HCM, ngày …… tháng …… năm 2013 NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ Họ và tên học viên: NGÔ MINH QUANG Phái: Nam Ngày, tháng, năm sinh: 21-08-1980 Nơi sinh: Long Thành - Đồng Nai Chuyên ngành: Đị
Tính cấp thiết của Đề tài
Nằm ở Tây Nam sông Hậu, Cần Thơ là 1 trong 5 thành phố trực thuộc Trung ương, là trung tâm kinh tế - văn hóa - xã hội của đồng bằng sông Cửu Long Theo Quyết định 207/2006/QĐ-TTg của Chính phủ, Cần Thơ sẽ trở thành đô thị hạt nhân, cửa ngõ hạ lưu sông Mekong, đầu mối giao thông nội vùng và quốc tế, có vai trò chiến lược về quốc phòng, an ninh của vùng Để đạt mục tiêu này, Cần Thơ tập trung hoàn thiện hệ thống cơ sở hạ tầng như Cầu Cần Thơ, Cảng Cái Cui, Bệnh viện đa khoa trung ương Cần Thơ, đồng thời xây dựng nhiều công trình dân dụng, cao tầng phục vụ nhu cầu kinh doanh, làm việc và sinh sống.
Trong công trình xây dựng, phần kết cấu móng thì cọc bê tông vẫn là lựa chọn hàng đầu và được sử dụng rộng rãi đến nay Nhưng trong tương lai với tốc độ phát triển nhanh chóng của cơ sở hạ tầng như kết cấu cảng nước sâu, kết cấu mố trụ cầu lớn, và với các ưu điểm như cường độ cao, chiều dài lớn, thời gian thi công nhanh rất phù hợp khi áp dụng cọc ống thép ở khu vực nền đất yếu, trong tương lai nhu cầu cọc ống thép đòi hỏi sẽ ngày càng tăng cao
Chính vì vậy mà Tập đoàn Thép Nippon Steel Nhật Bản (NSC) và nhóm nghiên cứu Trường Đại học Giao thông vận tải (UTC) đã hợp tác nghiên cứu các vấn đề liên quan đến cọc ống thép và cọc ống ván thép ở Việt Nam Đặc biệt là đối với cọc ống thép đóng không bịt mũi, việc “Phân tích sự ảnh hưởng của cột đất chèn bên trong cọc ống thép đóng không bịt mũi đến sức chịu tải của cọc” trong điều kiện địa chất ở khu vực thành phố Cần Thơ là một nhiệm vụ quan trọng và cần thiết Đồng thời, qua nghiên cứu đem kết quả ứng dụng vào trong thiết kế tính toán để tìm ra được sức chịu tải của cọc ống thép không bịt mũi gần đúng nhất với ứng xử thực tế của cọc và đất, từ đó đưa ra giải pháp móng cọc hợp lý cho các công trình xây dựng dân dụng và công nghiệp, thủy lợi,
Nội dung nghiên cứu
Nội dung nghiên cứu của Đề tài là “Phân tích sự ảnh hưởng của cột đất chèn bên trong cọc ống thép đóng không bịt mũi đến sức chịu tải của cọc” trong điều kiện địa chất ở khu vực thành phố Cần Thơ, với các nhiệm vụ chủ yếu sau đây:
- Nghiên cứu về địa chất khu vực thành phố Cần Thơ phục vụ cho việc thiết kế thi công cọc ống thép đóng không bịt mũi
- Phân tích mối quan hệ ứng xử của cột đất chèn bên trong lòng cọc ống thép đóng không bịt mũi với sức chịu tải của cọc (khi đóng cọc ống thép không bịt mũi thì cột đất chèn phía bên trong cọc có ảnh hưởng gì đến sức chịu tải của cọc: làm tăng, làm giảm hay không có ý nghĩa gì đến sức chịu tải của cọc, mối liên hệ giữa chiều dài cột đất chèn với đường kính cọc) Nghiên cứu cơ sở lý thuyết tính toán cọc ống thép đóng không bịt mũi
- Sử dụng phần mềm PLAXIS 2D và 3D Foundation, mô hình Mohr - Coulomb để phân tích, mô phỏng mối quan hệ trên theo phương pháp phần tử hữu hạn nhằm so sánh, đối chiếu và làm rõ hơn các kết quả tính toán từ đó rút ra kết luận cho Đề tài nghiên cứu.
