Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Nghiên cứu sự phân bố tải trọng và ứng suất trong móng bè cọc

TOM TAT LUẬN VĂNTheo một số quan điểm thiết kế móng cọc hiện nay, người ta chưa xem xét đến sựlàm việc của đất nền dưới đáy bè mà chỉ xem tải trọng công trình là do cọc chịu 100%,nhưng t

TONG QUAN NGHIÊN CUU MONG BE COC NHÀ CAO TANG 1.1 GIỚI THIEU MONG BE COC

UU DIEM CUA MONG BE COC

Việc sử dung mong bè cọc có nhiêu uu điêm sau day:

So với móng cọc thi móng bè cọc có số lượng cọc nhỏ hơn và chiều dài cọc cũng nhỏ hơn nhiễu

Cải thiện được điều kiện làm việc của móng nông nhờ giảm độ lún cũng như độ lún lệch Cọc đóng vai trò như bộ phận giảm lún

Giảm được ứng suất cũng như moment nội lực trong móng bè nhờ vào sự sắp xếp hợp lý của các cọc

Phát huy vai trò chịu lực của phần móng bè Giảm thiểu khả năng phình trồi khi đào hỗ móng Có thê bố trí cọc để chịu tải trọng lệch tâm từ công trình bên trên

Móng bè tải trọng phân bố đều

Bè với cọc giảm lún

Hình 1.5: Coc bố trí làm giảm độ lún của nên (theo Randolph, 1994)

VAN DE THIET KE MONG BE COC

1.3.1 Nguyên lý thiết kế móng bè cọc

Trong thiết kế móng bè cọc, có 5 van dé cần thiết được xem xét bao gồm:

" Sức chịu tải cực hạn khi chịu tải đứng, tải ngang và moment

" Đánh giá các giá tri moment, lực cắt của bè để thiết kế bè móng

" Đánh giá các giá tri moment, sức chịu tải cua cọc dé thiệt kê cọc.

1.3.2 Các quan điểm thiết kế móng bè cọc hiện nay

1.3.2.1 Quan điểm coc chịu tải hoàn toàn Theo quan điểm này, các cọc dưới bè móng được thiết kế như một nhóm cọc để tiếp nhận hoàn toàn của công trình mà không kể đến sự tham gia chịu tải của nền đất dưới đài cọc Trong khi tính toán, hệ móng bè cọc được tính như móng cọc đài thấp VỚI nhiều giả thiết kèm theo như:

= Tải trọng ngang do nên đất trên mức đáy đài tiếp thu

= Dài móng tuyệt đối cứng, ngàm cứng với các cọc, chỉ truyén tải trọng đứng lên các coc, do đó cọc chỉ chịu kéo hoặc nén

" Coc trong nhóm coc làm việc như cọc đơn và cọc chịu toàn bộ tải trọng từ đài.

= Khi tính toán tong thé móng cọc thì coi hệ móng là một khối móng quy ước Tính toán theo quan điểm cọc chịu tải hoàn toàn có ưu điểm là đơn giản, thiên về an toàn và được hướng dẫn chỉ tiết trong các giáo trình nền móng hiện nay Độ lún của móng tính toán theo phương pháp này nhỏ, sử dụng nhiều cọc và thường hệ số an toàn cao, chưa phát huy được hết sức chịu tải của cọc và không kinh tế, được coi như là một phương án "lãng phí" trong thiết kế.

4 Nhân xét: Quan điểm tính toán này phù hợp cho những kết cấu móng cọc có chiều dày đài lớn kích thước đài nhỏ, hoặc nền đất dưới đáy đài yếu, có tính biến dạng lớn Khi đó, ta có thể bỏ qua sự làm việc của đất nền dưới đáy đài và xem toàn bộ tải trọng công trình do cọc chịu.

1.3.2.2 Quan điểm bè chịu tải hoàn toànTheo quan điểm này, bè được thiết kế để chịu phần lớn tải trọng lên móng, các cọc chỉ nhận một phan nho tai trong, duoc bố tri han chế cả về số lượng sức chịu tải với mục đính chính là gia cỗ nên, giảm độ trung bình và lún lệch Độ lún của móng trong quan điểm này thường lớn, vượt quá độ lún cho phép, ngoài ra với tải trọng công trình lớn, tính theo quan điểm này thường không đảm bảo sức chịu tải của nền đất dưới

4 Nhân xét: Quan điểm thiết kế này phù hợp với những công trình đặt trên nền đất yếu có chiều dày không lớn lắm Khi đó liên kết giữa cọc va dai không cần phức tap, vì mục dich cọc để gia cố nền và giảm lún lệch là chính.

1.3.2.3 Quan điểm bè và cọc đồng thời chịu tải Theo quan điểm này, hệ kết cấu móng đài - coc đồng thời làm việc với đất nền theo một thể thống nhất, xét đến đầy đủ sự tương tác giữa các yếu tô đất-bè-cọc Trong quan điểm này, các cọc ngoài tac dụng giảm lún cho công trình, còn phát huy hết được kha năng chịu tải, do đó cần ít cọc hơn, chiều đài cọc nhỏ hơn Khi cọc đã phát huy hết khả năng chịu tải, thì một phan tai trong con lai sé do phan be chiu va lam viéc nhu mong bé trén nén thién nhién.

4 Nhân xét: Trong quan điểm nay, độ lún của công trình thường lớn hon so với quan điểm cọc chịu tải hoan toàn nhưng về tổng thé, nó vẫn đảm bảo nằm trong quy định với một hệ số an toàn hợp lý, do đó quan điểm tính toán này cho hiệu quả kinh tế tốt hơn so với quan điểm dau Tuy nhiên, quá trình tính toán can sử dụng các mô hình phức tap hơn, do đó hiện nay quan điểm này chưa được phổ biên rộng rãi. Ỳ dạud ou2 un| g1

Hình 1.6: Biểu đồ quan hệ tai trọng - độ lún theo các quan điểm thiết kế

Quan điểm thiết kế thứ nhất thiên về an toàn, nhưng không kinh tế, nên áp dụng khi công trình có yêu cầu cao về khống chế độ lún Quan điểm thiết kế thứ hai, móng bè trên nền thiên nhiên là phương án kinh tế nhưng độ lún của bè là rất lớn và thường nền đất không đủ sức chịu tải với công trình có tải trọng lớn Quan điểm thiết kế thứ ba, dung hòa được các ưu, nhược điểm của hai quan điểm trên, nên trường hợp công trình không có yêu cầu quá cao về độ lún, có thể sử dụng để tăng tính kinh tế.

1.3.2.4 Quan điểm thiết kế múnứ bố cọc của cỏc chuyờn ứia:

= Theo Poulos (2001), tác giả có 3 quan điểm thiết kế như sau:

- Quan điểm thiết kế thứ nhất: Ở tải trọng làm việc, cọc chỉ chịu tải trọng từ 35% đến 50% sức chịu tải cực hạn (hệ số an toàn SCT từ 2 đến 3), quan hệ tải trọng- độ lún của cọc van là tuyến tính Gần như toan bộ tải trọng tác dụng lên móng đều do cọc tiếp nhận Phần bè chỉ tiếp nhận phân tải trọng rất nhỏ, phân phối lên nền đất bên dưới đáy bè.

- Quan điểm thiết kế thứ hai: Phần bè được thiết kế tiếp nhận một phan đáng kể tải trọng lên móng, phan còn lại do các cọc chịu Ở tải trọng làm việc, sức chịu tải của cọc được huy động từ 70% đến 100% (hệ số an toàn SCT từ 1 đến 1,5), quan hệ tải trọng-độ lún của cọc là quan hệ phi tuyến do cọc có chuyển dịch tương đối so với đất nên Số lượng cọc được bồ trí đủ nhằm giảm áp lực tiếp xúc thực giữa bè va đất nền xuống nhỏ hơn áp lực tiền cố kết của đất Coc được sử dụng với mục đích làm giảm độ lún trung bình của bè.

- Quan điểm thiết kế thứ ba: Cọc được thiết kế để chịu phần lớn tải trọng lên móng, bè chỉ tiếp nhận một phan nho cua tong tải trọng, các coc được bồ trí hợp lý với mục đích chính là giảm độ lún lệch (chứ không phải độ lún trung bình như ở quan điểm thiết kế thứ hai)

= Theo De Sanctis et al (2001) và Viggiani (2001), tác giả có 2 quan điểm sau:

- Móng bè cọc “nhỏ”, lý do chính thêm vào các cọc nhằm làm tăng hệ số an toàn(điều nay thường liên quan đến các bè có bề rộng dao động từ 5m đến 15m)

- Móng bè cọc "lớn" có đủ kha năng chịu tai trọng tác dụng với một biên độ an toàn hợp lý, nhưng cọc được yêu câu để giảm độ lún và độ lún lệch Trong trường hợp này bề rộng của bè phải lớn khi so sánh với chiều dài của cọc (thông

Hình 1.7: Mô phỏng móng bè cọc bằng phương pháp PTHH 3D

1.3.2.5 Quan điểm thiết kế mong bè coc ở Việt Nam:

Việt Nam vẫn chưa có tiêu chuẩn thiết kế móng bè cọc.

