ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
-
TRẦN TRUNG HIẾU
PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA MĨNG CỌC LÊN ĐỘ LÚN CỦA MÓNG CỌC LÂN CẬN
ANALYSIS OF THE INFLUENCE OF PILE FOUNDATION ON SETTLEMENT OF NEIGHBORING PILE FOUNDATION
Chun ngành: Kỹ thuật xây dựng cơng trình ngầm Mã số : 8580204
LUẬN VĂN THẠC SĨ
Trang 2Cơng trình được hồn thành tại: Trường Đại học Bách Khoa – ĐHQG - HCM Cán bộ hướng dẫn khoa học: PGS.TS BÙI TRƯỜNG SƠN
Cán bộ chấm nhận xét 1: PGS.TS VÕ PHÁN
Cán bộ chấm nhận xét 2: TS.TRẦN VĂN TUẨN
Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Bách Khoa - ĐHQG TP HCM, ngày 7 tháng 7 năm 2023
Thành phần Hội đồng đánh giá Luận văn thạc sĩ gồm:
1 Chủ tịch: PGS.TS LÊ BÁ VINH
2 Thư ký: TS LÊ TRỌNG NGHĨA 3 Phản biện 1: PGS.TS VÕ PHÁN 4 Phản biện 2: TS.TRẦN VĂN TUẨN
5 Ủy viên: PGS.TS NGUYỄN THÀNH ĐẠT
Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá luận văn và Trưởng Khoa quản lý chuyên ngành sau khi luận văn đã được sửa chữa
CHỦ TỊCH HỘI ĐỒNG
PGS.TS LÊ BÁ VINH
TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG
Trang 3ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP.HCM
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM Độc Lập - Tự Do - Hạnh Phúc
NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ
Họ và tên học viên: TRẦN TRUNG HIẾU MSHV: 2070527
Ngày, tháng, năm sinh: 21/05/1993 Nơi sinh: Bình Phước Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng cơng trình ngầm Mã số: 8580204
I TÊN ĐỀ TÀI:
PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA MÓNG CỌC LÊN ĐỘ LÚN CỦA MÓNG CỌC LÂN CẬN
ANALYSIS OF THE INFLUENCE OF PILE FOUNDATION ON SETTLEMENT OF NEIGHBORING PILE FOUNDATION.
II NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG
- Tính tốn và phân tích độ lún của móng cọc có xét ảnh hưởng của móng lân
cận
- Mơ phỏng và phân tích độ lún của móng cọc có xét ảnh hưởng của móng lân
Trang 4III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: 06 / 02 /2023
IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: 11 / 06 /2023
V CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: PGS.TS BÙI TRƯỜNG SƠN
Tp HCM, ngày 11 tháng 06 năm 2023
CÁN BỘ HƯỚNG DẪN CHỦ NHIỆM BỘ MÔN ĐÀO TẠO
(Họ tên và chữ ký) (Họ tên và chữ ký)
PGS.TS BÙI TRƯỜNG SƠN PGS.TS LÊ BÁ VINH TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG
(Họ tên và chữ ký)
Trang 5LỜI CẢM ƠN
Tôi xin được gửi lời cảm ơn sâu sắc đến những người đã giúp đỡ và hỗ trợ tơi trong q trình hồn thành luận văn này
Đầu tiên, tơi muốn bày tỏ lịng biết ơn đến thầy PGS.TS Bùi Trường Sơn – người đã rất tận tình hướng dẫn, chỉ bảo, định hướng và động viên tơi trong q trình học tập và nghiên cứu tại trường Đại học Bách Khoa – ĐHQG TP.HCM, giúp tôi vượt qua những khó khăn để hồn thành luận văn này
Tiếp theo, tôi muốn chân thành cảm ơn các thầy cơ trong bộ mơn Địa cơ - Nền móng và Khoa Kỹ thuật Xây dựng của trường Đại học Bách Khoa – ĐHQG TP.HCM, những người đã truyền dạy cho tôi những kiến thức quý giá và cung cấp những kinh nghiệm vô giá trên con đường nghiên cứu khoa học và sự nghiệp của tôi trong tương lại
Cuối cùng, tôi muốn gửi lời cảm ơn chân thành đến gia đình người thân, các bạn trong lớp Địa kỹ thuật xây dựng khóa 2020, cùng các đồng nghiệp anh chị em đã hỗ trợ, giúp đỡ, tạo điều kiện để tơi có thể hồn tất luận văn này
Tôi chân thành cảm ơn mọi người!
Tp HCM, ngày 11 tháng 6 năm2023
Trang 6TĨM TẮT
Do tải trọng cơng trình nhà cao tầng lớn nên để đảm bảo khả năng chịu tải, cọc trong móng cũng sâu tương ứng Với khoảng cách của các móng khơng đủ lớn thì vùng ảnh hưởng trong nền đất của các móng có thể giao nhau và gây ảnh hưởng nhau Do đó, diện tích móng khối quy ước để dự tính độ lún móng cọc có kích thước lớn hơn đáng kể so với diện tích đài móng và có thể gây độ lún bổ sung Nội dung đề tài đề cập đến kết quả độ lún dự tính khi xem móng làm việc độc lập và có xét đến ảnh hưởng của các móng lân cận Kết quả tính tốn chỉ ra rằng độ lún của móng có thể tăng lên đáng kể, khoảng 44,7% khi xét đến tác động từ móng lân cận Ngồi ra, sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn và công cụ mô phỏng PLAXIS 3D cho phép mô phỏng độ lún của móng cọc trong các trường hợp khác nhau Kết quả mô phỏng cho thấy độ lún của móng làm việc độc lập nhỏ hơn 162% so với trường hợp các móng lân cận làm việc đồng thời
Trang 7ABSTRACT
