Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Phân tích ảnh hưởng của hiệu ứng chồng ứng suất giữa các nhóm cọc đến độ lún của móng

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA -

LÊ VĂN ĐỨC

PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA HIỆU ỨNG CHỒNG ỨNG SUẤT GIỮA CÁC NHÓM CỌC ĐẾN ĐỘ LÚN

CỦA MÓNG Chuyên ngành: Địa Kỹ Thuật Xây Dựng Mã số ngành: 8.58.02.11

LUẬN VĂN THẠC SĨ

TP HỒ CHÍ MINH, tháng 01 năm 2021

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

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: LÊ VĂN ĐỨC MSHV: 1870522 Ngày, tháng, năm sinh: 05/01/1993 Nơi sinh: Cà Mau Chuyên ngành: Địa Kỹ Thuật Xây Dựng Mã số: 8580211 I TÊN ĐỀ TÀI:

PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA HIỆU ỨNG CHỒNG ỨNG SUẤT GIỮA CÁC NHÓM CỌC ĐẾN ĐỘ LÚN CỦA MÓNG

II NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG

- Phân tích, đánh giá độ lún của móng cọc khi không và khi có xét ảnh hưởng của 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 ảnh hưởng của móng lân cận III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: 21/09/2020

IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: 03/01/2021

V CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: PGS TS BÙI TRƯỜNG SƠN

Tp HCM, ngày 04 tháng 01 năm 2021 CÁN BỘ HƯỚNG DẪN

(Họ tên và chữ ký)

PGS TS BÙI TRƯỜNG SƠN

CHỦ NHIỆM BỘ MÔN ĐÀO TẠO

(Họ tên và chữ ký)

PGS TS LÊ BÁ VINH

LỜI CÁM ƠN

Đầu tiên tôi xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến thầy PGS.TS Bùi Trường Sơn Thầy đã tận tình dẫn dắt, chỉ bảo, định hướng tôi trong quá trình học tập, nghiên cứu tại trường Đại học Bách Khoa Tp.HCM đã giúp tôi hoàn thành luận văn này

Tôi xin chân thành cám ơn quý Thầy Cô trong bộ môn Địa cơ – Nền móng và Khoa Kỹ thuật Xây dựng của trường Đại học Bách Khoa Tp.HCM đã truyền dạy những kiến thức quý giá cho tôi, đó cũng là hành trang không thể thiếu trên con đường nghiên cứu khoa học và sự nghiệp của tôi sau này

Cuối cùng tôi xin gửi lời cám ơn đến gia đình, Ban giám đốc Công ty Cổ phần Tư vấn Xây dựng Topkons, các bạn trong lớp Địa kỹ thuật xây dựng khóa 2017 và khóa 2018, cùng các anh chị em đồng nghiệp đã hỗ trợ, giúp đỡ tôi rất nhiều trong quá trình học tập và hoàn thành luận văn

Xin chân thành cám ơn!

Tp HCM, ngày 03 tháng 01 năm 2021

Lê Văn Đức

TÓM TẮT

Trong tính toán thực hành thiết kế kết cấu nền móng, độ lún của móng là một trong những yêu cầu được quan tâm hàng đầu Tuy nhiên, hiện nay việc xác định độ lún của móng cọc thường được thực hiện riêng lẻ cho từng móng theo phương pháp sử dụng mô hình khối móng quy ước mà chưa xét đến ảnh hưởng của móng lân cận và sự tương tác của các móng trong mặt bằng Trong luận văn này, sự ảnh hưởng của móng lân cận đến độ lún của móng cọc được phân tích, đánh giá bằng các phương pháp giải tích và phương pháp phần tử hữu hạn để thấy được mức độ ảnh hưởng lẫn nhau của các móng lân cận trong việc tính toán độ lún móng cọc

Đầu tiên, phương pháp khối móng quy ước sẽ được sử dụng để xác định độ lún của móng khi làm việc độc lập và khi có xét đến ảnh hưởng của một móng lân cận Kết quả tính toán cho thấy độ lún của móng khi xét đến ảnh hưởng của móng lân cận tăng 41% so với khi làm việc độc lập

