Đối với phương pháp lớp biến dạng đàn hồi tuyến tính, kết quả tính toán độ lún ổn định của nền chủ yếu phụ thuộc vào chiều dày tính toán của phạm vi vùng chịu nén lún Hn, chiều dày tính
TỔNG QUAN VỀ MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP ƯỚC LƯỢNG ĐỘ
Nhận xét chương 1
- Từ lâu việc xác định độ lún ổn định của nền móng theo chiều sâu đặt móng đã được nghiên cứu rộng rãi ở Việt Nam và trên thế giới, nhiều bài báo trong và ngoài nước đã đưa ra các kết quả nghiên cứu chuẩn xác độ lún ổn định của nền móng theo chiều sâu đặt móng dựa trên các phương pháp giải tích và các phương pháp số thông qua các mô hình khác nhau
- Trong thực tế tại Việt Nam từ lâu cũng đã có nhiều công trình cao tầng thiết kế thi công móng bè kết hợp tầng hầm đã đưa vào sử dụng, các kết quả quan trắc lún cũng cho thấy sát với giá trị dự báo độ lún ổn định theo tính toán thiết kế, độ lún đạt ổn định khi tải trọng công trình đã đạt trên 90% lên móng bè ( theo kết quả quan trắc lún thực tế của công ty TNR thiết kế công bố trên các báo, 2019)
- Phương án thiết kế thi công công trình móng bè kết hợp tầng hầm phù hợp ở vùng đất tốt và khá tốt tại các quận 1, 3, 5, 6, 11, 12,Tân Bình, Tân Phú và Gò Vấp Ở khu vực nội thành có khoảng 50% công trình (quy mô đến 25 tầng) là có thể áp dụng móng bè nhưng hiện nay chưa đến 10% áp dụng móng bè.
CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH LÚN CHO MÓNG BÈ VÀ MÔ HÌNH
Ứng suất trong nền đất do trọng lượng bản thân
- Trong thực tế thường phải tính ứng suất bản thân trong nền công trình và ứng suất bản thân trong thân đê đập để dùng vào việc tính toán lún và kiểm tra ổn định trượt của nền đất và đê đập
- Để xét sự phân bố ứng suất bản thân trong nền đất, thường coi khối đất nền như một bán không gian vô hạn, tức khối đất có một mặt giới hạn là mặt đất nằm ngang, còn hai phía hông và chiều sâu là vô hạn Một bán không gian như vậy trên mọi mặt phẳng đứng và nằm ngang sẽ không tồn tại ứng suất cắt, chỉ có các ứng suất pháp
Hình 2.2: Ứng suất bản thân tại điểm M cách mặt nền một độ sâu z
2.1.1.1 Ứng suất theo phương thẳng đứng do trọng lượng bản thân
- Ứng suất tổng do trọng lượng bản thân đất theo phương thẳng đứng tại một điểm bất kỳ trong đất cách mặt đất một chiều sâu H:
𝜎 𝑏𝑡,𝑧 = 𝜎 𝑣 = ∫ 𝛾(𝑧)𝑑𝑧 0 𝐻 (2.1) - Đất có một lớp đồng nhất: 𝜎 𝑏𝑡,𝑧 = 𝜎 𝑣 = 𝛾ℎ (2.2) - Đất có nhiều lớp khác nhau: 𝜎 𝑏𝑡,𝑧 = ∑ 𝑛 𝑖=1 𝛾 𝑖 ℎ 𝑖 (2.3)
2.1.1.2 Ứng suất theo phương nằm ngang do trọng lượng bản thân
- Đất có một lớp đồng nhất: 𝜎 ℎ = 𝜎 𝑏𝑡,𝑥 = 𝜎 𝑏𝑡,𝑦 = 𝑘 𝑜 𝜎 𝑣 = 1−𝑣 𝑣 𝛾ℎ (2.4)
- Đất có nhiều lớp khác nhau: 𝜎 ℎ = 𝜎 𝑏𝑡,𝑥 = 𝜎 𝑏𝑡,𝑦 = 𝑘 𝑜 ∑ 𝛾 𝑖 ℎ 𝑖 = 𝑣
- Đối với đất rời hoặc đất cát của đất cố kết thường, Jaky đã đưa ra công thức để tính hệ số áp lực ngang ở trạng thái tĩnh:
𝑘 𝑜 = 1 − 𝑠𝑖𝑛𝜑 ′ (2.6) - Đối với đất dính hoặc đất loại sét cố kết thường, Alpan đề nghị công thức:
𝑘 𝑜 = 0,19 + 0,233𝑙𝑜𝑔𝐼 𝑝 (2.7) Trong đó: ɣ i : trọng lượng riêng của lớp đất thứ I, I = 1, 2,…n n: số lớp đất h i : độ dày của lớp đất thứ i k o : hệ số áp lực ngang ở trạng thái tĩnh của đất cố kết thường v: hệ số poisson ( hệ số nở hông ) của đất tại A
Bảng 2.1: Bảng tổng hợp công thức thực nghiệm hệ số áp lực ngang ở trạng thái tĩnh ko
Áp lực đáy móng
- Như đã trình bày, áp lực đáy móng là áp lực trên một đơn vị diện tích tại mặt nền do tải trọng công trình truyền xuống thông qua móng Muốn tìm quy luật phân bố và ứng suất tăng thêm trong nền, trước hết cần tìm quy luật phân bố và giá trị áp lực đáy móng
- Cho đến nay việc tính toán chính xác áp lực đáy móng vẫn còn là bài toán phức tạp bởi vì kết quả nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm cho thấy quy luật phân bố áp lực đáy móng chịu ảnh hưởng của rất nhiều yếu tố như hình dạng, kích thước và độ cứng của móng, độ sâu chôn móng, giá trị và quy luật phân bố của tải trọng tác dụng lên móng, tính chất nền.v.v
- Nếu độ cứng của móng bé, biến dạng của móng có khả năng thích ứng với biến dạng của mặt nền thì quy luật phân bố áp lực đáy móng sẽ tương tự quy luật phân bố của tải trọng tác dụng lên đáy móng ( tải trọng phân bố dạng hình thang thì phân bố áp lực đáy móng cũng có dạng phân bố gần như hình thang )
- Nếu độ cứng của móng rất lớn thì áp lực đáy móng phụ thuộc độ lớn tải trọng và loại đất nền Với nền cát với diện tích đáy móng nhỏ và độ chôn sâu móng bé thì trong trường hợp tải trọng tương đối bé, biểu đồ áp lực đáy móng có dạng như đường liền nét ( hình 2.3a ) Nếu tải trọng lớn hơn thì dạng biểu đồ áp lực đáy móng như đường đứt nét Nếu chiều rộng đáy móng và độ chôn sâu móng đều lớn thì với mọi loại đất nền và tải trọng, biểu đồ áp lực đáy móng có dạng yên ngựa ( hình 2.3b ) Nếu gia tăng đọ sâu chôn móng thì áp lực đáy móng có dạng phân bố đều
Hình 2.3: Biểu đồ áp lực đáy móng
Trường hợp tải thẳng đứng tác dụng đúng tâm móng:
Hình 2.4: Áp lực đáy móng chịu tải trọng thẳng đứng đúng tâm
- Trường hợp 1: ( trừ áp lực thiên nhiên trong đất tại đáy móng do trọng lượng đất phía trên ) áp lực đáy móng phân bố đều, được tính theo biểu thức:
- Trường hợp 2: ( không trừ áp lực thiên nhiên trong đất tại đáy móng do trọng lượng đất phía trên ) áp lực đáy móng phân bố đều, được tính theo biểu thức:
Ptb: Áp lực thực tế trung bình dưới đáy móng 𝑁 𝑡𝑐 : Tổng tải trọng thẳng đứng; F: diện tích đáy móng (F = b x l) 𝛾 𝑡𝑏 : trọng lượng riêng trung bình giữa đất và bê tông
𝛾 𝑑 : trọng lượng riêng của lớp đất 𝐷 𝑓 : chiều sâu chôn móng
Ứng suất tăng thêm trong nền đất do tải ngoài
- Như đã biết ứng suất tăng thêm trong nền là ứng suất do tải trọng công trình gây ra Tải trọng công trình thông qua móng phân bố trên mặt nền dưới dạng áp lực đáy móng Vậy ứng suất tăng thêm trong nền là do áp lực đáy móng này gây ra
- Để xác định ứng suất tăng thêm trong nền dưới tác dụng của các dạng tải trọng khác nhau đặt trên nền, trong cơ học đất thường dựa vào các bài toán Boussinesq là cơ sở tính ứng suất trong môi trường đàn hồi và các bài toán phát triển các bài toán Boussinesq như bài toán Flamant, Mindlin, các bài toán này cho lời giải về ứng suất và chuyển vị trong vật thể bán không gian vô hạn biến dạng tuyến tính đồng nhất đẳng hướng dưới tác dụng của lực tập trung thẳng đứng và nằm ngang đặt trên mặt và trong bán không gian vô hạn Đây là những bài toán cơ bản vì chúng rất có ý nghĩa về mặt lý thuyết và là cơ sở lý luận để giải các bài toán ứng suất – biến dạng trong cơ học đất Khi ứng dụng các bài toán này của lý thuyết đàn hồi cần dựa vào ba giả thuyết đã nêu
- Các bài toán cơ học đất thường gặp của Boussinesq:
Tải tập trung thẳng đứng tác dụng lên mặt đất
Tải trọng phân bố trên một diện tích bất kỳ
Tải phân bố đều trên tiết diện hình chữ nhật
Tải phân bố tam giác trên tiết diện hình chữ nhật
Tải phân bố hình thang trên tiết diện hình chữ nhật
Tải phân bố đều trên tiết diện tròn bán kính r
Tải phân bố đều trên đường lực hay lực đường thẳng
Tải trọng phân bố trên diện tích hình băng
Tải phân bố hình tam giác
Tải phân bố dạng hình thang
- Coi đất là một mặt phẳng ngang được mô tả trong hệ tọa độ như sau:
Hình 2.5: Bài toán Boussinesq – hệ tọa độ (Oxyz)
- Các thành phần ứng suất trong một phân tố M đặt dưới độ sâu z trong đất
Hình 2.6: Bài toán Boussinesq – Hình chiếu của ứng suất pháp tuyến và tiếp tuyến lên hệ trục (Oxyz)
Tải tập trung đặt trên mặt đất
Hình 2.7: Bài toán Boussinesq – Tải tập trung p đặt trên mặt đất
- Các thành phần ứng suất:
𝑅 3 (2.12) - Chuyển vị theo chiều các trục đứng và ngang:
Tải phân bố đều trên tiết diện hình chữ nhật
- Tải trọng tác dụng trên mặt nền với một diện tích chữ nhật hữu hạn sẽ gây ra ứng suất tại điểm M bất kỳ trong nền với tất cả các thành phần ứng suất 𝜎 𝑥 , 𝜎 𝑦 , 𝜎 𝑧 , 𝜏 𝑥𝑦 , 𝜏 𝑦𝑧 , 𝜏 𝑧𝑥 , tức điểm M chịu trạng thái ứng suất không gian Do vậy bài toán tính ứng suất biến dạng trong trường hợp này thuộc bài toán không gian
Hình 2.8: Bài toán Boussinesq – Tải p phân bố đều trên diện tích hình chữ nhật
- Để tính ứng suất tăng thêm trong nền của trường hợp này có thể ứng dụng bài toán Boussinesq bằng cách chia diện tích đáy móng ABCD thành nhiều diện tích phân tố có cạnh dx và dy Tải trọng tác dụng trên mỗi diện tích phân tố được coi là một lực tập trung Tải trọng này gây ra ứng suất tăng thêm thẳng đứng dσz , chẳng hạn tại M nằm trên đường thẳng đứng đi qua góc diện chịu tải có thể tính toán theo công thức:
- Ứng suất tăng thêm thẳng đứng σz của điểm nằm trên trục thẳng đứng đi qua tâm diện chịu tải ở độ sâu z được tính như sau:
- Ứng suất tăng thêm thẳng đứng σz do tải phân bố đều trên diện chịu tải chữ nhật, dọc trục thẳng đứng bên dưới điểm góc diện chịu tải được tính như sau:
2.1.3.2 Công thức tính ứng suất theo tài liệu của Xiangfu Chen
- Theo tài liệu của Xiangfu Chen – Settlement Calculation on High-Rise Buildings đã phát triển bài toán tải phân bố đều trên diện tích hình chữ nhật và được đặt sâu dưới mặt bán không gian một đoạn h Ứng suất tăng thêm thẳng đứng dσz của các điểm trong lòng đất nằm trên trục thẳng đứng đi qua góc diện chịu tải phân bố đều trên tiết diện hình chữ nhật được tính như sau:
Hình 2.9: Tải trọng phân bố đều trên diện tích chữ nhật a x b bán không gian đàn hồi
- Ứng suất tăng thêm thẳng đứng σz do tải phân bố đều trên diện chịu tải hình chữ nhật, dọc trục thẳng đứng bên dưới điểm góc diện chịu tải được tính như sau:
Các phương pháp ước lượng độ lún ổn định của nền móng theo phương pháp giải tích
- Hiện nay theo TCVN 9362-2012 dùng hai phương pháp sau đây để ước lượng độ lún ổn định của nền: phương pháp cộng lún từng lớp và phương pháp lý thuyết đàn hồi Cả hai phương pháp đều dựa trên giả thuyết đất nền là vật thể bán không gian biến dạng tuyến tính
2.2.1 Ước lượng độ lún ổn định theo phương pháp cộng lún từng lớp 2.2.1.1 Phương pháp cộng lún từng lớp với giả thiết đất nền chịu nén không nở hông ( bài toán một chiều ):
- Các nền đất chịu nén không nở hông có thể gặp khi mặt nền chịu tải trọng phân bố đều rải ra vô hạn Trong trường hợp này ứng suất tăng thêm σ z sẽ phân bố đều dọc theo chiều sâu, đất nền chỉ chuyển vị đứng chứ không chuyển vị ngang, tức nền đất chịu nén không nở hông Trong thực tế nếu bề rộng b của đáy móng công trình có kích thước lớn và đất nền đồng chất có chiều dày H tương đối mỏng ( 𝐻 𝑏 < 0,5) thì ứng suất cũng gần như phân bố đều theo chiều sâu và do đó đất nền chịu nén không nở hông
Hình 2.10: Nền chịu nén không nở hông chịu tải trọng phân bố đều
- Như vậy cả hai trường hợp, một cách tổng quát nếu chiều dày mẫu đất ban đầu là H thì công thức tính độ lún có thể viết:
Theo đường quan hệ 𝑒 − 𝜎 ′ của thí nghiệm cố kết, ta có:
1+𝑒 1 ∆𝜎 ′ 𝐻 (2.25) Hay: 𝑆 = 𝑚 𝑣 ∆𝜎 ′ 𝐻 (2.26) Trong đó: a v : hệ số nén hoặc đôi khi ký hiệu là a: 𝑎 = 𝑎 𝑣 = − 𝑑𝑒
∆𝜎 ′ ao: hệ số nén tương đối hoặc hệ số nén thể tích, đôi khi ký hiệu m v :
- Cần lưu ý rằng các chỉ tiêu cơ lý e, a, Eo, β trong các công thức trên đều là giá trị trung bình của lớp đất nền có chiều dày H
- Trong phương pháp cộng lún từng lớp với giả thiết đất nền chịu nén không nở hông ( bài toán một chiều ) được áp dụng cho hai phương pháp của thí nghiệm cố kết như sau:
Độ lún tính theo đường quan hệ 𝒆 − 𝝈 ′ của thí nghiệm cố kết: Đối với những móng có kích thước nhỏ hơn 10m đặt trên đất nền biến dạng trung bình và lớn:
- Áp lực đáy móng p đủ nhỏ để không gây ra vùng biến dạng dẻo quá lớn trong nền, sao cho nền ứng xử như vật thể đàn hồi đòi hỏi thỏa điều kiện (𝑝 ≤ 𝑅 𝐼𝐼 ), với 𝑅 𝐼𝐼 là sức chịu tải của đất nền
- Áp lực gây lún chính là ứng suất tăng thêm trong nền tại đáy móng do tải trọng công trình gây ra 𝑝 𝑔𝑙 = 𝜎 𝑔𝑙 ′ = 𝑝 − 𝛾 ′ 𝐷 𝑓 Đối với những móng có kích thước lớn hơn 10m và modul biến dạng của đất 𝐸 ≥10𝑀𝑃𝑎, không phụ thuộc vào chiều sâu của lớp ít nén Việc xác định độ lún của nền trong các trường hợp này là do áp lực toàn phần trung bình tác dụng ở đế móng ( không trừ áp lực thiên nhiên ) gây ra
Hình 2.11: Sơ đồ tính lún theo phương pháp tổng phân tố cho trường hợp tải trọng phân bố đều trên diện truyền tải
Hình 2.12: Sơ đồ sử dụng đường cong e – p của thí nghiệm cố kết
- Độ lún của móng là tổng các độ biến dạng đứng của n phân tố trong vùng nền chịu nén:
- Phương pháp tổng phân tố có thêm hai dạng biểu thức tính lún như sau:
S i – độ lún của lớp đất đang xét e 1i – hệ số rỗng của đất tại điểm giữa lớp đang xét ứng với ứng suất do trọng lượng bản thân đất e 2i – hệ số rỗng của đất cũng tại điểm trên ứng với ứng suất do trọng lượng bản thân đất và tải trọng ngoài m v – hệ số nén tương đối hoặc hệ số nén thể tích thể tích: m v =a o
- hệ số có xét đến tính nở hông =0,8 hay 𝛽 = 1 − 2𝑣 2
E i – module biến dạng của lớp đất thứ i h i – chiều dày của lớp đất thứ i
Độ lún tính theo đường quan hệ 𝒆 − 𝒍𝒐𝒈𝝈 ′ của thí nghiệm cố kết:
- Độ lún do đất nền cố kết khi chịu ứng suất tăng thêm trong nền do tải trọng công trình phụ thuộc vào thông số thời gian Khi có sự gia tăng tải trọng, phần nước trong lỗ rỗng gánh đỡ toàn bộ áp lực gia tăng này dưới dạng áp lực nước lỗ rỗng thặng dư
∆u,áp lực thặng dư này sẽ phân tán dần khi nước chịu áp lực cao chảy sang nới có áp lực thấp hơn theo lý thuyết cố kết thấm của Terzaghi
-Với các nền đất có độ thấm lớn như cát, sỏi, sạn, đá dăm…hiện tượng cố kết thấm diễn ra gần như tức thời, độ lún không phụ thuộc vào thông số thời gian Ngược lại, với các loại đất sét phụ thuộc vào thời gian t, đặc tính chịu nén của đất nền phụ thuộc vào tỷ số tiền cố kết OCR được định nghĩa như tỷ số của ứng suất tiền cố kết 𝜎 𝑝 ′ và ứng suất do trọng lượng bản thân các lớp đất bên trên hiện hữu tác động 𝜎 𝑣𝑜 ′ :
𝜎 𝑣𝑜 ′ OCR = 1: Đất cố kết thường ( ký hiệu NC: normally consolidation) OCR > 1: Đất cố kết trước ( ký hiệu OC: overconsolidation)
OCR < 1: Đất kém cố kết hoặc chưa đạt đủ quá trình cố kết do trọng lượng các lớp bên trên, như các lớp trầm tích mới hoặc các loại đất mới đắp đầm nén không kỹ hay các lớp đất đắp bằng phương pháp xáng thổi ( hydraulique fill )
- Tùy theo đặc tính chịu nén của đất nền có thể xẩy ra ba trường hợp tính sau:
Trường hợp 1: Với đất cố kết thường có: 𝑝 0 = 𝜎 𝑝