Due to the large load of high-rise buildings, the depth of pile foundations needs to be increased to ensure their bearing capacity If the spacing between piles is not sufficient, the influent zones in the ground may overlap and interact with each other Therefore, the assumed area of the pile group is larger than the actual area to estimate the settlement of large-sized pile foundations and cause additional settlement The research topic concens with the estimated settlement considering both the independent behavior of individual piles and the influence of neighboring piles The calculation results show that the settlement of the pile can increase significantly, approximately 44.7%, when considering the impact from neighboring piles Furthermore, using the finite element method and the PLAXIS 3D simulation tool allow for modeling the settlement of pile foundations in various scenarios From the model results, it can be observed that the settlement of the independent pile foundation is less than 162% compared to the case where neighboring piles work simultaneously
Trang 8LỜI CAM ĐOAN
Tôi xin cam đoan đây là công việc do chính tơi thực hiện dưới sự hướng dẫn của PGS.TS Bùi Trường Sơn
Các kết quả trong Luận văn là đúng sự thật và chưa được công bố ở các nghiên cứu khác
Tôi xin chịu trách nhiệm về nội dung trình bày trong luận văn của mình Tp HCM, ngày 11 tháng 6 năm2023
Trang 9MỤC LỤC
NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ i
LỜI CẢM ƠN iii
TÓM TẮT iv
ABSTRACT v
LỜI CAM ĐOAN vi
DANH MỤC BẢNG BIỂU xii
MỞ ĐẦU 1
CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ ĐỘ LÚN CỦA MĨNG CỌC 3
1.1 Khái qt về tính tốn độ lún trong thiết kế móng cọc…………………… 3
1.2 Các phương pháp tính tốn độ lún của nhóm cọc………………………… 4
1.3 Các nghiên cứu thực nghiệm về độ lún của nhóm cọc…………………… 8
1.4 Kết luận chương 1…………………………………………………………10
CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TỐN ĐỘ LÚN CỦA MĨNG CỌC
11
2.1 Độ lún cọc đơn…………………………………………………………… 11
2.1.1Độ lún của cọc đơn ngàm trong đất sét theo Davis - Poulos (1968) [14] 11
2.1.2Phương pháp kinh nghiệm theo Vesic (1970) [15] 11
2.1.3Phương pháp bán kinh nghiệm theo Vesic (1977) [15] 12
2.1.4Phương pháp xác định độ lún đàn hồi cọc đơn theo Woodward, Grander và Greer (1972) [14] 14
2.1.5Độ lún của cọc đơn theo Randolph và Worth (1978) [14] 15
2.1.6Phương pháp phân tích theo Gambin [14] 17
Trang 102.2 Độ lún của nhóm cọc…………………………………………………… 19
2.2.1Phương pháp kinh nghiệm theo Skempton (1953) [14], [4] 19
2.2.2Phương pháp kinh nghiệm theo Meyerhof (1976) [16] 20
2.2.3Phương pháp kinh nghiệm theo Vesic (1977) [15] 20
2.2.4Phương pháp Terzaghi [14] 21
2.2.5Phương pháp hệ số tương tác theo Poulos – Davis (1980) [15] 22
2.2.6Phương pháp cọc tương đương theo Poulos – Davis (1993) [15] 23
2.2.7Phương pháp móng khối quy ước 24
2.2.8Tính tốn theo TCVN 10304:2014 [1] 25
2.3 Nhận xét chương 2……………………………………………………… 26
CHƯƠNG 3 PHÂN TÍCH, TÍNH TỐN ĐỘ LÚN CỦA MĨNG KHI XẢY RA HIỆU ỨNG CHỒNG ỨNG SUẤT GIỮA CÁC NHĨM CỌC 27
3.1 Giới thiệu cơng trình, cấu tạo địa chất khu vực xây dựng và sơ đồ tính tốn ảnh hưởng của các móng cọc………………………………………………… 27
3.1.1Giới thiệu cơng trình 27
3.1.2Điều kiện địa chất cơng trình 27
3.1.3Đánh giá ảnh hưởng của móng cọc 30
3.2 Độ lún của móng cọc và ảnh hưởng của các móng lân cận theo phương pháp khối móng qui ước……………………………………………………………… 36
3.2.1Độ lún của móng F9 khi xem móng làm việc độc lập 36
3.2.2Độ lún của móng cọc có xét ảnh hưởng từ móng lân cận 42
3.3 Mơ phỏng phân tích ảnh hưởng của móng cọc kế cận bằng phần mềm Plaxis 3D……………………………………………………………………………… 46
3.3.1Đặc trưng của vật liệu và đất nền sử dụng mơ phỏng 46
3.3.2Ứng xử của móng F9 khi làm việc độc lập 48
Trang 113.4 Kết luận chương 3………………………………………………………… 60
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 61
TÀI LIỆU THAM KHẢO 63
PHỤ LỤC TÍNH TỐN 65
Trang 12DANH MỤC HÌNH
Hình 1.1 Phân bố ứng suất dưới mũi cọc đơn (a) và nhóm cọc (b) 6
Hình 1.2 Mặt bằng thí nghiệm của G Dai (2012) 9
Hình 1.3 Kết quả thí nghiệm của G Dai (2012) 9
Hình 2.1 Dạng phân bố lực ma sát dọc theo thân cọc (theo Vesic, 1977) 13
Hình 2.2 Sơ đồ tải trọng tác dụng ở mũi cọc và thành cọc 15
Hình 2.3 Giả định module cắt của đất thay đổi theo độ sâu 17
Hình 2.4 Mặt đế móng giả tưởng và phân bố ứng suất của nhóm cọc 22
Hình 2.5 Mặt bằng vị trí cọc tính tốn trong móng cọc (Poulos 2000) 23
Hình 2.6 Mơ hình khối móng quy ước (Tomlinson, 1994) 24