Phương pháp tính móng bè cọc hiện nay ở Việt Nam là đơn giản về hệ cọc chịu

(xem như cọc chịu hoàn toàn tải của công trình) hoặc hệ bè chịu (xem như bè chịu hoàn toan tải của công trình) Phương pháp này có ưu điểm là các bước tính toán áp dụng các lý thuyết kết cầu thông dung, đơn giản Nhưng phương pháp này không đúng với điều kiện làm việc thực té của công trình, không tận dụng hết khả năng chịu lực của kết cau cũng như đất nền Kết quả là sử dụng vật liệu nhiều hơn so với các phương án móng khác Móng bè — cọc do đó được coi như là một phương án “lãng phí” và hầu như không năm trong kế hoạch thiết kế của các kỹ sư.

Dé thay đối quan điểm chưa chính xác về móng bè cọc, các chuyên gia cơ đất đã tìm cách đưa ra các lý thuyết tính toán hệ thống móng này, trong đó có Poulos & Davis

(1980), Fleming và các cộng sự (1992), Randolph (1994), Burland (1995), Katzenbach

4 — NỔ | - ‘ £3 |

CƠ SỞ LÝ THUYET PHAN TÍCH MONG BE COC 2.1 CÁC PHƯƠNG PHAP PHAN TÍCH MONG BE COC

Có nhiều phương pháp đã được nêu ra dé dự đoán ứng xử trong mong bè coc Nam

1997, Poulos chia các phương pháp phân tích thành ba nhóm chính sau:

Nhóm 1: Phương pháp tính toán đơn giản.

Nhóm 2: Phương pháp tính gần đúng dựa vào máy tính.

Nhóm 3: Phương pháp tính toán chính xác dựa vào máy tính.

= Phương pháp tính toán don giản bao gồm các phương pháp của Poulos va Davis

(1980), Randolph (1983,1994), van Impe và Clerq (1995), và Burland (1995).

= Phương pháp tinh todn gan đúng bao gồm các phương pháp sau:

Phương pháp dải móng trên lò xo trong đó bè được đại diện bởi các dải móng và cọc được đại diện là các lò xo ( như Poulos, 1991).

Phương pháp tam trên lò xo (plate on springs) trong đó bè được dại diện bởi tm còn cọc là các lò xo (như là cua Clancy and Randolph, 1993; Poulos,

Phương pháp do Randolph dé nghị.

Phuong pháp do Clancy va Randolph dé nghị.

= Phương pháp chính xác hơn bao gồm:

Phương pháp phân tử biên (như là của Butterfield and Banerjee, 1971; Brown and Wiesner, 1975; Kuwabara, 1989; Sinha, 1997; Mendonga, A V và de

Phương pháp phân tích phan tử hữu han như bài toán biến dang phang (Desai,1974 ) hoặc đối xứng trục (Hooper, 1973) va ứng dụng phần mềm

FLAC 2D ( như là Hewitt and Gue, 1994); Zhuang và các cộng sự, 1991;

Lee, 1993: Katzenbach va các cộng sự, 1998) kết hợp với phan mềm FLAC

3D; Chow va Teh, 1991; Katzenbach và Reul, 1997; Prakoso va Kulhawy,2001, Reul va Randolph, 2003

- Phuong pháp kết hợp giữa phan tử biên cho coc và phan tử hữu hạn cho bè

(như là của Hain and Lee, 1978; Ta and Small, 1996; Franke và các cộng sự, 2000: Mendonga, A V và de Paiva, J B., 2003 ).

- Phương pháp phan tử hữu hạn kết hợp phan tử lớp như công trình nghiên cứu của Ta va Small, 1996, Small va Booker, 1984, 1986.

2.1.1 Cac phương pháp phan tích giản lược 2.1.1.1 Phương pháp Poulos - Davis - Randolph (PDR)

Khi thiết kế móng ta cần quan tâm hai giá trị: sức chịu tải và độ lún của móng.

Sức chịu tải cực hạn của móng bè cọc la giá tri nhỏ hơn trong hai giá tri sau:

" Tổng khả năng chịu tải cực hạn của bè và các cọc.

=ằ Khả năng chịu tải cực hạn cua khối gồm cọc và bố cộng với một phan be nam bén ngoai coc.

Quan hệ giữa tai trọng va độ lún của móng bè coc được tính toán bang phương pháp đơn giản của Poulos và Davis (1980) Năm 1994, Randolph đã phát triển phương pháp nay dé tính toán sự phân bồ tải trọng giữa bè va cọc.

Hình 2.1: Mô ta đơn giản về bè cọc đơn vị

Theo Randolph, độ cứng của móng bè cọc có thé tính theo công thức sau:

- K,,: độ cứng của bè cọc - K,: độ cứng của nhóm cọc

- Œẹp: hỆ số tương tác giữa bè và cọc Độ cứng của bè K, có thé được tính theo lý thuyết dan hồi, ví dụ dùng lời giải của

Fraser và Wardle (1976) hoặc của Mayne và Poulos (1999).

Theo Mayne va Poulos (1999) thi:

SAV a Với: a: bán kính móng

Eran? Module đàn hồi của vật liệu móng (như bê tông cốt thép).

- E;av: module đàn hôi cua dat bên dưới móng. t: chiều day móng Độ cứng của nhóm cọc K, cũng được tính theo lý thuyết đàn hồi như quan điểm của

Poulos và Davis (1980), Fleming và các cộng sự (1992) hoặc Poulos (1989) Trong trường hợp đơn giản, độ cứng của cọc đơn được tính dựa vao giả thiết đàn hồi rồi nhân thêm hệ số độ cứng nhóm K, =z”“K; với e nam trong khoảng từ 0.3 đến 0.5. Đối với coc ma sát, Fleming và các cộng sự (1992) đưa ra các biéu đồ dé xác định gia trie: e=e(1/d).c, (E, /G).c,(s/d).c;(p).c,(v) (2.3)

Ti số tải trong được gánh đỡ bởi phần bè được tinh dựa theo công thức sau:

- P,: tai trong được gánh đỡ bởi bè

- Px tong tải trọng tác dụng lên bè cọc Hệ số tương tác giữa bè và cọc Ocp CÓ thể tính theo công thức sau:

- _ Tạ: ban kính trung bình cua bè - fo: bán kính của cọc

- P= k;ay/bsị - v:hés6 poissons của dat - L: chiều đài cọc

- Ev¡: module Young của đất tại độ sâu đầu mũi coc.

- E,,: module Young của đất bên dưới mũi cọc.

- Easy: module Young trung bình doc thân cọc.

Phương trình trên được dùng để phát triển nên đường cong tải trọng độ lún như hình 2.2

Trước tiên độ cứng của bè cọc được tính theo công thức (2.1) với số lượng cọc được cho trước Độ cứng của cọc sẽ được huy động đến khi phân cọc được huy động tôi đa sức chịu tai của nó P¡ là sức chiu tải của cọc có thê đạt được:

OD Suc chiu tai cua coc re được huy động tan bộ | Sức chịu tai của bè 2 g Bé dan hoi va cọc dat cực hạn ô0S pn Urs

Chuyên vi Hình 2.2: Quan hệ giữa độ lún và tai trong

Pup: Sức chịu tai cudi cùng của cọc trong nhóm coc - X: Tỉ số tải trọng được gánh đỡ bởi phan bè

Bên ngoài điểm A (hình 2.2) ta thấy độ cứng của hệ móng chính là độ cứng của bè và điều này được giữ cho đến khi hệ đạt tải trọng tới hạn (điểm B) Bắt đầu từ điểm này mối quan hệ giữa độ lún và tải trọng là đường nằm ngang.

Với sự trợ giúp của máy tính, ta có thể dùng excel hay một số phần mềm toán học khác như Mathcad dé vẽ những đồ thị thể hiện quan hệ giữa tải trọng và độ lún của bè với số lượng cọc khác nhau Bang cách nay ta có thé tính toán đơn giản mối quan hệ giữa sô lượng cọc và độ lún trung bình của móng.

Coc được thiết kế như công cụ giảm lún và để huy động toàn bộ sức chịu tải ngang với tải thiết kế Các bước trình tự thiết kế giản lược như sau:

"Bước 1 Xác định mối quan hệ tải lún dài hạn cho bè không có cọc Tải TK Pọ gây ra tong lún So.