𝑝 0𝑖 𝑛 𝑖=1 (2.30) Trường hợp 2: Với đất cố kết trước nhẹ có: 𝑝 0 < 𝜎 𝑝 < 𝑝 0 + ∆ 𝑝
𝑛 𝑖=1 (2.31) Trường hợp 3: Với đất cố kết trước nặng có: 𝜎 𝑝 > 𝑝 𝑜 + ∆ 𝑝
P o – Áp lực do trọng lượng bản thân ở giữa lớp đất đang tính lún
∆ p – Ứng suất thẳng đứng gia tăng do tải trọng công trình gây ra ở giữa lớp đất σ p – Ứng suất cố kết trước e 0 - Hệ số rỗng ban đầu của lớp sét ( ứng với thời điểm trước khi xẩy ra công trình)
H 0 – Bề dày lớp đất sét ban đầu trước khi xây công trình
2.2.1.2 Phương pháp cộng lún từng lớp với giả thuyết đất nền chịu nén có nở hông ( bài toán ba chiều ):
Hình 2.13: Nền chịu nén nở hông khi chịu tải trọng phân bố đều
- Trên thực tế rất ít gặp đất nền chịu nén không nở hông, chỉ trong trường hợp tải trọng công trình tương đối bé, kích thước móng tương đối lớn và chiều dày chịu nén của nền tương đối mỏng thì mới có thể coi gần đúng nền chịu nén không nở hông
Ngoài ra, nói chung biến dạng của đất nền ( đặt biệt là đất nền mềm yếu ) đều có nở hông khi chịu tải Khi mặt nền chịu tải trọng công trình, một điểm bất kỳ ở trong nền sẽ chịu ba thành phần ứng suất tăng thêm pháp tuyến 𝜎 𝑥 , 𝜎 𝑦 , 𝜎 𝑧 có tác dụng gây biến dạng ba hướng: biến dạng thẳng đứng và biến dạng nở hông
- Độ lún toàn bộ của nền đất:
- Trong trường hợp bài toán không gian, độ lún tương đối của lớp phân tố thứ i tính theo biểu thức:
Phương pháp phần tử hữu hạn
Cơ sở lý thuyết mô hình Hardening soil
- Ứng xử của đất là ứng xử không hồi phục được, có hiện tượng chảy dẻo và lăn nở khi chịu trượt Vì vậy chỉ có lý thuyết dẻo mới mô tả được ứng xử của đất Mô hình Hardening soil lần đầu tiên được thành lập bởi Schanz, Vermeer và Bonnie (1998, 1999) sau này được Benz phát triển thêm (2006) Đó là một mô hình được phát triển dựa trên lý thuyết dẻo cổ điển Đây là mô hình số được sử dụng trong phần mềm Plaxis, nó cho phép mô tả ứng xử không gian đàn hồi phức tạp và các điều kiện tiếp xúc khác nhau, ứng với các điều kiện địa chất và các đặt tính khác nhau của đất
- Hardening soil là mô hình đa mặt dẻo, cụ thể đó là mô hình hai mặt dẻo kết hợp gồm mặt dẻo trượt (shear yield surface) và mặt dẻo hình chóp mũ (cap yield surface) Sự tăng bền phụ thuộc vào cả biến dạng dẻo và biến dạng thể tích Khác với mô hình đàn hồi dẻo lý tưởng, mặt chảy dẻo của mô hình Hardening Soil không cố định trong không gian ứng suất chính mà nó dăn ra do biến dạng dẻo Có thể phân ra thành hai loại tăng bền là tăng bền trượt (shear hardening) và tăng bền nén (compression hardening) Tăng bền trượt được dùng để mô phỏng biến dạng không phục hồi do ứng suất lệch gây ra được đặc trưng bởi module biến dạng trong thí nghiệm ba trục và được mô hình bằng mặt dẻo trượt Trong khi đó tăng bền nén được dùng để mô phỏng biến dạng không phục hồi do ứng suất nén đẳng hướng gây ra được đặc trưng bởi module biến dạng trong thí nghiệm nén Oedometer và được mô hình bằng mặt dẻo hình chóp mũ Mặt dẻo trượt sử dụng quy luật chảy dẻo không tích hợp (non-associated flow rule) và mặt dẻo chóp mũ sử dụng quy luật chảy dẻo tích hợp (associated flow rule)
Hình 2.18: Các mặt chảy dẻo của mô hình Hardening soil
- Các thông số đầu vào của mô hình Hardening soil bao gồm:
Các thông số phá hoại: c’: lực dính ( hữu hiệu ) φ’: góc ma sát trong (o) ψ: góc giãn nở
Các thông số cơ bản cho độ cứng của đất ( các thông số độ cứng Stiffness ):
𝐸 50 𝑟𝑒𝑓 : độ cứng cát tuyến trong thí nghiệm 3 trục
𝐸 𝑜𝑒𝑑 𝑟𝑒𝑓 : độ cứng tiếp tuyến trong thí nghiệm Oedometer 𝑚: số mũ biểu thị quan hệ ứng suất – độ cứng
Các thông số cải tiến:
𝐸 𝑢𝑟 𝑟𝑒𝑓 : độ cứng dỡ tải/chất tải ( mặc định 𝐸 𝑢𝑟 𝑟𝑒𝑓 = 3𝐸 50 𝑟𝑒𝑓 ) 𝑃 𝑟𝑒𝑓 : ứng suất chọn để tính độ cứng ( mặc định 𝑃 𝑟𝑒𝑓 = 100 đơn vị ứng suất ) 𝐾 𝑜 𝑛𝑐 : giá trị trong nén cố kết thường ( mặc định 𝐾 𝑜 𝑛𝑐 = 1 − 𝑠𝑖𝑛𝜑 )
𝑞 𝑎 ( mặc định 𝑅 𝑓 = 0,9 ) 𝜎 𝑡𝑒𝑛𝑖𝑜𝑛 : cường độ chịu kéo ( mặc định 𝜎 𝑡𝑒𝑛𝑖𝑜𝑛 = 0 đơn vị ứng suất ) 𝑐 𝑖𝑛𝑐𝑟𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 = 0
Các thông số sau có thể được sử dụng thay thế cho các thông số cơ bản độ cứng của đất và được gọi là các thông số thay thế alternatives
Cc: chỉ số nén Cs: chỉ số nở einit: độ rỗng ban đầu
Nhận xét chương 2
- Trong các tài liệu phổ biến, nhằm xác định ứng suất tăng thêm trong nền dưới tác dụng của các dạng tải trọng ngoài đặt trên mặt nền ( không xét đến sự thay đổi ứng suất theo độ sâu chôn móng ) Từ lâu, trong cơ học đất thường dựa vào các bài toán Boussinesq là cơ sở tính ứng suất trong môi trường đàn hồi và các bài toán phát triển các bài toán Boussinesq như bài toán Flamant, Mindlin,
- Cho đến khi gần đây, có khá nhiều các công thức phát triển từ các bài toán của Boussinesq, Mindlin, về ứng xử của đất nhằm xác định ứng suất tăng thêm trong nền dưới tác dụng của tải trọng ngoài được đặt dưới mặt nền ( có xét đến sự thay đổi ứng suất theo độ sâu chôn móng ) Trong đó, kể đến các công thức như trong tài liệu của Xiangfu Chen "Settlement calculation on high-rise buildings"”
- Cũng lưu ý rằng các bài toán để xác định ứng suất tăng thêm trong nền đất do tải ngoài trên mặt nền do xem nền biến dạng tuyến tính trên cơ sở trong môi trường đàn hồi Nhiều lý thuyết tính toán ứng suất trong đất gần với vật liệu đất hơn và xác định ứng suất trong nền đất được cải thiện dần phù hợp hơn với thực tế
- Hiện nay, việc xác định độ lún ổn định của nền theo phương pháp cộng lún từng lớp thực tế thường được dùng với giả thiết là đất nền chịu nén không nở hông đã bỏ qua các thành phần ứng suất 𝜎 𝑥 , 𝜎 𝑦 chỉ dùng ứng suất 𝜎 𝑧 mà tính lún, điều đó có nghĩa là đã không xét đến biến dạng nở hông của đất Trên thực tế, nói chung biến dạng của đất nền đều có nở hông khi chịu tải Khi mặt nền chịu tải trọng công trình, một điểm bất kỳ ở trong nền sẽ chịu ba thành phần ứng suất tăng thêm pháp tuyến 𝜎 𝑥 , 𝜎 𝑦 , 𝜎 𝑧 có tác dụng gây biến dạng ba hướng: biến dạng thẳng đứng và biến dạng nở hông, gây ra sự khác biệt giữa kết quả dự tính so với thực tế
- Trong phương pháp cộng lún từng lớp với giả thiết đất nền chịu nén không nở hông vì xem nền đất là một bán không gian đàn hồi vô hạn, không phản ánh đúng quang cảnh làm việc của nền đất thực tế nên K.E.Iêgorov đã đưa ra phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính xem nền đất là một tầng đàn hồi có chiều dày hữu hạn ( trường hợp nền đất gồm nhiều lớp thì với giả thiết rằng khi tính độ lún của lớp đất nào thì xem như nền chỉ gồm có một lớp đất ấy từ đáy móng cho đến đáy của lớp đất )
- Cho đến nay, vấn đề phạm vi chiều dày vùng nén lún của nền vẫn chưa được giải quyết một cách sáng tỏ, triệt để Vì việc đo lường ứng suất – biến dạng của vật thể đất rất khó khăn: Đối với phương pháp cộng lún từng lớp xem nền đất là một bán không gian đàn hồi vô hạn thì ứng suất – biến dạng còn phát sinh cho đến độ sâu vô hạn, nhưng ở đây chỉ tính đến một độ sâu quy ước mà thôi, điều kiện: 𝜎 𝑧 𝑔𝑙 ≤ 0,2𝜎 𝑧 𝑏𝑡 Đối với phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính xem nền đất là một tầng đàn hồi có chiều dày hữu hạn thì phạm vi vùng chịu nén lún H n đã được nhiều tác giả đề xuất theo các quan điểm khác nhau.