Hình 3.1 Mặt bằng vị trí các hố khoan 28
Hình 3.2 Mặt cắt địa chất cơng trình “Khu chung cư hỗn hợp tại phân khu 4” 30
Hình 3.3 Mặt bằng móng cơng trình “Khu chung cư hỗn hợp tại phân khu 4” 31
Hình 3.4 Khu vực các móng khảo sát 32
Hình 3.5 Khu vực bố trí cọc của các móng khảo sát 32
Hình 3.6 Sơ đồ kích thước móng F9 33
Hình 3.7 Mặt cắt dọc chi tiết móng F9 và cấu tạo địa chất 34
Hình 3.8: Sơ đồ móng khối quy ước 36
Hình 3.9: Mặt bằng móng khối quy ước của móng F9 37
Hình 3.10: Mặt đứng móng khối quy ước của móng F9 38
Hình 3.11: Phân bố ứng suất theo độ sâu móng khối quy ước móng F9 41
Hình 3.12 Diện tích đài móng và móng khối quy ước 42
Hình 3.13: Mặt bằng móng khối quy ước của các móng xung quanh móng F9 43
Hình 3.14: Diện chịu tải của móng F9A tác dụng lên móng F9 44
Hình 3.15: Độ lún bổ sung của móng F9 do ảnh hưởng của các móng lân cận 45
Hình 3.16 Mơ hình móng F9 làm việc độc lập 49
Hình 3.17 Tổng chuyển vị theo phương đứng của móng F9 50
Hình 3.18 Ứng suất cắt tương đối trong đất nền ở móng F9 50
Hình 3.19 Độ lún dưới đáy đài móng F9 51
Trang 13Hình 3.21 Mơ hình 3D móng làm việc đồng thời 53
Hình 3.22 Tổng chuyển vị theo phương đứng của móng F9 và F9A 53
Hình 3.23 Độ lún dưới đáy đài móng F9 và F9A 54
Hình 3.24 Mặt cắt độ lún dưới mũi cọc của móng F9 và F9A 55
Hình 3.25 Độ lún của móng F9 do ảnh hưởng của các móng lân cận theo PP KMQU và mô phỏng bằng Plaxis 3D 57
Hình 3.26 Tổng chuyển vị theo phương đứng của nhóm móng 58
Hình 3.27 Độ lún dưới đáy đài móng của nhóm móng 59
Trang 14DANH MỤC BẢNG BIỂU
Bảng 1.1 Các phương pháp phổ biến dùng để xác định độ lún cho móng cọc (Poulos)
7
Bảng 2.1 Giá trị điển hình của hệ số Cp (Vesic, 1977) 14
Bảng 3.1: Đặc trưng cơ lý trung bình các lớp đất từ kết quả thí nghiệm 29
Bảng 3.2: Chi tiết tải trọng và kích thước các móng 35
Bảng 3.3: Các thơng số cơ bản của cọc D800 35
Bảng 3.4: Chi tiết tính tốn tổng độ lún các lớp phân tố của móng F9 41
Bảng 3.5: Kích thước khối móng quy ước của các móng trong phạm vị khảo sát 42Bảng 3.6: Tổng hợp số liệu tính tốn tải trọng 43
Bảng 3.7: Bảng tổng hợp độ lún tăng thêm do ảnh hưởng của các móng lân cận lên móng F9 45
Bảng 3.8 Nguồn gốc dữ liệu sử dụng mô phỏng 46
Bảng 3.9: Đặc trưng cơ lý các lớp đất sử dụng mô phỏng 47
Bảng 3.10: Thông số của hệ cọc và đài móng [2] 47
Bảng 3.11 Bảng thơng số tải trọng móng lân cận 52
Trang 15MỞ ĐẦU Tính cấp thiết của đề tài
Móng cọc là loại móng được sử dụng phổ biến trong các cơng trình xây dựng dân dụng Sử dụng móng cọc là giải pháp nền móng có nhiều ưu điểm nổi bật về tính ổn định chịu lực, kinh tế về giá thành và đa dạng về phương pháp thi cơng
Trong dự tính độ lún của móng cọc, phương pháp móng khối quy ước thường được sử dụng nhất Việc lựa chọn kích thước móng khối quy ước phụ thuộc vào số lượng và khoảng cách cọc bố trí trong móng cũng như đặc trưng cơ lý của đất và chiều dài cọc Theo điều kiện địa chất khu vực các tỉnh phía nam, do chiều dài cọc thường có giá trị lớn nên kích thước móng khối quy ước sẽ lớn tương ứng Khi các móng cọc bố trí gần nhau, dưới tác dụng của tải trọng cơng trình, đất nền xung quanh sẽ bị dịch chuyển đồng thời gây tải trọng tác dụng lên móng lân cận Tải trọng tác dụng bổ sung của móng lân cận có thể gây lún bổ sung cho móng
Nội dung của luận văn thực hiện tính tốn, mơ phỏng và phân tích ảnh hưởng của móng cọc lên độ lún của móng lân cận, đưa ra các kiến nghị nhằm áp dụng vào thực tiễn khi tính tốn thiết kế móng cọc
Mục tiêu nghiên cứu
- Phân tích, đánh giá độ lún của móng cọc khi làm việc độc lập và khi xét đến ảnh hưởng của các móng lân cận
- Mơ phỏng và phân tích độ lún của móng cọc và phạm vi ảnh hưởng
- Mơ phỏng phân tích ứng xử của móng cọc có xét đến ảnh hưởng của móng lân cận, phân tích ảnh hưởng của khoảng cách móng lân cận có khả năng gây ảnh hưởng
Trang 16Phương pháp nghiên cứu
Dùng phương pháp giải tích: Phương pháp khối móng quy ước (KMQU) được đề xuất trong TCVN 10304:2014 [1]
Dùng phương pháp PTHH (phần mềm Plaxis 3D) [2] để mô phỏng cho các móng cọc chịu tải trọng dọc trục, có đài tuyệt đối cứng;
Căn cứ vào các kết quả tính tốn độ lún của nhóm cọc từ các phương pháp, giải tích, phương pháp PTHH, tiến hành tổng hợp, phân tích, so sánh để đưa ra các kiến nghị, hiệu chỉnh phù hợp để có thể áp dụng các phương pháp vào thực tế tính tốn thiết kế
Phạm vi nghiên cứu