Sau đó, phương pháp phần từ hữu hạn sẽ được sử dụng để tính toán độ lún cho trường hợp móng làm việc độc lập và khi có xét đến ảnh hưởng của một móng lân cận trong phần mềm PLAXIS 3D Kết quả tính toán độ lún bằng phương pháp mô phỏng đối với hai trường hợp cho thấy rằng trong trường hợp mô phỏng móng làm việc độc lập, độ lún của móng nhỏ hơn gần 20% so với trường hợp mô phỏng đồng thời hai móng làm việc đồng thời Qua đó, có thể thấy rõ sự ảnh hưởng lẫn nhau của các móng khi tính toán độ lún là khá lớn gần 20% cũng như sự cần thiết của việc xét đến ảnh hưởng của móng lân cận trong công tác tính toán độ lún là thực sự cần thiết để dự đoán chính xác độ lún trong công tác thiết kế nền móng

ABSTRACT

The foundation settlement is one of the most important aspects of the design work The settlement of the pile foundations is usually determined by the equivalent raft method without considering the influence of nearby foundations and the interaction between them In this thesis, the influence of nearby foundations on the settlement of a pile foundation is analyzed as well as evaluated by calculus method and finite element method to show the influence degree between foundations on the pile foundations settlement

First of all, the equivalent raft method will be applied to determine the settlement of a pile foundation working separately and in case of having the influence by a nearby foundation The results show that the settlement in case of having influence by a nearby foundation increases 41% compared to the case of working separately

By using Plaxis 3D software, the finite element method is applied to calculate the settlement of a pile foundation working separately and in case of considering the influence of a nearby foundation Based on the settlement results by simulation method for both cases, the settlement when one pile working separately is 20% less than the settlement when both foundations working together The mutual influence between foundations when calculating settlement is quite large, near 20%, therefore, it is important to consider the influence of nearby foundations to predict the settlement accurately in the foundation structure design

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 03 tháng 01 năm 2021

Lê Văn Đức

2.1.5 Độ lún của cọc đơn theo Randolph và Worth (1978) [13] 18

2.1.7 Theo TCVN 10304:2014 Móng cọc – tiêu chuẩn thiết kế [12] 21

2.2.1 Phương pháp kinh nghiệm theo Skempton (1953) [13], [8] 222.2.2 Phương pháp kinh nghiệm theo Meyerhof (1976) [3] 222.2.3 Phương pháp kinh nghiệm theo Vesic (1977) [7] 23

2.3 Ứng dụng phương pháp PTHH trong việc phân tích độ lún của móng cọc 29

3.1.3 Độ lún của móng tính theo phương pháp khối móng qui ước (TCVN

3.1.4 Độ lún của móng có xét ảnh hưởng từ móng lân cận 513.1.5 Độ lún của móng có xét ảnh hưởng từ các móng bao quanh 563.2 Mô phỏng phân tích ảnh hưởng của móng cọc kế cận bằng phần mềm Plaxis 3D

3.2.3 Ứng xử của móng C1-Y7 khi làm việc độc lập 623.2.4 Ứng xử của móng khi xét ảnh hưởng của móng lân cận 64

DANH MỤC HÌNH ẢNH

Hình 1.1 Phân bố ứng suất dưới mũi cọc đơn (a) và nhóm cọc (b) 7

Hình 1.2 Mặt đế móng giả tưởng và phân bố ứng suất của nhóm cọc 24

Hình 1.3 Mặt bằng vị trí cọc tính toán trong móng cọc (Poulos 2000) 25

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 16

Hình 2.3 Giả định module cắt của đất thay đổi theo độ sâu 19

Hình 2.4 Mô hình khối móng quy ước (Tomlinson, 1994): a) nhóm cọc ma sát, b) nhóm xuyên qua lớp đất yếu đi vào lớp đất cứng và c) nhóm chống vào tầng cứng 27

