê tông bị rỗ, xốp hoặc nứt, làm vệ sinh một mặt phẳng nằm ngang và không ngập nước; Tạo được hai diện tích phẳng có đường kính từ 10 cm đến 15 cm, một ở tâm và một ở chu vi; b. Thử nghiệm : Đặt thiết bị thu trên đầu cọc có dính một chất làm tiếp xúc để đảm bảo tiếp nhận tốt các sóng truyền cơ học; Kiểm tra ảnh hưởng của các nguồn dao độ ng bên ngoài; Tác dụng một lực va đập lên mặt phẳng giữa tâm cọc theo hướng song song với trục cọc; Đo, xử lý và hiển thị các tín hiệu. 4.2.4 Ưu nhược điểm và phạm vi áp dụng : a. Ưu điểm: Phương pháp thử động biến dạng nhỏ có hai ưu điểm chính: Thực hiện kiểm tra và xác định kết quả nhanh chóng, bình thường có thể thực hiện kiểm tra đến 20 cọc/ngày; Có thể thực hiện cho cọc đứng và cọc xiên. Có thể chọn cọc bất kỳ, không cần chuẩn bị trước các điều kiện thí nghiệm . b. Nhược điểm: Phương pháp phản hồi âm thanh có một số hạn chế sau: 127
Thứ nhất, quãng đường truyền sóng càng dài thì năng lượng sóng sẽ càng giảm đi, do đó các khuyết tật hoặc đáy cọc nằm sâu sẽ khó được phát hiện. Đối với các thiết bị hiện đại thì chiều sâu giới hạn có hiệu quả của phương pháp này là khoảng 20 m (66 ft ). Một số chuyên gia đã đưa ra mối liên hệ giữa chiều sâu giới hạn có hiệu với tỷ lệ chiều sâu/đường kính ( L/D) và độ cứng của đất đá xung quanh cọc, với tỷ lệ L/D tối đa là 30; Thứ hai, năng lượng sóng sẽ không có khả năng phản xạ từ các khuyết tật trừ khi khuyết tật có kích thước tương đối lớn hoặc nó kéo dài gần hết toàn bộ mặt cắt ngang cọc. Năm 1996, Schellingerhout và Muller đã chỉ ra rằng năng lượng sóng phản xạ giảm mạnh khi chiều dày của khuyết tật nhỏ hơn 1/4 bước sóng âm thanh. Đối với sự tác động búa trung bình, bước sóng tạo ra vào khoảng 1,6 m, có nghĩa là phương pháp này sẽ khó phát hiện ra được các khuyết tật có bề dày nhỏ hơn 0,4 m; Thứ ba, trong hầu hết các trường hợp các khuyết tật hoặc đáy cọc nằm dưới khuyết tật trên cùng sẽ không tạo ra được các phản hồi để có thể phát hiện ra được; Thứ tư, từ các nghiên cứu được thực hiện trên rất nhiều thí nghiệm, năm 1997 Samman và O’Neill đã đưa ra kết luận là ngay cả đối với các cọc ngắn thì phương pháp này cũng thường đưa ra các kết quả sai lệch; Thứ năm, phương pháp này với các công nghệ hiện tại chỉ có thể đưa ra được độ sâu của khuyết tật mà không đưa ra được hướng của nó so với tim cọc. Đây chính là một hạn chế rất lớn của phương pháp này vì đối với cọc chịu cả lực ngang thì các vết nứt nhỏ ở vùng chịu nén sẽ ớt bất lợi hơn trong vùng chịu kéo. c. Phạm vi áp dụng : Phương pháp thử động biến dạng nhỏ được xem như là một phương pháp thô chỉ có thể xác định được các khuyết tật lớn như là đất lẫn vào cọc nhiều hoặc đáy cọc kh oan chưa đến độ sâu thiết kế. Trên hình dưới thể hiện hình ảnh của một khuyết tật mà phương pháp này có khả năng phát hiện ra được với độ tin cậy cao. Phương pháp này cũng chỉ thích hợp với các cọc có chiều dài nhỏ hơn 30 lần đường kính. Baker sau nhiều thí nghiệm đã khuyến nghị rằng phương pháp thử động biến dạng nhỏ không nên sử dụng như là phương pháp đầu tiên để kiểm tra độ nguyên vẹn của các cọc khoan nhồi khi mà sức chịu tải đáy cọc chiếm khoảng 40% sức chịu tải của cọc.
128
4.2.5. Ứng dụng một công trình thực tế Cọc khoan nhồi D=1m, l = 44m tại khu công nghiệp Cần Thơ Sau khi kiểm tra ở độ sâu từ 12 – 13m cọc bị khuyết tật tiết diện cọc giảm đến 30%.
10 Vtt Vdo 5
) s / m m ( 0 c è t -5 n Ë V -5
-10
0
) m ( o r h n Ý k n ¸ B
0
5
2
4
10
Ph¶n håi 6 8
15
20
§é s©u (m) 10
12
14
16
18
20
§é s©u (m)
4.3. Phương pháp siêu âm truyền qua 4.3.1 Giới thiệu chung - Siêu âm là dao động cơ học đàn hồi truyền đi trong môi trường vật chất với tần số dao động từ 20kHz trở lên. - Kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi, cọc barrete bằng phương pháp xung siêu âm là thực hiện phương pháp kiểm tra không phá huỷ cho phép xác định tính đồng nhất, các biến dạng và khuyết tật của bê tông trong phạm vi từ điểm phát đến điểm thu - Trong mọi trường hợp khuyết tật của bê tông cọc khoan nhồi hoặc cấu kiện móng được phát hiện bằng phương pháp xung siêu âm cần được hiểu đây là sự cảnh báo hoặc sự xác định gián tiếp về tồn tại khuyết tật trong bê tông. Để khẳng định và đánh
129
giá đặc điểm khuyết tật cần kết hợp thực hiện thêm các phương pháp khác như: khoan lấy mẫu ở lõi bê tông, thí nghiệm nén mẫu bê tông vv.. 4.3.2. Nguyên lý cơ bản : - Sóng siêu âm có khả năng tập trung năng lượng vào một phạm vi nhỏ hẹp trên nguyên tắc tận dụng các hiện tượng phản xạ, khúc xạ, nhiễu xạ,… - Sóng siêu âm có khả năng tập trung năng lượng cao nên tạo được biên độ dao động lớn cho các hạt trong môi trường có sóng truyền qua. - Để nghiên cứu, đánh giá chất lượng của vật liệu bê tông, người ta có thể đo đạc các thông số sau : + Tốc độ (hay thời gian truyền sóng) + Mức độ khuyếch tán năng lượng siêu âm trong môi trường . + Độ tập trung sóng sau khi qua môi trường. - Quá trình thí nghiệm được thực hiện bằng cách đo tốc độ (thời gian) truyền sóng từ 2 điểm cố định trong suốt chiều dài cọc : - Đầu phát và đầu thu sóng sẽ được thả song song cùng cao độ suốt chiều dài thân cọc theo các ống đặt sẵn dọc thân cọc trước khi đổ bê tông. - Thời gian truyền sóng qua vật liệu cọc giữa 2 đầu dò và hiển thị trên màn hình vi tính - Từ đó, có thể nhận biết các khuyết tật dựa vào tín hiệu truyền sóng : thời gian truyền sóng tăng đột ngột hoặc mất tín hiệu hoàn toàn. 4.3.3. Thiết bị sử dụng và các bước kiểm tra : a. Đầu đo : - Một đầu phát có khả năng biến đổi những dao động điện thành các dao động cơ học với tần số cao. - Đầu thu có chức năng biến đổi những dao động cơ học do đầu phát phát ra thành những tín hiệu điện - Cả đầu phát và đầu thu thường có yêu cầu như nhau về kích thước (đường kính của đầu đo từ 25 mm đến 30 mm),về khả năng chống thấm và tần số dao động.Thông thường tần số xung của đầu đo nằm trong phạm vi từ 20 kHz đến 100 kHz b. Bộ phận đo chiều dài : - Bánh xe đo tốc độ kéo có chức năng đo chiều dài của mỗi mặt cắt thí nghiệm theo nguyên lý cảm ứng từ hoặc hiệu ứng quang điện. Khi thí nghiệm tốc độ kéo của đầu đo được qui định phù hợp theo khả năng của mỗi loại máy khác nhau. Sai số cho phép của phép đo độ sâu được chọn lấy giá trị nào lớn hơn trong hai giá trị sau : 1/500 chiều sâu ống đo hoặc 5cm.
