Đang tải... (xem toàn văn)
Trong thiết kế cảng và các công trình bến, loại nền móng thích hợp sẽ được chọn lựa căn cứ vào tầm quan trọng của công trình và điều kiện đất nềnNếu đất nền có lớp đất sét yếu, thì độ ổn định và độ lún của nền móng sẽ phải xem xét kỹ lưỡng. nếu đất nền gồm các lớp cát rời, thì ảnh hưởng của yếu tố hóa lỏng do động đất sẽ được đề cập đếnNếu sức chịu tải của đất nền không đủ so với tải trọng của kết cấu thì cần thiết phải tính đến giải pháp móng cọc và cải tạo đất nền cho công trình
4.3.2 Tính sức chịu tải ngang cho phép cọc (Điều 43, Khoản Thông báo) Sức chịu tải ngang cho phép cọc đơc xác định giá trị thích hợp sở thí nghiệm chịu tải phơng pháp phân tích, phơng pháp tính toán cách kết hợp kết lại với 4.3.3 Đánh giá làm việc cọc qua thí nghiệm thử tải Khi tiến hành thí nghiệm thử tải để tính toán làm việc cọc đơn chịu lực ngang, tất đánh giá phù hợp đợc đa khác cọc điều kiện tải trọng khác kết cấu thực tế thí nghiệm thử tải [Chỉ dẫn kỹ thuật] Khi thí nghiệm thử tải đợc thực điều kiện tơng tự nh kết cấu thực tế, sức chịu tải cho phép tính đợc từ kết thí nghiệm nhờ phơng pháp sau Đồ thị tải trọng chuyển vị đầu cọc thí nghiệm chịu tải ngang thờng có dạng đờng cong từ lúc bắt đầu Do vậy, khó mà đọc đợc rõ ràng tải trọng gây uốn tải trọng tới hạn đờng cong chuyển vị đầu cọc tải trọng (trừ cọc ngắn) Bởi cọc có chiều sâu chôn cọc dài chịu đ ợc tợng bị phá hoại qui mô nhỏ phá hoại tăng dần chịu đ ợc sụt lở toàn Do vậy, đồ thị chuyển vị đầu cọc tải trọng không đợc sử dụng để tính tải trọng đàn hồi tải trọng tới hạn, mà để khẳng định chuyển vị đầu cọc Nói cách khác, chuyển vị cho phép đầu cọc đợc xác định, tải trọng tơng ứng với chuyển vị đờng cong chuyển vị đầu cọc tải trọng xác định sức chịu tải ngang cho phép Hơn nữa, ứng suất uốn tơng ứng với sức chịu tải cần phải đợc tính toán Đó là, tải trọng giá trị sức chịu tải cho phép đợc áp dụng, ứng suất uốn lớn xuất cọc không đợc vợt ứng suất uốn cho phép vật liệu cọc (xem 4.4.4 ứng suất cho phép vật liệu cọc) Để tính sức chịu tải ngang cho phép cọc ngắn, cần xét đến lật đổ cọc với chuyển vị đầu cọc ứng suất uốn nh đợc đề cập Khi tải trọng lật đổ xác định chắn đ ợc, tải trọng thí nghiệm lớn đợc sử dụng thay cho tải trọng lật đổ 4.3.4 Đánh giá làm việc cọc sử dụng phơng pháp phân tích Khi đánh giá làm việc cọc đơn chịu lực ngang phơng pháp phân tích, phân tích cọc nh dầm tựa đàn hồi đợc coi nh tiêu chuẩn [Chú giải] Những phơng pháp đánh giá theo phép phân tích làm việc cọc đơn chịu lực ngang nh dầm tựa đàn hồi có bao gồm phơng pháp tơng đối đơn giản Chang nh phơng pháp Viện nghiên cứu cảng bến cảng (PHRI Port & Habor Research Institute) 6) Phơng pháp sau đợc nhắc đến nh phơng pháp phân tích, biểu diễn xác làm việc thực tế cọc đơn Tuy nhiên, phơng pháp Chang đợc sử dụng khác biệt đáng kể hai phơng pháp [Chỉ dẫn kỹ thuật] (1) Phơng trình cho dầm đàn hồi Phơng trình (4.3.1) phơng trình cho đánh giá theo phép phân tích làm việc cọc nh rầm đàn hồi EI d4y = P = pB dx (4.3.1) Trong EI : Độ cứng chống uốn cọc (kN.m2) x : Chiều sâu từ lớp đất mặt (m) y : Sự chuyển vị cọc độ sâu x (kN/m) P : Phản lực đất đơn vị chiều dài độ sâu - V.28 - x (kN/m) p : Phản lực đất đơn vị diện tích độ sâu x (kN/m 2) B : Chiều rộng cọc (m) Shinohara, Kubo Hayashi đề xuất phơng pháp PHRI phơng pháp phân tích đánh giá làm việc đàn hồi phi tuyến tính đất 6) Phơng pháp có giá trị quan trọng mô tả làm việc thực tế cọc cách trung thực phơng pháp khác Phơng pháp PHRI sử dụng phơng trình (4.3.2) để mô tả mối quan hệ phản lực đất chuyển vị cọc p = kx m y 0.5 (4.3.2) Trong k : Hằng số sức kháng ngang đất (kN/m3.5 kN/m2.5) m : Chỉ số (2) Phơng pháp PHRI a) Đặc điểm phơng pháp PHRI Trong phơng pháp PHRI, đợc chia làm loại S loại C Mối quan hệ phản lực đất chuyển vị cọc loại đất đợc xác định phơng trình (4.3.3) (4.3.4) tơng ứng Đất loại-S : p = k xy 0.5 s (4.3.3) Đất loại-C : p = k y 0.5 c (4.3.4) Trong k k s : số sức kháng ngang đất loại S (kN/m3.5) 2.5 c : số sức kháng ngang đất loại C (kN/m Sự nhận biết loại S loại C tính toán k thí nghiệm thử tải khảo sát địa chất k s c dựa kết Trong phơng pháp PHRI, mối quan hệ phi tuyến tính p y đă đợc giới thiệu qua phơng trình (4.3.3) (4.3.4) nêu để phản ánh trạng thái thực tế phản lực Do vậy, giải pháp cho điều kiện riêng có đợc mà giúp đỡ phép tính nguyên lý chồng chất áp dụng đợc Kết nhiều thí nghiệm quy mô đầy đủ xác nhận phơng pháp phản ánh làm việc cọc xác phơng pháp thông thờng Ngời ta nhận xét thấy cọc làm việc nh cọc dài cọc phải dài 1.5 l m1 ( l m1 : độ sâu từ điểm có mô men uốn theo phơng pháp PHRI) b) Hằng số sức kháng ngang Hai loại đất phơng pháp PHRI đợc định nghĩa nh sau Đất loại S (i) Mối quan hệ p - y đợc biểu diễn p =k s xy 0.5 (xem phơng trình (4.3.3) (ii) Giá trị N thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn tăng tỷ lệ với chiều sâu (iii) Ví dụ thực tế: cát có mật độ đồng sét cố kết bình thờng Đất loại C (i) Mối quan hệ p - y đợc biểu diễn p =k c xy 0.5 (xem phơng trình (4.3.4)) - V.29 - (ii) Giá trị N thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn không đổi chiều sâu (iii) Ví dụ thực tế: cát có bề mặt rắn sét cố kết trớc đặc Đối với đất loại S, quan hệ đại lợng sức kháng ngang N giá trị N mét chiều sâu số k s thu đợc nh Hình T 4.3.2 Thậm chí phân bố giá trị = với chiều sâu giá trị lớp đất mặt, đại lợng N đợc xác định từ độ dốc giá trị N xuyên qua điểm lớp đất mặt Đối với đất loại C, quan hệ thân giá trị N k c thu đợc nh Hình T 4.3.3 7) Bằng cách này, giá trị gần k s k c đợc đánh giá từ phân bố giá trị N với chiều sâu c) Tính số sức kháng ngang thí nghiệm chịu tải Tính số sức kháng ngang cách sử dụng giá trị N đa giá trị gần Các thí nghiệm chịu tải nên đợc tiến hành để thu đợc giá trị xác Các số k s k c đợc xác định từ điều kiện đất, không bị tác động điều kiện khác không giống nh E s Chang Do vậy, k s k c thu đợc từ thí nghiệm thử tải, giá trị đợc áp dụng cho điều kiện khác d) ảnhhởng chiều rộng cọc Có hai cách để xem xét ảnh hởng chiều rộng cọc Cách thứ xem xét xem chiều rộng cọc B không ảnh hởng đến mối quan hệ phản lực p đơn vị diện tích chuyển vị y Cách thứ hai, nh đợc Terzaghi đề xuất, xác định xem giá trị p tơng ứng cho giá trị y cho trớc có tỷ lệ nghịch với B Shinohara, Kubo Sawaghuchi đă xây dựng thí nghiệm mô hình mối quan hệ giá trị k s đất cát (phơng pháp PHRI) B Kết đợc Hình T 4.3.4 Dờng nh xác nhận có kết hợp hai lý thuyết đề cập theo cách lý thuyết thứ độ rộng cọc B đủ lớn Trên sở kết này, ngời ta định không đánh giá ảnh hởng chiều rộng cọc phơng pháp PHRI e) ảnh hởng độ nghiêng cọc Đối với cọc nghiêng, mối quan hệ góc nghiêng cọc tỷ số số sức kháng ngang cọc nghiêng so với cọc đứng thu đợc nh Hình T 4.3.5 - V.30 - Hình T 4.3.2 Mối quan hệ N k s Hình T 4.3.3 Mối quan hệ giá trị N - V.31 - kc Chú thích Hằng số sức kháng ngang ks (kN/m3,5 Chuyển vị đầu cọc Đờng cong Mô men uốn p-y lớn Seri thứ Seri thứ Seri thứ Chiều rộng cọc (m) Hình T 4.3.4 Mối quan hệ k s Chiều rộng cọc Thí nghiệm phòng Thí nghiệm trờng Giá trị k = Hình T 4.3.5 Mối quan hệ độ nghiêng cọc tỷ số k - V.32 - - V.33 - Dạng Hệ số cứng đầu cọc Độ sâu độ định thứ Chiều sâu điểm có góc uốn = Độ sâu ứng với Mmax Mô men uốn cực đại phần chìm đất Mô men uốn đầu cọc Lực cắt cấu kiên cọc Mô men uốn cấu kiện cọc Đọ nghiêng đầu cọc Chuyển vị mặt đất y0 Chuyển vị đầu cọc y1 Đường uốn, y Sơ đồ mô men uốn Sơ đồ đường uốn Vị trí cọc Các P trình đường cong uốn ký hiệu Phần chìm Phần Khi đầu cọc không xoay Phần nhô mặt đất Các kí hiệu Dạng Hệ số nằm ngang c (kN/m2 Chiều cao đầu cọc mặt đất (m) Nếu M = dùng PT đặt h0 = Mt Ht: áp dụng Phần chìm đất ( h=0) Hệ thống với M=0 Khi đầu cọc không xoay Lực ngang lên đầu cọc (kN) Mô men ngoạI lực lên đầu cọc (kN m) Đường kính cọc2(m) Độ cứng (kN-m ) Bảng T 4.3.1 Các tính toán cho cọc có chiều dài nửa vô hạn kh số - V.34 - (3) Phơng pháp Chang (a) Phơng trình tính Sử dụng môđun đàn hồi nh sau E S = Bk h , phơng trình đàn hồi cọc đợc biểu diễn Phần mặt đất: 4.3.5 Phần chôn dới đất: Bằng cách giải toán tổng quát (với Bk h số) đa điều kiện biên vào, có lời giải cho cọc có độ dài nửa vô hạn (xem Bảng T 4.3.1 ) Theo Yokoyama, cọc có độ dài hữu hạn tính đợc theo cách tơng tự nh cọc có độ dài bán vô hạn miễn L Nếu ngắn hơn, cọc phải đợc coi có độ dài hữu hạn Biểu đồ có sẵn nhằm đơn giản hoá trình (b) Tính k h theo phơng pháp Chang Đề xuất Terzaghi 8) Terzaghi đề xuất giá trị sau cho hệ số phản lực ngang đất đất cát đất dính: (i) Trong trờng hợp đất sét: k h= 0.2 k h1 B (4.3.6) E s = Bk h = 0.2k h1 (4.3.7) Trong k h : hệ số phản lực ngang đất (kN/m3) B : chiều rộng cọc (m) k h1 : giá trị đợc liệt kê Bảng T 4.3.2 (ii) Trong trờng hợp đất cát k h = nh x B (4.3.8) E s = Bk h = n h x (4.3.9) Trong x : độ sâu (m) B : chiều rộng cọc (m) n h : giá trị đợc liệt kê Bảng T 4.3.3 E s hàm độ sâu đợc đa trực tiếp vào phơng pháp Chang Đối với trờng hợp nh vậy, Chang lấy E s phần ba giá trị độ sâu y1 (độ sâu điểm chuyển vị 0) Tuy nhiên, Trong đất cát, y1 hàm E s , phép tính lặp phải đợc thực để thu đợc giá trị E s Cuốn sách Yokoyama9) mô tả phơng pháp tính không lặp Terghazi thừa thân - V.35 - nhận giá trị k h tỷ lệ nghịch với chiều rộng cọc B , nh đợc biểu diễn phơng trình (4.3.6) (4.3.8) Những ý kiến khác đề xuất chiều rộng cọc liên quan (xem [Chỉ dẫn kỹ thuật] (2) (d)) Bảng T 4.3.2 Hệ số phản lực ngang Độ chặt sét Cứng Rất cứng Nguyên khối 100 ~ 200 200 ~ 400 400 lớn 16,000 ~ 32,000 32,000 ~ 64,000 64,000 lớn 24,000 48,000 96,000 Rời Trung bình Chặt nh cho cát khô cát ớt (kN/m3) 2,200 6,600 17,600 nh cho cát bão hoà (kN/m3) 1,300 4,400 10,800 Cờng độ nén nở hông Phạm vi qu (kN/m2) k h1 (kN/m3) Giá trị đề xuất k h1 (kN/m3) Bảng T 4.3.3 Giá trị nh Độ chặt tơng đối cát Đề xuất Yokoyama Yokoyama 9) thu thập kết thí nghiệm chịu tải ngang lên cọc thép đợc tiến hành Nhật Bản ông tính ngợc k h cách sử dụng kết Hình T 4.3.6 mối quan hệ giá trị giá trị N trung bình độ sâu xuống tới tính từ lớp mặt đất - V.36 - N Giá trị Hình T 4.3.6 Các giá trị tính ngợc k h từ Thí nghiệm thử tải ngang lên cọc E s = Bk h thu đợc với đất cát đất sét, thân