Thực tế việc tính tốn và mơ phỏng phân tích chỉ được thực hiện cho một cơng tình cụ thể, cơng trình “Khu chung cư hỗn hợp tại phân khu 4” ở Tp Quy Nhơn, tỉnh Bình Định
Nghiên cứu sử dụng móng cọc có đài là tuyệt đối cứng, đài cọc chỉ chịu tải trọng dọc trục đúng tâm
Ý nghĩa khoa học và ý nghĩa thực tiễn
Ý nghĩa khoa học: đề tài “phân tích ảnh hưởng của móng cọc lên độ lún của móng lân cận” giúp cho người thiết kế có cái nhìn bao qt để đưa ra các cách bố trí móng cho phù hợp với điều kiện thực tế làm việc của móng cọc
Trang 17CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ ĐỘ LÚN CỦA MÓNG CỌC 1.1 Khái qt về tính tốn độ lún trong thiết kế móng cọc
Móng cọc được sử dụng trong thiết kế nền móng với chức năng chính là truyền tải trọng xuống các lớp đất sâu hơn có khả năng chịu được tải trọng với một hệ số an toàn đầy đủ tức là ở tải trọng làm việc không gây ra độ lún có hại cho kết cấu mà chúng phải chống đỡ [3]
Theo TCVN 10304:2014 [1], nguyên tắc để tính tốn thiết kế móng cọc là dựa trên hai nhóm trạng thái giới hạn cơ bản:
- Nhóm thứ nhất bao gồm các tính tốn: theo cường độ vật liệu cọc và đài cọc, sức kháng của đất đối với cọc (sức chịu tải của cọc theo đất nền), sức chịu tải của đất nền tựa cọc, trạng thái mất ổn định của nền chứa cọc, nếu lực ngang truyền vào nó đủ lớn (tường chắn, móng của các kết cấu có lực đẩy ngang …)
- Nhóm thứ hai gồm các tính tốn: theo độ lún nền tựa cọc và móng cọc chịu tải trọng thẳng đứng, chuyển vị đồng thời của cọc với đất nền chịu tác dụng của tải trọng ngang và momen, sự hình thành hoặc mở rộng các vết nứt cho các cấu kiện bê tơng cốt thép móng cọc
Theo BS 8004:1986 [3], mọi thiết kế móng cọc đều phải thỏa mãn: - Hệ số an toàn chống phá hủy đủ cho cả kết cấu móng và đất nền
- Độ lún chung của móng và đặc biệt là độ lún lệch dưới tải trọng làm việc không được quá lớn, ảnh hưởng đến khả năng làm việc của kết cấu
- Độ an toàn, độ ổn định của các cơng trình lân cận và các hệ thống đường ống dịch vụ phải được đảm bảo
Như vậy, việc dự tính độ lún cho móng cọc là bước khơng thể thiếu khi tiến hành thiết kế móng cọc Thực tế, việc dự tính độ lún của móng cọc là một vấn đề phức tạp do:
Trang 18- Không xác định được rõ ràng sự phân bố và vị trí chính xác của tải trọng truyền từ cọc vào nền đất
Có nhiều phương pháp dự tính độ lún của cọc đã được đề nghị Tuy nhiên, việc xác định độ lún của móng cọc dù là theo xu hướng bán kinh nghiệm, kinh nghiệm hay dựa trên kết quả thí nghiệm thực tế đều có thể tổng quát đưa về một trong hai trường hợp sau:
- Các phương pháp ước lượng độ lún áp dụng cho cọc đơn - Các phương pháp ước lượng độ lún áp dụng cho nhóm cọc
1.2 Các phương pháp tính tốn độ lún của nhóm cọc
Trong thực tế xây dựng, các cọc được thiết kế bố trí gần nhau với khoảng cách 3-6 lần đường kính cọc Lúc đó, cọc hoạt động theo nhóm, tác động qua lại giữa các cọc trong nhóm gây nên hiệu ứng nhóm Hệ quả của hiệu ứng nhóm có thể là:
- Sự thay đổi (làm giảm) sức chịu tải của cả nhóm cọc so với tổng sức chịu tải các cọc thành phần
- Làm tăng vùng truyền ứng suất khiến độ lún của nhóm cọc cao hơn nhiều so với cọc đơn, đặc biệt khi có lớp đất yếu
Theo BS 8004:1986 [3], do ảnh hưởng của hiệu ứng nhóm mà độ lún của một nhóm cọc có kích thước nhóm lớn nhiều hơn độ lún của nhóm cọc có kích thước nhóm nhỏ (với cùng một cấp tải trọng) Trong cả hai trường hợp này, độ lún của nhóm đều lớn hơn độ lún của 1 cọc đơn dưới tải trọng đó
Do đó, việc đánh giá độ lún của nhóm cọc trở nên quan trọng khi tính tốn thiết kế cọc ma sát ngàm trong đất sét hoặc tồn tại lớp sét chịu lún nằm gần dưới mũi cọc
Trang 19đã bổ sung thêm các thông số về khoảng cách giữa các cọc, số hàng trong nhóm cọc vng
Độ lún trung bình của nhóm (SG) có n cọc có thể được biểu diễn như một hàm theo độ lún của cọc đơn (S1) chịu tải bằng tải trọng trung bình của các cọc trong nhóm thơng qua một tỷ số độ lún Rs (Rs = SG/S1) Randolph (1994) [7] đã đề nghị công thức gần đúng để xác định tỷ số độ lún RS (= 𝑛𝜔) theo số lượng cọc trong nhóm và hệ số mũ 𝜔 phụ thuộc vào tính chất của đất Có nhiều tác giả nghiên cứu thực nghiệm tại hiện trường và trong phịng thí nghiệm để xác định giá trị của 𝜔 điển hình như Poulos (1989) đã chỉ ra 𝜔 ≈ 0,5 đối với nhóm cọc ma sát trong đất sét và 𝜔 ≈ 0,33 cho nhóm cọc ma sát trong đất cát