130
Hai cuộn dây cáp tín hiệu nối với đầu phát và đầu thu để truyền tín hiệu từ đầu đo lên khối máy chính trên suốt chiều dài mặt cắt thí nghiệm. Các cuộn dây cáp điện và cáp tín hiệu còn lại nối bộ phận đo tốc độ kéo với khối máy chính. -
Thi ế t b ị thu nh ậ n tín hi ệ u
c. Bộ phận lưu trữ và hiển thị số liệu : - Khối máy chính là một máy tính gồm có: màn hình hiển thị số liệu, các đĩa cứng chứa chương trình điều khiển và lưu trữ số liệu thí nghiệm, các nút điều khiển và bàn phím thao tác - Yêu cầu về dung lượng và bộ nhớ của máy phải đủ lớn, số liệu thí nghiệm phải được tự động cập nhật và truyền tải qua máy tính để xử lý và lưu trữ lâu dài. Các thông tin thu được ngay trong quá trình thí nghiệm phải được hiển thị dưới dạng biểu bảng hoặc đồ thị
131
Hoäp å
ñieàu
Thieát bò ño ñoä saâu
Coïc thöû
Ñaàu Phaùt
Höôùng truyeàn soùng
Maùy in
Maùy tính xöû lyù soá lieäu
Ñaàu thu
Hình 5-2: Sô ñoà caáu taïo thieát bò phuông phaùp sieâu aâm.
d. Các bước kiểm tra : Các ống dẫn phải được đặt sẵn trước khi đổ bê tông cọc; Hạ đầu phát và đầu thu xuống hai ống chứa đầy nước sao cho chúng luôn ở cùng độ sâu; Phát xung siêu âm từ đầu phát và nhận tín hiệu từ đầu thu; Đo thời gian truyền sóng giữa hai đầu đo trên suốt chiều cao của ống đặt sẵn. Đồng thời thiết bị sẽ tự động ghi lại độ sâu của các đầu đo. Ghi lại biến thiên của tín hiệu thu được. e. Bố trí ống đo : Các ống thép hoặc nhựa được đặt dọc trong cọc nhờ việc gắn chúng với cốt thép dọc trước khi đổ bê tông. Trong phương pháp này nên đặt nhiều hơn 2 ống tuy nhiên không nên quá nhiều vì điều đó sẽ ngăn cản bê tông chảy xuống phía dưới trong quá trình thi công. Các hãng có kinh nghiệm thi công cho rằng nên đặt các ống đều đặn xung quanh lồng cốt thép, buộc vào phía trong lồng, cứ 0,3 m của đường kính cọc thì sử dụng một ống dò thẳng đứng. Theo các Tiêu chuẩn của Việt Nam cũng như các nước thì số lượng ống chủ yếu phụ thuộc vào đường kính cọc. Theo TCXD 206:98 Cọc khoan nhồi-yêu cầu chất lượng thi công, điều 5.6 quy 132
định như sau : D 600 mm
600 < D < 1200
: : :
2 ống (hoặc một ống nếu ở giữa cọc khi đầu phát và đầu thu nằm trên cùng một trục) 3 ống 4 ống
D > 1200 mm Tiêu chuẩn Trung Quốc quy định : 2 ống : D < 350 mm : 3 ống 350 < D < 800 : 4 ống D > 800 mm Tiêu chuẩn Mỹ ASTM -D6760 quy định số ống tối thiểu như sau: Bảng : Số lượng ống tối thiểu trong phương pháp siêu âm theo ASTM-D6760 Đường kính Số lượng Khoảng cách cọc ống các ống 2 ống 180 độ D 0.75 m 3 ống 120 độ 0.75 < D 1.0 m 4 ống 90 độ 1.0 < D 1.5 m 6 ống 60 độ 1.5 < D 2.5 m 8 ống 45 độ D > 2.5 m
Ống phải có đường kính phù hợp để cho phép đặt các đầu dò vào trong nó (từ 25 đến 52 mm, phụ thuộc vào kích thước của đầu dò), và thường được kéo hết chiều dài của cọc và được bịt phía dưới để ngăn không cho bê tông chui vào. Các ống thép thường được dùng nhiều hơn ống nhựa bởi vì bê tông có xu hướng tách ra nhanh hơn đối với ống nhựa. Nếu sử dụng ống nhựa, phương pháp này chỉ nên thực hiện trong vòng vài ngày đổ bê tông. ống nhựa có thể được sử dụng cho cả phương pháp kiểm tra dùng lỗ thẳng đứng dùng âm và siêu âm và phương pháp tia gamma. Khi sử dụng ống thép thì sẽ mất nhiều thời gian hơn, do đó nó không phù hợp với phương pháp tia gamma. Trước khi kiểm tra các ống phải được đổ đầy nước để cho năng lượng có thể truyền từ thành ống đến các bộ dò và ngược lại. Nước trong ống cũng giúp giữ ổn định nhiệt độ trong ống để tránh sự bong bê tông ra khỏi ống. Trên hình dưới là ảnh chụp của lồng cốt thép có gắn các ống nhựa để thực hiện phương pháp kiểm tra này.
133
Hạ các đầu dò xuống lỗ khoan f. Tỷ lệ cọc cần kiểm tra : Số lượng cọc cần kiểm tra (theo đó là số lượng cọc cần đặt sẵn ống ) tùy thuộc vào trình độ công nghệ thi công của Nhà thầu, điều kiện địa chất công trình, địa chất thuỷ văn, tầm quan trọng của công trình. Theo TCVN- 206: 98 Cọc khoan nhồi - Yêu cầu chất lượng thi công thì số lượng cọc cần kiểm tra không ít hơn 25% số cọc thi công và có kết hợp với các phương pháp kiểm tra khác. Theo Tiêu chuẩn Pháp thì số lượng cọc cần kiểm tra phụ thuộc vào số lượng cọc trong móng và cách thức tiếp nhận lực của cọc. Tuy nhiên, theo các khuyến nghị thì nên đặt sẵn ống ở tất cả các cọc thi công, còn số lượng chính xác các cọc cần kiểm tra thì sẽ được quyết định bởi kỹ sư Tư vấn sau khi đã thi công xong. Nếu xuất hiện các khuyết tật nghiêm trọng thì kỹ sư Tư vấn có thể yêu cầu tăng số lượng cọc kiểm tra lên. Trong trường hợp này thì nếu các ống không được đặt sẵn trước thì phải thực hiện khoan để đặt đầu dò vào. Công việc này là rất khó khăn, tốn kém và nhiều khi không thể thực hiện được . 4.3.4 Trình tự tiến hành a. Công tác chuẩn bị thí nghiệm : Trước khi tiến hành thí nghiệm cần thu thập các thông tin liên quan đến cọc hoặc cấu kiện móng thí nghiệm như sau : - Tên công trình, hạng mục; - Vị trí của cọc hoặc cấu kiện móng trên bản vẽ thi công; - Cao độ đáy và đỉnh cọc hoặc cấu kiện móng; - Diện tích mặt cắt ngang của cọc hoặc cấu kiện móng; - Ngày đổ bê tông; - Số lượng ống đo siêu âm được đặt trong một cọc hoặc cấu kiện móng; - Các sự cố trong quá trình đổ bê tông (nếu có).
134
Ống đo được cắt hở ra, đầu ống phía trên phải cao hơn mặt bê tông ít nhất là 0.2 m. Cần kiểm tra độ thông suốt của các ống đo trước khi tiến hành thí nghiệm. Xác định cao độ mép trên của các ống và khoảng cách giữa tâm các ống theo tổ hợp các mặt cắt cần tiến hành thí nghiệm. Trong trường hợp không thể đo được trực tiếp khoảng cách giữa tâm các ống thì cho phép xác định theo bản vẽ thiết kế .Vị trí của các ống phải được thể hiện trên bản vẽ có đánh số thứ tự theo chiều kim đồng hồ và hướng bắc nam
Sơ đồ bố trí ống đo siêu âm đối với các cấu kiện móng khác nhau Tiến hành thí nghiệm : - Lắp đặt và kết nối thiết bị chuẩn bị cho thí nghiệm. Sau khi việc kết nối hoàn thành, kiểm tra nguồn điện và khởi động máy. - Hiệu chỉnh tín hiệu thu phát khi bắt đầu thí nghiệm được đảm bảo theo hai điều kiện sau: + Đầu thu và đầu phát được thả vào trong lòng ống đo, tại một độ sâu dự định để điều chỉnh tín hiệu các đầu đo này phải luôn đặt cùng một cao độ. + Tín hiệu được điều chỉnh sao cho thời gian truyền xung siêu âm từ điểm phát đến điểm thu là tối thiểu và biên độ thu được của tín hiệu xung là lớn nhất.
Trong quá trình thí nghiệm đầu đo dịch chuyển từ đáy lên đỉnh cọc (hình 1).Cả đầu thu và đầu phát cùng được kéo lên với một vận tốc tính trước phù hợp với chiều dài cọc và khả năng của thiết bị, các ống đo phải đảm bảo luôn đầy nước, tín hiệu xung siêu -
135
âm được hiển thị trên màn hình theo chiều dài của mỗi mặt cắt thí nghiệm và được ghi lại thành tệp số liệu. Kết quả thí nghiệm thu được thông thường bao gồm các số liệu cơ bản sau: + Thời gian truyền xung, tần số và biên độ xung tại các độ sâu thí nghiệm từ điểm phát đến điểm thu. + Chiều dài của mỗi mặt cắt thí nghiệm.
Sơ đồ bố trí đầu thu, phát xung siêu âm để xác định vị trí và hình dạng khuyết tật 4.3.5. Phân tích kết quả thí nghiệm Trên cơ sở các kết quả đo khoảng cách giữa tâm hai đầu đo (khoảng cách giữa tâm hai ống đo cùng một mặt cắt thí nghiệm) và thời gian truyền xung giữa hai đầu đo đó, vận tốc truyền xung siêu âm trong bê tông tại một độ sâu thí nghiệm được tính theo công thức: V
L
T
Trong đó: V- Vận tốc truyền xung siêu âm, m/s; L - Khoảng cách giữa tâm hai đầu đo, m; T - Thời gian truyền xung siêu âm qua chiều dài L, s. Sai số cho phép về thời gian truyền xung thu được theo các độ sâu khác nhau sau khi đã hiệu chỉnh không vượt quá 1%, sai số biên độ xung không vượt quá 5%. Phần mềm để xử lý kết quả phải có khả năng xử lý hoặc loại bỏ nhiễu trong kết quả thí nghiệm.