NGHIÊN CỨU VÀ PHÂN TÍCH ĐỘ LÚN ỔN ĐỊNH CỦA MÓNG BÈ DƯỚI TÁC DỤNG CỦA TẢI TRỌNG CÔNG TRÌNH VÀ MÔ HÌNH ÁP BÈ DƯỚI TÁC DỤNG CỦA TẢI TRỌNG CÔNG TRÌNH VÀ MÔ HÌNH ÁP
Dữ liệu công trình
- Nghiên cứu các móng bè có các kích thước móng, độ sâu đặt móng chịu các tải trọng khác nhau như sau:
Bảng 3.1: Bảng tổng hợp kích thước móng bè – chiều sâu đặt móng tính toán
0 Các móng bè được tính toán theo chiều sâu đặt móng 0 (m) 2 Các móng bè được tính toán theo chiều sâu đặt móng 2 (m) 4 Các móng bè được tính toán theo chiều sâu đặt móng 4 (m) 6 Các móng bè được tính toán theo chiều sâu đặt móng 6 (m) 8 Các móng bè được tính toán theo chiều sâu đặt móng 8 (m)
𝑚 2 ) - Chiều dày móng bè: chọn chiều dày móng bè thỏa mãn điều kiện lún lệch.
Đặc điểm điều kiện địa chất
- Căn cứ hồ sơ khảo sát địa chất một số công trình ở khu vực Tp.HCM như quận 1, quận 10, Bình Thạnh và một số nơi khác, cấu tạo địa chất phù hợp với giải pháp nghiên cứu cho các công trình vừa và nhỏ Ở đây, số liệu về địa chất đất nền được lấy theo công trình “ Khu phức hợp trung tâm thương mại văn phòng và căn hộ cho thuê - The Nexus”, địa chỉ 3A-3B Tôn Đức Thắng, phường Bến Nghé, Quận 1, Tp.HCM
Hình 3.1: Vị trí công trình – sơ đồ bố trí các hố khoan
- Nằm trong khu vực trung tâm Tp Hồ Chí Minh địa hình khu vực khảo sát không phức tạp, có nhiều điều kiện thuận lợi để phát triển giao thông đường bộ, xây dựng và phát triển các khu đô thị, các khu dân cư,
- Địa hình có dạng bậc, thấp dần từ bắc xuống nam và từ đông sang tây Vùng đất quận 1 hình thành trên các trầm tích Pleistocen (phù sa cổ) của sông Đồng Nai rất thuận lợi cho việc bố trí xây dựng các công trình và phát triển giao thông đường bộ…Khu quận 1có địa hình cao hơn mực nước biển từ 2 đến 6m Vùng có độ cao trung bình 5 -10m, phân bố ở khu vực tiếp giáp giữa quận 1 và quận 3 Vùng thấp trũng, độ cao trung bình trên dưới 1m và cao nhất 2m, phân bố ở khu vực tiếp giáp quận Bình Thạnh Trầm tích cấu tạo nên các bề mặt là phù sa trẻ Đây là khu vực có nền đất yếu Ngày nay, do sự tác động quá nhiều của con người (phát triển giao thông, quy hoạch khu dân cư, khu đô thị,…) nên bề mặt địa hình có thay đổi đáng kể Bề mặt tương đối bằng phẳng và đồng nhất ở khắp nơi
Hình 3.2: Bản đồ địa chất (phóng to) – Phía trung tâm của tờ bản đồ Tp.HCM
(Trích từ bản đồ địa chất khu vực Tp.HCM tỷ lệ 1:50.000)
- Ở đây, đặc điểm địa chất khu vực công trình bao gồm các lớp sau:
Hình 3.3: Mặt cắt địa chất công trình điển hình Bảng 3.2: Bảng tổng hợp địa chất điển hình các lớp đất
- Đất san lấp: cát pha sét trộn lẫn xà bần xây dựng (gạch, bê tông, )
- Sét độ dẻo thấp (CL), sét độ dẻo thấp lẫn cát (CL), màu nâu vàng, nâu đỏ loang lỗ xám xanh, xám trắng, xám vàng, trạng thái cứng – rất cứng, đôi chổ lẫn sạn sỏi laterit nhỏ
- Cát pha bụi (SM), màu xám, xám xanh, xám trắng, trạng thái chặt
- Cát pha bụi (SM), cát pha sét (SC), cát pha sét-bụi (SC-SM), cát pha bụi lẫn sạn sỏi (SM), màu xám trắng, nâu vàng, vàng, hồng nhạt, trạng thái đất rời rạc-
- Sét độ dẻo thấp pha cát (CL), sét độ dẻo thấp lẫn cát (CL), màu nâu vàng, xám xanh, xám vàng, trạng thái cứng-rất cứng
- Cát pha bụi (SM), cát pha sét (SC), cát pha sét bụi (SC-SM), cát pha sét lẫn sạn sỏi (SC), màu xám, xám xanh, xám trắng, xám vàng, trạng thái chặt – rất chặt, đôi chổ lẫn nhiều sạn, sỏi thạch anh chặt vừa, đôi chổ chặt, đôi chổ lẫn sạn, sỏi, thạch anh nhỏ, tròn cạnh, đôi chổ kẹp thấu kính sét nâu đỏ có bề dày 10-20cm tròn cạnh từ thô đến nhỏ, đôi chổ lẫn ván cục cát két
- Cát cấp phối tốt lẫn sét (SW-SC), cát cấp phối tốt lẫn bụi (SW-SM), màu nâu vàng, xám vàng, vàng, trạng thái rời rạc- chặt vừa, đôi chổ lẫn ít sạn sỏi nhỏ
- Cát pha bụi (SM), cát pha sét (SC), cát pha sét bụi (SC-SM), cát pha sét lẫn sạn sỏi (SC), cát pha bụi lẫn sạn sỏi (SC), màu xám, xám xanh, xám vàng, xám trắng, trạng thái chặt vừa-chặt, đôi chổ lẫn sạn sỏi thạch anh nhỏ, tròn cạnh, lẫn ít vón cụi cát két
- Cát cấp phối tốt, lẫn bụi (SW-SM), màu xám, xám trắng, trạng thái chặt
- Sét độ dẻo cao (CH), màu nâu đỏ, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng
- Cát cấp phối tốt lẫn bụi (SW-SM), cát cấp phối tốt lẫn sét (SW-SC), màu xám, xám trắng, xám xanh, trạng thái chặt-rất chặt
- Sét độ dẻo thấp pha cát (CL), sét độ dẻo thấp lẫn cát (CL), màu nâu vàng, nâu đỏ loan lỗ xám xanh, xám vàng, trạng thái rất cứng
- Sét độ dẻo thấp pha cát (CL), sét độ dẻo thấp (CL), màu nâu đỏ, nâu vàng, hồng, nhạt, trạng thái dẻo cứng
- Sét độ dẻo thấp (CL), sét độ dẻo thấp lẫn cát (CL), màu nâu vàng, xám xanh, xám trắng, trạng thái nửa cứng – cứng, lẫn ít sạn sỏi nhỏ
- Cát pha sét (SC), màu nâu vàng, nâu đỏ, xám xanh, trạng thái chặt – rất chặt, đôi chổ lẫn sạn sỏi thô mịn, tròn cạnh
- Phạm vi ảnh hưởng của nền đất dưới móng bè chủ yếu nằm trong lớp 2, có đặc trưng cơ lý được tóm tắc trong bảng sau:
Bảng 3.3: Bảng tổng hợp số liệu chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất
Cường độ đất nền
- Theo TCVN 9362-2012, nền còn làm việc trong giai đoạn đàn hồi khi:
Điều kiện kiểm tra ổn định nền:
Các hệ số A,B,D phụ thuộc góc ma sát trong φ
Df: chiều sâu chôn móng
𝛾 𝐼𝐼 ; 𝛾 𝐼𝐼 ′ : trọng lượng đơn vị thể tích của đất bên dưới và trên đáy móng m1, m2: hệ số điều kiện làm việc ktc: hệ số tin cậy
Áp dụng cho trường hợp móng B x L = 10 x15 (m 2 ), ta có:
Chiều sâu đặt móng Df (m)
- Áp lực đáy móng trung bình cho tất cả các trường hợp móng có các kích thước khác nhau được kiểm tra dựa vào điều kiện ổn định nền đã trình bày như trên.