Tải trọng cột điều chỉnh Tai trọng cột 2 | O, = O- 0.9P x 3

Sức chịu tái hông Cực hạn của cọc = ?, Ð KD

Hình 2.3: Bồ trí cọc giảm lún và tính toán móng bè điều chỉnh (Poulos, 2001)

= Bước 2 Đánh giá lún cho phép S, S„ bao gồm cả dự phòng an toàn P¡ là SCT chỉ của bè, tương ứng với mức lún S,.

= Bước 3 Phan tải trọng dư, Po— P|, được gia thiết do cọc giảm lún chịu.

= Bước 4 Nếu cọc bồ trí đưới chân cột dé chịu tải dư P,,, MBC có thé được phân tích như móng bè do tải trọng đã điều chỉnh tác dụng (hình 2.3) Sức kháng mặt bên của các cọc nay sẽ được huy động hoàn toàn (không áp dụng hệ số an toàn).

Tuy nhiên, Burland dé nghị “hệ số an toàn" 0.9 được áp dụng cho “tính toán thiên về an toàn tốt nhất" của SCT hông cực hạn, Pu.

= Bước 5 Mô men uốn trong bè có thé xác định bang cách phân tích MBC như móng bè chịu tải trọng điều chỉnh Q,.

Tuy nhiên trình tự tính toán lún của MBC Burland (1995) không được đề cập Để dự đoán lún có thể áp dụng phương pháp gần đúng của Randolph (1994): k Sor = S; X k (2.7)

- Sp, = Lun của MBC -k, = Độ cứng cua móng bè- §, = Lun của móng bè - ky, = Độ cứng cua MBC

Tai thiét ké Đường cong

Pg P 7- tai — lún tính toán cho móng be ĐEF

Cọc gánh chịu phản tải chênh lệch (Po-P;)

Hình 2.4: Duong cong Tải — Lún tính toán cho móng bè (Poulos, 2001)

2.1.2 Các phương pháp số gần đúng 2.1.2.1 Day mong trên nền lò xo (GASP)

Phương pháp dãy trên nên lò xo được Poulos (1991) kiến nghị dùng để phân tích móng bè cọc Một phần của bè được mô phỏng như một dầm và cọc được mô phỏng là những lò xo như hình 2.5.

Phương pháp này cho phép kế đến bốn thành phan tương tác trong móng bè coc là: tương tác giữa các phân tử bè — bè, cọc — cọc, bè — cọc, cọc — bè, và ảnh hưởng của các phân tử bè bên ngoài dãy được phân tích va được tính vao trọng bài toán Phương pháp này được phát triển dựa vào phần mém GASP ( Geotechnical Analysis of Strip with

| b) Mô phỏng cọc bằng lò xo a) Coc trong thực tê

Tại phân tử mô phông cọc: a) Mô đun chuyên vị tăng lên b) Lực trong cọc phân bo trên toan bộ phân từ S ©) Ứng suất dat ~ cọc nén va kéo được xác định từ SCT kéo và nén tương Ứng của cọc ee ———- — —=——= Te — —==-; | — a — _— _: „ a )Bée- Bè / yo i :

(a) Coe — cọc (c) Cọc — Be (d) Be- Coc

Hình 2.5: Phương pháp dãy móng trên nên lò xo theo Poulos (1991)

2.1.2.2 Ban mong trên nền lò xo (GARP)

Tai từ kết cau phân than

Mô đun chuyên vị _ đâu cọc được xác định

Esằ từ thi nghiệm thư tải

MVE § -ÌJ tỉnh cọc đơn

Lò xo tại các nút không có cọc xác định từ phân ". tích bản trên nên đàn hồi

Hình 2.6:M6 phỏng cọc và nênVới phương pháp này, bè được mô phỏng là bản đàn hồi, còn cọc được mô phỏng là các lò xo gánh đỡ bản Phương pháp này đầu tiên được khởi xướng bởi

Hongladaromp và các cộng sự (1973) với tương tác giữa cọc và coc bi bỏ qua và gia tri độ cứng bè cọc được lấy rất lớn Poulos (1994) phát triển phần mềm GARP

(Geotechnical Analysis of Raft with Piles) áp dụng phương pháp sai phân hữu han cho bè có kế đến tất cả các tương tác trong mong bè cọc Điều này giúp cho coc có thé đạt đến tải trọng cực hạn và bè có thể đạt đến phá hoại cục bộ Phần mềm GARP có khả năng kê đên các thông sô sau trong phân tích móng bè cọc: a Khai báo trụ địa chất không đồng nhất, nền nhiều lớp b Giới hạn áp lực dưới bè bao gồm cả áp lực nén và kéo Cc Ứng xử phi tuyến giữa tai trọng va độ lún của coc, bao gồm kha năng chịu tải cực hạn về nén và kéo của cọc. d Độ cứng khác nhau và khả năng chịu tải khác nhau của các cọc e Dễ dàng khai báo vi trí và sỐ lượng cọc f Tải trong tác dụng gồm tai trọng tập trung, momen và tải trong phân bố đều trên bản. g Ảnh hưởng chuyén vị thang đứng trong dat.

Russo (1998) dùng phương pháp tương tự nhưng coc và bè được mô phỏng lần lượt là các lò xo tuyến tính và phi tuyến Chuyển vị của nền đất được tính toán dựa theo lời giải Boussinesq Ứng xử phi tuyến của cọc được mô phỏng dựa trên giả thiết đường cong tải trọng - chuyên vị cho cọc đơn Tuy nhiên phương pháp nay có hạn chế là chỉ cho phép nghiên cứu tương tác theo phương thắng đứng giữa bè, cọc và đất nên.

PHAN TICH CÁC YEU TO ANH HUONG TRONG MONG BE

COC BANG PHAN MEM PLAXIS 3D 3.1 PHUONG PHAP PHAN TICH

3.1.1 Giới thiệu phan mềm Plaxis 3D Foudation:

Học viên phân tích các mô hình bài toán ứng xử với đất nền bằng phương pháp phan tử hữu han 3D (dùng phần mém Plaxis 3D Foundation), phương pháp này giúp làm rõ được ảnh hưởng của từng thông số địa chất đến ứng xử lún cũng như việc phân phối tải trọng cho cọc và đất nền Giúp người kỹ sư thiết kế có cái nhìn tổng quát và lựa chọn giải pháp móng bè cọc là khả thi hay không.

3.1.1.1 Thông số đầu vào của phần mềm Plaxis 3D Foundation

+ Ung xử của vật liêu Đất là vật liệu phức tạp gồm 3 thành phần tạo thành: hạt đất, nước và khí Khi chịu tải trọng ngoài, tải trọng này gần như được gánh đỡ bởi phần nước tạo thành áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong đất Theo thời gian, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư sẽ tiêu tán đồng thời với quá trình này, các hạt đất sẽ gánh đỡ phan áp lực do nước truyền sang Chính điều này gây ra sự phức tạp trong quá trình tính toán và thiết kế nền Phần mềm Plaxis chia ra làm 3 loại vật liệu ứng xử: Drained (phân tích đơn), Undrained (phân tích kép) và Non-porous (không thắm nước). Ứng xử Drained:

- Đất và nước xem như một vật liệu duy nhất (đất) đang chịu tải, không liên quan gì đến thoát nước, không tạo ra áp lực nước lỗ rỗng thặng dư.

- Dùng phù hợp cho đất khô, thoát nước hoàn toàn do hệ số thấm cao (đất cát) hay tốc độ gia tải chậm.

- Mô phỏng ứng xử lâu dài của vật liệu mà không cần quan tâm đến lịch sử cố kết. Ứng xử Undrained:

- Đất và nước xem như hai vật liệu đang chịu tải, có cả áp lực nước lỗ rỗng ban đầu và áp lực nước lỗ rỗng thặng dư. Ứng suất tong: Ap = K,, Ae, Ứng suất có hiệu: Ap’ = (1 — B)Ap = K'Aey, Áp lực nước lễ rỗng: Ap„ = BAp = Ag, Ứng xử Non-porous:

- Sử dụng mô hình này khi áp lực nước lỗ rỗng không vuột quá áp lực trong lớp đó. Ứng dung này có thé thấy trong mô hình kết cau bê tông va đá Quan hệ không thoát nước lỗ rỗng thường dung kết hop với mô hình đàn hỏi tuyến tính.