Hình 2.5 Cách xác định góc giản nở dựa vào thí nghiệm nén 3 trục 32

Hình 3.1 Mặt cắt địa chất khu vực móng tính toán 40

Hình 3.2 Sơ đồ móng C1-Y7 sử dụng phân tích tính toán 43

Hình 3.3 Sơ đồ mặt đứng móng cọc tính toán 43

Hình 3.4 Mặt bằng móng công trình 44

Hình 3.5 Sơ đồ móng khối quy ước 45

Hình 3.6 Mặt bằng móng khối quy ước của móng C1-Y7 46

Hình 3.7 Mặt đứng móng khối quy ước móng C1-Y7 47

Hình 3.8 Sơ đồ hai móng FB4-1A dùng để tính toán 51

Hình 3.9 Sơ đồ phạm vi ảnh hưởng giữa móng tính toán C1-Y7 và móng ảnh hưởng C1-Y6 52

Hình 3.10 Sơ đồ phạm vi ảnh hưởng giữa móng C1-Y7 và móng C1-Y6 52

refoedE

Hình 3.11 Sơ đồ bố trí “móng ảo” 54

Hình 3.12 Phạm vi ảnh hưởng giữa móng tính toán C1-Y7 và các móng ảnh hưởng 56

Hình 3.13 Mô hình phân tích móng cọc C1-Y7 62

Hình 3.14 Chuyển vị đứng dưới tác dụng của tải trọng Ntc = 27652,2 kN 63

Hình 3.15 Vùng ảnh hưởng theo phương thẳng đứng của móng C1-Y7 63

Hình 3.16 Mặt cắt lún tại cao trình mũi cọc 63

Hình 3.17 Phạm vi chuyển vị đứng của đất nền ở mặt phẳng ngay mũi cọc 64

Hình 3.18 Chuyển vị đứng của móng C1-Y7 64

Hình 3.19 Mô hình phân tích móng cọc C1-Y7 và móng cọc C1-Y6 65

Hình 3.20 Chuyển vị đứng dưới tác dụng của tải trọng Ntc = 27652,2 kN 65

Hình 3.21 Vùng ảnh hưởng theo phương thẳng đứng của nhóm cọc 65

Hình 3.22 Mặt cắt lún tại cao trình mũi cọc 66

Hình 3.23 Phạm vi chuyển vị đứng của đất nền ở mặt phẳng ngay mũi cọc 66

Hình 3.24 Chuyển vị đứng của móng C1-Y7 và móng C1-Y6 66

Hình 3.25 Chuyển vị đứng dưới tác dụng của tải trọng Ntt = 55340 kN 67

Hình 3.26 Vùng ảnh hưởng theo phương thẳng đứng của móng C1-Y7 và móng C1-Y6 67

Hình 3.27 Mặt cắt lún tại cao trình mũi cọc 67

Hình 3.28 Phạm vi chuyển vị đứng của đất nền ở mặt phẳng ngay mũi cọc 68

Hình 3.29 Chuyển vị đứng của móng C1-Y7 và móng C1-Y6 68

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1 Các phương pháp phổ biến dùng để xác định độ lún cho móng cọc

(Poulos, 2000) 8

Bảng 2.2 Giá trị điển hình của hệ số Cp (Vesic, 1977) 14

Bảng 2.3 Yếu tố ảnh hưởng mũi cọc 16

Bảng 2.4 Yếu tố ảnh hưởng ma sát thành cọc 16

Bảng 2.5 Tương quan giữa Es và N (SPT) cho cọc ngàm trong cát theo các tác giả 17

Bảng 2.6 Tương quan giữa Es và qc (CPT) theo các tác giả 18

Bảng 2.7 Bảng tra hệ số Poisson dựa vào các kết quả nghiên cứu 31

Bảng 2.8 Bảng tra hệ số Rinter 35

Bảng 3.1 Bảng thông số và kết quả tính toán của móng cọc C1-Y7 41

Bảng 3.2 Bảng tổng hợp các thông số cơ bản của móng cọc 42

Bảng 3.3 Chi tiết tính toán độ lún của móng C1-Y7 51

Bảng 3.4 Bảng thống kê kích thước 4 móng ảo hình 3.11 54

Bảng 3.5 Bảng tính áp lực đứng qua trung tâm móng C1-Y7 khi kể đến ảnh hưởng của móng C1-Y6 55