k h đợc coi không chịu ảnh hởng B Mặc dù giá trị tính ngợc k h cách sử Trong trờng hợp này, dụng số liệu quan sát thực tế giảm cân xứng với tăng tải trọng, Hình T 4.3.6 giá trị k h tơng ứng với tải trọng mà ứng suất uốn thép vật liệu đạt 100 150 MN/m2 Biểu đồ đợc sử dụng lấy xấp xỉ giá trị đất mà không tiến hành thí nghiệm thử tải trờng E s từ điều kiện 4.3.5 Đánh giá tác động nhóm cọc Khi cọc đợc sử dụng nh nhóm cọc tác động nhóm cọc gây ảnh hởng đến làm việc cọc đợc xem xét [Chỉ dẫn kỹ thuật] Khi khoảng cách cọc đóng vợt giá trị đợc liệt kê Bảng T 4.3.4, tác động nhóm cọc lên sức chịu tải ngang cọc đơn bỏ qua Trong bảng này, ngang có nghĩa h ớng vuông góc với hớng ngoại lực, dọc có nghĩa hớng ngoại lực Bảng T 4.3.4 Khoảng cách tối thiểu cọc Sức chịu tải ngang cọc đơn Đất cát Đất dính ngang 1.5 lần đờng kính cọc dọc 2.5 lần đờng kính cọc ngang 3.0 lần đờng kính cọc dọc 4.0 lần đờng kính cọc 4.3.6 Sức chịu tải ngang cọc chụm đôi Sức chịu tải ngang móng kết cấu dùng cọc chụm đôi đợc xác định phù hợp có xét đến đặc điểm kết cấu móng - V.37 - Sự chuyển vị theo chiều đứng ngang đầu cọc đợc tính phơng trình (4.3.12) Trong N , N : Lực dọc trục tác động lên cọc (lực nén đợc định giá trị dơng) (kN) H , H : Lực ngang tác động lên cọc (kN) V : Tải trọng đứng đôi cọc (kN) H : Tải trọng ngang đôi cọc (kN) , : Góc nghiêng cọc (o) , : Hằng số đàn hồi dọc trục đầu cọc (kN/m) à1 , : Hằng số đàn hồi ngang đầu cọc (kN/m) , : Sự chuyển vị theo chiều đứng đầu cọc (m) , : Sự chuyển vị theo chiều ngang đầu cọc (m) Chỉ số dới gắn cho ký hiệu, nh Hình T 4.3.8, cho cọc chịu đẩy cho cọc chịu kéo có tải trọng ngang tác động Những giá trị liệt kê Bảng T 4.3.5 đợc sử dụng cho số đàn hồi đầu cọc Các ký hiệu sử dụng Bảng T 4.3.5 đợc xác định dới (1 + ) + ( ) = ( ) - V.40 - ( ) = =4 (1 + ) + ( ) Es 4EI Trong : Chiều sâu chôn cọc (m) : Chiều dài mặt đất cọc (m) E : Môđun Youngvật liệu cọc (kN/m2) A : Tiết diện cọc (m2) I : Mômen quán tính cọc (m4) E s : Môđun đàn hồi đất B : Chiều rộng cọc (kN/m2), E s = k h B k h : Hệ số phản lực ngang (kN/m3) Hệ số phản lực ngang k h đợc tính cách nhân giá trị k h thu đợc [Chỉ dẫn kỹ thuật] (3) (b) phần 4.3.4 Đánh giá làm việc cọc sử dụng ph ơng pháp phân tích cho đại lợng thu đợc từ Hình T 4.3.5, theo độ nghiêng cọc Bảng T 4.3.5 Hằng số đàn hồi đầu cọc Hằng số đàn hồi dọc trục đầu cọc ( ) = AE + Đất dính = 2AE + Đất cát = AE + Cọc chịu tải Cọc ma sát Hằng số đàn hồi hớng ngang đầu cọc ( ) Không nhô lên mặt đất ( =0) Đầu cọc di động Nhô lên mặt đất ( ) Đầu cọc cố định 4.4 = EI = à= 3EI ( ) Không nhô lên mặt đất ( =0) = EI = Nhô lên mặt đất ( ) à= Es Es 12 EI ( ) Nguyên tắc chung thiết kế cọc 1.4.1 Phân chia trọng tải (1) Tải trọng đứng cọc đơn chịu Sẽ sức chịu tải đất đáy kết cấu cọc - V.41 - (2) Tải trọng ngang nguyên tắc cọc đơn chịu Tuy nhiên, có đủ sức kháng áp lực đất tác dụng lên phần chôn kết cấu đơn sức kháng coi chịu tải trọng ngang [Chỉ dẫn kỹ thuật] (1) Tải trọng đứng Khoảng trống xuất phần đáy kết cấu đợc tựa lên cọc phần đất bên dới trải qua thời gian, chí phần đáy đợc xây tiếp xúc với đất Do vậy, để an toàn sức ngời ta bỏ qua chịu tải bên dới kết cấu (2) Tải trọng ngang Về nguyên tắc, tải trọng ngang cọc chịu Nếu có sức kháng áp lực bị động đất chống lại phần chôn xuống kết cấu, sức kháng đợc cộng thêm vào Tuy nhiên, thờng khó tính sức kháng áp lực bị động đất tr ờng hợp Không có cách đơn giản xác định xem liệu áp lực bị động đất có đạt tới giá trị tới hạn đáp lại chuyển vị đầu cọc tơng ứng với sức chịu tải ngang cho phép cọc Trong số trờng hợp, kết cấu bị chuyển vị phạm vi áp lực đất bị động thu đợc phơng trình Coulomb, chuyển vị kết cấu gây phá hoại uốn cọc Những yếu tố phải đ ợc xem xét đầy đủ tính toán sức kháng áp lực đất bị động phần chôn dới đất 4.4.2 Sự phân bố tải trọng Trong móng, cọc đợc xếp cho lực dọc ngang tác động lên cọc đơn tốt 4.4.3 Khoảng cách trọng tâm cọc Khi xác định khoảng cách trọng tâm cọc đóng, ngời ta phải xem xét đến khả làm việc, độ biến dạng đất xung quanh cọc, nh làm việc nhóm cọc 4.4.4 ứng suất cho phép vật liệu cọc ứng suất cho phép vật liệu cọc đợc xác định cho phù hợp với đặc tính chúng [Chỉ dẫn kỹ thuật] (1) Vật liệu cọc Cọc đợc sử dụng xây dựng cảng công trình bến đợc làm từ gỗ, bê tông, thép Đối với cọc gỗ cọc thép, xem phần có liên quan theo trình tự Phần III, 6.2 ứng suất cho phép gỗ xây dựng Phần III, 2.3 ứng suất cho phép ứng suất cho phép bê tông đợc xác định Phần III, 3.3 Thiết kế theo Phơng pháp ứng suất cho phép Trong xây dựng công trình chịu lực cọc bê tông, loại cọc đòi hỏi vấn đề đóng cọc xây dựng dới mặt đất Trong chừng mực điều kiện thờng khác với điều kiện xây dựng kết cấu bê tông khác Do đó, ứng suất cho phép cọc bê tông nên thấp ứng suất cho phép bê tông dùng cho kết cấu khác (2) ứng suất cho phép cọc bê tông Bảng T 4.4.1 Liệt kê ví dụ ứng suất cho phép cọc bê tông - V.42 - Bảng T 4.4.1 ứng suất cho phép cọc bê tông ứng suất cho phép tôngCọc bê Loại cọc Cọc bê tông đúc sẵn phơng pháp ly tâm Cọc bê tông cốt thép (RCP) Dạng Trị số ứng suất