Poulos và Davis (1980) [8] đã đề xuất phương pháp “trụ tương đương” để ước lượng độ lún trung bình của nhóm cọc Trong phương pháp này, nhóm cọc được thay thế bằng một trụ với đường kính và mơ đun đàn hồi quy đổi tương đương sau đó áp dụng lời giải xác định độ lún của cọc đơn theo Randolph và Worth (1978) để tìm độ lún trung bình của nhóm cọc
Một phương pháp phổ biến được các kỹ sư sử dụng hiện nay trong xác định độ lún trung bình của nhóm cọc là phương pháp cộng lún phân tố sử dụng mơ hình khối móng quy ước theo đề xuất của Tomlinson (1996) [9] [10] Phương pháp này dựa vào việc thay thế nhóm cọc bằng một khối móng quy ước với một kích thước tương đương, hoạt động ở một độ sâu đại diện dưới mặt đất Tuy nhiên phương pháp này không xét đến ảnh hưởng của số lượng cọc, khoảng cách giữa các cọc và sự tương tác giữa các cọc trong nhóm
Theo Taylor (1948), độ lún của nhóm cọc ma sát xuất hiện do 3 nguyên nhân sau:
- Độ lún do biến dạng nén cọc và do chuyển dịch tương đối của cọc so với đất ngay cạnh Khi lực ma sát đã phát sinh đầy đủ thì độ lún này tương ứng với giá trị nhận được trong thí nghiệm thử tải trên cọc đơn
Trang 20- Độ lún gây ra do nén tầng đất có thể nén được dưới các mũi cọc
Thông thường, độ lún của nhóm cọc (SG) lớn hơn độ lún của cọc đơn (St) khi chịu tải trọng bằng tải trọng trung bình của nhóm (hiệu ứng nhóm) Sở dĩ như vậy vì độ sâu ảnh hưởng của nhóm cọc De lớn hơn so với độ sâu ảnh hưởng của cọc đơn (De’)
Hình 1.1 Phân bố ứng suất dưới mũi cọc đơn (a) và nhóm cọc (b)
Theo BS 8004:1986 [3], hiệu ứng nhóm này đúng với chuyển vị tức thời khi chịu tải (chuyển vị đàn hồi) và cũng đúng với đất dễ bị lún do cố kết trong phạm vi độ sâu ảnh hưởng De Riêng đối với cọc chống trên địa tầng không bị nén lún hiệu ứng này không gây nhiều ảnh hưởng đến độ lún của cọc Đối với đất rời, khơng có lý thuyết chung nào có thể cho phép dự đốn độ lún của nhóm cọc mà khơng kèm theo rất nhiều điều kiện giả định ràng buộc BS 8004:1986 [3] cũng chỉ ra rằng: khi cọc được thiết kế là cọc chống thì độ lún của cọc được tính tốn với giả thiết tải trọng của móng
Trang 21Poulos (2008) đã phát triển các biểu thức xấp xỉ dựa trên thực nghiệm, tính tốn phân tích bằng BEM hoặc phương pháp phần tử hữu hạn
Tổng kết của Poulos (liệt kê trong Bảng 1.1) cho cái nhìn tổng quan tương đối đầy đủ về các phương pháp tính lún cho nhóm cọc đang được sử dụng rộng rãi hiện nay
Bảng 1.1 Các phương pháp phổ biến dùng để xác định độ lún cho móng cọc (Poulos) Phương pháp Chuẩn Độ lún Lún lệch Tải độ lún Tốc Ghi chú Hệ số tương tác: 𝜌𝐺 = 𝑅𝑠𝜌11 Có - - - Rs lấy từ biểu thức thực nghiệm (Skemton, 1953; Meyerhof, 1959) cho cát Meyerhof (1976): 𝜌𝐺 =0,9𝑞√𝐵 ∗ 𝐼𝑁1 Có - - - q – áp lực ròng (kPa) B – bề rộng nhóm (m) N – hệ số SPT của đất trong khoảng độ sâu bên dưới bề rộng nhóm cọc
I = (1-L/8B) > 0,5 Móng khối qui ước
(Tomlinson 1993; Poulos 1993)
2 Có Có - Có Thay đổi bới kỹ sư Hirayama 1995 Trụ - cọc tương đương (Poulos, 1993) 2 Có - - Có (chưa kiểm chứng)
Qui đổi nhóm trụ đơn bao gồm cọc và đất Độ lún: 𝜌𝐺 = 𝑅𝑠𝜌12 Có - - - Rs lấy từ phân tích đàn hồi, có thể lấy xấp xỉ Rs = nwHệ số tương tác (Poulos & Davis, 1980) 3 Có Có Có - Có thể thực hiện bằng phương trình DEFPGI&PIGLET Phần tử biên (kỹ sư Banerjee & Driscoll, 1976; Poulos & Hewitt, 1986)
3 Có Có Có Thực hiện bằng
Trang 22Phần tử hữu hạn 2D 3 Có Có Có Có Có thể lý tưởng hóa như mặt biến dạng hoặc trục đối xứng Phần tử hữu hạn 3D 3 Có Có Có Có Sự thay đổi của đất
và mơ hình cọc có thể được thực hiện Chi tiết các phương pháp này được giới thiệu bởi các tác giả: Poulos và Davis (1980) [8]; Fleming và các đồng sự (1992); Poulos (1993, 1994) [11]; Randoph (1994) [7], Katzenbach và các đồng sự (1998)
Phương pháp phần tử hữu hạn là phương pháp số để tìm nghiệm gần đúng của một hàm chưa biết trong miền xác định Phương pháp này rất thích hợp để tìm nghiệm gần đúng cho các bài toán vật lý, kỹ thuật khi mà hàm cần tìm được xác định trên các miền phức tạp là những vùng nhỏ có đặc trưng hình học, vật lý khác nhau có các điều kiện biên khác nhau Có thể thấy, để xem xét ảnh hưởng của các thông số S/d, L/d, sự tương tác giữa các cọc trong nhóm, ảnh hưởng của hiệu ứng nhóm cọc, sự thay đổi tính chất cơ lý của đất thì phương pháp phần tử hữu hạn là một lựa chọn hợp lý để tính tốn độ lún của nhóm cọc
1.3 Các nghiên cứu thực nghiệm về độ lún của nhóm cọc
Trang 23Hình 1.2 Mặt bằng thí nghiệm của G Dai (2012)
Hình 1.3 Kết quả thí nghiệm của G Dai (2012)
Trang 24trọng bằng tải trung bình tác dụng lên từng cọc trong nhóm (Hình 1.3) và hiệu ứng nhóm bị ảnh hưởng bởi khoảng cách cọc lớn hơn chiều dài cọc
