Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng công trình ngầm: Phân tích ảnh hưởng của móng cọc lên độ lún của móng cọc lân cận

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

Công trình được hoàn thành tại: Trường Đại học Bách Khoa – ĐHQG - HCM Cán bộ hướng dẫn khoa học: PGS.TS BÙI TRƯỜNG SƠN

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

PGS.TS LÊ ANH TUẤN

ĐẠI 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 công trình ngầm Mã số: 8580204

II NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG

- Tính toán và phân tích độ lún của móng cọc có xét ảnh hưởng của móng lân

cận

- Mô phỏng và phân tích độ lún của móng cọc có xét ảnh hưởng của móng lân

cận; phân tích phạm vi vùng ảnh hưởng, mức độ ảnh hưởng và giá trị độ lún gia tăng khi xét ảnh hưởng của tải trọng các móng lân cận

III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: 06 / 02 /2023

IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: 11 / 06 /2023

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)

PGS.TS LÊ ANH TUẤN

Tiếp theo, tôi muốn chân thành cảm ơn các thầy cô trong bộ môn 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 tôi có thể hoàn tất luận văn này

Tôi chân thành cảm ơn mọi người!

Tp HCM, ngày 11 tháng 6 năm2023

Học viên Trần Trung Hiếu

TÓM TẮT

Do tải trọng công 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 không 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 toán 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 Ngoài 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

Kết quả tính toán và mô phỏng cho thấy tầm quan trọng của việc xem xét tác động của móng lân cận trong công tác tính toán và thiết kế nền móng Nghiên cứu này cũng đặt nền móng cho những nghiên cứu tiếp theo về tương tác của các yếu tố khác như tải trọng, môi trường đất, nội lực trong nhóm cọc và cấu trúc móng

ABSTRACT

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

The calculation results and simulations highlight the importance of considering the influence of neighboring piles in the calculation and design of foundation systems This study also lays the foundation for further research on the interaction of other factors such as loads, soil conditions, internal forces within the pile group, and foundation structure

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công việc do chính tôi 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

Học viên Trần Trung Hiếu

MỤC 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 MÓNG CỌC 3

1.1 Khái quát về tính toán độ lún trong thiết kế móng cọc……… 3

1.2 Các phương pháp tính toán 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 TOÁN ĐỘ LÚN CỦA MÓNG 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

2.1.7Theo TCVN 10304:2014 Móng cọc – tiêu chuẩn thiết kế [1] 18

2.2 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

3.1.1Giới thiệu công trình 27

3.1.2Điều kiện địa chất công 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 Mô 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 mô phỏng 46

3.3.2Ứng xử của móng F9 khi làm việc độc lập 48

3.3.3Ứng xử của móng cọc khi xét ảnh hưởng của móng lân cận 52

DANH 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 toán trong móng cọc (Poulos 2000) 23

Hình 2.6 Mô 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 công trình “Khu chung cư hỗn hợp tại phân khu 4” 30

Hình 3.3 Mặt bằng móng công 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 Mô 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

Hình 3.20 Độ lún dưới mũi cọc của móng F9 51

Hình 3.21 Mô 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

Hình 3.28 Độ lún dưới mũi cọc của nhóm móng 59

DANH 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 thông số cơ bản của cọc D800 35

Bảng 3.4: Chi tiết tính toán 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 toán 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 thông số tải trọng móng lân cận 52

Bảng 3.12 Độ lún móng F9 do ảnh hưởng các móng lân cận theo kết quả mô phỏng 56

MỞ ĐẦU Tính cấp thiết của đề tài

Móng cọc là loại móng được sử dụng phổ biến trong các công 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 công

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 công 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 toán, mô 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 toán 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

- Mô phỏng và phân tích độ lún của móng cọc và phạm vi ảnh hưởng

- Mô 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

- Từ kết quả phân tích, so sánh, đưa ra các nhận định về độ lún của móng cọc, mức độ ảnh hưởng của các móng lân cận lên độ lún bổ sung của móng cọc

Phương 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 toán 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 toán thiết kế

Phạm vi nghiên cứu

Thực tế việc tính toán và mô phỏng phân tích chỉ được thực hiện cho một công tình cụ thể, công 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 quát để đưa ra các cách bố trí móng cho phù hợp với điều kiện thực tế làm việc của móng cọc

Ý nghĩa thực tiễn: Kết quả đạt được giúp kỹ sư thiết kế nhận thức ứng xử nền móng hợp lý và tổng quát hơn trong tính toán, thiết kế móng cọc cho công trình thực tế và có thể áp dụng các phương pháp tính toán chính xác hơn để dự đoán, điều chỉnh độ lún

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ ĐỘ LÚN CỦA MÓNG CỌC 1.1 Khái quát về tính toán 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 toán thiết kế móng cọc là dựa trên hai nhóm trạng thái giới hạn cơ bản:

- Nhóm thứ nhất bao gồm các tính toán: 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 toán: 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 tông 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 công 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 không 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:

- Sự thay đổi của trạng thái ứng suất của đất trong và sau khi hạ cọc

- 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 toán 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 toán thiết kế cọc ma sát ngàm trong đất sét hoặc tồn tại lớp sét chịu lún nằm gần dưới mũi cọc