nén cho phép đợc sử dụng xác định sức chịu tải dọc trục 30% cờng độ tiêu chuẩn thiết kế không vợt 12MN/m2 Dạng khác Nh nêu Phần III, 3.3 Thiết kế theo Phơng pháp ứng suất cho phép ứng suất nén cho phép đợc sử dụng xác định sức chịu tải dọc trục 30% cờng độ tiêu chuẩn thiết kế không vợt 12MN/m2 Cọc bê tông ứng suất trớc cờng độ cao ứng suất nén - uốn cho phép 30% cờng độ tiêu chuẩn thiết kế không vợt 12MN/m2 (PHCP) ứng suất kéo dọc trục cho phép ứng suất kéo - uốn cho phép Cọc bê tông đúc chỗ có ống vách Cọc bê tông đúc chỗ ống vách 3.0 MN/m2 (Dạng A) 5.0 MN/m2 (Dạng B, C) ứng suất nén uốn cho phép (bao gồm trờng hợp có lực dọc trục) 25% cờng độ tiêu chuẩn thiết kế không vợt 6MN/m2 Dạng khác 70 % ứng suất cho phép cho cọc bê tông nêu Phần III, 3.3 Thiết kế theo Phơng pháp ứng suất cho phép ứng suất nén uốn cho phép (bao gồm trờng hợp có lực dọc trục) 20% cờng độ tiêu chuẩn thiết kế không vợt 5MN/m2 Dạng khác 50 % ứng suất cho phép cho cọc bê tông nêu Phần III, 3.3 Thiết kế theo Phơng pháp ứng suất cho phép Các giá trị đa tăng lên 1.5 lần tính đến tác động tải trọng ngắn hạn động đất 4.5 Thiết kế chi tiết 4.5.1 Kiểm tra tải trọng xây dựng Trong thiết kế cọc, ngời ta đề nghị kiểm tra không tải trọng tác động sau hoàn thiện việc xây dựng mà tải trọng vận chuyển, xác định vị trí đóng cọc [Chỉ dẫn kỹ thuật] Các công thức cho đóngcọc , đợc thiết kế để tính toán sức chịu tải tới hạn tĩnh cọc qua sức kháng xuyên động, khó sử dụng cho tốt Mặc dù việc đánh giá sức chịu tải sử dụng công thức đóng cọc có u điểm đơn giản, nhng vấn đề lại nằm độ xác chúng Trong Hình T 4.5.1 Sawaguchi, sức chịu tải tới hạn từ công thứcđóng cọc cọc thép đ ợc so sánh với kết thí nghiệm thử tải Con số bộc lộ phân tán không thống đáng kể hai giá trị Đối với đất sét, đất bị xáo trộn đóng cọc ma sát thành bên tạm thời giảm xuống Do vậy, sức chịu tải tới hạn tính công thức cho cọc đóng đợc Đối với đất cát, lúc đó, ngời ta nói công thức cho cọc đóng lại không xác tính sức chịu tải tới hạn cọc ma sát Giới hạn khả ứng dụng công thức cho cọc đóng đợc đề cập phần tham khảo 13) - V.43 - Tuy nhiên, đóng nhiều cọc vào đất gần nh đồng nhất, công thức cho cọc đóng đợc dùng làm phần tham khảo cho việc tính toán khác tơng đối sức chịu tải cho cọc đợc đóng Do đó, ứng dụng công thức nên giới hạn việc quản lý xây dựng Tuy nhiên, chúng đợc sử dụng làm tham khảo để khẳng định biến đổi sức chịu tải cọc để hoàn thành việc đóng cọc cho tất cọc đợc quản lý điều kiện Công thức Hiley Công thức Weisbach Công thức Janbu Công thức Danish Công thức Smith Hình T 4.5.1 Sự phân bố tỷ lệ giá trị tính toán công thức cho cọc đóng kết thí nghiệm chịu tải Phơng trình Hiley công thức dùng cọc đóng phổ biến để xác định tải trọng theo đóng cọc, đợc biểu diễn phơng trình (4.5.1) (4.5.2) W p (1 e ) Rdu C1 Rdu C Rdu C Rdu S = e f F F WH + WP 2 (4.5.1) Mỗi số hạng phơng trình biểu diễn nh sau: số hạng bên tay trái làm việc cần thiết theo chiều sâu hạ cọc, bốn số hạng bên tay phải lần l ợt tổn thất lực xung kích, tổn thất độ biến dạng đàn hồi cọc, tổn thất độ biến dạng đàn hồi đất, tổn thất miếng đệm đầu cọc Rdu ef F WH + e 2W p = C + C + C WH + W p S+ (4.5.2) Rdu : Sức kháng tới hạn cọc đóng; tức sức chịu tải động tới hạn (kN) WH : Trọng lợng búa (búa đóng cọc) (kN) W p : Trọng lợng cọc (bao gồm phần phụ trợ đầu cọc) (kN) F : Năng lợng xung kích (kJ) - V.44 - e f : Năng lực búa, phạm vi từ 0.6 đến 1.0, phụ thuộc vào loại búa 14) e : Hệ số độ chối ( e = đàn hồi hoàn toàn, e = hoàn toàn không đàn hồi) S : Chiều dài hạ cọc cuối (m) C1 : Độ biến dạng đàn hồi cọc (m) C : Độ biến dạng đàn hồi (m) C : Độ biến dạng đàn hồi đệm đầu cọc (m) Phần lớn công thức cho cọc đóng đợc tính cách thay C1 , C , C , e f , e , v.v phơng trình (4.5.2) với giá trị thích hợp Phơng trình (4.5.3) đợc coi tơng đối phù hợp cho cọc thép Nếu cho ảnh hởng búa cọc đàn hồi, có nghĩa e = , rút công thức sau: Rdu = ef F C + C + C3 S+ (4.5.3) C1 + C + C phơng trình tổng biến dạng nền, cọc đệm đầu cọc Trong đó, C1 + C độ chối K đo đợc đầu cọc thí nghiệm đóng cọc (xem Hình T 4.5.2) Với cọc thép, độ biến dạng đàn hồi C1 lớn hẳn C thờng nhỏ Do đó, bỏ qua C , phơng trình đợc lấy nh sau: Các số hạng C1 + C + C C1 + C = K Do Rdu = ef F K S+ (4.5.4) Trong Rdu : Sức chịu tải động tới hạn cọc (kN) e f : Năng lực búa, lấy 0,5 trờng hợp phơng trình (4.5.4) S : Độ chối d thực tế cọc (cm) Đối với búa thả: giá trị độ chối trung bình nhát búa ~ 10 nhát đóng cuối (m) Đối với búa khác: giá trị độ chối trung bình nhát búa 10 ~ 20 nhát đóng cuối (m) K : Độ chối (m) F : Năng lợng xung kích búa (kJ) Búa thả nớc đơn động: F = WH H Búa nớc song động: F = 2WH H Búa dầu điêzen: H : Chiều cao rơi búa (m) - V.45 - F = (ap + W H ) H WH : Trọng lợng búa (kN) a : Diện tích tiết diện ngang xylanh p : áp suất nớc, áp suất khí (m2) Sức chịu tải cho phép Rda = Rda thu đợc cách chia Rdu cho hệ số an toàn Do Rdu (4.5.5) Cọc Bút chì Bản thép tăng cờng Bút chì Độ nén đàn hồi cọc (K) Độ xuyên cọc (S) Hình T 4.5.2 Đo độ chối 4.5.2 Thiết kế mối nối cọc kết cấu Mối