1.4 Kết luận chương 1
Từ các kết quả tổng hợp và phân tích các phương pháp ước lượng độ lún cho móng cọc có thể rút ra một số nhận xét sau:
- Hầu hết các phương pháp tính đều căn cứ trên cơ sở xem vật liệu đàn hồi tuyến tính và đồng nhất
- Mối quan hệ giữa độ lún của cọc đơn và độ lún của nhóm cọc phụ thuộc vào nhiều yếu tố như: chiều dài cọc, kích thước cọc, khoảng cách giữa các cọc, phương pháp thi công cọc cũng như điều kiện đất nền
Trang 25CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TỐN ĐỘ LÚN CỦA MĨNG CỌC 2.1 Độ lún cọc đơn
2.1.1 Độ lún của cọc đơn ngàm trong đất sét theo Davis - Poulos (1968) [14]
Độ lún cọc đơn trong lớp đất dính có chiều dày hữu hạn, dưới nó là lớp đất cứng không chịu nén được xác định theo biểu thức sau:
𝑆 = 𝑄𝐿𝐸𝑠𝐼𝑝 (2.1) Trong đó: 𝐸𝑠 = (1+𝜈)(1−2𝜈)𝑚𝜈(1−𝜈) = 𝛽 1𝑚𝑣 (2.2) Với:
Q – Tải trọng tác dụng lên đầu cọc L - Chiều dài cọc
Es - Module đàn hồi thoát nước
ν- Hệ số Poisson (bằng 0,4 cho sét quá cố kết và 0,2 cho sét thường) mν - hệ số biến đổi thể tích
β- Hệ số chuyển đổi từ nén không nở hông sang nén có nở hơng Ip - Hệ số ảnh hưởng phụ thuộc vào tỷ số L/B và H/B
2.1.2 Phương pháp kinh nghiệm theo Vesic (1970) [15]
Độ lún của cọc trong đất rời, độ lún tức thời của cọc trong đất dính khi chịu tải trọng sử dụng có thể ước định bằng quan hệ sau:
𝑆𝑡 = 𝐵
100+ 𝑄𝑣𝑎𝐿
𝐴𝑝𝐸𝑝 (2.3)
Trong đó:
Trang 26Qva - Tải trọng sử dụng của cọc (Kn) Ap - Diện tích mặt cắt ngang của cọc (m2) L - Chiều dài cọc (m)
Ep - Module đàn hồi của vật liệu làm cọc (Kn/m2)
2.1.3 Phương pháp bán kinh nghiệm theo Vesic (1977) [15]
Phương pháp này được khuyến nghị sử dụng với mục đích thiết kế cọc trong đất rời hoặc tính lún tức thời cho đất sét có đặc trưng thích hợp Độ lún của cọc có thể tách thành 3 thành phần:
𝑆𝑡 = 𝑆𝑠 + 𝑆𝑝 + 𝑆𝑠𝑝 (2.4)
Trong đó:
St - Độ lún tổng cộng của đầu cọc đơn
Ss - Độ lún do biến dạng của cọc gây ra do lực ma sát Sp - Độ lún đáy cọc gây ra do lực truyền vào nền Ssp - Độ lún của cọc gây ra do tải trọng truyền dọc cọc
Thành phần Ss
𝑆𝑠 = (𝑄𝑝𝑎+𝛼𝑠𝑄𝑓𝑎)𝐿
𝐴𝑝𝐸𝑝 (2.5)
Trong đó:
Qpa - Phản lực nền hoặc tải trọng ở mũi cọc truyền vào nền trong phạm vi ứng suất làm việc (tính bằng đơn vị lực)
Qfa - Lực ma sát bên của cọc trong phạm vi ứng suất làm việc (tính bằng đơn vị lực)
L - Chiều dài cọc
Trang 27αs - Giá trị phụ thuộc vào sự phân bố ma sát bên dọc theo thân cọc
Vesic (1977) đã đề nghị lấy αs = 0,5 khi lực ma sát bên dọc theo thân cọc phân bố đều hoặc theo dạng parabol Khi lực ma sát phân bố dạng tam giác (bằng 0 ở đỉnh và lớn nhất ở đáy cọc) thì αs = 0,67 Dạng phân bố của lực ma sát bên chỉ có thể xác định được bằng thí nghiệm hiện trường
Hình 2.1 Dạng phân bố lực ma sát dọc theo thân cọc (theo Vesic, 1977) Sharma và Joshi (1988) đã chỉ ra rằng độ lún tổng cộng của cọc khi lực ma sát phân bố đều hoặc phân bố tam giác cũng không nhạy cảm với giá trị αs Do đó với bất kỳ giá trị αs nào cũng có thể sử dụng để ước định độ lún
Thành phần Sp và Ssp
Được thiết lập trên cơ sở phân tích lý thuyết và mối tương quan thực nghiệm giữa các đặc trưng của đất và lực chống đầu cọc cực hạn (qp) đối với một số cơng trình thực tế đã được Vesic (1977) tổng kết như sau:
𝑆𝑝 = 𝐶𝑝𝑄𝑝𝑎
𝐵𝑞𝑝 (2.6)
Trong đó:
Cp - Hệ số thực nghiệm (lấy theo Bảng 1.1)
𝐶𝑠 = 0.93 + 0.16√𝐷𝑓/𝐵𝐶𝑝 (2.7)
Trang 28qp - Khả năng chịu tải giới hạn tại mũi cọc (điểm) (lực/diện tích) B - Đường kính cọc
Df (bằng L) - Độ sâu trong đất của cọc
Trong cách tính này, giả thiết rằng lớp địa tầng còn kéo dài dưới đầu cọc tối thiểu bằng 10 lần đường kính cọc, cịn lớp đất dưới nữa có độ cứng tốt hơn
Bảng 2.1 Giá trị điển hình của hệ số Cp (Vesic, 1977)
Loại đất Cọc đóng Cọc khoan nhồi
Cát (chặt đến xốp) 0,02 – 0,04 0,09 – 0,18 Đất sét (cứng, mịn) 0,02 – 0,03 0,03 – 0,06 Đất phù sa (chặt đến xốp) 0,03 – 0,05 0,09 – 0,12
2.1.4 Phương pháp xác định độ lún đàn hồi cọc đơn theo Woodward, Grander và Greer (1972) [14]
Phương pháp này được thành lập dựa trên cơ sở phân tích giới hạn, mơ tả khá sát với tình trạng làm việc của cọc Phương pháp này cho phép tính tốn độ lún giới hạn, dưới tải trọng làm việc giới hạn, theo nguyên lý đàn hồi Thích hợp cho phân tích cọc khoan nhồi
Độ lún đàn hồi của một cọc đơn được tính theo cơng thức:
𝑆𝑖 = 𝑆𝑝 + 𝑆𝑠 + 𝑆𝑒𝑠 (2.8)
Trong đó:
Độ lún dưới đáy mũi cọc:
𝑆𝑝 = 𝑃𝑝𝐷𝑝𝐼𝑏𝑝
𝐸𝑝 (2.9)
Độ lún theo thành cọc:
𝑆𝑠 = ∑𝛥𝑄𝑠𝐼𝑏𝑠
Trang 29Độ lún của thân cọc: 𝑆𝑒𝑠 = ∑(𝑄𝑏+𝜆𝑄𝑠)𝐿𝐴𝑝𝐸𝑐 (2.11) Với: pp - Sức kháng đơn vị ở mũi cọc Dp - Đường kính mũi cọc