Để ước lượng độ lún của nhóm cọc, Skempton (1953) [4] đã kiến nghị xác định độ lún của nhóm cọc dựa trên độ lún của cọc đơn phụ thuộc vào bề rộng của nhóm cọc Trong khi đó, Vesic (1969) [5] đã kiến nghị cách dự báo độ lún phụ thuộc vào tỷ lệ giữa bề rộng nhóm cọc và đường kính cọc Ngoài ra, Meyerhof (1959) [6]

đã bổ sung thêm các thông số về khoảng cách giữa các cọc, số hàng trong nhóm cọc vuông

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 thông 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 phòng 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 mô 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 mô 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

- Độ lún gây ra do ứng suất nén xảy ra trong đất giữa các cọc

- 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, không có lý thuyết chung nào có thể cho phép dự đoán độ lún của nhóm cọc mà không 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 toán với giả thiết tải trọng của móng

Để phân tích ứng xử nhóm cọc có xét đến sự tương tác giữa các cọc, Poulos và Davis (1980) đề xuất phương pháp hệ số tương tác Trong phương pháp này, độ lún Si của cọc thứ i trong nhóm n cọc phụ thuộc vào khoảng cách bố trí cọc trong nhóm, chiều dài cọc, tính chất cơ lý của đất và tải trọng phân bố lên từng cọc trong một nhóm Các hệ số tương tác có thể tính toán từ phân tích bằng phương pháp phần tử biên (BEM) hoặc phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) Để có thể tính toán hệ số tương tác bằng phương pháp giải tích, các tác giả Randolph và Worth (1979),

Poulos (2008) đã phát triển các biểu thức xấp xỉ dựa trên thực nghiệm, tính toán 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)

1 Có - - - Rs lấy từ biểu thức

(Skemton, 1953; Meyerhof, 1959) cho cát

Meyerhof (1976):

𝜌𝐺 =0,9𝑞√𝐵 ∗ 𝐼𝑁

1 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)

(chưa kiểm chứng)

Qui đổi nhóm trụ đơn bao gồm cọc và đất

Độ lún:

𝜌𝐺 = 𝑅𝑠𝜌1

2 Có - - - Rs lấy từ phân tích đàn hồi, có thể lấy xấp xỉ Rs = nw

Hệ 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)

chương trình PGROUP

Phần 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 mô 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 toán độ lún của nhóm cọc

1.3 Các nghiên cứu thực nghiệm về độ lún của nhóm cọc

Các tác giả: Skempton và cộng sự (1953), Meyerhof (1959), Vesic (1968); Mandolini và cộng sự (2005) [12] đã thu thập số liệu về độ lún của 63 phương án móng cọc và cọc đơn khác nhau, được thi công bằng nhiều phương pháp: đóng, ép, khoan nhồi Các nhóm cọc có số lượng từ 4 cọc đến 5600 cọc; Khoảng cách cọc 2𝑑 ≤ 𝑆 ≤ 8𝑑; Tỷ số L/d của cọc biến thiên từ 13 ≤ 𝐿/𝑑 ≤ 126; Các nghiên cứu cho thấy tỷ số độ lún luôn bằng hoặc lơn hơn một (𝑅𝑠 ≥ 1) Thí nghiệm hiện trường cho nhóm cọc của Brown et al (1988) với nhóm cọc kích thước 3x3 cọc trong đất cát chặt và khoảng cách giữa các cọc là 3d Cát có độ chặt tương đối 𝐷𝑟 = 50% Ông đã kết luận rằng nhóm cọc chuyển vị nhiều hơn cọc đơn khi chịu cùng tải trọng bằng tải trung bình tác dụng lên từng cọc trong nhóm Trong các hàng cọc khác nhau cũng ứng xử khác nhau (Brown, D.A, and Reese, L C, 1988)

Hình 1.2 Mặt bằng thí nghiệm của G Dai (2012)

Hình 1.3 Kết quả thí nghiệm của G Dai (2012)

G Dai và cộng sự (2012) [13] đã tiến hành thí nghiệm nén tĩnh cọc đơn và nhóm cọc (Hình 1.2) có qui mô: 1x2, 2x2 và 3x3 Cọc bê tông cốt thép có đường kính d = 400 mm được hạ vào nền sét nhiều lớp với hai loại chiều dài là L = 20 m và L = 24 m, khoảng cách giữa 2 cọc lần lượt thay đổi là 𝑆𝐵 = 2,5𝐵 và 𝑆𝐵 = 3𝐵 (với B là đường kính cọc) để xem xét ảnh hưởng của chiều dài và khoảng cách giữa hai cọc đến độ lún của nhóm cọc Mực nước ngầm ở độ sâu 2,6 m cách mặt đất Ông kết luận rằng, độ lún của cọc đơn nhỏ hơn độ lún của nhóm cọc khi chịu cùng tải

trọng 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

- Các phương pháp xác định độ lún của nhóm cọc được xây dựng chủ yếu dựa trên quan hệ kích thước cọc, chiều sâu cọc, bề rộng nhóm có xét đến tính nén lún của lớp đất dưới mũi cọc mà chưa xác định được cơ chế truyền tải của nhóm cọc cũng như xét đến yếu tố ảnh hưởng của ứng suất từ móng bên cạnh