nối cọc kết cấu đợc thiết kế nhằm đảm bảo an toàn ứng suất xuất chúng [Chú giải] Thật không dễ định xem đầu nối đầu cọc kết cấu nên đợc thiết kế mối nối cứng hay mối nối khớp, loại mối nối có u điểm nhợc điểm Trong thiết kế nay, việc đánh giá nên dựa hiểu biết chắn đặc điểm loại, đợc liệt kê dới đây: (1) Không có khác biệt mối nối cứng mối nối khớp chịu tải trọng đứng Khi phải xem xét uốn dọc, mối nối cứng đợc a chuộng chiều dài uốn dọc ngắn (2) Khi chịu tải trọng ngang, chuyển vị ngang đầu cọc có mối nối khớp nhỏ nhiều so với đầu cọc có mối nối cứng (3) Khi cọc có mối nối cố cứng chịu tải trọng ngang mô men ngàm xuất đầu cọc (4) Trong trờng hợp mối nối cứng, mô men đầu cọc thay đổi quay kết cấu (5) Trong phân tích động lực học mối nối, việc phân tích mối nối khớp đơn giản rõ ràng mối nối cứng Nhng xây dựng thông thờng khó mà sử dụng cấu trúc khớp cho tất mối nối đầu cọc kết cấu 4.5.3 Mối nối cọc (1) Mối nối cọc nên đảm bảo an toàn chịu đợc tải trọng sau hoàn thành nh trình xây dựng (2) Mối nối phải đợc bố trí vị trí mà có giới hạn thích hợp cho lực cắt ngang gần nh không bị ăn mòn [Chú giải] Tuỳ thuộc vào vị trí mối nối, lực tác động lên mối nối sau thi công xong công trình nhỏ nhiều tổng cờng độ cọc Tuy nhiên, nên xem xét để đảm bảo an toàn cho mối nối chịu đ ợc - V.46 - ứng suất đóng cọc trình thi công,cũng nh chịu đợc tải trọng tăng lên tơng lai, chịu đợc ứng suất không lờng trớc đợc xuất mặt cắt ngang mối nối 4.5.4 Thay đổi độ dày thành ống vật liệu cọc ống thép Khi thay đổi độ dày thành ống vật liệu cọc ống thép, ngời ta đa tất đánh giá thích đáng khả làm việc phân bố lực cắt ngang cọc [Chú giải] Lực cắt ngang cọc ống thép thay đổi theo độ sâu, thờng giảm độ sâu xuyên cọc lớn Do vậy, độ dày thành ống vật liệu cọc ống thép đợc thay đổi theo quan điểm kinh tế [Chỉ dẫn kỹ thuật] (1) Khi thay đổi độ dày thành ống vật liệu cọc ống thép, vị trí thay đổi nên độ sâu nơi mà lực cắt ngang xuất cọc không tăng lên yêu cầu thận trọng thay đổi nh không đợc phép có lực ma sát âm thành bên lớn tác động (2) Mối nối cọc có độ dày vật liệu khác nên đợc hàn vòng công xởng Hình dạng phận đợc hàn nên theo tiêu chuẩn JIS A 5525 4.5.5 Những điểm cần ý khác thiết kế [Chỉ dẫn kỹ thuật] Thông thờng, rủi ro uốn dọc đóng cọc, ứng suất va chạm thấp dới ứng suất chảy dẻo cọc thép Kishida Takano đề xuất phơng trình (4.5.6) để biểu diễn ảnh hởng độ dày thành ống theo ứng suất chảy dẻo py y t = 0.69 + 2.2 r (4.5.6) py : ứng suất uốn dọc cọc thép xét đến độ dày thành ống (kN/m2) y : ứng suất uốn dọc cọc thép đối chịu tải trọng tĩnh (kN/m 2) t : Độ dày thành ống cọc ống (mm) r : Bán kính cọc ống (mm) Trong trờng hợp khác, không nên sử dụng cọc ống thép bên giới hạn đợc Hình T 4.5.3 Nếu có nguy xảy tợng uốn dọc, cọc thép nên đợc gia cố đai thép nên sử dụng cọc dày - V.47 - ống cắt rời ống hàn điện trở UOE Uốn tròn ống xoắn ốc ống hàn điện trở Phạm vi sử dụng cọc ống thép ống hàn điện trở Hình T 4.5.3 Mối quan hệ ứng suất uốn dọc ( max ) tỷ số độ dày thành ống so với đờng kính ( t ) 2r [Tài liệu tham khảo] 1) Shoichi KITAJIMA, Shusaku KAKIZAKI, Yoshio HANAKI, Toshiko TAHARA: bearing capacity of single Piles, Tech Note of PHRI, No 36, 1967 (in Japanese)/ On the axial 2) Kunio TAKAHASHI: Behavior of single piles in subsiding ground, Tech Note of PHRI, No 533, 1985, 17p (in Japanese) 3) Terzaghi, K., Peck, R B., and Mesri, G.: Soil Mechanics in Engineer Practice (Third Edition) , John Wiley, 1995, pp 435-436 4) Peck, R B., Hanson, W E., and Thornburn, T H.: Foundation Engineering , John Wiley, 1953, p 260 5) Transportation Tech Res Inst and Yahata Steel: Study on Lateral Resistance of H-shaped Piles, 1963, pp.345-353(in Japanese) 6) Koichi KUBO: A new method for the estimation of lateral resistance of piles , Rept of PHRI, Vol.2, No.3, 1964, pp 1-37 (in Japanese) 7) Masatoshi SAWAGUCHI: Soil constants for piles, Rept of PHRI, Vol.7, No.2, 1968 p 551(in Japanese) 8) Terzaghi, K.: Evaluation of coefficient of subgrade reaction , Geotechinique, Vol.5, No.4, 1955, pp 316-319 9) Yukimitu YOKOYAMA: Calculation Methods and Examples for Pile Structures , SANKAIDO, 1977, pp 193-197 (in Japanese) 10) Yoshinori AOKI: Design of coupled batter piles subject to horizontal forces , Tsuchi-to-Kiso, Vol 18, No 8, 1970, pp 27-32 (in Japanese) 11) Muneaki SEGAWA, Toyohiro UCHIDA, Takeo KATAYAMA: Design of coupled batter piles (part 2) two batter piles hinged at their tops , Tech Note of PHRI, No 110, 1970, pp 14 (in Japanese) - V.48 - 12) Masatoshi SAWAGUCHI: Experimental investigation on the horizontal resistance of coupled piles, Rept of PHRI, Vol 9, No 1, 1970, pp 11 13 (in Japanese) 13) Hoityker T.,: Desing of Pile Foundations, SYOKOKUSYA, 1978, pp 37 41 (Translated in Japanese) 14) Chellis, R D.: Pile Foundations, McGraw-Hill, 1961, pp 29 32.s - V.49 - Chơng Độ lún móng 5.1 ứng suất khối đất ứng suất xuất khối đất tải trọng tác động lên móng đợc tính toán cách giả sử khối đất vật thể không gian đàn hồi Tuy nhiên tải trọng đợc phân bố đồng đều, ứng suất