Mô hình nền là một tập hợp các phương trình toán học quy định mối quan hệ giữa ứng suất và biến dạng của đất nền khi chịu tác dụng của tải trọng ngoài Trong phan mềm Plaxis có các mô hình nên sau:

- Mô hình Morh - Coulomb - M6 hình Hardening - Soil

Trong tat ca các trường hop, ta nên dùng mô hình Morh - Coulomb dé phân tích bước dau Các thông số đầu vào thu được từ các thí nghiệm đơn giản trong phòng hoặc ngoài hiện trường hoặc các thông số kinh nghiệm Mô hình Morh - Coulomb bao gồm các thông số sau:

- E: Mô đun đàn hồi vật liệu (KN/m”) - v: hệ số Poisson

- ¢: lực dính (kN/m') - y: khối lượng riêng + Thụng số đụ cứnứ nền: E, v Thông số E và v được xác định từ nhiều thí nghiệm như:

- Thi nghiệm trong phòng: Thí nghiệm nén don, Thí nghiệm nén ba trục Có nhiều cô găng đi xác định môđun đàn hồi của đất nên bên dưới móng bằng thí nghiệm trong phòng, tuy nhiên kết quả trong phòng thường nhỏ hơn nhiều so với kết quả phân tích ngược từ thí nghiệm cọc ngoài hiện trường Cho nên có thể kết luận rang, không thể xác định chính xác được môđun E trong thí nghiệm 3 trục dé phù hợp với môđun đàn hồi của đât nên bên dưới cọc ở ngoài hiện trường. roa

Hình 3.1: Xác định E và 0 từ thí nghiệm nén don

E: module biến dạng của đất nền (Young's Module) Trong đó:

E„ôr: Ep hoặc Eso xỏc định từ kết quả thớ nghiệm ba trục thoỏt nước C-D (P0 kPa);

- Ey: module biến dạng dùng cho sét cô kết trước va đá;

- Eso: module bién dang dung cho sét cô kết thường và cát;

Eoea: module biến dang xác định từ thi nghiệm nén cô kết Oedometer (P0 kPa);

Hình 3.2: Xác định Eo và Eso từ thí nghiệm 3 trục thoát nước C-D ref

Hình 3.3: Xác định Ejeq thí nghiệm nén có kết Bảng 3.1: Module biến dạng một số loại đất theo nghiên cứu của giáo sư M.Das

Loại dat Môđun biên dạng E (MPa) Hệ số Poisson 0 Cát lần đất bột 1,04 - 17,25 0,20 - 0.40

Cát rời 10,35 - 24,15 0,20 - 0,40 Cat chat trung binh 17,25 - 27,60 0,25 - 0,40 Cat chat 34,50 - 55,20 0,30 - 0,45 Cat sỏi 69,00 - 172,50 0,15 - 0,35

Sét déo trung binh 5,18 - 10,35 0,20 - 0,50 Sét cứng 10,35 - 24,15 0,20 - 0,50

+ Thong số sức khang cắt của dat: e, @ w

Thông sỐ SỨC kháng cắt của đất được xác định từ nhiều thí nghiệm hiện trường đến trong phòng.

- Thí nghiệm trong phòng: thí nghiệm nén don, thí nghiệm cắt trực tiếp thí nghiệm

- Thí nghiệm hiện trường: thí nghiệm cắt cánh, thí nghiệm SPT, thí nghiệm CPT.

Tùy theo từng loại phân tích và ứng xử thực tế của công trình mà ta chọn các thông số sức chống cắt phù hợp với từng thí nghiệm khác nhau.

+ Thông số NSPT từ thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT

Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT (Standard Penetration Test) là thí nghiệm hiện trường được áp dụng rộng rãi Việc sử dụng chỉ số N từ thí nghiệm SPT giúp cho việc khởi đầu lựa chọn & thiết kế móng sâu (hay móng bè cọc) trở nên khả thi hơn.

- Chỉ số Nspr cho phép đánh giá sơ bộ trạng thái của đất ở hiện trường: với nền đất cát thì cho kết quả đáng tin cậy, với nên đất sét (hoặc chiều dày lớp đất yếu lớn) thì cho kết quả chưa tin cậy lý do là chỉ số Nsgr lúc nay khá nhỏ, nên không thé diễn tả chính xác sức kháng của đất, đặc biệt là sức kháng ma sát.

- Đối với móng cọc thì mũi cọc lý tưởng là tựa vào lớp đất có Nspr xung quanh giá tri 30 Tuy nhiên cần xem xét, nếu cọc phải đi qua lớp đất bên trên có Nsgy >15 khá dày thì cũng đã đạt được khả năng chịu tải đất nền tức thời ngang bằng với sức chịu tải của vật liệu cọc.

- Nspr > 35 thi khả năng đóng hay ép cọc qua lớp này rất khó cần phải khoan môi hoặc đôi thành cọc khoan nhdi.

Mục này trình bày việc lựa chọn mô hình để nghiên cứu hoạt động của bè móng trong mỗi tương tác bè - kết cấu, bè - nền, cọc Tiêu chí đặt ra dé lựa chon là mô hình phải tương đối giống với công trình thật và kết quả nghiên cứu có thể mang lại ý nghĩa thực tiễn cho việc thiết kế thi công các công trình trong điều kiện Việt Nam.

Mục tiêu của việc chọn công trình để phân tích là công trình, mô hình đó phải có hệ kết cầu đơn giản, đặc trưng kiểu móng bè cọc, đồng thời phải là công trình thực hoặc gân như là công trình thực Đề đáp ứng một phan hai muc tiéu da dat ra 6 trén chúng tôi sư dung thiết kế mô phỏng tai công trình VIETCOMBANK TOWER Cau tạo cọc bè và hệ kêt câu bên trên thê hiện hình.

Công trình VIETCOMBANK TOWER, sé 5, Quảng Trường Mê Linh, Quận 1, TP Hỗ Chí Minh Công trình cao 144 m, gồm 35 tang, 4 tang ham xây dựng trên diện tích khoảng 3.200 m’, tiếp giáp quảng trường Mê Linh, đường Tôn Đức Thang, Hai Bà

Trưng, Mạc Thị Bưởi và Phan Văn Đạt Bè móng dày 3 m, đáy bè móng được đặt ở lớp đất thứ 4 có cao trình là -15,6m. apt wT) ụ ' l iit iat dt

Hình 3.4: Công trình Vietcombank Tower

TPR RT 34300

b) Kết qua phân tích mô hình với áp lực do tải trọng ngoài tác dụng 200kPa

-3 Bending moments M55 Extreme veL© = 33.52*10 Mm

(csp zcerrenis scp 100.00 imes) Maxum Vẽ Le = 226.94 kNmrjm |E erent 18 at Ncce 750S) J r rum Veue = -1.17%10Ỷ kRm,m (E erent 328 at Ncce 7218)

Mô hình 1-2 MBC với độ lún trung Moment uốn của bè móng trong mô hình bình = 33 mm 1-2 MBC xị xã r1 * 3m

Maximum Vẽ Le = 33.52*10Ÿ m {E erent 73 at Ncce 26€8⁄) /Mrmum VeLe = 30.59*10'Ÿ m (E erent 90 at Ncce 26737)

Phan luc dau coc trong mô hình 1-2 MBC s* Tinh toán hệ số phân bô tải trọng Ope

Tổng tải trọng truyền xuống cọc:

Tổng phản lực dau cọc (kết quả lay từ phần mềm Plaxis 3D Foundation)

Hệ số phân phối tải trọng trong mô hình:

TPR RT 53900

aw —a— Mô men dương

-3.00 ỏp lfc do tiủi trPlng ngoài (kPa)

Hình 3.10: Tương quan giữa áp lực do tải trọng ngoài và mô men uốn trong bè

- _ Nội lực trong cọc phân bồ tập trung tại các đầu cọc.

Hinh 3.11: Anh huong cua tai trong đến sự phân bố lực dọc trong coc.

1 Khi áp lực do tải trọng ngoài tăng từ 100kPa + 400kPa thì độ lún tăng theo từ 19mm + 74mm, trong khi đó độ lún lệch tăng từ 0.34mm + 1.45mm, tuy nhiên ở đây chưa xét đến trường hợp thực tế là tải trọng ngoài phân bồ lệch.

2 Theo một số quan điểm thiết kế móng cọc hiện nay, người ta chưa xem xét đến sự làm việc của đất nền dưới đáy bè và xem tai trọng công trình là do cọc chịu 100% Tuy nhiên theo quan điểm móng bè cọc thì tải trọng công trình vừa phân phối lên bè và vừa phân phối lên cọc, trong bài nghiên cứu này phần móng bè tham gia chịu lực từ 6% + 29% khi áp luc do tải trọng ngoài tăng từ 100kPa +

3 Khi áp lực do tải trọng ngoài tăng từ 100kPa + 400kPa thì mô men uốn dương dọc trục tang theo từ 0.I0KNm/m + 0.42kNm/m, trong khi đó m6 men uốn âm doc trục tang theo từ 0.5SkNẹm/m + 2.60kNm/m, ta thay mụ men uốn chịu anh hưởng trực tiếp do tải trọng ngoai va tăng theo với tỉ lệ tương ứng.