136
Tại hiện trường có thể sơ bộ đánh giá kết quả đo về tính đồng nhất của bê tông cọc dựa theo biểu đồ tín hiệu thời gian hoặc vận tốc truyền xung siêu âm thu được theo suốt chiều dài mặt cắt thí nghiệm. Khi thấy có sự giảm vận tốc truyền xung (giảm ≥ 20%) hoặc tăng thời gian truyền xung (tăng ≥ 20%), thì phải thí nghiệm lại ở cao độ của vị trí đó để khẳng định khuyết tật. Để đánh giá tính đồng nhất và vị trí khuyết tật của bê tông cọc khoan nhồi hoặc cấu kiện móng thí nghiệm nên kết hợp các đặc trưng của xung siêu âm ghi nhận được như : vận tốc, biên độ, năng lượng, thời gian truyền xung siêu âm. Báo cáo kết quả đo phải bao gồm tối thiểu các thông tin sau : Tiêu chuẩn sử dụng; Tên cơ quan và người chịu trách nhiệm thực hiện đo; Mặt bằng công trình và vị trí, ký hiệu móng và cọc thí nghiệm; Đặc điểm của cọc thí nghiệm :
- Ngày đổ bê tống và sự cố (nếu có) đã xẩy ra; - Cao độ mặt bằng và cao độ đáy cọc đã đưa về hệ cao độ quy ước; - Kích thước tiết diện cọc kèm theo các biên bản thi công và nghiệm thu trên hiện trường; Xác định vị trí các ống đo đã được đánh số trên bản vẽ, có ghi cao độ chính xác và gắn theo hướng Bắc chuẩn hoặc hướng thượng lưu -hạ lưu sông; Các số liệu quy về cao độ quy ước của các đầu đo trên của các ống đo; Đồ thị biểu diễn quan hệ giữa thời gian truyền tín hiệu và đầu thu và chiều sâu đo; Nhận xét có liên quan đến kết quả thí nghiệm đặc biệt là sự giảm của biên độ tín hiệu thu được; các sự cố và các thao tác trong quy định không lường được trước và có khả năng ảnh hưởng đến kết quả đo; Hồ sơ kiểm định ( so với chuẩn) của thiết bị đo. b. Phân tích kết quả đo : Từ kết quả đo kiểm tra theo phương pháp này có thể đánh giá được độ đồng nhất thân cọc cũng như phạm vi khuyết tật. Đánh giá độ đồng nhất thân cọc: Sự đồng nhất thân cọc được hiểu là đồng đều về mặt chất lượng bê tông thân cọc dọc theo chiều dài cũng như trên toàn tiết diện ngang của cọc. Để đánh giá sự đồng nhất người ta dựa vào các đặc trưng âm ghi nhận được như : vận tốc, biên độ, năng lượng và thời gian truyền hoặc dựa vào hình dáng của 137
sóng âm thu nhận được. Trong Bảng trình bày cách đánh giá chất lượng bê tông theo một số đặc trưng sóng âm. Bảng : Đánh giá chất lượng bê tông thân cọc theo đặc trưng sóng âm (Theo kinh nghieọm cuỷa Liu xin Lu (TQ 1997)) Chất lượng Thời gian truyền Biên độ Hình dạng sóng Đều đặn, không đột Không bị suy giảm Tốt Bình thường biến lớ n Phân tầng Tăng lớn Có suy giảm Biến đổi lạ Nứt gãy Tăng đột biến Suy giảm rõ rệt Biến đổi lạ Theo các Tiêu chuẩn của Mỹ, nếu biểu đồ vận tốc (thời gian) truyền sóng âm biến đổi cục bộ lớn hơn 20% thì có thể là có khuyết tật lớn. Tuy nhiên các Tiêu chuẩn này cũng có lưu ý là khi kiểm tra thấy hiện tượng này thì phải tiến hành kiểm tra lại một cách kỹ lưỡng với bước kiểm tra ngắn hơn. Ngoài ra có thể do sai sót khi lắp đặt ống, ống không thẳng dọc theo chiều dài cọc do đó với mức độ biến đổi khoảng 20% thì vẫn còn có thể chấp nhận được.
Thêi gian truyÒn
N¨ng l- îng
Bª t«ng tèt KhuyÕt tËt lín
KhuyÕt tËt nhá Bª t«ng tèt
Đánh giá chất lượng bê tông qua tín hiệu thu được Xác định vị trí và phạm vi khuyết tật : Việc xác định vị trí khuyết tật bê tông thân cọc (hang hốc, nứt gãy, xốp rống, thay đổi tiết diện hay lẫn bùn đất...) được 138
thực hiện trên cơ sở các biểu đồ biến đổi vận tốc truyền âm theo độ sâu. Dựa theo tung độ chỉ độ sâu có thể xác định được vị trí và phạm vi phân bố theo chiều sâu của khuyết tật đó trong phạm vi một mặt cắt đang xem xét. Việc kết hợp nhiều mặt cắt khảo sát có thể xác định được phạm vi không gian của khuyết tật. Trong trường hợp cần thiết, sau khi đã xác định vùng nghi có khuyết tật có thể dùng phương pháp quét tia sóng âm theo cả hai phía để xác định phạm vi khuyết tật. Nguyên lý của phương pháp này là cố định một đầu đo tại vị trí có khuyết tật, đầu kia di chuyển theo phương đứng để nhận các tia quét. Tại từng vị trí đo phải tính được khoảng cách truyền sóng âm (khoảng cách giữa hai đầu đo theo đường chéo).
C¸c ®Çu dß ®Æt trong c¸c èng ë cïng ®é s©u
C¸c ®Çu dß ®Æt trong mét èng
C¸c ®Çu dß ®Æt trong hai èng ë c¸c ®é s©u kh¸c nhau
Sơ đồ bố trí các phương án siêu âm truyền qua để xác định vị trí, kích thước khuyết tật Xác định cường độ bê tông thân cọc: Phương pháp kiểm tra chất lượng bê tông cọc bằng siêu âm truyền qua không cho thông tin về cường độ (hoặc các đặc trưng cơ học khác như môđun đàn hồi, hệ số Possion). Muốn có được các thông tin này, ở các công trường lớn (với khối lượng bê tông nhiều) phải tiến hành xây dựng các tương quan giữa đặc trưng cơ học nào đó (cần dùng nó trong kiểm soát chất lượng ) với vận tốc siêu âm. Trong trường hợp cần có những số liệu sơ bộ về chất lượng hoặc cường độ bê tông thông qua các đặc trưng sóng âm có thể tham khảo các bảng dưới. Cần kiểm tra lại số liệu này trong điều kiện thực tế bằng cách lấy mẫu bê tông trước khi đổ bê tông vào cọc, khoan lấy lõi bê tông thân cọc hoặc dùng súng bật nẩy với phần bê tông lộ trên mặt đất. Năm 1966, Whitehurst đã xây dựng bảng đánh giá chất lượng bê tông thân cọc qua tốc độ xung siêu âm như sau: 139
Bảng : Đánh giá chất lượng bê tông thân cọc qua vận tốc xung Tốc độ xung ( m/s) Đánh giá chất lượng Trên 4570 Rất tốt Tốt 3660 4570 Nghi ngờ 3050 3660 Kém 2135 3050 Dưới 2135 Rất kém Bằng các thí nghiệm trong phòng, trong các điều kiện khác nhiều so với thực tế, năm 1984, J.C.Tijou đã xây dựng mối tương quan giữa cường độ bê tông và vận tốc âm như sau : Bảng : Quan hệ giữa cường độ bê tông và vận tốc âm Vận tốc âm Cường độ nén Vận tốc âm Cường độ nén ( m/s) ( MPa) ( m/s) ( MPa) 35 25 3750 4000 3250 3500 30 20 3500 3750 3000 3250 Theo tổng kết từ các kinh nghiệm thực tiễn, Tiêu chuẩn Trung Quốc đã đưa ra bảng đánh giá chất lượng bê tông thân cọc theo vận tốc siêu âm truyền qua như sau : Bảng : Đánh giá chất lượng bê tông thân cọc qua vận tốc siêu âm Vận tốc âm < 2000 > 4000 20003000 30003500 35004000 (m/s) Chất lượng Kém Trung bình Rất kém Tốt Rất tốt bê tông Cấp chất V IV III II I lượng cọc 4.3.6 Ưu nhược điểm và phạm vi áp dụng : a. Ưu điểm: Phương pháp kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi bằng siêu âm truyền qua có các ưu điểm nổi bật sau : Có thể xác định được độ đồng nhất thân cọc; Có thể xác định được vị trí của các khuyết tật theo chiều sâu cọc cũng như tiết diện thân cọc (nếu số lượng ống đặt trong chu vi cọc là đủ ); Các kết quả có thể diễn tả được một cách trên màn hình; Số liệu được đo theo suốt chiều sâu thân cọc. Sử dụng các ống này còn có thuận lợi là nó có thể được dùng như là một ống dẫn để lấy mẫu ở đáy cọc để kiểm tra tiếp xúc đáy cọc và đất nền, và chúng cũng có thể 140
được sử dụng để bơm vữa đáy cọc nếu cần thiết. Phương pháp siêu âm truyền qua hay bất kỳ một phương pháp nào khác sử dụng các ống này đều không đắt và có thể thực hiện nhanh chóng. Nếu sử dụng nhiều hơn hai ống thì bằng việc thu nhận và phân tích các dữ liệu âm thanh giữa từng cặp ống với nhau thì có thể xác định được kích thước cũng như hướng của khuyết tật so với tim cọc. Đây chính là ưu điểm vượt trội của phương pháp này so với phương pháp phản hồi âm thanh đã trình bày ở trên. b. Nhược điểm : Phương pháp này không thể hiện chất lượng tiếp xúc mũi cọc với đất nền; Cần phải đặt sẵn các ống dò vào trước khi đổ bê tông làm khó khăn cho công tác đổ bê tông và tăng giá thành xây dựng; Khó có thể xác định được các khuyết tật nằm ở ngoài lồng cốt thép, cũng như các khuyết tật nằm ở xa đường thẳng giữa các đầu đo. Ngoài ra p hương pháp này chỉ có thể xác định được các khuyết tật lớn còn các khuyết tật nhỏ thì phương pháp này khó phát hiện. c. Phạm vi áp dụng : Tần số của sóng âm càng cao thì thì càng có thể phát hiện được các khuyết tật nhỏ hơn. Cũng như trong phương pháp phản hồi âm thanh, khuyết tật nhỏ nhất có thể phát hiện được là vào khoảng 1/4 bước sóng của tín hiệu truyền. Để đạt được độ chính xác cao, nên sử dụng âm thanh có tần số trong dải siêu âm tức là khoảng từ 40 đến 60 KHz. Với tần số 60 KHz, có thể phát hiện được khuyết tật nhỏ hơn 19 mm trong bê tông bình thường với vận tốc âm khoảng 4000 m/s. Kích thước này xấp xỉ kích thước của cốt liệu to nhất trong bê tông. Nếu tần số âm lớn hơn 60 KHz, kích thước của các cốt liệu riêng lẽ trong bê tông sẽ ảnh hưởng đến kết quả, do đó người ta đã đưa ra giới hạn về tần số âm trong phương pháp này. Tần số tín hiệu cao hơn cũng có xu hướng tiêu tán nhanh hơn so với các tín hiệu có tần số thấp và do đó có thể không thể thu nhận tốt. Nếu các ống ở quá xa nhau hoặc vì một lý do nào đó bê tông truyền âm kém, hoặc nếu cốt liệu thô trong bê tông quá to thì sử dụng sóng âm (tần số bé hơn 20 KHz) sẽ cho kết quả tốt hơn sóng siêu âm.