Ep, Es, Ec - Module đàn hồi của đất dưới mũi cọc, thân cọc và của vật liệu làm cọc
Ibp, Ibs - Yếu tố ảnh hưởng ở mũi cọc và thành cọc (tra Bảng 2.2 và 2.3) phụ thuộc vào tỷ số L/B và x/B
λ- Hệ số tỷ lệ ma sát thành, phụ thuộc vào hình dạng phân bố tải, có thể lấy λ = 0,6 cho cát và λ = 0,5 cho sét
Qp, Qs - Tải trọng tác dụng ở mũi cọc và thành cọc
Hình 2.2 Sơ đồ tải trọng tác dụng ở mũi cọc và thành cọc
2.1.5 Độ lún của cọc đơn theo Randolph và Worth (1978) [14]
Trang 30𝑃𝑡𝑊𝑡𝑑𝐺𝐿 =2𝜂(1−𝜈)𝜉+2𝜋𝜌𝜁×𝑡𝑎𝑛ℎ(𝜇1)𝜇1×𝐿𝑑1+ 8𝜂𝜋𝜆(1−𝜈)𝜉×𝑡𝑎𝑛ℎ(𝜇1)𝜇1×𝐿𝑑(2.12) Trong đó:
𝜂 = dp/d (db – đường kính mũi cọc, d – đường kính thân cọc); 𝜉 = GL/Gb (GL, Gb – module cắt của đất tại độ sâu L & tại mũi cọc); 𝜌 = GL2/GL (hệ số thay đổi module cắt của đất theo độ sâu);
𝜆 = Ep/GL (hệ số độ cứng cọc – đất);
𝜻 = 𝒍𝒏( [𝟎 𝟐𝟓 + 𝟐 𝟓𝝆(𝟏 − 𝝂) − 𝟎 𝟐𝟓𝝃]𝟐𝑳/𝒅);
𝜇𝐿 = 2√2/𝜁𝜆(𝐿/𝑑); 𝜈 - hệ số Poisson của đất
Khi độ mảnh L/d ≤ 0.25(Ep/GL)1/2, cọc ứng xử như cọc cứng (cọc không bị biến dạng) và độ cứng đầu cọc được tính tốn từ biểu thức đơn giản sau đây:
𝑃𝑡𝑊𝑡𝑑𝐺𝐿 = 2(1−𝜈) ×𝑑𝑝𝑑 × 𝐺𝑏𝐺𝐿 +2𝜋𝜁 ×𝐺𝐿/2𝐺𝐿 × 𝐿𝑑 (2.13)
Khi độ mảnh L/d ≥ 1.5(Ep/GL)1/2, cọc ứng xử như cọc dài vô hạn Truong trường hợp này, độ cứng đầu cọc (cho trường hợp 𝜌 = 1) được tính từ cơng thức:
𝑃𝑡
𝑊𝑡𝑑𝐺𝐿 = 𝜋𝜌√𝜆
Trang 31Hình 2.3 Giả định module cắt của đất thay đổi theo độ sâu
Trong trường hợp này, GL là module cắt tại phần dưới cùng của chiều dài hoạt động cọc Lac, trong đó Lac = 1.5d(Ep/GL)1/2
Trong thực tế, đối với trường hợp nền nhiều lớp có thể sử dụng module trung bình trọng số dọc theo chiều dài cọc như sau:
𝐸𝑎𝑣𝑒 = 1
𝐿∑ 𝐸𝑠𝑖 𝐿𝑠𝑖 (2.15)
2.1.6 Phương pháp phân tích theo Gambin [14]
Phương pháp tính tốn dựa trên ngun lý:
- Độ biến dạng của đất nền dưới mũi cọc do tải trọng truyền xuống đến mũi - Khi cọc chuyển vị tạo ra khả năng huy động ma sát thành dọc theo thân cọc để kháng lại chuyển vị đó
- Độ lún đàn hồi của vật liệu làm cọc, dưới áp lực do sự truyền tải từ đầu cọc xuống và sức kháng ma sát thành quanh thân cọc chống lại Độ lún này biến đổi dọc theo thân cọc
- Cọc có bán kính R, chiều dài L được chia quy ước thành n đoạn có chiều dài (L/n) để tính tốn
Khi đó, độ lún của cọc được xác định theo biểu thức:
S = Sp + Sc (2.1)
Trang 32Độ lún của đất nền dưới mũi cọc sp được tính theo cơng thức: Sp = σλα2Ep, với cọc R ≤ 30cm (2.2) Sp = 30σ2Ep(σλ)α30 , với cọc R ≥ 30cm (2.3) Độ lún của cọc do huy động ma sát thành khi chuyển vị Sc:
Sc = CLτ REp, với cọc R ≤ 30cm (2.4) Sc = CL30τEp (R30)α, với cọc R ≥ 30cm (2.5) Trong đó: R - Bán kính cọc
Ep - Module nén ngang, với cọc đóng Ep=3E (E trong thí nghiệm nén ngang)
τ- Ứng suất cắt dọc của đất
σ- Ứng suất do tải trọng ngoài truyền đến mũi cọc thường được giả thiết ban đầu rồi lựa chọn đúng dần
α- Hệ số cấu trúc của đất
CL - Hệ số tra bảng phụ thuộc vào n, tỷ số h/R và loại cọc
λ- Hệ số hình dạng cọc, bằng 1 cho cọc trịn, bằng 1,12 cho cọc vng và cọc baret hình chữ nhật
2.1.7 Theo TCVN 10304:2014 Móng cọc – tiêu chuẩn thiết kế [1]
Trang 33𝑆 = 𝛽 𝑁𝐺1𝐿𝑝 (2.1) Trong đó: N – Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc β – Hệ số xác định theo công thức: 𝛽 = 𝛽′𝜆1+1 − (𝛽′/𝛼)𝑎𝑒 (2.2) Với:
β' = 0,17ln(kvG1Lp/G2d) – Hệ số ứng với cọc có độ cứng tuyệt đối bằng EA bằng
α = 0,17ln(kvLp/d) – Hệ số đối với nền đồng nhất có các đặc trưng G1 và 1
ae = EA/G1Kp2 – Độ cứng tương đối của cọc
λ1 - Thông số xác định việc tăng độ lún do thân cọc chịu nén, tính theo cơng thức
𝜆1 = 2,12𝑎𝑒
3/4
1 + 2,12𝑎𝑒3/4 (2.3)
kv, kv1 – Các hệ số tính theo cơng thức 𝑘𝑣 = 2,82 − 3,78𝜈 + 2,81𝜈2 lần lượt khi 𝜈 = (𝜈1+ 𝜈2)/2 và khi = 1
2.2 Độ lún của nhóm cọc
2.2.1 Phương pháp kinh nghiệm theo Skempton (1953) [14], [4]
Trang 34Vesic (1969) kiến nghị cách dự báo độ lún của nhóm cọc (SG) dựa trên độ lún của cọc đơn (S1) như sau:
𝑆𝐺 = 𝑆𝑡(13,1𝐵+9)2(3.3𝐵+12)2 (2.16) Trong đó: SG – Độ lún nhóm cọc (m) St – Độ lún của cọc đơn (m) B – Bề rộng của nhóm cọc (m)
2.2.2 Phương pháp kinh nghiệm theo Meyerhof (1976) [16]
Meyerhof đã đưa ra công thức kinh nghiệm để xác định sơ bộ chuyển vị của móng cọc trong đất rời trên cơ sở của các giá trị thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (N) và xuyên côn (qc) như sau:
- Trên cơ sở giá trị xuyên tiêu chuẩn:
𝑆𝐺 = 2𝑝√𝑏𝐼/𝑁 (2.17)
Trong đó:
p – áp lực đáy móng 𝑏– Chiều rộng nhóm cọc
𝑁– Giá trị trung bình của thí nghiệm xun tiêu chuẩn tính bằng số nhát va đập (số nhát đập/0,3 m) tại chỗ tính chuyển vị (cỡ bằng 𝑏trong đất đồng nhất)