4 Lực dọc cực đại trong cọc tại đỉnh cọc tăng từ I400kN + 5700KN và lực dọc cực tiểu trong coc tại mũi cọc tăng từ 820KN + 2050KN khi áp lực do tải trọng ngoài tăng từ 100kPa + 400kPa, tuy nhiên tỉ lệ tăng lực dọc cực tiểu ít hơn tỉ lệ tăng lực dọc cực đại là 21% Vì vậy khi tải trọng ngoài tăng thì nội lực trong cọc phân bố chủ yếu tại các độ sâu gần dau cọc.

3.2.2 Ánh hướng chiều dày bè khác nhau 3.2.2.1 Tong hợp các kết quả nghiên cứu trước đây

> Wong và Cooper (1974) cho rằng: Nếu xét về tiêu chí chọc thủng và lực cắt bố sung do lệch tâm thì chiều dày bè phụ thuộc chủ yếu vào số lượng tang Công thức đề nghị như sau:

Chiêu dày bè = (số tang) x (chiêu dày trung bình của 01 sàn)

> Ferritto va Forest (1977) cho rang: Nếu xét các tiêu chi đảm bao khả năng chịu uốn, chống chọc thủng và phụ thuộc kết cau bên trên thì chiêu dày bè không được nhỏ hơn 1/6 khoảng cách trung bình giữa các cột và tối thiểu là 400mm.

Chiêu day bè > 1/6 Le & Chiêu dày bè„„ = 400mm

> Poulos (2001) thì đưa ra 4 tiêu chí khi thiết kế sơ bộ bè móng là: moment lớn nhât, lực căt lớn nhât, áp lực tại mặt tiêp xúc lớn nhât và lún cục bộ dưới bè.

3.2.2.2 Phân tích ảnh hưởng của chiều dày bè móng đến thông số độ lún và hệ số phan bồ tải trong apr

MÔ HÌNH 2 ĐẶT VAN DE a + Phan bè móng có chiêu dày thay đổi:

H, = 0,5m (mô hình 2-1) H; = 1,5m (mô hình 2-2) Ha = 3,0m (mô hình 2-3) H¿ = 6,0m (mô hình 2-4) Dai x Rộng = 14m x 14m Er = 30.000.000 kPa; v = 0,2

IU LÍ U iL + Phan cọc có kích thước không đôi:

: : : : Số lượng cọc n = 25 ia + + a + Đường kính cọc D = 1,0m © óc ® 0-6 Chiều dài cọc L = 30m ị ị Sơ đồ bồ trí cọc đều trên bè 3D = 3.0m ca“ and Ep = 30.000.000 kPa; v = 0,2

+ Tai trong do ban thân bè phân bố đều: om * Yor X Hye = 25*3 = 75(kN/m°)

+ 4 -ẻ— 4 -¿ + Tải trong ngoai tác dụng lên bè phân bồ đều: q = 400 kN/mˆ

— Tiến hành khảo sát ảnh hưởng của tải trọng tác dụng lên bè đến thong số độ lún và hệ so phan bồ tai trọng app

3.2.2.3 Kết quả phân tích băng phần mềm Plaxis 3D Foundation + Nhận xét:

- D6 lún tôi đa móng bè cọc không bị ảnh hưởng bởi việc thay đối chiều dày bè, độ lún dao động trong khoảng từ 50 đến 60 mm.

- 6 lún lệch giữa tâm bè và cạnh bè bị ảnh hưởng rất lớn do sự thay đổi chiều dày bè, và khi đạt đến một chiều dày ôn định thì độ lún lệch không còn nữa.

DEI lún lEich (mm) CT1 0.5 1.5 3 6

Hình 3.12: Tương quan giữa chiều dày bè và độ lún lệch

- _ Hệ số phân phối tải trọng trong bon mô hình phân tích gần như là băng nhau

— ——Hé số phân bố tai trọng aPR

Chiữu dày (m) bE tEli tr2ing

Hình 3.13: Tương quan giữa chiêu dày bè va hệ số phân bố tải trọng - _ Trong mục này, thé hiện mối quan hệ giữa sự phân b6 mô men uốn trong bè tại mặt cắt đi qua tâm bè với chiều dày bè khác nhau.

Hình 3.14: Tương quan giữa chiêu day và mô men uốn trong bè- - Trong mục này, thể hiện sự phân bồ nội lực trong cọc khi chiều dày bè thay đôi.

Hình 3.15: Ảnh hưởng của chiêu dày bè đến sự phân bố lực dọc trong cọc.

1 Chiều dày bè không ảnh hưởng nhiều đến chuyên vị trung bình, việc chuyên vi trung bình giảm khi tăng chiều dày bè là hậu quả của việc giảm chuyên vị lệch.

Nhưng chiều dày bè lớn có thể giảm chuyển vị lệch rất mạnh mẽ, hỗ trợ cho các thiếu sót khi chọn sơ đồ bồ trí cọc, lựa chọn cọc hoặc các nguyên nhân về đất nên Khi tăng chiều dày của bè tăng từ 0.5m + 6m thì độ lún lệch giảm từ 18mm + Imm Trong nghiên cứu này độ lún lệch không đáng kể khi chiều dày bè băng

2 Bê dày bè thay đổi không làm ảnh hưởng nhiều đến tỷ lệ phân phối tải trọng giữa bè và đất nền Trong nghiên cứu này khi chiêu dày bè tăng từ 0.5m + 6m thì hệ số phân bồ tải trọng apr giảm từ 94% + 91%.

3 Khi mô men uốn trong bè phát sinh do tải trọng hoặc sự bố trí cọc chưa hợp lý thì cần thiết phải tăng chiều dày bè Trong nghiên cứu này khi chiêu dày bè tăng từ 0.5m đến 1.5m thì mô men uốn tăng 29%, nhưng khi chiều dày bè tăng từ 3m đến 6m thì mô men uốn chỉ tăng 2% Vì thế khi chiều dày bè lớn hơn 3m thì mô men uốn tăng không đáng kê.

4 Khi chiều dày bè tăng từ 0.5m + 6m thì lực dọc cực đại tại đỉnh cọc ở tâm bè giảm 10%, nhưng lực dọc cực tiểu ở phía mũi coc tăng 12% Khi chiều dày bè lớn hơn 3m thì tỉ lệ lực dọc cực tiểu tại mũi cọc so với lực dọc cực đại tăng không đáng kê.

3.2.3 Anh hướng của cọc 3.2.3.1 Tổng hợp các kết quả nghiên cứu trước đây 4 Ảnh hưởng cia sơ đồ bó trí cọc & số lượng cọc

tai trong Gpr

Bảng 3.3: Bảng tóm tắt thông số sử dụng trong PLAXIS 3D (mô hình 4-1)

„ Ký Loại vật liệu Thông sô — Don vi hiệu Dat nên Bê tông

Mẫu vật liệu Model M-C Linear Elastic -

Loại vật liệu tác động Type Undrained Non-porous -

Khoi lượng đơn vị dat 3

` Vunsat 18 25 kN/m trên mực nước ngầm

Góc ma sát trong 0) 10 : ° Góc trương nở Ww 0 - ° Môdun dan hôi E 10000 30000000 kN/mˆ Hệ sé Poisson v 0.3 0.28 - Hệ số thâm đứng ky 3x10” - m/day Hệ sô thâm ngang y 6x10” - m/day Hệ số giảm cường độ | Rinter 0.9 - - + Kết quả phân tích bang PLAXIS 3D

Extreme veue = 33.52*10 m 2 {csp ecerenis sceedup 100.00 imes)

Mexmu m V2ue = 226.94 kNrrym (E erent 1£8 at Ncce 7506) /Mrimum Veue = -1.177107 khm;m {E erent 328 at Ncce 7218)

Mô hình 4-1 MBC với độ lún trung bình = 64 mm

Moment uôn của bè móng trong mô hình

Total displacements U;,, 2x rum Vaile = 33.52*10 2 m {E erent 73 at Ncce 26€8⁄) /Mrmum VeLe = 30.59*10Ÿ m {E erent 90 at Ncce 26737)

Phan lực đầu cọc trong mô hình 4-1 MBC

“+ Tính toán hệ số phân bô tải trọng Ope Tổng tải trọng truyền xuống cọc:

PRR 93100

Độ lún trung bình mô hình 4-1 là 64mm.

3.2.4.2 Phân tích móng bè cọc trên nền đất sét có mô đun đàn hồi thay doi s* Tính toán hệ số phân bố tải trọng Ope

TPR R 93100 ~

Độ lún trung bình mô hình 4-2 là 33mm.

3.2.4.3 Phân tích móng bè cọc trên nền đất sét có góc ma sát trong @ thay đổi Tính toán hệ số phân bố tải trọng app

R= RO 93100 Độ lún trung bình mô hình 4-3 là 50mm.