Phương pháp nghiên cứu
Luận văn đưa ra hai phương pháp nghiên cứu là nghiên cứu về lý thuyết và nghiên cứu mô phỏng
- Nghiên cứu lý thuyết: cơ sở lý thuyết tính toán cọc ống thép không bịt mũi Tính toán dựa theo công thức lý thuyết và công thức thực nghiệm
Nghiên cứu ứng dụng phần mềm mô phỏng PLAXIS 2D và 3D Foundation để mô phỏng quá trình làm việc thực tế của cọc ống thép không bịt mũi Kết quả mô phỏng được dùng để kiểm tra và so sánh với các giải pháp thiết kế lý thuyết, cung cấp cơ sở để đánh giá hiệu quả và độ tin cậy của các phương pháp thiết kế hiện có.
Ý nghĩa khoa học của Đề tài
Đánh giá được rõ ràng, đầy đủ mối tương quan giữa sự hình thành cột đất chèn bên trong cọc ống thép không bịt mũi đến khả năng chịu tải của cọc để từ đó đưa ra giải pháp thiết kế tính toán sức chịu tải hợp lý cho cọc ống thép không bịt mũi để áp dụng cho các công trình ở khu vực thành phố Cần Thơ.
Hạn chế của Đề tài
Trên thế giới đã áp dụng rộng rãi cọc ống thép không bịt mũi và đã có nhiều nghiên cứu và báo cáo khoa học, đặc biệt là ở Nhật Bản Tuy nhiên, ở Việt Nam các công trình thực tế dạng này chưa áp dụng phương án móng sử dụng cọc ống thép không bịt mũi Vì vậy số liệu quan trắc (số liệu nén tĩnh cọc, số liệu đo theo dõi chiều dài cột đất chèn bên trong cọc và gia tốc cột đất khi đóng cọc, số liệu thống kê sức chịu tải của cọc ứng với chiều dài và đường kính cọc, … ) của công trình thực tế ở trong nước để so sánh kết quả tính toán trong Đề tài còn thiếu nhiều và hạn chế
Cọc ống thép không bịt mũi được tính toán dựa theo báo cáo địa đất tại vị trí cụ thể trong khu vực thành phố Cần Thơ Kết quả lấy sức chịu tải được tính toán từ công thức lý thuyết và công thức thực nghiệm đem so sánh với sức chịu tải có được từ kết quả mô phỏng của phần mềm PLAXIS 2D và 3D Foundation bằng phương pháp phần tử hữu hạn Không có số liệu nén tĩnh dọc trục đến phá hoại của cọc thực tế trong công trình để đối chiếu
Tác giả chỉ kế thừa các phân tích về cọc ống thép không bịt mũi thông qua các kết quả nghiên cứu của nhiều tác giả đi trước trong và ngoài nước, từ đó xem xét, chọn lọc phương pháp tính toán sức chịu tải của cọc ống thép đóng không bịt mũi đối với công trình xây dựng cụ thể trong khu vực thành phố Cần Thơ.
PHẦN TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU CỦA ĐỀ TÀI 1.1 Tổng quan về địa chất ở khu vực thành phố Cần Thơ
Khái quát đặc điểm địa chất
Khu vực thành phố Cần Thơ được phủ bởi trầm tích Đệ Tứ, bên dưới là các thành tạo Neogen không phân chia Qua khảo sát các lỗ khoan (30 – 50)m cho thấy tầng đất thường có 2 nhịp:
- Nhịp dưới gồm cát thô và trung lẫn sạn chuyển dần lên trên là cát mịn, dầy 20m đến 30m, trên cùng là lớp sét pha hay sét nâu do lẫn ôxit sắt xen kẽ các lớp cát mịn mỏng
Tầng đá phiến sét nhấp nhô bắt đầu bằng lớp cát thạch anh xám lẫn mica hạt trung tới thô xen lẫn sạn, có độ dày từ 25m đến 35m Tiếp theo là lớp cát pha lẫn sét pha xám trắng phong hóa, xuất hiện nhiều gỉ sắt tạo thành những đốm đỏ hoặc tím vàng loang lỗ Lớp này có độ dày dao động từ 10m đến 20m với độ ổn định tương đối.