Bảng 3.6 Bảng tính toán độ lún của móng C1-Y7 khi kể đến ảnh hưởng của móng C1-Y6 55

Bảng 3.7 Bảng tính áp lực phụ thêm của các móng bao quanh móng C1-Y7 57Bảng 3.8 Bảng tính áp lực đứng qua trung tâm móng C1-Y7 khi kể đến ảnh hưởng của các móng bao quanh 57

Bảng 3.9 Bảng tính toán độ lún của móng C1-Y7 khi kể đến ảnh hưởng của các móng bao quanh 58

Bảng 3.10 Bảng thông số đất nền mô hình Hardening soil 59

Bảng 3.11 Thông số của hệ cọc và đài móng 61

MỘT SỐ KÝ HIỆU ĐƯỢC SỬ DỤNG TRONG LUẬN VĂN ij Hệ số tương tác cho cọc thứ I do cọc thứ j gây nên c' (kN/m2) Lực dính hữu hiệu

deq (m) Đường kính của trụ tương đương

E50ref (kN/m2) Module cát tuyến trong thí nghiệm nén 3 trục thoát nước Eeq (kN/m2) Module đàn hồi tương đương của trụ tương đương Eoedref (kN/m2) Module tiếp tuyến trong thí nghiệm nén cố kết Eurref (kN/m2) Module dỡ tải và gia tải lại

H/d Tỷ số giữa chiều dài và đường kính cọc

MỞ ĐẦU Tính cấp thiết của đề tài

Trong thiết kế móng cho các công trình xây dựng (bao gồm cả móng cọc và móng nông), hai vấn đề quan trọng cần quan tâm hàng đầu ảnh hưởng trực tiếp đến sự làm việc ổn định của kết cấu nền móng chính là sức chịu tải và biến dạng (lún) của đất nền dưới đáy móng

Trên thực tế, từ các dữ liệu quan trắc lún của một số công trình sử dụng móng cọc, có thể nhận thấy rằng tồn tại sự khác biệt giữa độ lún thiết kế và độ lún thu được từ quan trắc thực tế, giữa độ lún của cọc đơn và độ lún của nhóm cọc

Nguyên nhân gây ra sự khác biệt về độ lún giữa cọc đơn và nhóm cọc được chứng minh là do hiệu ứng nhóm Còn nguyên nhân gây ra sự khác biệt giữa độ lún thiết kế và quan trắc có thể là do các yếu tố: mức độ chính xác và hợp lý của công tác khảo sát địa chất – công trình khu vực xây dựng, các hiện tượng địa chất động lực công trình xảy ra trong phạm vi nền móng công trình, cách lựa chọn phương pháp tính lún cho móng cọc

Theo quy phạm thiết kế hiện hành, các phương pháp xác định độ lún của móng cọc được khuyến cáo sử dụng thường dựa trên mô hình móng khối quy ước cho nhóm cọc, lý thuyết bài toán phẳng cho băng cọc, lớp biến dạng tuyến tính cho bè cọc, bài toán không gian biến dạng hoặc dựa vào kết quả nén tĩnh dùng cho cọc đơn Trong đó phương pháp móng khối quy ước được sử dụng nhiều 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, do chiều dài cọc thường có giá trị lớn nên kích thước móng khối quy ước sẽ lớn tương ứng Trong trường hợp này việc bỏ qua hiện tượng chồng ứng suất giữa các nhóm cọc (hoặc chỉ xét đến một cách tổng thể) có thể là nguyên nhân làm kết quả tính toán thiết kế khác biệt so với thực tế

Vì vậy, lựa chọn đề tài “Phân tích ảnh hưởng của hiện tượng chồng ứng suất giữa các nhóm cọc đến độ lún của móng” nhằm tính toán độ lún phục vụ công tác thiết kế móng cọc