3.2.4.4 Phân tích móng bè cọc trên nền đất sét có lực dính c thay đổi s* Tính toán hệ số phân bồ tải trọng Ope

UPR RT 931002

NHẬN XÉT VÀ KÉT LUẬN + Nhận xét

> Mô hình trên nên đất sét (loại vật liệu Undrained), thông số mô đun E = 10.000 KN/m”„c = 30 KN/m?& = 10° thì kết qua op = 0.82; độ lún max = 6.4 cm.

> Mô hình khi thay đổi thông số mô đun E tăng lên 2 lần, thông số mô dun E 20.000 KN/m’,c = 30 kN/m”& @ = 10° thì kết quả apr = 0.80: độ lún max = 3.3 em.

Mô hình khi thay đổi thông số góc ma sát trong tang lên 2 lần, thông số mô đun E = 10.000 kN/m’,c = 30 KN/m’& ọ = 20” thì kết quả apr = 0.83; độ lún max = 5.0 cm

Mô hình khi thay đổi thông số lực dính c tăng lên 2 lần, thông số mô đun E 10.000 KN/m”„c = 60 KN/m*& = 10° thì kết qua opr = 0.83; độ lún max = 5.2 cm

Thông số mô đun E là thông số gây ra sự thay đổi chính về độ lún của công trình, khi mô đun E tăng lên 2 lần thì độ lún giảm 49% Trong khi đó mô đun E ảnh hưởng không đáng kế đến hệ số phân phối tải trọng, chỉ giảm 2%.

Thông số lực dính C và góc ma sát có ảnh hưởng đến độ lún công trình, khi C, ọ tăng lên 2 lần thì độ lún giảm 22%, Trong khi đó lực dính C và góc ma sát ( ảnh hưởng không đáng kế đến hệ số phân phối tải trọng, chỉ tăng 1%.

Ta có thể sắp xếp thứ tự ảnh hưởng của thông số địa chất công trình đến độ lỳnvà hệ số phõn phối tải trong Ope như sau: Mụ đun E , gúc ma sat trong ằ , lực dinh c

GIẢI PHAP MONG BE COC CHO CÔNG TRÌNH THUC TE TẠI

TP HO CHÍ MINH 4.1 GIOI THIEU CONG TRINH

Công trình xây dựng tại 213-216 Lô 2 Linh Xuan, Phường Linh Trung, Q Thu Đức, TP.Hồ Chí Minh Khu đất có diện tích 15.875 m’, co tu can nhu sau:

- Phia Đông: tiếp giáp đường lộ giới 16m - _ Phía Tây: tiếp giáp đường lộ giới 15m - _ Phía Nam: tiếp giáp Công ty Cơ khí Dệt Thủ Đức - _ Phía Bac: tiếp giáp Khu lưu trú công nhân.

Toàn bộ dự án được thiết kế gồm 5 Block (3 Block A cao 16 tang va 2 Block B cao 18 tang) Công trình nghiên cứu giải pháp móng bè cọc cụ thé là Block B2 - Cao ốc căn hộ Linh Trung Gồm có 01 tang ham, 18 tang nồi, chiều cao công trình là 60m.

Hình 4.1: Dự án khu Cao ốc căn hộ Linh Trung, Q.Thu Duc, TP.H6 Chi Minh

-_ wM 3 frrrrrrrrrrryếh CER E ERE R REE RE RE EW ay Dy wre Fee ee SY SE ee EFRPEGE REESE ES ea ST ETETESE SF SPREKEEELEELE EEE | BELERE LEER EE ET AMER EEE KT TT TTTTTYYYN I11111 1ì he hh We “10W 111051055 SÀÀ + mmmmmw === —— —— _=- = = = ad = ae) oe ng — =

CHỦ ĐẦU TU: TONG CÔNG TY XÂY DUNG SAI GON BON VỊ THIET KE: a CÔNG TY TƯ VẤN XÂY DỰNG TỔNG HỢP

Xi NGHIỆP THIẾT KẾ XÂY DUNG SỐ 4

Hình 4.2: Phối cảnh khu Cao ốc căn hộ Linh Trung, Q.Thủ Đúc, TP.Hồ Chi Minh.

4.1.2 Kết quả khảo sát địa chất công trình

Kết quả công tác khảo sát địa chat tại khu vực xây dựng công trình “Block B2 — Khu cao ốc căn hộ Linh Trung 2” tại số 213 — 216 phường Linh Trung, quận Thủ Đức, TPHCM với vị trí 2 hố khoan ký hiệu HKI đến HK2 cho thay các lớp dat tại khu vực xây dựng có những đặc điêm như sau:

Lớp đất (1): Cát mịn, rất rời đến chặt vừa là lớp đất có đặc trưng cơ lý yếu.

Lớp đất (2a): A sét, sét, dẻo chảy đến dẻo mềm là lớp đất có đặc trưng cơ lý yeu.

Lớp đất (2b): Sét, á sét, dẻo cứng đến nửa cứng là lớp đất có đặc trưng cơ ly TB.

Lớp đất (3): Cát mịn đến thô, rời đến chặt vừa là lớp đất có đặc trưng cơ lý trung bình yếu.

Lớp đất (4a): Sét, á sét, nửa cứng là lớp đất có đặc trưng cơ lý TB.

Lớp đất (4b): Sét, cứng đến rất cứng là lớp đất có đặc trưng cơ lý tốt, thuận lợi cho việc xây dựng.

Lớp đất (5a): Á sét, cứng đến rất cứng là lớp đất có đặc trưng cơ lý tốt, thuận lợi cho việc xây dựng.

Lớp đất(5b): A sét, dẻo cứng đến nửa cứng là lớp đất có đặc trưng co lý trung bình

Lớp đất (6a): Cát mịn đến thô, chặt vừa đến chặt là lớp đất có đăc trưng cơ lý trung bình.

Lớp đất (6b): Cát mịn đến thô, rất chặt là lớp đất có đặc trưng cơ lý tốt.

Lớp đất (7): Sét, á sét lẫn sỏi sạn, nửa cứng đến rất cứng (đá Andezite phong hóa đở dang có chỗ tạo sét bột), là lớp đất có đặc trưng cơ lý tốt.

Lớp đất (8): Đá Andezite phong hóa, yếu vừa đến cứng, là lớp đất có đặc trưng cơ lý tốt.

Bảng 4.1: Bảng tóm tắt thông số đất nên công trình (hỗ khoan HKI & HK2)

4.2 SO SÁNH CÁC PHƯƠNG ÁN NEN MONG DE XUẤT

Khu vực khảo sát tại phường Linh Trung, Q.Thủ Đức có đặc điểm địa chất tương đối tốt và 6n định Căn cứ theo kết quả khảo sát địa chat, khả năng kỹ thuật thi công của các thiết bị Có 3 phương án đề xuất thiết kế nền móng như sau:

> Phương án 1: Phương án thiết kế móng cọc khoan nhôi đồ tại chỗ (PA.1 do đơn vị tư vấn thiết kế là Công ty Nagecco đề xuất)

> Phuong an 2: Sử dụng công nghệ BASIC do Công ty Japan Piles phat trién (PA.2 do Công ty cổ phan đầu tư Phan Vũ dé xuất)

> Phương án 3: Phương án móng bè trên nền cọc khoan nhôi (PA.3 do chính tác giả thực hiện luận văn dé xuat)

4.2.1 Phương án 1: Mong coc khoan nhdi (58 coc D1000; L = 61.25m) jete eye aw ele 1 O | O te " lel ee | Oo

Lieto 2Í, let lote es HH TH HE RHHNNE THHNH NI

Hình 4.3: Mặt bằng bồ trí móng cọc khoan nhôi (Phương án 01) s* Sức chịu tải tính toán:

Loại cọc Khả năng chịu | Cao độ đáy Cao độ Hệ số an tải tính toán hồ khoan đầu cọc toàn Cọc nhôi D1000, 600 T -65.15m -3.90m Fp: 200%

Ký hiệu Loại cọc Chiêu dài cọc | Số lượng Tổng chiêu

Ky hiệu Loai coc Sức chịu tải | Số lượng Tổng chiều

* Chi phí thi công phương án 1 Móng coc khoan nhôi (58 coc D1000, La.25m) là 19.280.000.000 đồng.

4.2.2 Phương án 2: Cọc ly tâm ứng suất trước (118 cọc D600/400; L%m)

Phương án cọc sử dụng công nghệ BASIC do Công ty Japan Pile, công ty lớn nhất Nhật Bản trong lĩnh vực sản xuất và thi công cọc nền móng, nghiên cứu và phát triển Cọc sẽ được hạ vào cột thay thế xi măng đất giúp cải thiện thành phần ma sát hông của cọc, rút ngắn chiều sâu hạ cọc đồng thời cải thiện tính chất đất tại khu vực mũi cọc Hệcọc sau khi hoàn tất sẽ có khả năng chịu lực và ôn định cao.