4.3.7 Ứng dụng cho một công trình cụ thể : Thí nghiệm kiểm tra chất lượng cọc bằng phương pháp siêu âm Công trình : Trường Trung Học Tư Thục Sao Việt Vstar Địa điểm : Phường tân Hưng – Q.7 – Tp.HCM. Cơ quan thí nghiệm : ADCOM Co,.Ltd Hạng mục thực hiện : Siêu âm cọc khoan nhồi Phương pháp TH : Siêu âm (Crosshole Sonic Logging) 141
Tiêu chuẩn thực hiện : ASTM C597-95; BS 1881-Part 203-1986. Thiết bị thử : PDI Pile Dynamics, Inc. Mục tiêu của công tác thí nghiệm : Trong quá trình thi công cọc khoan nhồi rất có thể mắc phải các khuyết tật sau: - Rỗ do độ sụt hoặc phương pháp đổ bê tông không thích hợp - Phân lớp do mất nước xi măng hoặc do quy trình đổ bê tông không đúng; - Cọc bị rạn nứt do co ngót bê tông hoặc do va chạm khi đào móng. - Lẫn vật liệu lạ như bùn, đất, cát,…trong lúc đổ bê tông. - Cọc bị thu hẹp hoặc phình ra do sập lở thành vách. Là loại kết cấu bê tông đổ tại chỗ, chìm sâu trong lòng đất không thể thị sát bằng mắt thường, cọc khoan nhồi khó có thể đánh giá là chính xác chất lượng nếu không có các biện pháp thí nghiệm kiểm tra hỗ trợ khác. Phương pháp dò siêu âm bằng cách đo ghi chụp lại toàn bộ thân cọc qua các mặt cắt cứ 5cm một theo suốt chiều dài cọc của thiết bị PDI Pile Dynamics do hãng PDI-Hoa Kỳ sản xuất sẽ cho một bức tranh toàn cảnh bê tông cọc và bằng trực quan có thể xác định chính xác vị trí và mức độ khuyết tật. Thiết bị thí nghiệm : Thiết bị dò siêu âm PDI Pile Dynamics do hãng PDI -Hoa Kỳ sản xuất gồm : + Máy chính kết hợp máy tính xách tay tạo xung và ghi lại các tín hiệu đo được + Đầu phát và đầu thu nối với máy chính bằng 2 cuộn dây + Con lăn đo chiều sâu + Dây đấu với máy tính để chuyển đổi số liệu + Phần mềm xử lý v2 in kết quả. Báo cáo kết quả thí nghiệm : - Đặc điểm cọc thí nghiệm : Thứ tự
Tên cọc
Đường kính cọc (mm)
Số ống siêu âm (ống)
1 2
P158 P177
800 800
3 3
142
-
Kết quả siêu âm cọc : * CỌC P158 :
143
144
CỌ C P177 :
145
146
4.4. Phương pháp tia Gamma 4.4.1 Cơ sở của phương pháp : Cường độ của chùm tia gamma sau khi truyền qua một lớp vật chất được xác định bằng công thức: I
Trong đó :
I 0 .e
m . . x
. B ;
m- hệ số hấp thụ khối, m2/g; - mật độ vật chất, g/cm;
I0 - cường độ chùm bức xạ tới; x - chiều dày lớp vật chất; B - hệ số Build-up. Như vậy giữa cường độ bức xạ I ghi nhận được và mật độ của vật chất có mối quan hệ đơn vị và có thể viết gọn theo công thức : I K 0 . exp( K 1 . ) ;
Trong đó :
K 0 và K 1 là các hệ số đặc trưng của thiết bị đo, xác định bằng thực nghiệm trên mẫu chuẩn mật độ.
4.4.2 Thực hiện kiểm tra : Trong phương pháp tia gamma một nguồn phóng xạ ion được hạ xuống một ống dẫn. Như đã trình bày ở trên, ống dẫn này không nên làm bằng thép vì nó có thể ngăn cản lượng tử ánh sáng ( photon) của tia gamma xuyên qua bê tông. Thiết bị chứa nguồn phóng xạ cũng có thể chứa cả bộ thu tia gamma được thể hiện trên hình dưới. Số lượng photon của tia gamma trong một đơn vị thời gian được phát ra từ hạt nhân của các phân tử tác động vào vật liệu xung quanh ống và phản xạ tới bộ thu với một mức năng lượng nhất định có liên quan tới tỷ trọng của vật liệu xung quanh ống. Nếu tỷ trọng của bê tông giảm lớn so với tỷ trọng trung bình của bê tông trong một đoạn cọc thì có thể đã có các khuyết tật trong bê tông ở độ sâu đó.
147
1 4 5
3
6
7
ống 2
Vùng phân tích
Sơ đồ kiểm tra cọc bằng phương pháp tia gamma 1- Nguồn phóng xạ; 2-Đầu dò; 3-Bộ kéo cơ học; 4 -Bộ đo chiều sâu; 5-Bộ điện tử; 6-Bộ giao diện; 7- Máy tính. Tuy nhiên thể tích bê tông xung quanh mà ống có thể phân tích được là khá nhỏ. Nói chung là các thiết bị không thể xác định được tỷ trọng bê tông ở những điểm cách xa thành ống hơn 100 mm. Do các ống không thể đặt ở phạm vi 200 mm so với tim cọc ( và cũng không nên nếu cọc đủ nhỏ để có thể đặt được ), các kỹ sư phải thay thế bằng việc xác định tỷ trọng bê tông bằng việc lấy các mẫu xung quanh chu vi lồng thép. Trên hình dưới thể hiện các kết quả phân tích của phương pháp này trên một cọc có gắn 4 ống dẫn (đường kính lồng thép là 1.22 m). Bê tông cọc được đổ trong dung dịch vữa khoan. Trên hình có thể thấy phần bê tông gần đáy cọc có tỷ trọng thấp, có thể là do trộn lẫn giữa bê tông và dung dịch vữa hoặc chất cặn lắng. Đối với cọc này thì sự giảm tỷ trọng bê tông một lượng bé như thế chưa thể khẳng định là có khuyết tật hay không. Tuy nhiên ở trên đoạn cao hơn của cọc, ta thấy được sự giảm mạnh của tỷ trọng chứng tỏ rằng đã có khuyết tật ở đó. Phaùm vi beõ toõng maứ phửụng phaựp tia kieồm tra phuù thuoọc vaứo ủoọ lụựn cuỷa coõng suaỏt phaựt xaù, noựi chung beõ toõng trong phaùm vi laỏy ủaàu doứ laứm tim coự baựn kớnh 100 – 150 mm. Do ủoự: - Coùc coự D <= 0.6 m, boỏ trớ 2 oỏng; - Coùc coự D = 0.6 – 1.0 m, boỏ trớ 3 oỏng; - Coùc coự D >1.0 m, boỏ trớ 4 oỏng.
148
Träng l- îng riªng (kg/m3)
) m ( u © s é §
Một kết quả điển hình 4.4.3 Ưu điểm và nhược điểm
a. ¦Ưu điểm - Có thể tiến hành kiểm tra ngay sau khi đổ bê tông, không cần yêu cầu tuổi của bê tông. - Xác định được khuyết tật giữa các ống khá chuẩn, không bị hạn chế độ sâu. - Quá trình kiểm tra tương đối nhanh, có thể xem kết quả ngay trên màn hình vi tính. b. Nhược điểm: - Phải đặt trước các ống hoặc phải khoan lỗ, - Có khả năng lây nhiễm phóng xạ.
149
4.5. Phương pháp thử động biến dạng lớn (PDA) 4.5.1 Giới thiệu chung : Phương pháp thử biến dạng lớn là phương pháp thử tải trọng động xác định sức chịu tải của cọc dựa trên lý thuyết truyền sóng ứng suất trong thanh đàn hồi. Năng lượng tạo xung phải đủ lớn để gây dịch chuyển của cọc dưới mỗi nhát búa không nhỏ hơn 3 mm, đủ để huy động toàn bộ sức kháng của đất nền.