Mục tiêu nghiên cứu:

- Phân tích, đánh giá độ lún của móng cọc khi không và khi có xét ảnh hưởng của 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 ảnh hưởng của móng lân cận Từ kết quả phân tích, so sánh, đưa ra các nhận định về độ lún của nhóm cọc, đánh giá mức độ chênh lệch của các phương pháp, kiến nghị các điều kiện để có thể sử dụng được phương pháp

Phương pháp nghiên cứu

Tiến hành lựa chọn công trình ở khu vực TP Hồ Chí Minh với các thông số hữu hiệu phù hợp với mô hình Hardening soil (c’, ’, E’, ’, k, m, …) để tiến hành mô phỏng PTHH cũng như tính toán giải tích

Tiến hành mô phỏng bằng chương trình phần tử hữu hạn (Plaxis 3D Foundation [17]) cho các nhóm cọc chịu tải trọng dọc trục, có đài tuyệt đối cứng

Tiến hành tính toán bằng giải tích theo các phương pháp: Phương pháp khối móng quy ước (KMQU) được đề xuất trong TCVN 10304:2014 [12]

Căn cứ vào các kết quả tính toán độ lún của nhóm cọc từ các phương pháp kinh nghiệm, bán kinh nghiệm, giải tích, 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

Hạn chế của đề tài

Các quan trắc lún cho công trình dân dụng hiện nay chủ yếu tập trung cho móng cọc khoan nhồi đài bè, ít có công trình tiến hành quan trắc cho móng cọc bê tông cốt thép sử dụng đài đơn Do hạn chế về mặt số liệu quan trắc nên các kết quả tính toán trong đề tài chỉ so sánh được với độ lún của móng tính theo phương pháp khối móng quy ước và phương pháp mô phỏng bằng Plaxis 3D

Ảnh hưởng của sự giao nhau giữa các khối móng quy ước mới chỉ được xem xét trong điều kiện giả thiết các móng cọc là đúng tâm mà chưa xét đến ứng xử ngoài thực tế của chúng Chỉ phân tích tính toán cho một trường hợp cụ thể, chưa phân tích nhiều trường hợp và các yếu tố khác có thể ảnh hưởng lên kết quả

CHƯƠNG 1

TỔNG QUAN VỀ ĐỘ LÚN CỦA NHÓM 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 [1]

Theo TCVN 10304:2014 [12], 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), 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 [1], 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 (hiệu ứng bè)

Theo BS 8004:1986 [1], 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.

Theo Taylor (1948) [7], 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

Độ lún do nén đất giữa các cọc và do nén tầng đất dưới mũi cọc thường lớn hơn độ lún do biến dạng nén của cọc và dịch chuyển của cọc đối với đất Tuy nhiên độ lún này có thể xảy ra rất chậm trong đất sét bão hòa nước do quá trình cố kết và sự

tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng diễn ra rất chậm.Vì có sự xáo trộn cục bộ cấu trúc của đất sau khi hạ cọc nên không thể đánh giá một cách chính xác độ lún xảy ra do ứng suất nén trong vùng đất nằm giữa các cọc Sự xáo trộn cấu trúc của đất trong quá trình hạ cọc có thể làm tăng độ lún sau khi gia tải cho móng cọc Theo Taylor (1948) [7], đất sét bị nhào trộn khi chịu tải bị cố kết làm cho hệ số rỗng nhỏ hơn giá trị đạt được của đất cùng loại ở trạng thái nguyên dạng Việc đánh giá độ lún xảy ra do nén tầng đất dưới mũi cọc có thể thực hiện được bằng các phương pháp dựa trên lý thuyết cố kết thấm của Terzaghi