Trong các lớp cát có nhiều di tích thực vật bị phân hủy, chiều dầy tăng dần theo Nam Bắc
- Theo tài liệu của E Kind và Hồ Mạnh Trung (1971) và Trần Nho Lân (1977) thì đồng bằng sông Cửu Long (ĐBSCL) có cấu trúc bồn trũng phương Đông Bắc - Tây Nam, phần trũng kéo dài từ Cần Thơ đến Cà Mau, vây quanh là các khối nâng phía vịnh Kiên Giang, Long Xuyên, Châu Đốc, thành phố Hồ Chí Minh và Mỹ Tho
- Thành phố Cần Thơ nằm trong vùng cấu trúc nâng tương đối bậc I từ hữu ngạn sông Hậu đến vịnh Kiên Giang, bề mặt mỏng hơi dốc về phía biển Đông và đã được kiểm chứng bằng 5 lỗ khoan sâu đến nền đá là Cả Cối (Trà Vinh), Phụng Hiệp (Cần Thơ), Long Xuyên, thị xã Gò Công, Vàm Láng (ven biển Gò Công)
- Chấm dứt thời kỳ biển thoái vào cuối Pleistocen muộn, thì vào đầu Holocen biển lại tiến chậm vào đồng bằng Tây Nam Bộ, tạo nên biển nông kéo dài đến Holocen giữa rồi biển tiến cực đại khắp bán đảo Đông Dương, biến ĐBSCL thành đáy biển nông Dấu tích của thời kỳ biển tiến này là các nguồn nước trên các đồi đá vôi Kiên
Giang và các vùng sét co trương nở montmorillonit, nhiều lớp đất phèn dầy 6m đến 10m rải rác ở ĐBSCL
- Phía Tây Nam sông Hậu, biển tiến này làm cho vùng Bảy Núi thành các hải đảo, bùn đóng thành lớp dầy với tuổi định bằng phóng xạ là 5.800 năm
- Trong Holocen giữa, biển rút ra từ từ, hình thành các đầm lầy đặc trưng ĐBSCL
- Trong Holocen muộn, đại bộ phận ĐBSCL đã thoát ra khỏi biển ngập tràn, với bề mặt chung hiện nay có tuổi 2.000 năm kèm theo là các giồng cát ven biển hình thành
- Tính đến độ sâu 70m ở Cần Thơ có 2 loạt trầm tích, loạt Holocen phủ toàn bộ bề mặt và bên dưới là Pleistocen Hai loạt này có ranh giới địa chất rõ rệt, tính chất cơ lý của 2 loạt đất này hoàn toàn khác nhau
Qua khảo sát địa chất ở các quận, huyện ở thành phố Cần Thơ và khu vực lân cận cho các kết quả như sau:
- Tầng trầm tích đầm lầy cục bộ gồm bùn sét hữu cơ, có nơi là than bùn phân bố ở vùng trũng ngập nước nhiều nhất tại Phụng Hiệp, Ô Môn, Thốt Nốt
- Tầng trầm tích sông là các lớp bồi tích gồm sét, cát pha sét, bùn sét, bùn cát, phân bố dọc theo sông Hậu tạo thành các bãi bồi, cồn, dãy đất ven bờ
- Tầng trầm tích nhân sinh gồm sét, sét pha cát, tạo nên các địa hình nhân sinh, phân bố ở những vùng tụ điểm dân cư, dọc các kênh và trục lộ giao thông
- Khoáng vật chủ yếu là kaolinit và hydromica, tuy nhiên ở độ sâu 2m đến 8m, montmorillonit chiếm ưu thế Đặc biệt lớp bùn sét ở Tây Nam sông Hậu chứa nhiều montmorillonit với cấu trúc hỗn hợp hydromica - montmorillonit Do đó đất này có chỉ số hoạt tính keo tương đối cao như ở Cần Thơ A = 0,76; ở Phụng Hiệp A = 0,97