khối đất tính cách đơn giản giả thiết ứng suất phân bố tuyến tính theo độ sâu [Chú giải] Khi công trình đợc xây dựng đất có giới hạn đủ cuả hệ số an toàn chống phá hoại trợt nền, phân bố ứng suất khối đất lấy xấp xỉ cách hợp lý cách giả thiết khối đất vật thể đàn hồi Lời giải đàn hồi Boussinesq thờng đợc sử dụng tính toán phân bố ứng suất khối đất Lời giải Boussinesq vào trờng hợp tải trọng tập trung đứng tác động lên bề mặt vật thể bán không gian đàn hồi tuyến tính đẳng h ớng Lời giải dựa vào nguyên lý cộng tác dụng, ngời ta tính đợc phân bố ứng suất khối đất tải trọng tuyến tính tải trọng phân bố không gian tác động lên bề mặt đất Thêm vào lời giải đàn hồi này, phơng pháp Koegler giả thiết ứng suất phân bố tuyến tính theo chiều sâu đợc sử dụng để tính ứng suất khối đất dải tải trọng tải trọng hình chữ nhật tác động lên 1) 5.2 Lún tức thời Lún tức thời tính theo lý thuyết đàn hồi cách sử dụng giá trị thích hợp môđun đàn hồi đất [Chú giải] Lún tức thời, không giống nh lún cố kết đợc mô tả sau đây, gây biến dạng cắt xuất chịu tải trọng Lún tức thời cát đợc xem nh tổng độ lún lún cố kết lâu dài Mặt khác, lún tức thời sét gây lún biến dạng cắt không thoát nớc chuyển dịch ngang, chảy dẻo Trong trờng hợp sét yếu, bỏ qua lún tức thời thiết kế nhỏ nhiều so với lún cố kết Để tính lún tức thời, ngời ta thờng coi đất vật thể đàn hồi, thuyết đàn hồi sử dụng mô đun đàn hồi E hệ số Poisson v Vì mô đun đàn hồi đất phụ thuộc lớn vào mức biến dạng đất, nên sử dụng mô đun đàn hồi tơng ứng với mức đàn hồi thực tế diễn khối đất quan trọng Ví dụ, biến dạng xảy yếucó giới hạn hệ số an toàn nhỏ phá hoại cắt khoảng từ 0.5% đến 1.5%, nghiên cứu độ biến dạng cứng dới hố đào trờng hợp độ biến dạng móng nhỏ 0.1% Mối quan hệ mức biến dạng mô đun đàn hồi đợc mô tả Phần II, 11.3.1 Hằng số đàn hồi 5.3 Lún cố kết Độ lún móng gây cố kết đất đợc kiểm tra theo qui trình đợc mô tả Phần II, 11.3.2 Đặc tính cố kết Các thông số thiết kế cho đất đ ợc xác định cách sử dụng phơng pháp thích hợp sở kết thí nghiệm cố kết [Chú giải] Tính toán lún cố kết dựa kết thí nghiệm cố kết mẫu nguyên dạng đất dính Lún cố kết cuối cùng, trị số lún đợc xác định thời điểm độ cố kết sinh tải trọng cuối hoàn thành, đợc xác định thuộc tính nén lún lõi đất, tính trực tiếp từ kết thí nghiệm cố kết Sự thay đổi phụ thuộc thời gian lún lún cố kết cuối móng đợc tính toán dựa lý thuyết cố kết [Chỉ dẫn kỹ thuật] 1) Tính toán lún cố kết cuối móng - V.50 - Lún cố kết cuối móng đợc tính sử dụng phơng pháp đợc mô tả Phần II, 11.3.2 Đắc tính cố kết 2) Tính toán mối quan hệ Lún Thời gian Tốc độ lún cố kết đợc tính mối quan hệ độ cố kết trung bình U hệ số thời gian T , hệ số lấy từ lý thuyết cố kết Terzaghi, tiêu tan áp lực n ớc lỗ rỗng vợt đợc biểu diễn phơng trình vi phân cục kiểu nh tính dẫn nhiệt Trị số lún S (t ) thời điểm cho trớc t tính từ độ cố kết trung bình U (t ) phơng trình sau: S (t ) = S 0U (t ) (5.3.1) Sự phân tích theo phần tử hữu hạn với mô hình tính dẻo - đàn nhớt cho đất dính sử dụng để phân tích xác lún cố kết mà có xét đến tính không đồng đặc tính cố kết đất nền, ảnh hởng thân trọng lợng lớp đất dính, thay đổi có liên quan đến thời gian tải trọng cố kết, nhiều yếu tố khác 3) Sự phân chia lớp đất dính chịu cố kết Khi tính toán lún cố kết cuối cùng, lớp đất dính thờng đợc chia thành nhiều lớp phụ nh Hình T 5.3.1 Điều áp lực cố kết z hệ số nén thể tích mv thay đổi theo độ sâu Với phơng pháp mv , lún cố kết cuối móng tính theo phơng trình (5.3.2) S = mv h z (5.3.2) S : lún cố kết cuối (m) z : độ tăng áp suất cố kết trọng tâm lớp đất phụ (kN/m2) mv : hệ số nén thể tích cho áp suất cố kết, ( z + z / 2) , (m2/kN), z áp lực tự nhiên có hiệu tâm lớp đất thay trớc lúc cố kết h : độ dày lớp đất phụ lớp đất cố kết (m) Hình T 5.3.1 Tính toán lún cố kết mv z thờng giảm theo độ sâu, nên độ nén lớp đất phụ trở nên nhỏ độ sâu tăng lên Độ dày lớp đất phụ h thờng ~ m Nên ý lún cố kết đất dính dẻo đợc đánh giá không mức lấy h lớn, giá trị mv lớp Vì đất mặt lớn ảnh hởng lớn đến tổng lún z đợc tính trọng tâm lớp phụ sử dụng phân bố ứng suất tuyến tính theo độ sâu, đợc mô tả 5.1 ứng suất khối đất Đại lợng z Số gia áp lực cố kết số gia ứng suất đứng tải trọng Đối với đất tự nhiên, ngời ta thờng giả thiết cố kết áp lực chất tải có sẵn kết thúc hoàn toàn - V.51 - Mặc dù phân bố phản lực đáy móng không giống nh tải trọng tác động độ cứng móng, móng cứng lún phân bố ứng suất đất độ sâu định trở nên không thích hợp với phân bố phản lực ngang bên d ới đáy móng Do vậy, phân bố ứng suất đứng đất bên dới móng cứng tính cách xét đến phân bố tải trọng tác động lên đáy móng 4) Hệ số cố kết theo phơng đứng c v hệ số cố kết theo phơng ngang c h Khi nớc lỗ rỗng đất chảy theo chiều đứng trình cố kết, hệ số cố kết theo chiều đứng c v đợc sử dụng Nhng lắp đặt hệ thống thoát nớc đứng, nớc thoát đất chủ yếu theo hớng ngang hệ số cố kết theo chiều ngang c h đợc sử dụng Giá trị c h thu đợc từ thí nghiệm sét khu vực cảng Nhật Bản khoảng gấp từ 1.0 đến 2.0 lần giá trị c v 2) Tuy nhiên, thiết kế c h c v đợc chấp