Biểu diễn vật lý của công thức động cơ bản Trước đây, để xác định sức chịu tải thực tế của hệ cọc -đất, ngoài phương pháp thử tải tĩnh người ta còn hay sử dụng phương pháp thử động đơn giản và cho biết ngay kết quả tại hiện trường. Mô hình chung cho tất cả các công thức động đơn giản như trên h ình. Ta có phương trình cân bằng : Wh
Rs hay R
Trong đó :
Wh / s ;
W - trọng lượng quả búa; h - chiều dài cọc; s - độ lún của cọc; R - sức kháng không đổi của đất. Đây một công thức quá đơn giản dựa trên một mô hình không xét đến các hệ số về điều kiện búa, đệm, vật liệu cọc và đất nền khác nhau. Người ta đã cố gắng đưa ra các công thức thực nghiệm có đưa các hệ số nói trên vào để phù hợp với thực tế hơn. Tuy nhiên đối với các công trình quy mô lớn và có điều kiện đất nền phức tạp thì phương pháp thử động truyền thống này không đáp ứng được các yêu cầu về an toàn và kinh tế. Giữa những năm 60, Viện công nghệ Case đã phát triển và xây dựng phần mềm CAPWAP với mô hình búa cọc đất liên tục và được áp dụng khá rộng rãi gọi là “ Phương pháp thử động biến dạng lớn”. 4.5.2 Nguyên lý của phương pháp : Về cơ sở khoa học, nguyên lý của phương pháp thử động biến dạng lớn và thiết bị phân tích động cọc PDA dựa trên lý thuyết truyền sóng ứng suất trong bài toán va chạm của cọc, các đặc trưng động theo Smith và dựa vào các thành tựu của kỹ thuật điện tử và 150
tin học hiện đại, vv... 4.5.3 Phương trình truyền sóng : Trong phương pháp này giả thiết là cọc đàn hồi đồng nhất; đất nền làm việc dẻo lý tưởng. Từ các kết qủa của lý thuyết phương trình truyền sóng ta có thể xác định được sức kháng tổng cộng của đất khi đóng cọc như sau : R
Trong đó :
F (t1 ) F (t2 )
v (t1 ) v (t 2 )
MC
L
2
R - sức kháng tổng cộng của đất; F - lực đo được tại đầu cọc; v - vận tốc đo được tại đầu cọc; M - trọng lượng cọc; L - chiều dài cọc; C -tốc độ truyền sóng ứng suất trong cọc; t1 - thời điểm va chạm toàn phần (lực va chạm cực đại ); t1 - thời điểm sóng ứng suất đi hết 1 chu kỳ từ đầu cọc đến mũi cọc và phản xạ trở lại.
4.5.4 Phương pháp Case : Xét theo bản chất vật lý ta có : R = R s + R d Trong đó : R - sức kháng tổng cộng của đất; R s- sức chịu tải tĩnh, là giá trị người thiết kế quan tâm và thu được khi thử tải tĩnh, phụ thuộc vào chuyển vị; R d - sức chịu tải động, do việc đóng cọc, sức cản động phụ thuộc vào tốc độ; 4.5.5 Quy trình thí nghiệm : Phương pháp thử động biến dạng lớn được thực hiện theo quy trình ASTM D4945-00 hoặc theo các Tiêu chuẩn riêng do Tư vấn thiết kế quy định. 4.5.6 Thực hiện thử tải và phân tích kết quả : a. Các thiết bị : Thiết bị tạo lực va chạm ( búa nặng gây được dịch chuyển cọc ); Thiết bị đo (lực, gia tốc, chuyển vị ); Thiết bị ghi, biến đổi và trình diễn số liệu. Sơ đồ nguyên lý thử tải theo phương pháp PDA được thể hiện trên hình.
151
Sơ đồ nguyên lý thử động PDA 1. Búa; 2. Cọc; 3. Đầu đo gia tốc; 3A. Máy đo gia tốc; 4. Đầu đo ứng suất; 4A. Máy đo ứng suất; 5. Thiết bị phân tích (máy tính+phần mềm); 6. Máy in kết quả.
b. Các bước tiến hành thí nghiệm : Bắt chặt 2 cặp đầu đo gia tốc và biến dạng vào thân cọc đối xứng qua tim cọc, cách đỉnh cọc tối thiểu 2 lần đường kính cọc. Vào máy các thông số, kiểm tra tín hiệu các đầu đo. Bắt lại đầu đo nếu cần thiết. Dùng búa đóng cọc đóng lên đầu cọc 5 nhát. Kiểm tra chất lượng tín hiệu ghi được của từng nhát búa, nếu tín hiệu không được tốt cho đóng lại. Tắt máy chuyển sang cọc khác. Các đầu đo gia tốc và ứng suất được gắn chặt vào cọc, các tín hiệu từ đầu đo được truyền từ cọc như năng lượng lớn nhất của búa, ứng suất kéo lớn nhất của cọc, sức chịu tải Case-Goble, hệ số độ nguyên vẹn... được quan sát trong quá trình thí nghiệm trên máy tính phân tích và hiển thị. Các số liệu hiện trường được phân tích bằng chương trình CAPWAP ( hoặc Case) nhằm xác định sức chịu tải tổng cộng của cọc, sức chống ma sát của đất ở mặt bên và ở mũi cọc cùng một số thông tin khác về công nghệ đóng và chất lượng cọc.
152
Kết quả phân tích bằng phần mềm CAPWAP Nhờ phần mềm CAPWAP có thể in hoặc biểu thị ra được các kết quả dưới đây : Sức chịu tải của cọc đơn :
-
Sức chịu tải của cọc tại từng nhát búa, từng cao độ ngập đất của cọc; Ma sát thành bên; sức kháng của mũi cọc; Ứng suất trong cọc : Ứng suất nén lớn nhất, ứng suất kéo lớn nhất; Ứng suất nén tại mũi cọc; Sự hoạt động của búa : Năng lượng truyền lớn nhất của búa lên đầu cọc (hiệu quả đóng cọc); Lực tác dụng lớn nhất lên đầu cọc; độ lệch giữa búa và cọc; Tổng số nhát búa; số nhát búa trong một phút;
Chiều cao rơi búa hoặc độ nảy của phần va đập; Hệ số hoàn chỉnh của mặt cắt thân cọc. Như vậy, phương pháp này ngoài việc xác định được sức chịu tải của cọc còn có thể phán đoán mức độ khuyết tật (có tính định tính) của cọc theo hệ số hoàn chỉnh Bảng : Phán đoán mức độ khuyết tật của thân cọc Hệ số Mức độ khuyết tật
1,0
0,8 1,0
0,6 0,8
< 0,6
Hoàn chỉnh
Tốn thất ít
Phá hỏng
Nứt gãy
153
: Báo cáo kết quả thí nghiệm thử động PDA gồm có các nội dung sau : Tên, vị trí công trình. Chủ đầu tư, tư vấn thiết kế/giám sát, nhà thầu thi công cọc, đơn vị thí nghiệm. Số liệu về cọc thí nghiệm như kích thước cọc, ngày đổ bê tông, ngày thí nghiệm. Bảng tổng hợp kết quả thí nghiệm. Các biểu đồ quan hệ lực, vận tốc, sức chịu tải, năng lượng... theo thời gian. Biểu đồ quan hệ tải trọng - biến dạng và các bản tính. Kết luận và kiến nghị. 5.8 Ưu nhược điểm và phạm vi ứng dụng - Thời gian nhanh hơn thử tĩnh, chi phí thấp, thử được nhiều cọc trong ngày. - Lựa chọn được hệ thống đóng cọc hợp lý. - Phương pháp thử động biến dạng lớn nhằm đánh giá sức chịu tải của cọc bằng lý thuyết truyền sóng PDA chỉ chính xác khi năng lượng va chạm ở đầu cọc đủ lớn để huy động toàn bộ sức kháng của đất nền và tạo được biến dạng dư từ 3 – 5 mm. Với cọc khoan nhồi thường sử dụng quả búa nặng từ 9 đến 21 tấn để thử động lực học. - So với phương pháp thử tải trọng tĩnh thì phương pháp này thực hiện nhanh hơn, có thể thực hiện thí nghiệm được nhiều cọc trong cùng một ngày, ít gây ảnh hưởng đến hoạt động thi công ở công trường nhưng lại gây tiếng ồn và chấn động cho khu vực lân cận. - Phương pháp này có thể kiểm tra được cả mức độ hoàn chỉnh và đánh giá được sức chịu tải của cọc, nhất là chiều dài, cường độ và độ đồng nhất của bê tông. - Phương pháp thử động biến dạng lớn không thay thế hoàn toàn được phương pháp thử tĩnh. Nhưng các kết quả thử động biến dạng lớn sử dụng thiết bị phân tích đóng cọc - PDA được phân tích chi tiết, so sánh với thử tĩnh và phân tích CAPWAP tương đương sẽ giúp giảm bớt thử tĩnh. - Đối với các công trình dưới nước như móng cảng, cầu...hoặc các dự án nhỏ mà việc thử tĩnh gặp khó khăn với điều kiện thi công, thời gian chờ đợi làm tăng chi phí thử tải cọc. Khi đó việc thử động biến dạng lớn bằng thiết bị phân tích đóng cọc – PDA là rất thích hợp. - Sử dụng thiết bị phân tích đóng cọc - PDA giúp ta kiểm soát được chất lượng cọc trong quá trình thi công. Theo dõi những vấn đề có thể xảy ra đối với búa, cọc, đất sẽ sớm phát hiện được các sự cố để xử lý kịp thời những vấn đề ảnh hưởng đến tiến độ thi công và giảm được chi phí, rủi ro. - Dễ dàng kiểm soát được sự hồi phục hay giãn ra của đất sau khi đóng đi và vỗ lại. Xác định được sức chịu tải của cọc tại từng nhát búa, từng cao độ đặt mũi trong quá trình đóng cọc. Qua đó, lựa chọn được chiều dài cọc phù hợp. 4.5.7 Báo cáo kết quả
154