Trong thí nghiệm thử tải, độ lún của cọc ma sát đơn không thể đại diện cho độ lún của nhóm cọc Do đó, thí nghiệm thử tải chỉ cung cấp thông tin về tải trọng phá hoại mà có ít thông tin về độ lún dưới tác dụng của tải trọng cho cọc ma sát Việc hạ cọc thường làm thay đổi các đặc trưng biến dạng và các đặc trưng về khả năng chịu nén của khối đất theo các cách khác nhau, việc mở rộng ra xung quanh mũi cọc đơn cũng khác nhau, mặc dù ảnh hưởng của những mở rộng này chỉ trong phạm vi một vài lần đường kính cọc Vì vậy, độ lún tổng của nhóm cọc đóng hoặc cọc khoan nhồi dưới tác dụng của tải trọng thiết kế cho phép không vượt quá 1/3 hoặc 1/2 khả năng cực hạn của nhóm, nói chung có thể dự đoán sơ bộ bằng cách coi chúng như một trụ móng tương đương kèm theo một số giả thuyết như Terzaghi và Peck (1967) đã đề xuất

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 [1], 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 Riêng đối với đất rời, không có lý thuyết chung nào để có thể dự đoán độ lún của nhóm cọc mà không kèm theo rất nhiều điều kiện giả định ràng buộc [1] 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

Theo Poulos [36], thì việc tính lún cho nhóm cọc bao gồm các phương pháp chính sau:

1 Phương pháp sử dụng các khái niệm hệ số tương tác và nguyên lý chồng chập 2 Phương pháp tính dựa vào đường cong quan hệ tải trọng (ứng suất) - độ lún (biến dạng) có tính đến các ảnh hưởng tương tác nhóm

3 Phương pháp tính độ lún nhóm theo giá trị lún của cọc đơn nhân với hệ số Rs đặc trưng cho hiệu ứng tương tác nhóm

4 Phương pháp móng khối quy ước xem nhóm cọc làm việc như một móng bè tương đương , độ lún là biến dạng của đất nền dưới mặt phẳng mũi cọc

5 Phương pháp cọc tương đương: coi các cọc trong nhóm như một cọc tương đương trong đó có cọc và đất Cọc này được xử lý và tính toán tựa như một cọc đơn tương đương có độ cứng tương thích và độ lún là độ lún trung bình của nhóm cọc

6 Phương pháp tính lún dựa trên nền tảng phần tử hữu hạn và sai phân hữu hạn theo bài toán phẳng hai chiều và bài toán không gian ba chiều

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, 2000)

Phương pháp Chuẩn Độ lún

Lún lệch

Tải Tốc độ lún

Ghi chú

Hệ số tương tác: 𝜌 = 𝑅 𝜌

1 Có - - - Rs lấy từ biểu thức

(Skemton, 1953; Meyerhof, 1959) cho cát

Meyerhof (1976):

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:

𝜌 = 𝑅 𝜌

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

DEFPGI&PIGLET Phần tử biên (kỹ sư

Banerjee&Driscoll, 1976;

Poulos&Hewitt, 1986)

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) [4]; Fleming và các đồng sự (1992); Poulos (1993, 1994) [5] và Randoph (1994), Katzenbach và các đồng sự (1998)

- Mối quan hệ giữa độ lún của cọc đơn và độ lún của nhóm cọc không được biểu thị rõ ràng do 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

- 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

- Hầu hết các phương pháp tính đều áp dụng cho các trường hợp đất nền 1 lớp - Phương pháp móng khối quy ước sử dụng nhiều trong quy phạm đánh giá độ lún của tầng đất dưới mũi cọc

S = Q

LE I (2.1) Trong đó:

E = (1 + ν)(1 − 2ν)m (1 − ν) = β

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) [7]

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:

S = B100+

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) [7]

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

Ba thành phần này được xác định riêng rẽ và sau đó cộng lại với nhau:  Thành phần Ss

Ep - Module đàn hồi của 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 Sps

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:

Qpa - Lực chống đầu cọc khi làm việc hoặc lực cho phép Qfa - Lực ma sát bên khi làm việc hoặc lực cho phép

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 2.2 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) [13]

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 Bảng 2.3 Yếu tố ảnh hưởng mũi cọc

0,6 0,712 0,602 0,804 0,7 0,905 0,750 1,090 0,8 1,310 1,000 1,501 0,9 3,000 1,830 2,566 1,0 > 4 3,500 4,000