Ước lượng độ lún ổn định của móng bè theo các phương pháp khác nhau
- Theo TCVN 9362:2012, đối với móng có kích thước lớn ( bề rộng hoặc đường kính lớn hơn 10m ), đầu tiên xác định chiều dày tính toán của lớp biến dạng tuyến tính H n ( phạm vi vùng chịu nén lún ) Nếu trong phạm vi H n có lớp đất có mô đun biến dạng E ≥ 10 Mpa thì tính theo phương pháp lớp biến dạng tuyến tính Khi chiều dày vùng chịu nén lún H n lớn và có mô đun biến dạng E < 10 MPa thì độ lún ổn định của nền được tính theo phương pháp cộng lún các lớp phân tố
3.3.1 Phương pháp cộng lún từng lớp phân tố
Hình 3.4: Sơ đồ tính lún theo phương pháp tổng phân tố cho trường hợp tải trọng phân bố đều trên diện truyền tải
Trong đó: p: Áp lực thực tế trung bình dưới đáy móng p d : Áp lực thiên nhiên trong đất tại đáy móng do trọng lượng của đất phía trên p o = p-p d : Áp lực thêm thẳng đứng trong đất dưới đáy móng p dz : Áp lực thiên nhiên ở độ sâu z dưới đáy móng p oz : Áp lực thêm trong đất ở độ sâu z kể từ đáy móng, xác định theo công thức:
𝑝 𝑜𝑧 = 𝑘 𝑔 𝑝 𝑜 k g : Hệ số phụ thuộc vào kích thước móng và vị trí điểm đang xét được trình bày ở phần 2.1.3
- Về bản chất của phương pháp là xác định độ lún ổn định cho điểm và không xét đến độ cứng của móng Độ lún ổn định tại một điểm bất kỳ nằm trên mặt tiếp xúc giữa đáy móng và nền được tính theo công thức sau:
S – độ lún ổn định cuối cùng của điểm đang xét
S i – độ lún ổn định cuối cùng của lớp đất thứ i n – số lớp chia theo chiều sâu tầng chịu nén của nền
∆ 𝑝𝑖 – áp lực thêm trung bình trong lớp đất thứ i
- hệ số có xét đến tính nở hông của đất, theo TCVN 9362-2012 lấy bằng =0,8
E i – module biến dạng của lớp đất thứ i h i – chiều dày của lớp đất thứ i
- Đối với móng có kích thước lớn nếu ta tính độ lún ổn định ngay tại tâm móng, và xem là độ lún ổn định của móng thì kết quả sẽ lớn hơn nhiều so với độ lún ổn định của móng trong thực tế Do đó, trường hợp móng có kích thước lớn ta phải tính độ lún ổn định tại nhiều điểm sau đó lấy độ lún ổn định trung bình sao cho: Diện tích
Hình 3.5 Sơ đồ tính độ lún trung bình của móng
- Ngoài ra, để đơn giản tính trong tính toán, độ lún ổn định trung bình của móng có thể tính toán theo công thức gần đúng sau (Vinh Le Ba, Nhan Nguyen Van and Khanh Le Ba, 2018):
S avg – độ lún ổn định trung bình của móng
S A,B,C,D,E,F – độ lún ổn định tại các điểm A, B, C, D, E, F
Hình 3.6 Các điểm tính lún của móng
- Một trong những yếu tố quan trọng có ảnh hưởng trực tiếp đến kết quả tính toán độ lún ổn định là việc xác định phạm vi vùng chịu nén lún H n là miền đất trực tiếp gánh đỡ tải và bị biến dạng Cho đến nay, quan điểm xác định phạm vi vùng chịu nén lún H n còn chưa được thống nhất Nếu trong nền đất dưới đáy móng ở một độ sâu trong vùng chịu nén lún có một tầng cứng (đá) thì trị số H n lấy bằng toàn bộ chiều dày lớp đất, kể từ đáy móng đến tầng cứng ấy
- Theo TCVN 9362-2012, đối với đất có mô đun biến dạng E ≥ 5MPa trị số H n được xác định dựa vào điều kiện:
𝑝 𝑜𝑧 ′ là áp lực tăng thêm thẳng đứng do tải trọng ngoài ở độ sâu z
𝑝 𝑑𝑧 ′ : Áp lực thiên nhiên trong đất ở độ sâu z kể từ đáy móng
- Nếu trường hợp dưới độ sâu tìm được theo điều kiện trên là lớp đất yếu có mô đun biến dạng E < 5 MPa hoặc nếu lớp đất đó nằm trực tiếp phía dưới giới hạn kể trên
E thì nó cần được tính vào tầng chịu nén Trong trường hợp này thì phạm vi vùng chịu nén lún lấy đến độ sâu thoả mãn 𝑝 𝑜𝑧 ′ ≤ 0,1𝑝 𝑑𝑧 ′
- Trị số H n được xác định như trên theo quy ước tại độ sâu này, ứng suất gây lún nhỏ tới mức không còn tác dụng gây lún nữa Trên thực tế khi tính toán độ lún ổn định của móng sử dụng điều kiện (3.3) và tính tổng độ lún ổn định của các lớp phân tố cho đến lớp phân tố Si ≈ 0, kết quả tính toán cho kết quả sai khác nhiều Ngoài ra, tính toán độ lún của móng theo công thức (3.1) không xét đến điều kiện nở hông thì kết quả thu được nhỏ hơn so với thực tế, tuy nhiên nếu ta tính lún ngay tại tâm đáy móng (cho loại móng tương đối nhỏ như móng đơn) và xem giá trị đó là độ lún của móng, thì kết quả tăng lên có thể bù lại với sai sót đó Nhưng tính toán như vậy không an toàn đối với móng có kích thước lớn, trong trường hợp này phải tính tổng độ lún cho đến lớp phân tố Si ≈ 0
3.3.2 Phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính
Hình 3.7: Sơ đồ tính lún theo lý thuyết lớp đàn hồi
- Dựa trên phương pháp đề nghị bởi K.E.Egorov, TCVN 9362:2012 đã đưa ra công thức tính độ lún ổn định của móng riêng rẽ theo sơ đồ tính toán nền dưới dạng lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính có chiều dày hữu hạn H n , được xác định như sau:
Trong đó: b: Bề rộng của móng chữ nhật hoặc đường kính móng tròn p: Áp lực trung bình đầy đủ ở đáy móng không trừ áp lực đất tự nhiên
M: Hệ số điều chỉnh phụ thuộc vào m, xác định theo bảng 3.4 k i , k i-1 : Hệ số phụ thuộc hình dạng móng và độ sâu lớp thứ i
E i : Modul biến dạng của lớp đất thứ i n: số lớp phân chia tính theo tầng chịu nén trong phạm vi lớp đàn hồi H n
Bảng 3.4: Giá trị M tính lún theo phươn pháp lớp đàn hồi
Tỷ số 2H/b hoặc H/r Hệ số M
- Đối với phương pháp lớp biến dạng tuyến tính, kết quả tính toán độ lún ổn định của nền phụ thuộc chủ yếu vào việc xác định chiều dày tầng chịu nén của lớp biến dạng tuyến tính, chiều dày tầng chịu nén này phụ thuộc vào kích thước móng, tỷ số l/b (l- chiều dài; b - bề rộng móng), tải trọng công trình và cấu tạo địa chất công trình
- Theo TCVN 9362:2012, móng có kích thước lớn ( bề rộng hoặc đường kính >
10m ) và mô đun biến dạng của đất E ≥ 10 MPa, không phụ thuộc vào chiều sâu của lớp đất ít nén Chiều dày tầng chịu nén của lớp biến dạng tuyến tính H n được xác định theo:
Nền là đất sét: 𝐻 𝑛 = 9 + 0,15 𝑥 𝑏 (3.5) Nền là đất cát: 𝐻 𝑛 = 6 + 0,1 𝑥 𝑏 (3.6)
- Nếu như nền đất bao gồm cả đất sét và đất cát, thì giá trị Hn được xác định là giá trị trung bình Giá trị H n cần được cộng thêm chiều dày của lớp đất có E < 10 MPa, nếu lớp đó nằm dưới H n và độ dày của nó không vượt quá 5m
- Theo K.E.Egorov ( Lê Quý An, Nguyễn Công Mẫn, Hoàng Văn Tân, 1998 ) giá trị 𝐻 𝑛 được xác định dựa vào điều kiện (3.3)
- Theo B.I.Đalmatov ( Vũ Công Ngữ, 1998 ) suy diễn như phương pháp tầng tương đương của N.A.Txưtovis, đã rút ra trị số của chiều dày tầng chịu nén tương đương và đề nghị chiều dày của tầng chịu nén theo biểu thức:
𝐻 𝑛 = 2𝐴 𝜔𝑡 𝑏 (3.7) Trong đó: b: là bề rộng hoặc đường kính móng
2𝐴 𝜔𝑡 : hệ số, lấy theo bảng 3.5
Bảng 3.5: Trị số hệ số 2𝐴 𝜔𝑡
- Mặt khác, theo JGJ6-99 chiều dày tính toán của lớp biến dạng tuyến tính 𝐻 𝑛 được xác định theo:
𝑍 𝑚 – hệ số kinh nghiệm, tra bảng 3.6 theo tỷ số L/B ξ – hệ số tra theo bảng 3.6 β – hệ số điều chỉnh, tra theo bảng 3.7
Bảng 3.6: Hệ số Zm và ξ