Công nghệ BASIC là công nghệ tiên tiến thích hợp cho các công trình có quy mô và tải trọng lớn nhưng ít ảnh hường đến môi trường và công trình lân cận Về mặt tong thé, tiếng ồn, ảnh hưởng do chan động, chèn ép đất trong quá trình thi công là thấp nhất trong tất cả các phương án, công nghệ thi công hiện đang áp dụng do đó rất thích hợp cho các công trình xây chen trên nên đất yếu. Điểm hạn chế của công nghệ nay là thiết bị thi công công kénh, đòi hỏi mặt băng thi công phải đủ rộng dé các thiết bị có thé thao tác 6n định va an toàn Như đã trình bày ở trên, sức chịu tai của cọc sẽ được tính toán bang phan mềm của J apan PilesCorp Sau khi can nhac chiéu cao tang, chiều sâu ha cọc và khả năng thiết bị thời điểm hiện nay cũng như các yếu tổ an toàn khác, chúng tôi đề xuất sử dụng cọc PHC

D600/400 cho công trình Mũi cọc sẽ tựa vào tang đất số 4B, sét cứng có khả năng chịu lực tốt và ôn định.

“+ Két quả tính toán là kết quả nhỏ nhất từ các hỗ khoan như sau:

Ký hiệu hô chịu tải Cao độ Hệ sô an

Loại cọc từ cao độ ` khoan tính toán ` đầu cọc toàn đầu cọc

=> Chon sức chiu tải tính toán Pa = 270T

Ký hiệu Loại cọc Chiêu dài cọc | Số lượng Tổng chiêu

Ký hiệu Loại cọc Sức chịu tải | Số lượng Tổng chiêu

Pl D600 270 118 31860 s* Chi phí thi công phương an 2 Mong cọc sử dung công nghệ BASIC (118 coc

4.2.3 Phương án 3a: Móng bè trên nền cọc khoan nhồi (78 cọc D1000; L thay doi từ 20 đến 40 m)

+ Thông số phan bè móng:

Bè móng đặt trong lớp đất 2a: A sét, trang thái dẻo chảy đến dẻo mềm (đặc trưng cơ lý yếu), đáy bè tiếp xúc lớp đất tại vị trí có Nspr = 6 + Thông số phan cọc:

Số lượng cọc n= 78 cọc; Đường kính cọc D = 1,0m;

Chiều dài cọc có 3 loại kích thước: L1 = 40m (cắm vào lớp đất 6)

L2 0m (cam vào lớp đất 6) L3 m (căm vào lớp đất 4) + Sơ đồ bố trí cọc:

Theo hai phương: bồ trí đều 3D = 3,0 m Tổng tải trọng công trình là 162.545 kN

— Tải trọng phân bố tác dụng lên bè q = + 250(kPa)

+ Công cụ phân tích: Sử dụng phần mém PLAXIS 3D dé phân tích hệ móng bè cọc phương án 3a. Ệ D1000, L m (24 cọc) $ D1000, L0 (36 coc) + D1000, L@m (18 coc)

“hà “—hơmm I dd†—9 15 my xư xư 5 Ty ` xm bd ộs TyM M “15 clsAj *1 Fa Ty ` i ơ Fad laiXI i fTy cTy

Hình 4.4: Mặt bằng bố trí móng bè cọc khoan nhôi (Phương án 3a)

4.2.3.2 Kết quả phân tích bằng phần mềm Plaxis 3D

Hình 4.5:Mô hình móng bè cọc phương án 3a theo Mô hình Morh — Coulomb (M-C) va Mồ hình Hardening — Soil(H-S)

-3 Bending moments M5 Extreme veue = 81.61*10 Mm to spl ecerents sce ed up 50.00 tres) Maxum Value = 291.57 kNm,m (E erent 1£8 at Ncce 1052) / Mrmum Vẽ Le = -1.43*107 kNr,m {E erent 403 at Ncce 14C) Độ lún trong mong Bè coc mô | Moment uôn cua bè móng trong mô hình hình 3a MBC 3a MBC

Phương án 3a với hệ số phân bô tai trong apr s* Phuong án 3a MBC theo mô hình M-C với độ lún tối đa = 81 mm, lún lệch 1.5mm, hệ số phân bố tải trong apr = 0.98 ; còn theo mô hình H-S với độ lún tối đa = 58 mm, lún lệch 1.5mm, hệ số phân bó tải trong apr = 0.96

* Khối lượng cọc thi công:

Phuong án Loại cọc Chiêu dài cọc | Số lượng Tổng chiêu

“+ So sánh khôi lượng thé tích Bêtông với phương án 1:

Phương án | Số lượng | Tông chiều | V bêtông V bê Tổng V

CỌC đài cọc (m) CỌC (m) tông bè | bêtông (mì)

=> Phuong án thiết kê móng bè cọc tiết kiệm Bê tông hon phương án móng coc khoan nhdi là A%petong = “———— * 100% = 14%

4.2.4 Phuong an 3b: Mong bè trên nền cọc ly tâm ứng suất trước (110 coc

+ Thông số phan bè móng:

Bè móng đặt trong lớp dat 2a: A sét, trạng thái dẻo chảy đến dẻo mềm (đặc trưng cơ lý yếu), đáy bè tiếp xúc lớp đất tại vị trí có Nspr = 6

Chiều dài cọc có 3 loại kích thước: L = 40m (cắm vào lớp đất 4) Sơ đồ bỗ trí cọc:

Theo phương cạnh ngăn: bố trí 3D = 1.8 m Theo phương cạnh dài: bố trí 6D = 3.6 m Tổng tải trọng công trình là 162.545 kN

— Tải trong phân bố tác dụng lên bè q = + 250(kPa)

Công cụ phân tích: Sử dụng phần mém PLAXIS 3D dé phân tích hệ móng bè cọc phương án 3b.

SS SSS SSC Saas ab Gn GE GD a a a a

44 4 4 4 4 4 4 4 4 4 mm en ese enenenant

KÉT LUẬN

> Phương án 3a, 3b trên mô hình nền Hardening — Soil cho kết quả độ lún nhỏ hơn so với mô hình Morh — Coulomb là 35% và hệ số phân bồ tải trọng apr là

> Với cả 02 phương án 3a, 3b thiết kế theo phương án móng bè cọc đều mang lợi hiệu quả kinh tế hon rất nhiều so với phương án 01 (móng cọc khoan nhdi),trong nghiên cứu này thiết kế móng bè cọc tiết kiệm Bê tông hơn phương án móng cọc khoan nhéi là 20%

KẾT LUẬN & KIÊN NGHỊ Kết luận

1 Nghiên cứu việc ảnh hưởng của áp lực do tải trọng đến độ lún và hệ số phân bồ tai trọng Opp : a) b) Theo một số quan điểm thiết kế móng cọc hiện nay, người ta chưa xem xét đến sự làm việc của đất nền dưới đáy bè mà chỉ xem tải trọng công trình là do cọc chịu 100% Tuy nhiên theo quan điểm móng bè cọc thì tải trọng công trình vừa phân phối lên bè và vừa phân phối lên cọc, trong bài nghiên cứu này thì phần móng bè tham gia chịu lực từ 6% + 29% khi áp lực do tải trọng ngoài tăng từ 100kPa + 400kPa.

Lực dọc cực dai trong cọc tại đỉnh cọc tăng từ 1400kN + 5700KN và lực dọc cực tiểu trong cọc tại mũi cọc tang từ 820KN + 2050kN khi áp lực do tải trọng ngoài tang từ 100kPa + 400kPa, tuy nhiên tỉ lệ tang lực dọc cực tiểu ít hơn tỉ lệ tăng lực dọc cực đại là 21% Vì vậy khi tải trọng ngoài tăng thì nội lực trong cọc phân bô chủ yêu tại các độ sâu gan dau cọc.

2 Nghiên cứu việc ảnh hưởng của chiêu cao bè móng đên độ lún và hệ sô phân bô tai trọng Opp : a) b) Chiêu dày bè không ảnh hưởng nhiều đến chuyền vị trung bình, việc chuyển vị trung bình giảm khi tăng chiều dày bè là hậu quả của việc giảm chuyến vị lệch Nhưng chiều dày bè lớn có thé giảm chuyến vị lệch rất mạnh mẽ, hỗ trợ cho các thiếu sót khi chon sơ đồ bố trí cọc, lựa chọn cọc hoặc các nguyên nhân về đất nên Khi tăng chiều dày của bè tăng từ 0.5m + 6m thì độ lún lệch giảm từ 18mm + 1mm Trong nghiên cứu nay độ lún lệch không đáng ké khi chiều dày bè bang 3m.