 Phân bố tải trọng ở mũi cọc và dọc theo thành cọc theo phương pháp Gambin: Với cọc khoan nhồi:

 Giá trị module đàn hồi của đất được xác định bằng theo các tương quan: Tương quan sức kháng cắt Cu khi cọc ngàm trong đất sét (theo Callana và Kulhawy):

C = 200 ÷ 900 (trung bình = 500) (2.14) Tương quan với chỉ số N (SPT) khi cọc ngàm trong cát, tra theo Bảng 2.5 Bảng 2.5 Tương quan giữa Es và N (SPT) cho cọc ngàm trong cát theo các tác

giả

Theo D’Apolonia (1970) MN/m2 14N+30

Theo Shoiu-Fukui (1982) MN/m2 28N Theo Yamashita (1987) MN/m2 15N+20 Theo Komornik (1974) MN/m2 40N

Tương quan với chỉ số CPT khi cọc đóng, tra theo Bảng 2.6

Bảng 2.6 Tương quan giữa Es và qc (CPT) theo các tác giả

Đất sét Đất cát thạch anh Theo Cristoulas (1988) MN/m2 21qc

Theo Poulos (1988) MN/m2 15qc (5-7,5)qc

Theo Milovic&Stevanovic

2.1.5 Độ lún của cọc đơn theo Randolph và Worth (1978) [13]

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:

 = Ep/GL (hệ số độ cứng cọc – đất);  = ln([0.25+2.5(1-)-0.25]2L/d);

L = 2 2/(L/d)  - 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:

(1 )p



2.1.6 Phương pháp phân tích theo Gambin [13] 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:

30 , với cọc R ≥ 30cm (2.21) Độ lún của cọc do huy động ma sát thành khi chuyển vị Sc:

S = C τ R

E , với cọc R ≤ 30cm (2.22) S = C 30τ

E (R

30) , với cọc R ≥ 30cm (2.23) Trong đó:

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 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 [12]

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:

1 p

' 1 ( '/ )ae

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

2,121 2,12

 

kv, kv1 – Các hệ số tính theo công thức kv  2,82 3, 78  2,812 lần lượt khi  ( 1 2) / 2 và khi  = 1

2.2 Độ lún của nhóm cọc

2.2.1 Phương pháp kinh nghiệm theo Skempton (1953) [13], [8]

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:

2.2.2 Phương pháp kinh nghiệm theo Meyerhof (1976) [3]

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 𝑏 trong đất đồng nhất)

𝐼 = 1 −𝐷

Df – Độ sâu hiệu quả trong tầng đất chịu lực, được tính bằng chiều dài cọc

Với cát pha sét thì giá trị SG tính từ phương pháp này có giá trị lớn gấp 2 lần - Trên cơ sở giá trị xuyên tĩnh qc

Tất cả các dự đoán này đều thừa nhận rằng đất đồng nhất trong vùng ảnh hưởng Nên kết hợp so sánh với độ lún thu được trong thí nghiệm nén tĩnh để cho kết quả tính toán chính xác hơn

- Trên cơ sở kết quả thí nghiệm nén tĩnh cọc

Meyerhof cũng kiến nghị biểu thức kinh nghiệm qua đó cho thấy độ lún của nhóm cọc liên quan đến cọc đơn với sự ảnh hưởng của khoảng cách cọc, đường kính cọc và số hàng cọc như sau [13]:

𝑆 = 𝑆 𝑟(5 −𝑟3)(1 + 1

𝑚)

(2.31) Trong đó:

r – Tỷ số giữa khoảng cách cọc và đường kính cọc = d/D d – Khoảng cách tâm cọc

Khi không có số liệu nén thử tải cho nhóm cọc thì phương trình (2.32) 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 [13]

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 1.2 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:

𝑆 = 𝐻 ∆𝑒

1 + 𝑒 = 𝐻𝐶

Trong đó:

SG – Độ lún của nhóm cọc St – Độ lún từng lớp phân tố đất eo – Hệ số rỗng ban đầu của đất Cc – Chỉ số nén lún