Loại đất Đá dăm Đất cát Đất bột Đất có sét Đất mềm β 0.30 0.50 0.60 0.75 1.00
- Một phân tố dày dz tại độ sâu z trước khi chịu tải đã chịu ứng suất hữu hiệu thẳng đứng do trọng lượng bản thân là:
- Sau khi tác động, tải p phân bố đều, ứng suất hữu hiệu thẳng đứng σz tại độ sâu z gia tăng thêm một lượng ∆𝜎 𝑧 = 𝑝 Lượng gia tăng ứng suất thẳng đứng này lúc đầu do nước lỗ rỗng chịu, sau đó áp lực nước lỗ rỗng thặng dư này phân tán dần, sau cùng chuyển tất cả sang ứng suất hữu hiệu ∆𝜎 𝑧 ′ = 𝑝 và gây ra biến dạng phân tố dz
𝜎 𝑧 ′ : Ứng suất hữu hiệu tại độ sâu z 𝜎 𝑧 : Ứng suất tổng tại độ sâu z u: Áp lực nước lỗ rỗng
3.3.4 Phương pháp số: Mô phỏng trên phần mềm plaxis 3D
- Để tính toán độ lún ổn định của móng bè, trong phần tính toán này sử dụng phần mềm Plaxis 3D với mô hình tính toán Hardening – Soil, với mô hình này độ cứng của đất thay đổi theo trạng thái ứng trong nền đất, và phù hợp với ứng xử phần lớn các loại đất Độ lún ổn định trung bình của móng được tính toán theo công thức (3.2), dựa vào độ lún ổn định của các điểm trên hình (3.6)
- Theo quan điểm tính toán độ lún ổn định của móng bè kết hợp tường chắn đất hiện nay:
Hệ móng bè gánh toàn bộ tải trọng công trình theo phương đứng
Tường chắn đất chỉ gánh chịu áp lực đất xung quanh hố đào theo phương ngang
Hinh 3.8a: Mô hình móng bè kết hợp tường chắn đất
Bảng 3.8: Bảng tổng hợp số liệu chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất và kết cấu móng trong mô hình Hardening - soil q (kN/m2)
Cấu tạo địa chất các lớp đất Tải trọng ngoài tác dụng lên nền
Kết cấu móng bè Biến dạng đất nền
Vùng chịu nén lún Vùng chịu nén lún
Chuyển vị của đất nền Chuyển vị của đất nền
Hinh 3.8b: Mô hình tính toán Plaxis 3D
- Xác định modulus biến dạng E50 dựa vào thí nghiệm 3 trục, theo công thức:
Hinh 3.9: Xác định E 50 từ thí nghiêm nén 3 trục
𝑟𝑒𝑓 𝑠𝑖𝑛𝜑 ′ ) 𝑚 (3.10) Trong đó: c’: lực dính ( hữu hiệu ) φ’: góc ma sát trong ( o )
𝐸 50 𝑟𝑒𝑓 : độ cứng cát tuyến trong thí nghiệm 3 trục
𝑚: số mũ biểu thị quan hệ ứng suất – độ cứng
𝑃 𝑟𝑒𝑓 : ứng suất chọn để tính độ cứng ( mặc định 𝑃 𝑟𝑒𝑓 = 100 đơn vị ứng suất )
Áp dụng tính toán ước lượng độ lún ổn định của móng bè
- Để nghiên cứu sự ảnh hưởng của chiều sâu vùng chịu nén H n đến kết quả tính độ lún ổn định, tác giả tính toán độ lún ổn định của nền với các móng có kích thước và độ sâu đặt móng theo bảng 3.1, mỗi kích thước móng chịu các tải trọng phân bố đều 150, 200, 250 kN/m2, các thông số về chỉ tiêu cơ lý của lớp đất và kết cấu móng được cho trong bảng 3.3 và bảng 3.8 Độ lún ổn định của mỗi móng chịu tải trọng tương ứng, được tính toán theo 2 trường hợp:
Trường hợp 1: Áp lực gây lún trong nền tại đáy móng do tải trọng công trình gây ra 𝑝 𝑔𝑙 = 𝑝 𝑜 = 𝑝 − 𝑝 𝑑 ( trừ áp lực thiên nhiên trong đất tại đáy móng do trọng lượng đất phía trên) theo trình tự các phương pháp sau:
- Phương pháp cộng lún từng lớp phân tố được áp dụng tính toán độ lún ổn định cho bài toán một chiều, ba chiều, Xiangfu Chen ứng với chiều sâu vùng chịu nén H n được xác định theo điều kiện (3.3) và đến chiều sâu mà độ lún của lớp phân tố Si 0
- Phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính được áp dụng tính toán độ lún ổn định ứng với chiều sâu vùng chịu nén Hn theo tiêu chuẩn TCVN 9362:2012, JGJ6- 99 và các tác giả K.E.Egorov, B.L Đalmatov
- Mô phỏng trên phần mềm Plaxis 3D
Trường hợp 2: Áp lực gây lún trong nền tại đáy móng do áp lực trung bình dưới đáy móng của tải trọng công trình gây ra 𝑝 𝑔𝑙 = 𝑝 𝑡𝑏 ( không trừ áp lực thiên nhiên trong đất tại đáy móng do trọng lượng đất phía trên ) theo trình tự các phương pháp sau:
- Phương pháp cộng lún từng lớp phân tố được áp dụng tính toán độ lún ổn định cho bài toán một chiều, ba chiều, Xiangfu Chen ứng với chiều sâu vùng chịu nén H n được xác định theo điều kiện (3.3) và đến chiều sâu mà độ lún của lớp phân tố Si 0
- Phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính được áp dụng tính toán độ lún ổn định ứng với chiều sâu vùng chịu nén H n theo tiêu chuẩn TCVN 9362:2012, JGJ6- 99 và các tác giả K.E.Egorov, B.L Đalmatov
- Mô phỏng trên phần mềm Plaxis 3D
Trường hợp 1: Áp lực gây lún trong nền tại đáy móng do tải trọng công trình gây ra 𝑝 𝑔𝑙 = 𝑝 𝑜 = 𝑝 − 𝑝 𝑑 ( trừ áp lực thiên nhiên trong đất tại đáy móng do trọng lượng đất phía trên ):
Bảng 3.9: Bảng tổng hợp áp lực gây lún tại đáy móng theo tải trọng ngoài tác dụng và chiều sâu đặt móng
Hình 3.8.1: Biểu đồ độ lún – chiều sâu đặt móng B x L (10 x15) ứng với tải trọng phân bố p tc = 150kpa
Hình 3.8.2: Biểu đồ độ lún – chiều sâu đặt móng B x L (15 x22,5) ứng với tải trọng phân bố p tc = 150kpa
CHIỀU S Â U ĐẶ T M ÓN G DF (m ) ĐỘ LÚN S (cm)
BIỂU ĐỒ ĐỘ LÚN - CHIỀU SÂU ĐẶT MÓNG B X
Bài toán 3 chiều_Si=0 Plaxis 3D
Bài toán 1 chiều_Si=0 B.L.Dalmatov_Si=Hn K.E.Rgorov_Si=Hn Bài toán 3 chiều_Si=Hn JGJ6-99_Si=Hn Xiangfu Chen_Si=Hn Bài toán 1 chiều_Si=Hn TCVN 9362-2012_Si=Hn
CHIỀU S Â U ĐẶ T M ÓN G DF (m ) ĐỘ LÚN S (cm)
BIỂU ĐỒ ĐỘ LÚN - CHIỀU SÂU ĐẶT MÓNG B X
Bài toán 3 chiều_Si=0 Plaxis 3D
Bài toán 1 chiều_Si=0B.L.Dalmatov_Si=HnK.E.Rgorov_Si=HnBài toán 3 chiều_Si=HnXiangfu Chen_Si=HnBài toán 1 chiều_Si=HnJGJ6-99_Si=HnTCVN 9362-2012_Si=Hn
Hình 3.8.3: Biểu đồ độ lún – chiều sâu đặt móng B x L (20 x30) ứng với tải trọng phân bố p tc = 150kpa
Hình 3.8.4: Biểu đồ độ lún – chiều sâu đặt móng B x L (25 x37,5) ứng với tải trọng phân bố p tc = 150kpa
CHIỀU S Â U ĐẶ T M ÓN G DF (m ) ĐỘ LÚN S (cm)
BIỂU ĐỒ ĐỘ LÚN - CHIỀU SÂU ĐẶT MÓNG B X
Bài toán 3 chiều_Si=0 Plaxis 3D
Bài toán 1 chiều_Si=0 B.L.Dalmatov_Si=Hn K.E.Rgorov_Si=Hn Bài toán 3 chiều_Si=Hn Xiangfu Chen_Si=Hn Bài toán 1 chiều_Si=Hn JGJ6-99_Si=Hn TCVN 9362-2012_Si=Hn
CH IỀU S Â U ĐẶ T M ÓNG DF (m ) ĐỘ LÚN S (cm)
BIỂU ĐỒ ĐỘ LÚN - CHIỀU SÂU ĐẶT MÓNG B X
Bài toán 3 chiều_Si=0 Plaxis 3D
Bài toán 1 chiều_Si=0B.L.Dalmatov_Si=HnK.E.Rgorov_Si=HnBài toán 3 chiều_Si=HnXiangfu Chen_Si=HnBài toán 1 chiều_Si=HnJGJ6-99_Si=HnTCVN 9362-2012_Si=Hn
Hình 3.8.5: Biểu đồ độ lún – chiều sâu đặt móng B x L (30 x45) ứng với tải trọng phân bố p tc = 150kpa
Hình 3.8.6: Biểu đồ độ lún – chiều sâu đặt móng B x L (35 x52,5) ứng với tải trọng phân bố p tc = 150kpa
CHIỀU S Â U ĐẶ T M ÓN G DF (m ) ĐỘ LÚN S (cm)
BIỂU ĐỒ ĐỘ LÚN - CHIỀU SÂU ĐẶT MÓNG B
Bài toán 3 chiều_Si=0 Plaxis 3D
B.L.Dalmatov_Si=Hn Bài toán 1 chiều_Si=0 K.E.Rgorov_Si=Hn Bài toán 3 chiều_Si=Hn Xiangfu Chen_Si=Hn Bài toán 1 chiều_Si=Hn JGJ6-99_Si=Hn TCVN 9362-2012_Si=Hn
CHIỀU S Â U ĐẶ T M ÓN G DF (m ) ĐỘ LÚN S (cm)
BIỂU ĐỒ ĐỘ LÚN - CHIỀU SÂU ĐẶT MÓNG B
Bài toán 3 chiều_Si=0 Plaxis 3D
B.L.Dalmatov Bài toán 1 chiều_Si=0 K.E.Rgorov
Bài toán 3 chiều_Si=Hn Xiangfu Chen_Si=Hn Bài toán 1 chiều_Si=Hn JGJ6-99