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN ĐỘ LÚN CỦA MÓNG 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:

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 hông 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:

Qva - 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:

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

αs - 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 công trình thực tế đã được Vesic (1977) tổng kết như sau:

qp - 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, còn lớp đất dưới nữa có độ cứng tốt hơn

Bảng 2.1 Giá trị điển hình của hệ số Cp (Vesic, 1977)

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, mô tả khá sát với tình trạng làm việc của cọc Phương pháp này cho phép tính toán 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 công thức:

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]

Tính toán theo Randolph và Worth (1978) Các tác giả đã xem xét cọc trong một lớp đất đàn hồi với module cắt tăng tuyến tính theo chiều sâu Khi tải trọng Pt tác dụng, độ lún đầu cọc (Wt) được cho bởi công thức gần đúng sau:

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 toán từ biểu thức đơn giản sau đây:

Hình 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

2.1.6 Phương pháp phân tích theo Gambin [14]

Phương pháp tính toán dựa trên nguyên 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 toán

Khi đó, độ lún của cọc được xác định theo biểu thức:

Với:

Độ lún của đất nền dưới mũi cọc sp được tính theo công thức: Sp = σλ

2Ep, với cọc R ≤ 30cm (2.2) Sp = 30σ

30 , với cọc R ≥ 30cm (2.3) Độ lún của cọc do huy động ma sát thành khi chuyển vị Sc:

Sc = CLτ R

Ep, với cọc R ≤ 30cm (2.4) Sc = CL30τ

Ep (R30)

α, với cọc R ≥ 30cm

(2.5) Trong đó:

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 tròn, bằng 1,12 cho cọc vuông và cọc baret hình chữ nhật

2.1.7 Theo TCVN 10304:2014 Móng cọc – tiêu chuẩn thiết kế [1]

Độ lún của cọc đơn xuyên qua lớp đất có module cắt G1 (Mpa) và hệ số Poisson 1 và chống lên lớp đất được xem như bán không gian biến dạng tuyến tính đặc trưng bởi module cắt G2 và hệ số Poisson 2 được tính theo công thức sau đây:

𝑆 = 𝛽 𝑁

Trong đó:

N – Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc β – Hệ số xác định theo công thức:

𝛽 = 𝛽′𝜆1+

ae = EA/G1Kp – Độ cứng tương đối của cọc

λ1 - Thông số xác định việc tăng độ lún do thân cọc chịu nén, tính theo công thức

2.2.1 Phương pháp kinh nghiệm theo Skempton (1953) [14], [4]

Với kết quả quan sát độ lún của cọc đơn và các nhóm cọc với số lượng lớn và trong các điều kiện khác nhau, Skempton (1953) đã rút ra được kết luận về mối liên hệ giữa độ lún của cọc đơn và nhóm cọc do ảnh hưởng của kích thước nhóm đồng thời cũng đưa ra một công thức kinh nghiệm tương đương để dự đoán độ lún của nhóm cọc như sau:

Vesic (1969) kiến nghị cách dự báo độ lún của nhóm cọc (SG) dựa trên độ lún của cọc đơn (S1) như sau:

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:

Trong đó:

p – áp lực đáy móng 𝑏– Chiều rộng nhóm cọc

𝑁– Giá trị trung bình của thí nghiệm xuyên 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:

Trong đó:

SG – 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 không 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 toán độ lún nhóm cọc dựa trên cơ sở: quan niệm nhóm cọc như khối móng nông 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

- Cọc ma sát hoạt động chủ yếu dọc theo thân cọc, đất khá đồng nhất - Cọc ma sát hoạt động chủ yếu trong tầng chịu lực, đất nhiều lớp

Hình 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 công thức:

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

Được 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 công 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 toán 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 công 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:

Trong đó:

n – số cọc, s – khoảng cách giữa các cọc, L – Chiều dài cọc

Phương 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 không 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 toán 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

Hình 2.6 Mô hình khối móng quy ước (Tomlinson, 1994)

Hình 2.7 Ranh giới khối móng quy ước khi tính độ lún móng cọc (TCVN 2014)

10304-Hình 2.8 Mô hình khối móng quy ước (TCVN 10304-2014)

2.2.8 Tính toán theo TCVN 10304:2014 [1]

Độ lún của nhóm cọc có thể tính toán 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:

2.3 Nhận xét chương 2

‐ Các phương pháp ước lượng độ lún của móng cọc đều xét đến tương tác giữa cọc và đất với môi trường đất xung quanh Phạm vi vùng ảnh hưởng trong môi trường đất xung quanh phụ thuộc vào hàng loạt yếu tố, kích thước móng, số lượng cọc, chiều dài cọc, đặc trưng cơ lý của đất nền Do đó, phạm vi vùng ảnh hưởng có thế rộng hơn phạm vi nền đất không có cọc và có thể gây ảnh hưởng lên móng lân cận