- Hầu hết đất đều mềm yếu Đến độ sâu từ 20m đến 30m, gần như chỉ gặp sét hay sét hữu cơ hoặc sét dẻo mềm, xốp và rất xốp chưa được nén chặt, hệ số K trung bình từ 0,2 đến 0,5 Độ ẩm tự nhiên cao hơn giới hạn chảy Hệ số rỗng, độ bão hòa, độ sệt, hệ số nén lún đều rất cao Trong khi đó khối lượng thể tích thiên nhiên, khối lượng thể tích khô (dung trọng thiên nhiên và dung trọng khô), cường độ kháng cắt, cường độ kháng nén đơn trục kể cả sức kháng xuyên và chỉ số vồ nện có giá trị tuyệt đối thấp
Loạt đất Pleistocen đặc trưng bởi độ sâu trung bình từ 20m đến 30m, được xác định qua quá trình khoan thăm dò Loạt đất này đã trải qua nén chặt tự nhiên và quá trình laterit hóa, thể hiện ở màu sắc loang lỗ hoặc vàng nâu.
Nhận xét và đánh giá
Khu vực thành phố Cần Thơ có đặc điểm địa chất nổi bật là được phủ bởi lớp đất sét mềm yếu, sức chịu tải thấp (dưới 0,5 kg/cm2), xen kẽ các thấu kính cát Lớp đất sét này có độ dày vài ba mươi mét và nằm bên trên tầng đất cứng hơn có sức chịu tải cao hơn (từ 2 kg/cm2 trở lên).
4 kg/cm 2 Nền đá sâu khoảng 800m Do đó khả năng sử dụng nền thiên nhiên hầu như không có nên chỉ sử dụng móng cọc làm việc như cọc ma sát Nên việc ứng dụng móng cọc ở vùng đất yếu này là Đề tài có ý nghĩa khoa học và thực tế.
Tổng quan về cọc ống thép
Cọc ống thép là loại cọc được làm từ vật liệu thép có đường kính từ trên 300mm trở lên Cọc ống thép có sự khác biệt lẫn nhau về kết cấu mũi cọc, hình dạng cọc và phương pháp hạ cọc vào đất nền dưới đáy móng Cọc ống thép tròn giữ một vai trò hết sức quan trọng trong xây dựng dân dụng và các công trình quan trọng khác vì loại cọc này có cường độ cao và chất lượng đồng bộ
Hình 1.2: Một số hình ảnh về cọc ống thép và thiết bị thi công cọc
1.2.1 Đặc điểm cọc ống thép
Tương tự như các loại cọc khác như cọc BTCT, cọc khoan nhồi, cọc ống ly tâm BTCT, cọc ống thép được sử dụng cho kết cấu móng các công trình xây dựng như nhà cao tầng, sân bay, bến cảng, cầu đường, thủy lợi, Việc áp dụng từng loại cọc phụ thuộc vào công tác chế tạo, thi công công trình, điều kiện tự nhiên, loại kết cấu của từng công trình cụ thể
Với sự phát triển về kinh tế và công nghiệp, ứng dụng cọc ống thép ngày càng trở nên phổ biến hơn trong quá trình phát triển đô thị, cải thiện cơ sở hạ tầng Cọc ống thép mang lại nhiều ưu điểm vượt trội so với cọc bê tông bởi độ bền, kích thước và cường độ cao của vật liệu, đạt được khả năng chịu tải trọng đứng và ngang lớn