Hình 3.8.7: Biểu đồ độ lún – chiều sâu đặt móng B x L (40 x60) ứng với tải trọng phân bố p tc = 150kpa
Hình 3.9.1: Biểu đồ độ lún – bề rộng móng móng B (Df = 0) ứng với tải trọng phân bố p tc = 150kpa
CHIỀU S Â U ĐẶ T M ÓN G DF (m ) ĐỘ LÚN S (cm)
BIỂU ĐỒ ĐỘ LÚN - CHIỀU SÂU ĐẶT MÓNG B X
Bài toán 3 chiều_Si=0 Plaxis 3D
B.L.Dalmatov_Si=Hn Bài toán 1 chiều_Si=0 K.E.Rgorov_Si=Hn Bài toán 3 chiều_Si=Hn Xiangfu Chen_Si=Hn Bài toán 1 chiều_Si=Hn JGJ6-99_Si=Hn TCVN 9362-2012_Si=Hn
BIỂU ĐỒ ĐỘ LÚN - BỀ RỘNG MÓNG B
So sánh và đánh giá kết quả các mô hình tính toán
- Tính toán độ lún theo chiều sâu đặt móng của phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính theo TCVN 9362: 2012 ứng với điều kiện vùng chịu nén lún H n của công thức (3.6) cho kết quả nhỏ nhất, trong khi bài toán 3 chiều theo phương pháp cộng lún từng lớp phân tố ứng với điều kiện vùng chịu nén lún S i ≈ 0 cho kết quả lớn nhất
- Khi kích thước móng và tải trọng p tc tăng thì kết quả độ lún theo chiều sâu đặt móng càng chênh lệch giữa các phương pháp tính toán độ lún ổn định khác nhau
Chênh lệch độ lún lớn nhất giữa các phương pháp cộng lún từng lớp phân tố và phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính so sánh với kết quả độ lún mô hình Plaxis 3D thấp nhất từ 3% đến 68% theo kết quả như sau:
Tại chiều sâu đặt móng Df = -2(m) thì độ lún theo mô hình Plaxis 3D có độ lún chênh lệch trung bình thấp nhất so với bài toán 1 chiều từ 6% đến 9%, với bài toán B.I.Đalmatov từ 3% đến 15%, với bài toán 3 chiều từ 18% đến 33%:
Bảng 3.11.1: Bảng chênh lệch độ lún lớn nhất giữa các phương pháp tại chiều sâu đặt móng Df = -2(m)
Tại chiều sâu đặt móng Df = -4(m) thì độ lún theo mô hình Plaxis 3D có độ lún chênh lệch trung bình thấp nhất so với bài toán 1 chiều từ 9% đến 16%, với bài toán B.I.Đalmatov từ 10% đến 22%, với bài toán 3 chiều từ 35% đến 53%:
Bảng 3.11.2: Bảng chênh lệch độ lún lớn nhất giữa các phương pháp tại chiều sâu đặt móng Df = -4(m)
Tại chiều sâu đặt móng Df = -6(m) thì độ lún theo mô hình Plaxis 3D có độ lún chênh lệch trung bình thấp nhất so với bài toán 1 chiều từ 27% đến 32%, với bài toán B.I.Đalmatov từ 24% đến 38%, với bài toán 3 chiều từ 50% đến 63%:
Bảng 3.11.3: Bảng chênh lệch độ lún lớn nhất giữa các phương pháp tại chiều sâu đặt móng Df = -6(m)
Tại chiều sâu đặt móng Df = -8(m) thì độ lún theo mô hình Plaxis 3D có độ lún chênh lệch trung bình thấp nhất so với bài toán 1 chiều từ 34% đến 40%, với bài toán B.I.Đalmatov từ 30% đến 46%, với bài toán 3 chiều từ 57% đến 68%:
Bảng 3.11.4: Bảng chênh lệch độ lún lớn nhất giữa các phương pháp tại chiều sâu đặt móng Df = -8(m)
Kết quả trên cho thấy khi kích thước móng và tải trọng p tc tăng thì kết quả độ lún theo chiều sâu đặt móng càng chênh lệch giữa các phương pháp tính toán độ lún ổn định khác nhau Tại chiều sâu đặt móng Df = -2(m) thì độ lún có kết quả chênh lệch trung bình thấp nhất từ 3% đến 15%, tại chiều sâu đặt móng từ Df = -4(m), Df = - 6(m), Df = -8(m) thì độ lún có kết quả chênh lệch trung bình từ 9% đến 46% giữa bài toán 1 chiều với vùng chịu nén lún Si ≈ 0, B.I.Đalmatov với vùng chịu nén lún
H n (3.7) so với mô hình Plaxis 3D Riêng bài toán 3 chiều với vùng chịu nén lún S i
≈ 0 thì độ lún có kết quả chênh lệch trung bình khá lớn từ 18% đến 68% so với mô hình Plaxis 3D
- Độ lún theo chiều sâu đặt móng tính theo phương pháp cộng lún từng lớp của bài toán 1 chiều ứng với vùng chịu nén lún S i ≈ 0 và phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính của B.I.Đalmatov ứng với vùng chịu nén lún H n (3.7) có kết quả chênh lệch trung bình không nhiều từ 0,08% đến 17% như sau:
Tại chiều sâu đặt móng Df = -2(m) có độ lún chênh lệch trung bình từ 0,8% đến 13%:
Bảng 3.12.1: Bảng chênh lệch độ lún giữa bài toán 1 chiều Si ≈ 0 và bài toán B.I.Đalmatov Hn, tại chiều sâu đặt móng Df = -2(m)
Tại chiều sâu đặt móngDf = -4(m) có độ lún chênh lệch trung bình từ 0,2% đến 14%:
Bảng 3.12.2: Bảng chênh lệch độ lún giữa bài toán 1 chiều Si ≈ 0 và bài toán B.I.Đalmatov H n , tại chiều sâu đặt móng Df = -4(m)
Tại chiều sâu đặt móng Df = -6(m) có độ lún chênh lệch trung bình từ 1% đến 15%:
Bảng 3.12.3: Bảng chênh lệch độ lún giữa bài toán 1 chiều Si ≈ 0 và bài toán B.I.Đalmatov H n , tại chiều sâu đặt móng Df = -6(m)
Tại chiều sâu đặt móng Df = -8(m) có độ lún chênh lệch trung bình từ 0,08% đến 17%:
Bảng 3.12.4: Bảng chênh lệch độ lún giữa bài toán 1 chiều Si ≈ 0 và bài toán B.I.Đalmatov Hn, tại chiều sâu đặt móng Df = -8(m)
Kết quả trên cho thấy phạm vi vùng chịu nén lún tính theo tính theo phương pháp cộng lún từng lớp phân tố xác định cho độ lún của lớp phân tố đến S i ≈0 gần bằng với phạm vi vùng chịu nén lún H n tính theo phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính của B.I.Đalmatov, công thức (3.7)
- Độ lún theo chiều sâu đặt móng tính theo phương pháp cộng lún từng lớp của bài toán 1 chiều Boussinesq, công thức theo tài liệu của Xiangfu Chen ứng với điều kiện vùng chịu nén lún H n theo công thức (3.3) so sánh với kết quả độ lún mô hình Plaxis 3D có độ lún chênh lệch trung bình từ 7% đến 42% như sau:
Tại chiều sâu đặt móng Df = -2(m) thì độ lún theo mô hình Plaxis 3D có độ lún chênh lệch trung bình so với bài toán 1 chiều từ 32% đến 41%, so với công thức theo tài liệu của Xiangfu Chen từ 29% đến 40%:
Bảng 3.13.1: Bảng chênh lệch độ lún giữa Plaxis 3D với bài toán 1 chiều , công thức theo tài liệu Xiangfu Chen với vùng chịu nén lún H n , tại chiều sâu đặt móng Df = -2(m)
Tại chiều sâu đặt móng Df = -4(m) thì độ lún theo mô hình Plaxis 3D có độ lún chênh lệch trung bình so với bài toán 1 chiều từ 14% đến 28%, so với công thức theo tài liệu của Xiangfu Chen từ 12% đến 26%:
Bảng 3.13.2: Bảng chênh lệch độ lún giữa Plaxis 3D với bài toán 1 chiều , công thức theo tài liệu Xiangfu Chen với vùng chịu nén lún H n , tại chiều sâu đặt móng Df = -4(m)
Nhận xét chương 3
- Dựa vào kết quả tính toán độ lún ở mục (3.3) và kết quả đánh giá ở mục (3.4) cho thấy rằng độ lún giảm dần theo chiều sâu đặt móng với áp lực gây lún trong nền tại đáy móng p o gần như không đổi, chênh lêch trung bình từ 6% đến 16% Để thỏa mãn điều kiện về độ lún giới hạn của nền S gh theo TCVN 9362-2012 thì ở cả 2 trường hợp có kết quả áp lực gây lún trong nền tại đáy móng do áp lực dưới đáy móng gây ra là:
Trường hợp 1: Móng chịu tải trọng phân bố p ct 150, 200, 250 (kN/m 2 ) ứng với áp lực gây lún trong nền tại đáy móng của tải trọng công trình gây ra (𝑝 𝑜 = 𝑝 − 𝑝 𝑑 ) là:
Trường hợp 2: Móng chịu tải trọng phân bố p ct 100, 150, 200 (kN/m 2 ) ứng với áp lực gây lún trong nền tại đáy móng của tải trọng công trình gây ra (𝑝 𝑜 = 𝑝 𝑡𝑏 ) là:
Do đó để đảm bào an toàn trong việc tính toán độ lún ổn định công trình đối với móng bè ( có kích thước ≥ 10m), các trường hợp tính toán phải ứng với áp lực gây lún trong nền tại đáy móng của tải trọng công trình gây ra 𝑝 𝑜 ≤ 250 ( 𝑚 𝑘𝑁 2 )
Ngoài ra, theo TCVN 9362 -2012 độ lún móng bè được tính toán theo trường hợp 2 (ứng với áp lực gây lún trong nền tại đáy móng của tải trọng công trình gây ra 𝑝 𝑜 𝑝 𝑡𝑏 , không trừ áp lực thiên nhiên trong đất tại đáy móng do trọng lượng đất phía trên)
- Khi kích thước móng và tải trọng p tc tăng thì kết quả độ lún theo chiều sâu đặt móng càng chênh lệch giữa các phương pháp tính toán độ lún ổn định khác nhau
Tại chiều sâu đặt móng Df = -2(m) thì độ lún có kết quả chênh lệch trung bình thấp nhất từ 3% đến 15%, tại chiều sâu đặt móng từ Df = -4(m), Df = -6(m), Df = -8(m) thì độ lún có kết quả chênh lệch trung bình từ 9% đến 46% giữa bài toán 1 chiều với vùng chịu nén lún Si ≈ 0, B.I.Đalmatov với vùng chịu nén lún H n (3.7) so với mô hình Plaxis 3D Riêng bài toán 3 chiều với vùng chịu nén lún S i ≈ 0 thì độ lún có kết quả chênh lệch trung bình khá lớn từ 18% đến 68% so với mô hình Plaxis 3D
- Độ lún theo chiều sâu đặt móng tính theo phương pháp cộng lún từng lớp của bài toán 1 chiều ứng với vùng chịu nén lún S i ≈ 0 và phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính của B.I.Đalmatov ứng với vùng chịu nén lún H n (3.7) có kết quả chênh lệch trung bình không nhiều từ 0,08% đến 17% Kết quả cho thấy phạm vi vùng chịu nén lún tính theo tính theo phương pháp cộng lún từng lớp phân tố xác định cho độ lún của lớp phân tố đến S i ≈0 gần bằng với phạm vi vùng chịu nén lún
H n tính theo phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính của B.I.Đalmatov, công thức (3.7)
- Độ lún theo chiều sâu đặt móng tính theo phương pháp cộng lún từng lớp của bài toán 1 chiều Boussinesq, công thức theo tài liệu của Xiangfu Chen ứng với điều kiện vùng chịu nén lún H n theo công thức (3.3) so sánh với kết quả độ lún mô hình Plaxis 3D có độ lún chênh lệch trung bình từ 7% đến 42% Kết quả cho thấy tại chiều sâu đặt móng Df = -2(m), Df = -4(m) độ lún theo mô hình Plaxis 3D so với bài toán 1 chiều có độ lún chênh lệch trung bình 14% đến 41% lớn hơn so với công thức theo tài liệu của Xiangfu Chen có độ lún chênh lệch trung bình từ 12% đên 40% Tại chiều sâu đặt móng Df = -6(m), Df = -8(m) độ lún theo mô hình Plaxis 3D so với bài toán 1 chiều có độ lún chênh lệch trung bình từ 6% đến 14% thấp hơn so với công thức theo tài liệu của Xiangfu Chen có độ lún chênh lệch trung bình từ 7% đến 14%
- Độ lún theo chiều sâu đặt móng tính theo phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính với vùng chịu nén lún H n của TCVN 9362:2012 theo công thức (3.6), K.E.Egorov theo công thức (3.3), B.I.Đalmatov theo công thức (3.7), JGJ6-99 theo công thức (3.8) và phương pháp cộng lún từng lớp với vùng chịu nén lún H n theo công thức (3.3) của bài toán 1 chiều, Xiangfu Chen, bài toán 3 chiều và plaxis 3D cho các giá trị độ lún ổn định nằm trong phạm vi của phương pháp lớp đàn hồi biếng dạng tuyến tính
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
- Kết quả cho thấy độ lún ổn định giảm dần theo chiều sâu đặt móng với áp lực gây lún trong nền tại đáy móng p o gần như không đổi, chênh lệch trung bình từ 6% đến
16% Để thỏa mãn điều kiện về độ lún giới hạn của nền S gh thì đối với móng bè ( có kích thước ≥ 10m), các trường hợp tính toán độ lún ổn định phải ứng với áp lực gây lún trong nền tại đáy móng của tải trọng công trình gây ra 𝑝 𝑜 ≤ 250 ( 𝑘𝑁
𝑚 2 ) (đối với các trường hợp có điều kiện địa chất tương tự) Ngoài ra, theo TCVN 9362 -2012 độ lún móng bè được tính toán theo trường hợp 2 (ứng với áp lực gây lún trong nền tại đáy móng của tải trọng công trình gây ra 𝑝 𝑜 = 𝑝 𝑡𝑏 , không trừ áp lực thiên nhiên trong đất tại đáy móng do trọng lượng đất phía trên)
- Dựa vào kết quả phân tích ở mục (3.4), khi kích thước móng và tải trọng p tc tăng thì kết quả độ lún theo chiều sâu đặt móng càng chênh lệch giữa các phương pháp tính toán độ lún ổn định khác nhau Tại chiều sâu đặt móng Df = -2(m) thì độ lún có kết quả chênh lệch trung bình thấp nhất từ 3% đến 15%, tại chiều sâu đặt móng từ
Df = -4(m), Df = -6(m), Df = -8(m) thì độ lún có kết quả chênh lệch trung bình từ 9% đến 46% giữa bài toán 1 chiều với vùng chịu nén lún Si ≈ 0, B.I.Đalmatov với vùng chịu nén lún H n (3.7) so với mô hình Plaxis 3D Riêng bài toán 3 chiều với vùng chịu nén lún S i ≈ 0 thì độ lún có kết quả chênh lệch trung bình khá lớn từ 18% đến 68% so với mô hình Plaxis 3D Để đảm bảo an toàn trong việc tính toán độ lún ổn định theo phương pháp cộng lún từng lớp phân tố, phạm vi vùng chịu nén lún nên xác định cho độ lún của lớp phân tố đến S i ≈0 Đối với phương pháp lớp đàn hồi biến dạng tuyến tính, chiều dày vùng chịu nén lún H n nên xác định theo B.I.Đalmatov công thức (3.7) Ngoài ra cần phải dựa trên các phương pháp số ( Plaxis 3D ) để đánh giá, so sánh độ lún ổn định cho kết quả chính xác hơn
- Dựa vào kết quả phân tích ở mục (3.4), độ lún theo chiều sâu đặt móng tính theo phương pháp cộng lún từng lớp của bài toán 1 chiều Boussinesq, công thức theo tài liệu của Xiangfu Chen ứng với điều kiện vùng chịu nén lún H n theo công thức (3.3) so sánh với kết quả độ lún mô hình Plaxis 3D có độ lún chênh lệch trung bình từ 7% đến 42% Kết quả cho thấy tại chiều sâu đặt móng Df = -2(m), Df = -4(m) độ lún theo mô hình Plaxis 3D so với bài toán 1 chiều có độ lún chênh lệch trung bình 14% đến 41% lớn hơn so với công thức theo tài liệu của Xiangfu Chen có độ lún chênh lệch trung bình từ 12% đên 40% Tại chiều sâu đặt móng Df = -6(m), Df = -8(m) độ lún theo mô hình Plaxis 3D so với bài toán 1 chiều có độ lún chênh lệch trung bình từ 6% đến 14% thấp hơn so với công thức theo tài liệu của Xiangfu Chen có độ lún chênh lệch trung bình từ 7% đến 14% Do đó có thể áp dụng công thức theo tài liệu của Xiangfu Chen để tính toán độ lún ổn định theo chiều sâu đặt móng
- Tính toán độ lún của móng theo các phương pháp khác nhau cho ra các kết quả độ lún ổn định khác nhau nhiều Do đó việc xác định phạm vi vùng chịu nén lún mang yếu tố quyết định trong việc tính toán độ lún ổn định của nền móng Tuy nhiên cho đến nay, quan điểm xác định phạm vi vùng chịu nén lún H n còn chưa được thống nhất Do đó độ lún ổn định được tính toán theo các phương pháp khác nhau ứng với vùng chịu nén lún H n của các tác giả khác nhau cho các kết quả khác nhau nhiều, chiều dày của vùng chịu nén lún phụ thuộc vào kích thước móng bề rộng B, tỷ số L/B ( L: chiều dài móng, B: bề rộng móng ), tải trọng công trình, cấu tạo địa chất công trình