nhận xem xét giảm c h xáo trộn trình lắp đặt hệ thống thoát nớc đứng, thuộc tính cố kết không đồng đất yếu tố khác 5) Hệ số cố kết c v sét cố kết 3) Hệ số cố kết sét trạng thái chặt thờng lớn trạng thái cố kết bình thờng Khi sét dờng nh trạng thái chặt cách rõ ràng, giá trị c v sử dụng cho thiết kế nên lấy giá trị áp lực cố kết trung bình áp lực ảnh hởng lớp áp lực cuối sau trình cố kết Tuy nhiên, không đơn giản tính c v áp lực cố kết trung bình, mà tốt nên xác định giá trị có tải trung bình thị e -log p thu đợc từ thí nghiệm cố kết c v xem xét độ lún dựa đồ 6) Tốc độ lún cố kết đất không đồng Khi đất chứa lớp khác với giá trị c v khác nhau, tốc độ lún cố kết đợc phân tích sử dụng phơng pháp độ dày tơng đơng phân tích số học nh phơng pháp khác hữu hạn 5) phơng pháp phần tử hữu hạn 6), 7) Phơng pháp độ dày tơng đơng đợc sử dụng nh phơng pháp đơn giản hoá, nhng sinh sai lầm nghiêm trọng Khi đất không đồng phạm vi lớn yêu cầu tính toán xác, nên sử dụng phơng pháp phần tử hữu hạn 7) Lún cố kết thứ cấp Hình dạng đờng cong lún-thời gian thí nghiệm lún lâu dài đất dính phù hợp với lý thuyết cố kết Terzaghi mức độ cố kết vào khoảng 80% Khi trình cố kết vợt qua mức này, độ lún tăng tuyến tính với lôga thời gian Điều cố kết thứ cấp xuất với thuộc tính phụ thuộc thời gian lõi đất dới tải trọng cố kết, bên cạnh đó, cố kết sơ cấp gây lún với tiêu tan áp lực nớc lỗ rỗng vợt đất dính tải trọng cố kết Lún cố kết thứ cấp đặc biệt quan trọng than bùn loại đất hữu khác Trong lớp sét phù sa thông thờng, áp lực cố kết tải trọng gây thờng lớn gấp nhiều lần ứng suất uốn cố kết đất Trong điều kiện nh vậy, lún cố kết thứ cấp nhỏ cố kết sơ cấp, không quan trọng thiết kế Nhng áp lực cố kết tác động lên đất tải trọng không vợt ứng suất uốn cố kết, lún cố kết thứ cấp có xu hớng kéo dài , lún cố kết thứ cấp nhỏ Trong trờng hợp này, lún cố kết thứ cấp phải đợc đánh giá đầy đủ thiết kế Lún cố kết thứ cấp tính phơng trình sau: Ss = C h log (t t ) 10 + e0 (5.3.3) - V.52 - S s : lún cố kết thứ cấp (m)~ C : hệ số nén thứ cấp t : thời gian (d) t : thời gian khởi đầu lún thứ cấp (d) h : độ dày lớp sét (m) C thu đợc từ thí nghiệm cố kết truyền thống Nó đợc tính từ mối quan hệ C số nén C c mà thờng đợc biểu diễn phơng trình sau 8): Hệ số nén cố kết C = (0.03 ~ 0.05)C c (5.3.4) 5.4 Chuyển vị ngang Đối với tờng kè tờng bến đợc xây đất yếu, cần phải có biện pháp đối phó chuyển vị ngang biến dạng cắt đất có ảnh hởng bất lợi đến kết cấu [Chú giải] (1) Đối với tờng kè tờng bến đất yếu, cần thiết phải đánh giá chuyển vị ngang gây biến dạng cắt đất Chuyển vị ngang có hai dạng Dạng thứ chuyển vị với lún xảy tức thời sau chịu tải Dạng thứ hai chuyển vị xảy từ từ theo thời gian Nếu tải trọng tơng đối nhỏ sức chịu tải tới hạn đất nền, chuyển vị ngang với lún tức thời tính trớc cách giả thiết đất vật thể đàn hồi (2) Một vấn đề thờng gặp với đất yếu trờng hợp mà hệ số an toàn toàn đất đợc lấy tơng đối thấp vào khoảng 1.3, chuyển vị ngang xảy kết hợp cố kết biến dạng trợt ứng suất cắt đất Để dự báo xem loại chuyển vị ngang có xảy hay không, phơng pháp thực tiễn dựa kinh nghiệm cũ 9) đợc đề xuất Một chơng trình máy tính phơng pháp phần tử hữu hạn áp dụng cho mô hình đàn hồi dẻo đàn hồi dẻo nhớt cho đất sét đă đợc sử dụng nhằm dự báo diễn biến lún chuyển vị ngang theo thời gian cách chi tiết Phơng pháp thích hợp việc tính toán nên đợc chọn có xét đến tầm quan trọng kết cấu chịu chuyển vị ngang 5.5 Lún không Khi xây dựng kết cấu đất sét mềm, ngời ta xem xét lún không đất có biện pháp đối phó lún tác động ngợc trở lại lên kết cấu [Chỉ dẫn kỹ thuật] Phơng pháp đơn giản hoá đợc đề xuất cho việc tính toán lún không vùng đất cải tạo vùng cảng Đất cải tạo đợc phân thành bốn loại: (1) Đất không đồng (2) Đất không đồng (3) Đất đồng (4) Đất đồng Hình T 5.5.1 tỷ lệ lún không trung bình cho loại đất cải tạo Tỷ lệ lún không trung bình hai điểm đợc chọn với tổng lún trung bình cho đất cải tạo Ví dụ, tỷ lệ lún không trung bình cho khoảng cách hai điểm cách 50 mét đất không 0.12 Do đó, tổng lún x cm xuất thời gian định từ điểm khởi đầu, lún không diễn trung bình khoảng 50m đợc tính 0.12 x Khi áp dụng phơng pháp cho thiết kế thực tế, giá - V.53 - Tỷ số lún không trung bình trị đa Hình T 5.5.1 nên đợc sửa lại khoảng thời gian độ sâu lớp đất đợc cố kết 10) Nền không đồng Nền không đồng Nền đồng Nền đồng Khoảng cách hai điểm (m) Hình T 5.5.1 Mối quan hệ Khoảng cách trung bình Tỷ lệ lún không trung bình đất cải tạo [Tài liệu tham khảo] 1) Koichi AKAI: Bearing Capacity and Settlement of Soils , Sankai-do, 1964 (in Japanese) 2) Masaki KOBAYASHI, Junichi MIZUKAMI, Takashi TSUCHIDA: Estimation method of horizontal coefficient of consolidation for cohesive soils , Rept of PHRI Vol 29, No 2, 1990 (in Japanese) 3) Akio NAKASE, Masaki KOBAYASHI, Akio KANECHIKA: Consolidation parameters of overconsolidated clays, Rept of PHRI, Vol 12, No , 1973, pp 123 139 (in Japanese) 4) L A Plmer and P P Brown: Settlement analysis for areas of continuing subsidence , Proc 4Th Int Conf S M F E., Vol 1, 