Móng cọc ống thép thường được chia làm 2 loại: dạng đơn và dạng giếng Móng cọc ống thép dạng đơn được phát triển tương tự như các loại móng cọc phổ biến như cọc khoan nhồi hay cọc đóng (ép) BTCT Hệ móng gồm các cọc được bố trí độc lập với số lượng và khoảng cách các cọc phụ thuộc vào thiết kế Tuy nhiên, một trong những tồn tại của dạng móng cọc này là đối với các trụ cầu tại khu vực nước sâu, vẫn phải thi công hệ vòng vây cọc ván bao quanh để ngăn nước, phục vụ công tác thi công bệ và thân trụ Hệ móng cọc ống thép dạng giếng gồm rất nhiều cọc ống thép được liên kết với nhau bằng khóa nối với tác dụng không những làm chịu lực như kết cấu chính của móng mà còn ngăn nước tạm thời trong giai đoạn thi công Móng cọc ống thép dạng giếng có thể dưới dạng hình tròn, chữ nhật và hình ô van Phạm vi áp dụng móng này cho các vùng nước sâu để giảm được thời gian thi công công trình
1.2.2 Những thuận lợi và ưu điểm khi sử dụng cọc ống thép
Sức chịu tải cao: cọc có khả năng chịu được tải trọng công trình rất lớn, và có thể hạ sâu vào tầng đất cứng bên dưới công trình
Moment chịu uốn lớn: khả năng chịu các tác động ngang đối với cọc có thể xảy ra tương đối lớn nhờ vào cường độ cao của thép và độ uốn lớn Do tính dẻo và khả năng chịu biến dạng cao nên cọc ống thép đảm bảo được cho các công trình xây dựng chịu được những tác động của động đất
Ngoài ra, cọc ống thép còn có ưu điểm so với các lại cọc khác là giảm đi được kích thước nền móng để tiết kiệm chi phí; trọng lượng cọc ống thép thấp hơn nhiều so với cọc bê tông nên sẽ rút ngắn được thời gian vận chuyển và thi công cọc, độ bền lớn, xây dựng nền móng có độ tin cậy cao
1.2.3 Một số ứng dụng của cọc ống thép
- Ống thép được sử dụng phổ biến trong thi công nhờ vào cường độ chịu lực cao của thép và thời gian thi công nhanh.- Ống thép đóng vai trò quan trọng trong các ứng dụng xây dựng như: - Móng công trình và cầu giao thông. - Cầu tàu và bến cảng.
1.2.4 Một số dạng cọc ống thép thường được sử dụng
Tùy theo mục đích và yêu cầu thiết kế mà cọc ống thép được sử dụng gồm có hai dạng chính là cọc bịt mũi và cọc không bịt mũi (có cột đất chèn hoặc không có cột đất chèn bên trong thân cọc)
Hình 1.4: Hình minh họa về các loại cọc ống thép
Loại cọc mở đáy có cột đất chèn này có cấu trúc rỗng ở cả đỉnh và đáy cọc, được đóng sâu vào đất Khi đóng cọc, cao độ mặt đất bên trong thân cọc sẽ thấp hơn bên ngoài Sự chênh lệch cao độ này quyết định trạng thái đất bên trong cọc Cột đất tạo thành bên trong cọc có chiều dài phụ thuộc vào đường kính cọc và thường không dưới 10 lần đường kính cọc.