CHƯƠNG 5: XỬ LÍ VÀ GIA CỐ ĐẤT NỀN Khi công trình đặt trên nền đất yếu (sét, sét mềm, bùn sét, cát mịn bảo hòa nước) không đủ khả năng chịu lực hay biến dạng quá lớn thì cần phải xử lí nền đất trước khi xây dựng công trình. 5.1. Đệm vật liệu rời (đá, sỏi, cát) - Sử dụng phù hợp cho công trình vừa, nhỏ, nhà công nghiệp trên nền đất yếu có chiều dày lớp đất yếu nhỏ hơn 5m. Dùng lớp đệm để thay thế toàn bộ lớp đất yếu; - Làm tăng sức chụi tải của nền đất (được thay bởi lớp đất tốt hơn) ; - Làm giảm độ biến dạng ; - Làm tăng khả năng chống trượt khi có tải trọng ngang ; - Ưu điểm: sử dụng vật liệu địa phương, phương pháp thi công đơn giản - Khuyết: thích hợp cho công trình nhỏ; công trình bên cạnh ao, hồ, sông, biển thì cần phải có biện pháp ngăn ngừa hiện tượng cát chảy. Khi mực nước ngầm cao thì dùng ’ nên không hiệu quả. Tính toán lớp đệm cát a. Xác định h đ N tt
D f h
pgl
b
hđ bđ
bt1
z2
Hình 4.1 Tính toán lớp đệm cát
* ĐK 1: bt + 1
z
Rtc(Df + hđ) RII (Df + hđ) bt1 = Df + đ hđ z2 : Ư/s do tải trọng ngoài tại đáy lớp đệm 2 = k 0 pgl = k 0 (p - Df ) k 0 = f (l/b, z/b) 2
155
R II
m1m2 k tc
[ Ab z B( D f
hđ )
*
Dc]
bz : bề rộng móng tính đổi - Móng băng: b z
N
- Móng chữ nhật: b z
tc
2 l
Fz
a
2
a
a = (l-b)/2 Fz
N
tc
2
* ĐK 2: S = Sđệm + Sđất Sgh Từ ĐK 1 và ĐK 2 ta xác định được h đ - Để đơn giản hơn, ta có thể chọn h đ rồi kiểm tra lại đk1 và đk2. h đ được chọn + bằng bề dày lớp đất yếu và 3m + chọn gần đúng hđ = k b; k (l/b; R 1/R 2); R 1 (R Df) , R 2 (R Df+hđ): áp lực tiêu chuẩn trên lớp đệm, dưới lớp đệm (đất yếu). R 1: Cường độ của lớp đệm R 2: Cường độ của đất bên dưới lớp đệm R1/R2 6 l/b = 1 5
4 l/b = 2 3 l/b = 00 2 1 0.5
1
K 1.5
Hình 4.2 Biểu đồ xác định hđ
b. Xác định b đ : Bề rộng đáy lớp đệm vật liệu rời với gải thiết góc truyền ứng suất nén trong nền đất là đ = 30 350. bđ = b + 2 h đ tan300 Một số vấn đề thi công lớp đệm cát - Đào bỏ hết lớp đất yếu - Dùng loại cát hạt to, trung, hàm lượng chất bẩn 3% - Rải từng lớp dày 20 – 30cm, tưới nước vừa đủ ẩm (W opt) và đầm. 156
- Có thể thay cát bằng các loại đất tốt khác: cát pha sét lẫn sỏi, sỏi đỏ. 5.2 Cọc vật liệu rời (cọc đá, cọc sỏi, cọc cát) Cọc cát là phương pháp xử lí nền đất yếu không lớn lắm và tải trọng công trình trung bình. Tác dụng - Làm cho đất nền nén chặt lại nhờ hệ thống các cọc cát - Tăng sức chịu tải của đất nền - Giảm biến dạng, đặc biệt là biến dạng không đồng đều - Tăng khả năng chống trượt đối với ct chịu tải ngang Ưu điểm - Tận dụng được vật liệu địa phương (cát) - Thiết bị khi công đơn giản - Thời gian thi công (xử lí nền) nhanh Nhược điểm - Sử dụng hiệu quả cho công trình có tải trung bình. Công trình có tải lớn hoặc vùng đất yếu khá lớn thì biện pháp này không khả thi. Phạm vi sử dụng - Các công trình chịu tải trọng không lớn trên nền đất yếu như: gia cố nền nhà kho, gia cố nền đường, gia cố đoạn đường vào cầu, gia cố nền các bến, bãi, ... thường sử dụng cọc vật liệu rời để gia cố nền. - Điều kiện là cọc vật liệu rời phải chịu được tải trọng đứng và chất lượng làm cọc phải ổn định, đồng nhất. a. Cấu tạo cọc vật liệu rời: s =tb c
c c s
As Ac
D
Hình 4.3
Cấu tạo cọc vật liệu rời 157
Các cơ chế phá hoại của cọc vật liệu rời: Tùy thuộc vào địa chất bên dưới đáy vật liệu rời, có ba dạng phá hoại chính:
b.
a. Phaù hoaïi phình ra hai beân
b. Phaù hoaïi caét
c. Phaù hoaïi tröôït
Ma saùt maët beân
Söùc khaùng muõi coïc
Khi coïc raát daøi choáng leân neàn ñaát cöùng
Hình 4.4
Khi coïc ngaén choáng leân neàn ñaát toát
Khi coïc ngaén choáng leân neàn ñaát yeáu
Các dạng phá hoại của cọc vật liệu rời
c. Tính toán cọc vật liệu rời:
- Xác định vùng ảnh hưởng - đường kính hiệu quả: De = 1,13 S Cọc bố trí vuông : Cọc bố trí tam giác đều: De = 1,05 S Trong đó: De : khoảng cách tính toán giữa các cọc; S: khoảng cách thực giữa các cọc - Xác định tỉ diện tích thay thế: as
As As
Ac
As A
as : tỉ diện thay thế As : diện tích ngang của cọc vật liệu rời Ac : diện tích ngang của phần đất yếu xung quanh cọc Tỉ diện thay thế cũng có thể biểu thị bằng đường kính d và khoảng cách S của cọc vật liệu rời: d as C 1 S
2
C1: hằng số phụ thuộc vào vào dạng bố trí cọc. Nếu bố trí hình vuông, C 1 = /4;
Nếu bố trí tam giác đều
C 1 / 2 3
- Xác định ứng suất tác dụng lên cọc và đất: Ứng suất tác dụng lên đất: c
1 (n 1)a s
c
158
Ứng suất tác dụng lên cọc:
s
n
1 (
n
1)a
s
s
Với = tb : là áp lực do tải trọng ngoài tác dụng. n
s
: là hệ số tập trung ứng suất được xác định từ thí nghiệm ở hiện trường
c
s , c : tỉ số ứng suất trên cọc và trên đất nền so với ứng suất trung bình
- Khả năng chịu tải giới hạn của cọc đơn riêng biệt: s 'h,s K p ,s 'h ,max 4 2
qult tg 2
K p,s : hệ số áp lực chủ động của cọc ’h, max : ứng suất hữu hiệu tối đa của đất xung quanh cọc có thể gánh đở. - Độ lún của cọc đơn riêng biệt: S 0 S c
S c
a0 h
a0 c h
S 0
c
c
Sc : Độ lún của đất có gia cố S0 : Độ lún của đất không có gia cố : Hệ số giảm độ lún - Khả năng chịu tải giới hạn của nhóm cọc vật liệu rời: qult 3 tg 2 2 ctb tg
3
c D f
450
c B tg 2
2 cu
tb 2
Góc ma sát trung bình của hỗn hợp đất – cọc tb
1 tg ( s a s tg s )
Lực dính trung bình của hỗn hợp đất – cọc ctb (1 as ) cu
c : Trọng lượng riêng của đất
B: Bề rộng móng : góc nghiêng của mặt trượt cu : lực dính không thoát nước của đất s : góc ma sát trong của vật liệu rời tb : góc ma sát trong của đất hỗn hợp 159
ctb : lực dính của đất hỗn hợp Các bước tính toán cọc cát theo nguyên lý nén chặt đất nền Quan niệm tính toán: Xem cọc cát đóng vai trò gia cố nền, tức lúc đầu đất yếu có hệ số rỗng e 0, sau khi đóng cọc đất yếu giảm hệ số rỗng xuống là e nc. Từ enc tra bảng tìm c, để tính sức chịu tải của nền. Từ e nc tra bảng tìm module biến dạng E để tính toán lún. 1. Xác định diện tích cần nén chặt Fnc = lnc bnc lnc = l + 0,4 b bnc = b + 0,4 b 2. Xác định hệ số rỗng nén chặt sau khi có cọc cát - Nền cát enc = emax – D(emax – emin) Độ chặt tương đối D = 0,7 0,8 khi thi công đóng ống tạo cọc enc = emax – (0,7 0,8) (emax – emin) - Nền sét enc
Gs
100 w
(W p
0,5 I p )
e
enc=e p=0,1MP p
p=0,1MPa Hình 4.5 Xác định enc
Chọn enc được chọn e ứng với p = 0,1 MPa (1kG/cm 2) trên đường quan hệ e - p từ thí nghiệm nén cố kết. Theo kinh nghiệm chọn enc = 0,7 0,8, nhưng < 1. - Dung trọng sau khi nén chặt nc
Gs
1 enc
(1 0,01W )
W : độ ẩm của đất trước khi nén chặt 3. Xác định khoảng cách giữa các cọc 160
Cọc bố trí theo lưới tam giác Xem trước và sau khi đóng cọc cát, thể tích hạt
không thay đổi ( V s 3
L
4 1 e0
1 e0
d
)
2
3
2
1
2
L
4
d
8
1 enc
600
d 2 d 2 4 3 6 8
Khoảng cách các cọc L để nền đạt e nc L
d
1 e0
0,952 d
e0
L
enc
Cọc bố trí theo lưới ô vuông 2
L
2
L
1 e0
d 2
L
4
1 enc
L 0,886 d
1 e0
Hình 4.6 Bố trí cọc cát
e0 enc
4. Xác định số lượng cọc cần thiết nnc nc
F c
f c
f c
e0
d 2
4
;
F c F nc
e ; 1 e
e0
nc
0
F c
e0
enc
1 e0
F nc
enc F nc
1 e0
f c
Fnc : diện tích cần nén chặt Fc : tổng diện tích tổng các cọc cát f c : diện tích 1 cọc cát Thường chọn d = 20 60cm, chọn và bố trí cọc nằm ngoài phạm vi nén chặt. 5. Xác định chiều dài cọc l c cần thiết Chiều dài cọc phải chiều sâu vùng hoạt động lún (vùng chịu nén) và phải thỏa mãn khả năng chịu tại của lớp đất yếu. S = Scc + Sđất Sgh bt + z tc 1 2 R (Df + lc) RII (Df + lc) Thường chọn lc = Hnén + 0,5m
161
6. Kiểm tra điều kiện ổn định - Kiểm tra điều kiện ổn định dưới đáy móng ptc R tc(Df) R II (Df) ptcmax 1,2 R tc(Df) 1,2 R II (Df) ptcmin 0 - Kiểm tra điều kiện ổn định dưới cọ c cát bt1+ z2 R tc(Df + lc) R II (Df + lc) 7. Kiểm tra điều kiện biến dạng S = Scc + Sđất Sgh Một số vấn đề thi công cọc cát - Đóng ống thép xuống nền đất, nhồi cát và đầm chặt, đồng thời rút ống théo lên; dùng ống thép tự mở đáy. - Thi công bằng pp chấn động thì sau khi hạ ống thép tới độ sâu thiết kế, nhồi cát vào, cho máy chấn động rung khoảng 15 -20ph, kế tiếp rút ống lên 0,5m, làm tương tự. - Thi công bằng phương pháp nổ mìn.