∆𝜎 - Ứng suất do tải trọng của cọc phân bố giữa phân lớp ∆𝜎 - Ứng suất bản thân phân bố giữa lớp phân tố

2.2.5 Phương pháp hệ số tương tác theo Polos – Davis (1980) [7]

Được khuyến nghị sử dụng trong BS 8004:1986 [1] phát triển từ bài toán kinh điển của Mindlin và các kết quả nghiên cứu của Bartolomei Độ lún wi củacọc thứ I trong nhóm n cọc được tính theo công thức:

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

ij – Hệ số tương tác của cọc i so với cọc j trong nhóm có cùng khoảng cách Sij (tính từ i đến j)

Hình 1.3 Mặt bằng vị trí cọc tính toán trong móng cọc (Poulos 2000)

Biểu thức trên có thể viết được cho n cọc trong nhóm thành một tổng n phương trình cân bằng có thể giải bằng 2 cách đơn giản sau:

- Biết tải trọng tác dụng lên mỗi cọc, độ lún của cọc được tính trực tiếp Đối với cách tính này thì luôn có sự chênh lệch độ lún giữa các cọc trong nhóm

- Ngàm cứng đầu cọc để cọc lún đều Trong trường hợp này, tải phân bố trên cọc sẽ không còn đều nữa

Phương pháp này được Poulos, Mandolini, Viggiani cùng nhiều tác giả tiếp tục nghiên cứu phát triển thêm và thu được những kết quả quan trọng Đáng kể nhất là chương trình DEFPIG dùng để tính lún tự động cho móng cọc

2.2.6 Phương pháp cọc tương đương theo Polos – Davis (1993) [7] Theo Poulos, độ lún của cọc tương đương de được tính theo công thức:

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 [1], TCVN 10304: 2014 của Việt Nam [12])

Trong phiên bản phổ biến nhất được Tomlinson giới thiệu (1994, 2001) [9], [10], nhóm cọc được coi như một móng khối quy ước có kích thước tương đương với: bề dày đại diện biến đổi từ 2L/3 đến L Ban đầu, phương pháp này áp dụng cho móng cọc ma sát, sau đó mới sử dụng cho cả cọc chống Phạm vi tải phân bố theo

góc tỷ lệ thay đổi từ 1đến 4 cho cọc ma sát, bằng 0 cho cọc chống Độ lún của móng khối quy ước được tính toán bình thường như trong phân tích móng nông

Poulos (1993) [10] đã kiểm tra việc áp dụng phương pháp móng khối quy ước cho nhóm cọc ma sát cũng như cọc chống và kết luận rằng: phương pháp móng khối quy ước cho kết quả dự đoán độ lún hợp lý trong trường hợp nhóm có nhiều hơn 16 cọc (trong trường hợp khoảng cách giữa các cọc bằng 3 lần đường kính cọc) Nó phù hợp với kết luận được phát biểu bởi van Impe (1991) [15]: phương pháp móng khối quy ước nên được hạn chế sử dụng trong trường hợp tiết diện cọc vượt quá 10% diện tích nhóm

Như vậy, phương pháp móng khối quy ước là phương pháp đơn giản, được sử dụng rộng rãi cho các nhóm cọc có nhiều hình dạng khác nhau, được sử dụng và kiểm chứng trong phân tích độ lún của móng cọc Thành tựu lớn nhất của phương pháp khối quy ước chính là chỉ ra được độ sâu của móng khối quy ước và góc tải trọng phân bố Phương pháp móng khối quy ước chỉ có thể sử dụng khi có đủ các thông số của địa tầng

Hình 2.4 Mô hình khối móng quy ước (Tomlinson, 1994): a) nhóm cọc ma sát, b) nhóm xuyên qua lớp đất yếu đi vào lớp đất cứng và c) nhóm chống vào tầng cứng Sau khi thiết lập móng khối quy ước, độ lún trung bình của nhóm cọc được tính toán theo công thức sau:

KMQU