- Hình b): mô tả loại cọc mở đáy không có cột đất chèn Sau khi hạ cọc cao độ mặt đất giữa bên trong và bên ngoài thân cọc được xem như là gần bằng nhau
- Hình c): là loại cọc bịt mũi bằng bản thép Loại cọc này được hàn một bản thép vào phía dưới đáy cọc có dạng mũi nhọn để cắm sâu vào đất Mũi cọc dự kiến sẽ được cắm sâu vào tầng đất cứng bên dưới để phát huy sức kháng mũi Để thi công cọc, người ta sử dụng búa đóng vào đỉnh cọc hoặc sử dụng loại búa Franki
1.2.5 Một số công trình sử dụng cọc ống thép tại Việt Nam
Trên toàn thế giới, móng cọc ống thép được ứng dụng rộng rãi để giải quyết các điều kiện địa chất phức tạp, đảm bảo tính tin cậy cho kết cấu móng trong xây dựng Từ đầu thế kỷ XX, loại móng này đã được sử dụng tại nhiều quốc gia như Đức (1930), Nga (1931),
Năm 1954, móng cọc ống thép dạng đơn đã được sử dụng trong xây dựng bến cảng Shiogama (Nhật Bản) Năm 1964, hệ vòng vây cọc ống thép lần đầu tiên được sử dụng tại Nhật Bản Năm 1969, móng cọc ống thép đã được áp dụng cho cầu vượt sông Ishikari ở Hokkaido Tính đến nay, hàng nghìn móng cọc ống thép đã được xây dựng ở Nhật Bản, châu Âu, châu Mỹ, …
Tại Việt Nam, cho đến nay móng cọc ống thép vẫn chưa được áp dụng một cách phổ biến Tuy nhiên, có một số dự án đã được áp dụng móng cọc ống thép, chủ yếu là các công trình phục vụ cho mục đích giao thông và hàng hải như cầu, cảng và một số công trình đặc thù khác có quy mô lớn
1.2.5.1 Dự án cảng quốc tế Cái Mép - Thị Vải
- Chủ đầu tư: Ban quản lý dự án 85, Bộ Giao thông Vận tải (PMU85)
- Đơn vị Tư vấn: Công ty Cổ phần tư vấn Cảng - Kỹ thuật Biển (Portcoast)
- Nhà thầu thi công: Liên danh Toa - Toyo, liên danh Penta - Rinkai (Nhật Bản), liên - danh Cienco 6 - Trường Sơn (Việt Nam)
- Kết cấu: móng dạng cọc ống thép và cọc ống BTCT dự ứng lực
- Đặc trưng của cọc: đường kính 700mm, dầy 12mm, chiều dài 49m; đường kính 800mm, dầy 12mm, chiều dài 55m; đường kính 900mm, dầy 12mm, chiều dài 55m; đường kính 1000mm, dầy 12mm, chiều dài 53m
- Vật liệu làm cọc: SKK490 và SKK400
- Nơi gia công: Việt Nam
1.2.5.2 Dự án cảng Sơn Dương - Formosa Hà Tỉnh
- Chủ đầu tư: Công ty TNHH Hưng Nghiệp Formosa Hà Tĩnh
- Đơn vị Tư vấn: Công ty Tư vấn công trình CECI (Đài Loan)
- Nhà thầu thi công: Công ty Xây dựng Đỉnh Đài (Đài Loan)
- Kết cấu: móng dạng cọc ống thép
- Đặc trưng của cọc: đường kính 900mm, dầy 19mm, chiều dài 20-26m; đường kính 1000mm, dầy 14mm, chiều dài 23m
- Vật liệu làm cọc: SKK490-MOD & SKY490-MOD
- Nơi gia công: Việt Nam
1.2.5.3 Dự án cảng Container Gemalink
- Chủ đầu tư: Công ty Cổ phần Gemalink (liên doanh giữa Tổng công ty Gemadept và Pháp CMA-CGM)
- Đơn vị Tư vấn: Công ty Cổ phần tư vấn Cảng - Kỹ thuật Biển (Portcoast)
- Nhà thầu thi công: Liên danh Daelim - Samwhan (Hàn Quốc)
- Đặc trưng của cọc: đường kính 812,8mm, dầy 16mm, chiều dài 55m
- Vật liệu làm cọc: S355JOH
- Nơi gia công: Việt Nam
1.2.5.4 Dự án cầu Thanh Trì
Cọc ống thép không bịt mũi