5.3. Gia tải trước Để giảm nguy cơ phá hoại hoặc hư hỏng nền móng công trình do biến dạng nén cố kết của nền đất sét yếu hoặc cát rời, sử dụng biện pháp gia tải trên nền đất để tạo độ lún trước rồi dở tải đi và xây dựng công trình. Nền đất yếu sẽ lún trước do nước thoát ra ngoài và thể tích bị nén chặt lại. Sức chịu tải của đất nền sẽ được gia tăng. Tính toán tải trọng gia tải cho phép để đất nền không bị phá hoại, p p gh Tải trọng gia tải (p) phải tương đương với tải trọng của công trình sẽ xây dựng và phải nhỏ hơn tải trọng giới hạn (p gh) hay sức chịu tải của đất nền (R): tc
pgh
R
p gh
R II
m ( A b B D f * D c) m1m2 k tc
( A b B D f * D c)
Trong đó Df = 0 Để đơn giản lấy = 0 => A = 0, B = 1, D = 3,14 = Pgh = c Chiều cao lớp gia tải là h = pgh / Nếu chiều cao lớp đắp h lớn làm mất ổn định mái đắp, thì phải đắp nhiều lần (đắp từng lớp) hoặc phải dùng bệ phản áp. Tính toán cố kết đất nền Phương trình vi phân cố kết thấm của đất sét no nước trong điều kiện bài toán 1 162
chiều C v
2 u 2 t
u
t
u : áp lực nước lổ rỗng trung bình trong đất C v
1 e1 k
w
a
k ao
w
: hệ số cố kết
k : hệ số thấm của đất e1 : hệ số rỗng ban đầu của đất (chịu áp lực bản thân của đất nền) a : hệ số nén lún ao : hệ số nén lún tương đối Khi gia tải phân bố rộng khắp với giá trị p
Biên thoát nước
Biên thoát nước
z
h
h
h
h Cát thoát nước
Nền đất không thấm
Hình 4.5 Sơ đồ cố kết thoát nước 1 biên Hình 4.6 Sơ đồ cố kết thoát nước 2 biên - Chiều cao thoát nước h - Xét một phân tố đất 1 x 1 x dz ở độ sâu z - Phân tích quá trình cố kết xảy ra trong lớp đất + Ở thời gian đầu, ngay sau khi gia tải, toàn bộ tải đều do nước trong lổ rỗng tiếp thu. Áp lực nước lổ rỗng u = cường độ p của tải ngoài. + Tại 1 thời điểm t, tại mặt đất là nơi nước thoát ra ngoài, u giảm đến 0. Tại mặt u
tiếp xúc với tầng không thấm thì
0
t
+ Khi t = , mọi điểm trong nền đất đều có u = 0 và toàn bộ hạt đất chịu tải p. t = 0 và 0 z h 0 < t < và z = 0
=> u = p => u = 0
0 < t < và z = h
=>
u
0
t
t = và z = h
=> u = 0
163
- Giải phương trình vi phân cố kết thấm kết hợp các điều kiện biên ban đầu ta được 4
u ( z, t )
Trong đó
p
T v
1
2n 1 sin C v
h
2
t
2n 1 2 2 z . exp T v 2 2
2n 1
: nhân tố thời gian
- Dưới tác dụng của lực p, phân tố đất 1 x 1 x dz có độ lún dS = ao (z,t) dz (z,t) : áp lực có hiệu ở độ sâu z, tại thời điểm t. - Độ lún toàn bộ lớp đất tại thời điểm t: h
S t
a
( z ,t ) dz
o
0
- Độ lún cuối cùng h
S
a
(t = => (z,t) = p)
p dz
o
0
- Vậy độ cố kết là: h
U t
a
S t
S
h
o
( z ,t )
a
dz
0 h
a
o
h
o
p dz ao u ( z ,t ) dz
0
0 h
a
p dz
0
o
p dz
0
h
u U t 1
( z ,t )
dz
0 h
p dz 0
t=0 0
->
u(z,t) = p
->
u(z,t) = 0
=> => =>
Ut = 0 0 < Ut <1 Ut = 1
- Kết quả gần đúng: U t
1
8
2
2
e
4
T v
- Casagrande và Taylor đưa ra lời giải gần đúng: T v
U v
2
Khi Uv ≤ 60%
=>
Khi Uv > 60%
=> Tv = 1,781 – 0,933 log(100-Uv)
4 100
164
Biểu thức trên cho ta độ cố kết tại thời điểm t của nền đất cố kết thấm 1 chiều, đơn giản nhất được gọi là sơ đồ 0. Người ta lập thành bảng tra sẳn U v – Tv để tiện tính toán. Uv Tv
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0,95 0,99 0 0,008 0,031 0,071 0,126 0,197 0,287 0,403 0,567 0,848 1,13 1,78
5.4 Gia tải trước kết hợp với giếng cát - Thích hợp cho ct có kích thước bản đáy lớn: móng băng, băng giao nhau, móng bè, nền đường, đê đập, … - Dùng hiệu quả cho nền: cát nhỏ - bụi bảo hòa nước, đất dính bảo hòa nước, sét, bùn, than bùn, … - Thông qua hệ thống giếng cát, nước tự do trong lỗ rỗng sẽ thoát đi dưới tác dụng của gia tải làm cho nền tăng nhanh quá trình cố kết và rút ngắn thời gian lún để đạt đến độ lún ổn định. - Ưu điểm: + Tăng nhanh quá trình cố kết của đất nền ; + Tăng khả năng chịu tải của đất nền ; + Nền được lún trước do thoát nước & gia tải ; + Giảm mức độ biến dạng & biến dạng không đồng đều của đất nền ; + Tăng khả năng chống trượt khi công trình chịu tải ngang, - Nhược điểm: + Chỉ sử dụng hiệu quả cho công trình tải trọng trung bình và chiều dày lớp đất yếu không lớn; + Thời gian thi công (gia tải) lâu; + Không hiệu quả cho đất nền có k < 10 -8 cm/s - Các giả thiết khi tính toán giếng cát + Dưới tác dụng của tải trọng, nền biến dạng theo phương thẳng đứng ; + Vùng ảnh hưởng của mỗi giếng cát là 1 hình trụ có đường kính bằng khoảng cách giữa các trục của chúng ; + Tốc độ thấm xác định theo định luật Darcy ; + Xem đất là đồng nhất ,
165
Cấu tạo của giếng cát Gồm 3 bộ phận chính: hệ thống các giếng cát, lớp đệm và phụ tải. Lớp đệm
Phản áp
GIA TẢI TRƯỚC
h=2H
Giếng cát
S=2R
z
2R
Hướng thấm nước
2r
k z k r k z
Hình 4.7 Cấu tạo giếng cát Tính toán giếng cát 1. Chiều dày lớp đệm cát hđệm = S + (30 50) cm S: độ lún ổn định của nền đất yếu Thường chọn hđệm 0,5 m 2. Xác định đường kính d và khoảng cách giữa các giếng S - Thường chọn đường kính giếng cát d = 30 ÷ 40 cm - Khoảng cách các giếng cát S = 2 5 m, chọn S = 2 m 3. Xác định chiều sâu giếng cát l g - Chiều sâu giếng cát l g Hnén (phạm vi chịu nén) - bt1+ z2 R tc(Df + lg) R II (Df + lg) - lg 2/3 Hđy - Thường chọn lg = chiều sâu vùng đất yếu
4. Tính toán độ cố kết của nền đất Thiết lập phương trình
166
u u u u C vx C vy C vz t x y z 2
2
2
2
2
2
Sơ đồ giếng cát ứng với với hệ tọa độ trụ u 1 u u u C vz C vr t z r r r 2
2
2
2
2u 1 u u : thành phần xuyên tâm C vr 2 t r r r u t
2
C vz
u z
: thành phần thẳng đứng
2
- Lời giải của Carrilo (1942) cho độ cố kết tổng hợp Uv,r của thấm đứng U v và thấm ngang Ur Uv,r = 1 – (1 - Ur) (1 – Uv) cv
k v (1 e1 )
=>
a w
T v
cv t H
2
=> Uv
+ Kết quả gần đúng: U t
1
8
2
e
2
4
T v
+ Casagrande và Taylor đưa ra lời giải gần đúng: U v
4 100
2
Khi Uv ≤ 60%
=>
Khi Uv > 60%
=> Tv = 1,781 – 0,933 log(100-Uv)
cr
k r (1 e1 ) a w
T v
=>
T r
cr t 2
De
Uv,r : độ cố kết tổng hợp H = lg : chiều dài giếng cát (chiều dày vùng thoát nước) R = S/2 : bán kính ảnh hưở ng De : khoảng cách qui đổi giữa các giếng cát De = 1,13 S (sơ đồ hình vuông) De = 1,05 S (sơ đồ tam giác đều) S : khoảng cách thực giữa các giếng cát r : bán kính giếng cát cv : hệ số cố kết theo phương đứng cr : hệ số cố kết theo phương bán kính (phương ngang) a : hệ số nén lún w : trọng lượng riêng của nước 167
=> Ur
- Lời giải của Barron (1948) 8 T r F (n)
U r 1 exp
F ( n)
n
2
R
n
n
r
2
1
Ln( n)
3 n2 1
4 n2
S
d
Tính độ lún theo thời gian St St = U S - Xem nền không thay đổi: S
e1 e2
1 e1
h
* Dựa vào đường nén lún e-logp Cho đất cố kết thường (OCR = 1) S
n
C c hi
1 e i 1
poi pi p oi
log
0i
Cho đất cố kết trước nặng (OCR > 1, p o + p pc ) S
C s h
1 eo
po p po
log
Cho đất cố kết trước nhẹ (OCR > 1, p o + p pc) S
C s h
1 eo
log
pc po
C c h
1 eo
p o p p c
log
- Xem đất nền được thay đổi: * Theo Evgene: S (
e0 e p
1 eo
d c2 S 2
) H
e0 : hệ số rỗng ban đầu của đất e p : hệ số rỗng khi có tải trọng ngoài dc : đường kính giếng cát S : khoảng cách các trục của giếng cát H : chiều dày lớp đất có giếng cát * Theo GSTS Hoàng Văn Tân
168
1 e1g
S (1
n 1 2
1
1 e1đ n 1 2
1 1 e2 g
2
d c
2
S
) H
1 e2 đ
n = R/r e1g , e2g : hệ số rỗng của giếng cát trước và sau khi nén, kinh nghiệm lấy e 1g = 0,65, e2g = 0,55 e1đ , e2đ : hệ số rỗng của đất trước và sau khi nén, lấy e 1đ = e2đ . Theo kinh nghiệm thì c, tăng từ 1,5 2 lần sau mỗi lần gia tải, hoặc có thể xác định gần đúng: c*, * = [1+(1-Uv) (1-Ur)] c, Một số vấn đề thi công giếng cát Trình tự thi công gần giống như cọc cát ; Với chiều sâu giếng < 12m, có thể dùng các loại máy đào cần trục hoặc các loại máy rung có lực kích từ 10-20T, thực tế hay dùng 14T.