Khi mô men uốn trong bè phát sinh do tải trọng hoặc sự bố trí cọc chưa hợp lý thì cần thiết phải tăng chiều dày bè Trong nghiên cứu này khi chiều dày bè tăng từ 0.5 đến 1.5m thì mô men uốn tăng 29%, nhưng khi chiều dày bè tăng từ 3 đến 6m thì mô men uốn chỉ tăng 2% Do đó khi chiều dày bè lớn hon 3m thì mô men uốn tăng không đáng kê.

3 Nghiên cứu việc ảnh hưởng của cọc đên độ lún và hệ sô phân bô tải trọng apr: a) b) Mô hình bồ trí coc hợp lí trong móng bè cọc là bố trí cọc dài tại tâm của móng và cọc ngăn hơn về phía mép móng, điều này hoàn toàn phù hợp với nhiều nghiên cứu trước đây.

Sơ đồ bồ trí cọc, khoảng cách giữa các cọc sẽ ảnh hưởng đến số lượng cọc.

Mối liên hệ này đóng vai trò quan trọng trong hiệu suất của móng bè cọc Nó ảnh hưởng nhiều đến độ lún trung bình, độ lún lệch và sự phân chia tải trọng tác dụng lên cọc - đất nên.

Chiều dài cọc, đường kính cọc và khoảng cách các cọc có mỗi tương quan lẫn nhau, ảnh hưởng đến hệ số phân phối tải trọng và vấn dé thiết kế cọc trong móng bè cọc.

Nghiên cứu việc ảnh hưởng của các thông sô dat nên dén độ lún và hệ sô phân bô tải trong Opp: a) b)

C) Thông số mô đun E là thông số gây ra sự thay đổi chính về độ lún của công trình, khi mô đun E tăng lên 2 lần thì độ lún giảm 49% Trong khi đó mô đun E ảnh hưởng không đáng ké đến hệ số phân phối tải trọng, chỉ giảm 2%.

Thông số lực dính C và góc ma sát @ có ảnh hưởng đến độ lún công trình, khi C, @ tăng lên 2 lần thì độ lún giảm 22%, Trong khi đó lực dính C và góc ma sỏt ằ ảnh hưởng khụng đỏng kế đến hệ số phõn phối tải trọng, chỉ tăng

Ta có thể sắp xếp thứ tự ảnh hưởng của thông số địa chất công trình đến độ lún và hệ số phân phối tải trọng apr như sau: Mô đun E, góc ma sát trong @, lực dính c.

Kiến nghị 1 Luận văn chưa xét hết tất cả các yếu tố ảnh hưởng khác như: độ cứng kết cau bên trên, tải trọng động đất, ảnh hưởng liên kết giữa cọc và bè, ảnh hưởng độ lún theo thời gian, và việc khai thác mực nước ngầm

2 Luận văn tập trung nghiên cứu địa chất khu vực TP Hồ Chí Minh, chưa mở rộng đến các khu vực địa chất khác

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Trần Quang Hộ Giải pháp nên móng nhà cao tầng, NXB Đại học Quốc gia TP.Hồ

[2] Võ Phán Các phương pháp khảo sát hiện trường và thí nghiệm đất trong phòng, Đại học Bách Khoa TP.H6 Chí Minh, 220-226, 2012.

[3] Châu Ngọc An Nền mong, NXB Đại học Quốc gia TP.Hồ Chí Minh, 2012.

[4] Phung Duc Long Piled Raft - A Cost-Effective foundation method for high-rises, Geotechnical Engineering Journal of the Seags & Agssea Vol 41, No 3 September 2010 Issn 0046-5828.

[5] Katzenbach Geotechnical challenges at super high-rises buildings, Geotechnics for sustainable development, Geotec Hanoi 2013.

[6] Nguyễn Bá Kế Móng nhà cao tang, kinh nghiệm nước ngoài, NXB Xây dựng Hà

[7] Cao Văn Hóa Phân tích ứng xử lún của bản móng trên hệ cọc bằng chương trình PRAB, tuyển tập hội thảo "Địa kỹ thuật vì sự phát triển xanh", 2013.

[8] H G Poulos Pile-raft interaction - alternative methods of analysis, pp.1-19 [9] H G Poulos and E H David Pile Foundation Analysis and Design, T W Lambe and R V Whitman, Eds New York: Wiley, 1980.

[10] M F Randolph Design Methods for Pile Groups and Piled Rafts, XIH ICSMFE, pp 61-82, 1994.

[11] P W Mayne and H.G Poulos Approximate Displacement Influence Factors For Elastic Shallow Foundations, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, vol 125, no 6, pp 453-460, Jul 1999.

[12] K Fleming, A Weltman, M Randolph, and K Elson Piling Engineering New York, USA: Taylor & Francis, 2009.

[13] H G Poulos Pile behaviour-theory and application, Géotechnique, vol 39, no 3,pp 365-415, 1989.

[14] J B Burland, Piles as Settlement Reducers, in 18th Italian Congress on Soil Mechanics, Pavia, Italy, 1995.

[15] H G Poulos Analysis of Piled Strip Foundations, in Computer methods and advances in geomechanics G Beer, J R Booker, and J P Carter, Eds Rotterdam: A A Balkema Publishers, 1991, pp 183-191.

[16] T Hongladaromp, N J Chen, and S L Lee Load Distributions in Rectangular Footings on Piles, Geotechnical Engineering, vol 4, no 2, pp 77-90, Dec 1973.

[17] H G Poulos An approximate numerical analysis of pile-raft interaction, International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, vol 18, no 2, pp 73-92, 1994.

[18] M F Randolph Design of Piled raft Foundations, in Proceeding of the international symposium on recent developments in laboratory and field tests and analysis of geotechnical problems, Bangkok, 1983, pp 525-537

[19] P Clancy and M F Randolph An approximate analysis procedure for piled raft foundations, International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, vol 17, no 12, pp 849-869, Dec 1993.

[20] V S Almeida and J B Paiva, An Alternative BEM Formulation for Pile/Layered Soil Interaction, in Proceedings of The Fourth International Conference On Engineering Computational Technology, B H V Topping and C A Mota Soares, Eds Stirlingshire, UK:

[21] W T Ang, A Beginner's Course in Boundary Element Methods Universal Publishers, 2007.

[22] R Butterfield and P K Banerjee The Problem of Pile Group - Pile Cap Interaction, Géotechnique, vol 21, no 1, pp 43-60, 1971.

[23] P T Brown and T J Wiesner The behaviour of uniformly loaded piled strip footing Soils and Foundations, vol 15, no 4, pp 13-21, Dec 1975.

[24] F Kuwabara An elastic analysis for piled raft foundations in a homogeneous soil,Soils and foundations , vol 29, no 1, pp 82-92, 1989.

[25] A V Mendonga and J B de Paiva, A boundary element method for the static analysis of raft foundations on piles, Engineering Analysis with Boundary Elements, vol 24, no 3, pp 237-247, Mar 2000.

[26] Matsumoto et al Experimental and Analytical study on Behavior of Model Piled Raft in sand subject to horizontal and moment loading, Int J Physical Modeling in Geotech 3, 2004.

[27] Nakai et al An analysis for stress distribution of piled raft foundations, Internet, pp 1-9, 1998.

[28] P Kittyodom and T Matsumoto A simplified analysis method for piled raft and pile group foundations with batter piles, International Journal for Nummerical and Analytical methods in Geomechanics, vol 1369, no February, pp 1349-1369, 2002.

[29] P Kitiyodom and T' Matsumoto A simplified analysis method for piled raft foundations in non-homogeneous soils, in Int J Number Anal Meth Geomechanics, 2003.

[30] Kitiyodom et al Approximate numerical analysis of a large piled raft foundation, Soils and Foundations vol 51, No 1, 1-10, Feb 2011.

[31] R Katzenbach and O Reul Design and Performance of Piled Rafts, in XIVth International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, volume 4, Hamburg, 1997, pp 2253-2256.

[32] R Katzenbach, U Arslan, and C Moormann Piled raft foundation projects in Germany, in Design Applications of Raft Foundations, J A Hemsley, Ed London:

Thomas Telford Ltd, 2000, ch 13, pp 323-391.

[33] O Reul Soil-structure-interaction of a piled raft foundation of a 121 m high office building in Berlin, in 12th European Young Geotechnical Engineers Conference, Tallin, Estonia, 1998, pp 1-12.

[34] O Reul and M F Randolph Piled Rafts in Overconsolidated Clay: Comparison of In situ Measurements and Numerical Analyses, Géotechnique, vol 53, no 3, pp.