2.2.3 Phương pháp kinh nghiệm theo Vesic (1977) [15]
Với mục đích thiết kế, phương pháp đơn giản nhất được đề nghị bởi Vesic (1977) được biểu diễn dưới dạng biểu thức sau:
𝑆𝐺 = 𝑆𝑡√𝐵𝐺/𝐷 (2.18)
Trang 35SG – Độ lún của nhóm cọc mà tải trọng trung bình của mỗi cọc bằng tải trọng tác dụng lên cọc đơn
St – Độ lún của cọc đơn được ước lượng hoặc xác định từ thí nghiệm nén tĩnh cọc
BG – Chiều rộng của nhóm cọc (kích thước nhỏ hơn) D – Đường kính của cọc
Khi khơng có số liệu nén thử tải cho nhóm cọc thì phương trình (2.18) của Vesic được dùng phổ biến trong thực tế xây dựng (trong sổ tay thiết kế nền móng DM 7-2, 1982 và sổ tay kỹ thuật nền móng của Canada, 1985) để xác định độ lún cho nhóm cọc trong đất rời
2.2.4 Phương pháp Terzaghi [14]
Terzaghi kiến nghị phương pháp tính tốn độ lún nhóm cọc dựa trên cơ sở: quan niệm nhóm cọc như khối móng nơng bao quanh bởi các cọc Bề mặt đáy móng giả tưởng để tính lún được xác định theo các quan niệm về phương thức hoạt động của cọc Có 3 trường hợp:
- Cọc chống (hoạt động mũi cọc khống chế trong tầng chịu lực), đất nền gồm nhiều lớp
Trang 36Hình 2.4 Mặt đế móng giả tưởng và phân bố ứng suất của nhóm cọc Khi có độ lún của nhóm cọc được tính theo cơng thức:
* Với đất cố kết thường 𝑆𝑖 = 𝐻𝑖 𝛥𝑒1+𝑒0 = 𝐻𝑖 𝐶𝑐1+𝑒0𝑙𝑜𝑔(𝛥𝜎𝜈+𝜎𝑜𝑧𝜎𝑜𝑧 ) (2.19) * Với đất cố kết trước 𝑆𝑖 = 𝐻𝑖 𝛥𝑒1+𝑒0 = 𝐻𝑖 𝐶𝑠1+𝑒0𝑙𝑜𝑔(𝛥𝜎𝜈+𝜎𝑜𝑧𝜎𝑜𝑧 ) (2.20) 𝑆𝐺 = ∑ 𝑆𝑖 (2.21) Trong đó: SG – Độ lún của nhóm cọc Si – Độ lún từng lớp phân tố đất eo – Hệ số rỗng ban đầu của đất Cc – Chỉ số nén lún
Cs – Chỉ số nở
∆σv - Ứng suất do tải trọng của cọc phân bố giữa phân lớp σoz - Ứng suất bản thân phân bố giữa lớp phân tố
Trang 37Được khuyến nghị sử dụng trong BS 8004:1986 [2] phát triển từ bài toán kinh điển của Mindlin và các kết quả nghiên cứu của Bartolomei Độ lún wi của cọc thứ I trong nhóm n cọc được tính theo cơng thức:
𝑤𝑖 = ∑𝑛𝑗=𝑖(𝑃𝑎𝑣𝑆1𝛼𝑖𝑗) (2.22) Trong đó:
Pav – Tổng tải trọng tác dụng xuống 1 cọc
S1 – Độ lún của cọc đơn dưới tác dụng của tải trọng đơn vị
𝛼𝑖𝑗 – Hệ số tương tác của cọc i so với cọc j trong nhóm có cùng khoảng cách Sij
(tính từ i đến j)
Hình 2.5 Mặt bằng vị trí cọc tính tốn trong móng cọc (Poulos 2000)
2.2.6 Phương pháp cọc tương đương theo Poulos – Davis (1993) [15]
Theo Poulos, độ lún của cọc tương đương de được tính theo cơng thức:
𝑑𝑒 = (1,13 ÷ 1,27)(𝐴𝐺)0,5 (2.23) Trong đó: AG – diện tích nhóm cọc bao gồm cả phần đất giữa các cọc
Randolph (1994) [6], đưa ra công thức hiệu chỉnh độ chính xác của phương pháp cọc tương đương:
𝑅 = (𝑛𝑠/𝐿)0,5 (2.24)
Trong đó:
Trang 38Phương pháp cọc tương đương thường có R < 3, hơn 20% trường hợp tính được R = 1, áp dụng cho trường hợp khoảng cách giữa các cọc khơng lớn hơn 5 lần đường kính cọc
2.2.7 Phương pháp móng khối quy ước
- Đây là phương pháp cơ bản nhất với nhiều biến thể khác nhau, được sử dụng phổ biến trong tiêu chuẩn xây dựng của các nước (BS 8400: 1986 của Anh [3], TCVN 10304: 2014 của Việt Nam [1])
- Khối móng quy ước được tính tốn cho hai trường hợp: đất nền đồng nhất và đất nền không đồng nhất
- Theo Van Impe (1991) [17] phương pháp móng khối quy ước nên được hạn chế sử dụng trong trường hợp tiết diện cọc vượt quá 10% diện tích nhóm
Trang 39Hình 2.7 Ranh giới khối móng quy ước khi tính độ lún móng cọc (TCVN 10304-2014)
Hình 2.8 Mơ hình khối móng quy ước (TCVN 10304-2014)
2.2.8 Tính tốn theo TCVN 10304:2014 [1]
Độ lún của nhóm cọc có thể tính tốn từ độ lún của các cọc trong nhóm, có kể đến tác dụng tương hỗ giữa chúng Độ lún phụ thêm của cọc thứ “i” do cọc thứ “j” cách cọc “i” một khoảng là a, chịu tải trọng Nj, bằng:
𝑆𝑖,𝑗 = 𝛿𝑖,𝑗 𝑁𝐽𝐺1𝐿 (2.25) Trong đó: 𝛿𝑖,𝑗 = 0.17 𝑙𝑛𝑘𝑛𝐺1𝐿2𝐺2𝑎 nếu 𝑘𝑛𝐺1𝐿2𝐺2𝑎 > 1 (2.26) 𝛿𝑖,𝑗 = 0 nếu𝑘𝑛𝐺1𝐿2𝐺2𝑎 ≤ 1 (2.27)
Độ lún của cọc thứ “i” trong nhóm n cọc khi biết rõ tải trọng tác dụng lên từng cọc thứ “j” xác định theo công thức:
𝑆𝑖 = 𝑆(𝑁𝑖) + ∑𝑛𝑗=1𝛿𝑖,𝑗 𝑁𝑗
Trang 40Trong đó:
S(Ni) – độ lún của cọc thứ “i”;
δi,j – hệ số, tính theo công thức (2.26) và (2.27), phụ thuộc vào khoảng cách giữa cọc thứ “i” và cọc thứ “j”;
Nj – tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc thứ “j”
Trường hợp sự phân bố tải trọng giữa các cọc chưa được xác định, cơng thức (2.28) có thể sử dụng để tính sự làm việc đồng thời giữa móng cọc và kết cấu phần thân, theo đó phương pháp lực của cơ học kết cấu dùng một cách thuận lợi Độ lún của nhóm cọc lấy bằng giá trị trung bình độ lún của các cọc trong nhóm
2.3 Nhận xét chương 2