5.5 Gia tải trước kết hợp với bấc thấm Lời giải Hansbo (1979) cho bấc thấm, bản nhựa thấm: 8 T r F
U r 1 exp T r
C r t 2
De
;
C r
k h
a0 w
Trong đó: De : khoảng cách tính toán giữa các bấc thấm De = 1,13 S (sơ đồ hình vuông) De = 1,05 S (sơ đồ tam giác đều) S : khoảng cách thực giữa các bấc thấm F = F(n) + Fs + Fr D 3 F ( n) Ln e d w 4
: biểu thị hiệu quả do khoảng cách các bấc thấm
k h d 1 Ln s : biểu thị hiệu quả xáo trộn của đất xung k s d w
F s
quanh bấc thấm dw : đường kính tương đương của bấc thấm d w
2(a b)
(Hansbo, 1979)
a: bề rộng, b: bề dày bấc thấm 169
d w
( a b)
2
ds : đường kính vùng bị xáo trộn kết cấu đất xung quanh bấc thấm F r
Z ( L
Z )
k h qw
: biểu thị hiệu quả sức cản thấm của các bấc thấm.
Z : khoảng cách từ mặt đất đến chổ kết thúc thoát nước q w : khả năng thoát nước khi gradient thủy lực bằng 1 dw=2(a+b)/
dw=(a+b)/2
b a
Hình 4.8 Qui đổi bấc thấm .
Bài tập chương 5 Bài 1. Một nền đất bùn có chiều dày 8m có trọng lượng riêng 15 kN/m 3, góc ma sát 60, lực dính 8 kN/m2, để chịu tải trọng N tt = 600 kN tại một chân cột (moment và lực ngang không đáng kể), người ta chọn giải pháp móng đơn có kích thước 3x2 m, đặt sâu 2m, đáy móng nằm bên trên một lớp đệm cát có bề dày 2m, dung trọng lớp đệm khi đầm đạt yêu cầu là 20 kN/m3, góc ma sát của lớp đệm là 30 0. Mực nước ngầm nằm ngay tại đáy móng. 1. Kiểm tra điều kiện ổn định nền dưới đáy móng (lớp đệm cát) 2. Kiểm tra điều kiện ổn định của nền đất dưới lớp đệm cát (lớp đất yếu).
Bài 2. Cho 1 móng đơn có kích thước L = 2m và B = 1,5m chịu tải trọng N tt = 230kN, Df = 1,5m trên lớp đệm cát đầm chặt dày 3m có = 20 kN/m3, c = 0, = 300. Nền đất có = 16kN/m3 , c = 10 kN/m 3, = 120. Mực nước ngầm nằm tại độ sâu 1,5m tính từ mặt đất, lấy tb = 22kN/m3, m1 = m2 = k tc = 1. 1. Xác định ứng suất gây lún tại đáy lớp đệm cát, cho k o=0,2. 2. Xác định bề rộng móng qui đổi b z tại đáy lớp đệm cát 3. Kiểm tra ổn định của đất nền dưới đáy móng và nền đất yếu (đáy lớp đệm cát) Bài 3. Áp lực do tải trọng ngoài tác dụng lên nền là 100 kN/m 2, để gánh đỡ tải trọng này, người ta gia cố nền đất yếu có sức chịu tải ban đầu là 40 kN/m 2 bằng cọc vật liệu rời theo lưới ô vuông với đường kính 40 cm, khoảng cách giữa các cọc là 1,2 m, hệ số tập trung ứng suất khi thí nghiệm tại hiện trường n = 7. c = 10kN/m2, = 17kN/m2, cọc sâu 10m. Df = 2m, b = 2m. 170
1. Tính ứng suất tác dụng lên nền và lên cọc vật liệu rời [65,65kN/m 2; 459,52kN/m2] 2. Nền đất yếu bên dưới có đủ sức gánh áp lực trên không? Nếu không hãy cho phương pháp giải quyết [S < 0,5m; d > 0,62m]
Bài 4. Một lớp sét yếu bão hòa nước dày 12m có module biến dạng là 2100 kPa, chịu tải trọng phân bố đều 120 kPa. Để giảm lún của nền, một hệ cọc cát đường kính 0,4m dài 12m được hạ vào đất trên theo lưới ô vuông cách khoảng 1,5m. Cho hệ số tập trung ứng suất n = 6 và hệ số nén hông = 0,8. Xác định: 1. Độ lún của nền đất khi chưa có cọc cát [0,55m] 2. Áp lực lên đất yếu sau khi có cọc cát [9 3,75 kN/m2] 3. Độ lún của nền sau khi có cọc cát [0,4 3m] Bài 5. Cho một nền đất sét pha cát bảo hòa nước dày 10 m, có hệ số nén lún tương đối a0=0,001m2/kN, k h = 2 k v = 2 10-7 cm/s. Dưới lớp đất sét là lớp đất cát xem như không chịu nén (thoát nước 2 biên). Dùng phương pháp giếng cát kết hợp gia tải trước p = 100 kN/m2 để tăng nhanh quá trình cố kết. Giếng cát có đường kính d = 40 cm, chiều dài 10 m, bố trí lưới tam giác với khoảng cách S = 2 m (khoảng cách thoát nước giữa các giếng cát De = 1,05 S). 1. Xác định độ lún ổn định (cm) của đất nền [1m] 2. Xác định độ lún (cm) của đất nền sau 3 tháng [Uv,r = 96% ; 0,96m] 3. Sau khi gia tải bao lâu thì lớp sét đạt được độ cố kết theo phương ngang là 90%?. [2,3 tháng] Bài 6. Một lớp đất sét có chiều dày 20 m có trọng lượng riêng bão hoà sat =16 kN/m3, được cố kết và thoát nước hai biên trên và dưới. hệ số cố kết ngang và đứng C h = 2Cv = 0,005 cm2/s, mực nước ngầm nằm ngay tại mặt đất. Kết quả thí nghiệm nén cố kết như sau: Áp lực nén p (kN/m2) Hệ số rỗng e
25 1,42
50 1,34
100 1,27
200 1,21
400 1,16
1. Tính tỉ số (độ) cố kết U v vào thời điểm 6 tháng sau khi gia tải phân bố kín đều khắp với áp lực tác dụng lên nền là 100 kN/m 2, và độ lún của nền ở thời điểm này là bao nhiêu? 2. Để tăng nhanh độ lún, người ta đặt hệ thống bấc thấm theo lưới tam giác đều cạnh S = 2m, bấc thấm có a = 15cm, b = 0,7cm. Tính độ lún của nền sau 6 tháng khi có bấc thấm với giả thiết đất nền không bị xáo trộn kết cấu khi đặt bấc thấm và hệ số thấm của bấc thấm không giảm theo thời gian. 171
Bài 7. Cho một nền đất có lớp sét bão hòa nước ở trên mặt dày 15m, có hệ số nén tương đối ao = 0,0001 m2/kN, hệ số thấm k h = 2k v = 2x10-7cm/giây, dưới lớp sét này là lớp sỏi sạn không chịu nén (nhưng thoát nước). Nhằm làm tăng khả năng thoát nước của nền đất sét người ta dùng phương pháp gia tải trước bằng đất đắp kết hợp với bấc thấm. Tải nén trước phân bố đều kín khắp trên mặt đất có cường độ là p = 120 kN/m 2. Bấc thấm có cạnh 9,5cm và dày 0,3cm; bố trí theo lưới hình tam giác đều với khoảng cách S = 1,5m, bấc thấm xuyên qua hết lớp đất sét. Bỏ qua sức cản bấc thấm và sự xáo động khi thi công bấc thấm. Cho trọng lượng riêng của nước w =10kN/m3. Cho các công thức sau: 1. Tính độ lún ổn định của lớp đất sét khi chịu tải trọng p (chưa có bấc thấm). 2. Tính mức độ cố kết của lớp sét sau 3 tháng gia tải. 3. Tính độ lún của lớp sét sau 3 tháng gia tải. 4. Sau khi gia tải bao lâu thì lớp sét đạt được độ cố kết theo phương ngang là 90%?.
172