1957, pp 395 398 5) R L Schiffman and R E Gibson: Consolidation of nonhomogeneous clay layers , Journal of S M F E., ASCE, Vol 90, No SM5, 1964, pp 30 6) Masaki KOBAYASHI: Numerical analysis of one dimensional consolidation problems , Rept of PHRI, Vol 21, No 1, 1982 (in Japanese) 7) Masaki KOBAYASHI: Finite element analysis of the effectiveness of sand drains , Rept of PHRI, Vol 30, No 2, 1991 (in Japanese) 8) Mesri, G.: Coeffiecient of secondary compression, Proc ASCE, Vol 99, No SM1, 1973, pp 123 137 9) Yasuo KASUGAI, Ken-ichiro MINAMI, Hiroyuki TANAKA: The prediction of the lateral flow of port and harbour structures, Tech Note of PHRI, No 726, 1992 (in Japanese) 10) Takashi TSUCHIDA, Kenji ONO: Evaluation of differential settlements with numerical simulation and its applicatio to airport pavement design , Rept of PHRI, Vol 27, No 4, 1988 (in Japanese) - V.54 - [...]... Note of PHRI, No 53 3, 19 85, 17p (in Japanese) 3) Terzaghi, K., Peck, R B., and Mesri, G.: Soil Mechanics in Engineer Practice (Third Edition) , John Wiley, 19 95, pp 4 35- 436 4) Peck, R B., Hanson, W E., and Thornburn, T H.: Foundation Engineering , John Wiley, 1 953 , p 260 5) Transportation Tech Res Inst and Yahata Steel: Study on Lateral Resistance of H-shaped Piles, 1963, pp.3 45- 353 (in Japanese) 6)... đợc hàn nên theo tiêu chuẩn JIS A 55 25 4 .5. 5 Những điểm cần chú ý khác trong thiết kế [Chỉ dẫn kỹ thuật] Thông thờng, không có rủi ro về sự uốn dọc khi đang đóng cọc, nếu ứng suất va chạm thấp dới ứng suất chảy dẻo của cọc thép Kishida và Takano đã đề xuất phơng trình (4 .5. 6) để biểu diễn sự ảnh hởng của độ dày thành ống theo ứng suất chảy dẻo py y t = 0.69 + 2.2 r (4 .5. 6) trong đó py : ứng suất uốn... xylanh p : áp suất hơi nớc, áp suất khí (m2) Sức chịu tải cho phép Rda = Rda thu đợc bằng cách chia Rdu cho hệ số an toàn 3 Do đó 1 Rdu 3 (4 .5. 5) Cọc Bút chì Bản thép tăng cờng Bút chì Độ nén đàn hồi của cọc và nền (K) Độ xuyên của cọc (S) Hình T 4 .5. 2 Đo độ chối 4 .5. 2 Thiết kế mối nối giữa cọc và kết cấu Mối nối giữa cọc và kết cấu sẽ đợc thiết kế nhằm đảm bảo sự an toàn đối với ứng suất xuất hiện trong... diễn ra trung bình trong khoảng 50 m đợc tính là 0.12 x Khi áp dụng phơng pháp này cho thiết kế thực tế, giá - V .53 - Tỷ số lún không đều trung bình trị đa ra trong Hình T 5. 5.1 nên đợc sửa lại về khoảng thời gian và độ sâu của lớp đất sắp đợc cố kết 10) Nền rất không đồng nhất Nền không đồng nhất Nền đồng nhất Nền rất đồng nhất Khoảng cách giữa hai điểm (m) Hình T 5. 5.1 Mối quan hệ giữa Khoảng cách... Danish Công thức Smith Hình T 4 .5. 1 Sự phân bố tỷ lệ của các giá trị tính toán bởi công thức cho cọc đóng đối với kết quả thí nghiệm chịu tải Phơng trình của Hiley là công thức dùng cọc đóng phổ biến nhất để xác định tải trọng theo đóng cọc, và đợc biểu diễn bằng phơng trình (4 .5. 1) và (4 .5. 2) W p (1 e 2 ) Rdu C1 Rdu C 2 Rdu C 3 Rdu S = e f F F WH + WP 2 2 2 (4 .5. 1) Mỗi số hạng của phơng trình... piles , Rept of PHRI, Vol.2, No.3, 1964, pp 1-37 (in Japanese) 7) Masatoshi SAWAGUCHI: Soil constants for piles, Rept of PHRI, Vol.7, No.2, 1968 p 55 1(in Japanese) 8) Terzaghi, K.: Evaluation of coefficient of subgrade reaction , Geotechinique, Vol .5, No.4, 1 955 , pp 316-319 9) Yukimitu YOKOYAMA: Calculation Methods and Examples for Pile Structures , SANKAIDO, 1977, pp 193-197 (in Japanese) 10) Yoshinori... 10 0 1 + e0 (5. 3.3) trong đó - V .52 - S s : lún do cố kết thứ cấp (m)~ C : hệ số nén thứ cấp t : thời gian (d) t 0 : thời gian khởi đầu của lún thứ cấp (d) h : độ dày lớp sét (m) C thu đợc từ các thí nghiệm cố kết truyền thống Nó cũng có thể đợc tính từ mối quan hệ giữa C và chỉ số nén C c mà thờng đợc biểu diễn trong phơng trình sau 8): Hệ số nén cố kết C = (0.03 ~ 0. 05) C c (5. 3.4) 5. 4 Chuyển vị... nghiệm đóng cọc (xem Hình T 4 .5. 2) Với cọc thép, độ biến dạng đàn hồi C1 lớn hơn hẳn trong khi C 3 thì thờng là nhỏ hơn Do đó, nếu bỏ qua C 3 , thì phơng trình có thể đợc lấy nh sau: Các số hạng C1 + C 2 + C 3 C1 + C 2 = K Do vậy Rdu = ef F K S+ 2 (4 .5. 4) Trong đó Rdu : Sức chịu tải động tới hạn của cọc (kN) e f : Năng lực của búa, lấy 0 ,5 trong trờng hợp của phơng trình (4 .5. 4) S : Độ chối d thực tế... đóng đều đợc tính bằng cách thay thế C1 , C 2 , C 3 , e f , e , v.v trong phơng trình (4 .5. 2) với các giá trị thích hợp Phơng trình (4 .5. 3) đợc coi là tơng đối phù hợp cho cọc thép Nếu cho rằng sự ảnh hởng giữa búa và cọc là đàn hồi, có nghĩa là e = 1 , thì rút ra công thức sau: Rdu = ef F C + C 2 + C3 S+ 1 2 (4 .5. 3) C1 + C 2 + C 3 trong phơng trình trên là tổng biến dạng của nền, cọc và tấm đệm đầu... lực dọc trục) 20% cờng độ tiêu chuẩn thiết kế và không vợt quá 5MN/m2 Dạng khác 50 % ứng suất cho phép cho cọc bê tông đã nêu trong Phần III, 3.3 Thiết kế theo Phơng pháp ứng suất cho phép Các giá trị đa ra ở trên có thể tăng lên 1 .5 lần khi tính đến tác động của tải trọng ngắn hạn hoặc động đất 4 .5 Thiết kế chi tiết 4 .5. 1 Kiểm tra tải trọng khi xây dựng Trong thiết kế cọc, ngời ta đề nghị là kiểm