Cọc ống thép không bịt mũi thường được sử dụng cho các công trình cảng biển, công trình xa bờ Nếu thi công trên cùng loại đất, cùng chiều sâu hạ cọc thì cọc ống thép không bịt mũi dễ thi công vào đất (số nhát búa đóng ít hơn) hơn cọc ống thép bịt mũi, tuy nhiên sức chịu tải của cọc ống thép không bịt mũi thấp hơn so với cọc ống thép bịt mũi và độ lún của nó cũng lớn hơn nếu ở cùng điều kiện địa chất, cùng tải trọng
Do khác nhau về cột đất chèn ở bên trong cọc nên ứng xử của hai loại cọc này cũng khác nhau Khả năng chịu tải của cọc ống thép không bịt mũi phụ thuộc vào mức độ chèn đất xảy ra trong quá trình đóng cọc
1.3.2 Sự hình thành cột đất chèn trong cọc
Trong cọc ống thép đóng không bịt mũi sẽ có hai dạng là nêm đất chèn (plugged) và không nêm đất chèn (unplugged), nếu cọc có nêm đất chèn thì sẽ có hai loại là nêm đất chèn hoàn toàn và nêm đất chèn một phần (thường gặp dạng này trong thực tế thi công) Để xác định được sự hình thành cột đất chèn bên trong cọc trong quá trình đóng cọc ta dựa vào hai thông số đặc trưng là chỉ số lấp đầy gia tăng IFR
(Incremental Filling Ratio) và chỉ số chiều dài nêm đất chèn PLR (Plug Length Ratio)
Hai thông số này được định nghĩa như sau:
- ∆L : độ gia tăng của chiều dài cột đất chèn (L) (increment of soil plug length)
- ∆D : độ gia tăng của chiều sâu hạ cọc (D) (increment of pile penetration depth) Còn chỉ số chiều dài cột đất chèn PLR được tính theo công thức:
- L : chiều dài cột đất chèn (soil plug length)
- D : chiều sâu hạ cọc (pile penetration depth)
Hình 1.5: Phương pháp xác định chiều dài cột đất chèn
Xác lập nhiệm vụ tính toán và phân tích sự ảnh hưởng của cột đất chèn bên trong cọc ống thép đóng không bịt mũi đến sức chịu tải của cọc với điều kiện địa chất cụ thể ở khu vực thành phố Cần Thơ
Sức chịu tải của cọc ống thép không bịt mũi tại khu vực thành phố Cần Thơ được xác định dựa trên báo cáo địa chất tại vị trí cụ thể.
Lấy sức chịu tải được tính toán từ công thức lý thuyết và công thức thực nghiệm đem so sánh với sức chịu tải có được từ kết quả mô phỏng của phần mềm PLAXIS 2D và 3D Foundation bằng phương pháp phần tử hữu hạn
Nhận xét về sự ảnh hưởng của cột đất chèn bên trong cọc ống thép không bịt mũi đến sức chịu tải của cọc Rút ra kết luận nghiên cứu của Đề tài.
PHẦN CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN 2.1 Khảo sát địa kỹ thuật xây dựng
Tính theo công thức lý thuyết
- Ma sát thành đơ n v ị (f s ) (theo công th ứ c λ đượ c đề ngh ị b ở i Focht và Vijavergiya) f s = λ (σ’ v +2 s u ) Trong đó: λ : hệ số được rút ra qua thí nghiệm nén tĩnh của cọc ống thép, λ tính chung cho cả cọc σ’v : ứng suất hữu hiệu theo phương đứng của đất (kN/m 2 ) σ’ v = σ’ – u = (γ – γ w ) z = γ’z su : sức kháng cắt không thoát nước (kN/m 2 )
Hình 2.2: Biểu đồ quan hệ giữa λ và chiều dài cọc
Tính sức kháng cắt không thoát nước (s u )
Theo Hara (năm 1974): su = 29 (N60) 0,72 (kN/m 2 )
N60 : số đọc SPT hiệu chỉnh theo năng lượng
- S ứ c kháng m ũ i c ọ c đơ n v ị (q p ) (theo De Ruiter và Beringen) qp = 9 su
- Ma sát thành đơ n v ị (f s ) (theo Nordund) fs = Kδ CF σ’v sinδ Trong đó:
Kδ : hệ số áp lực ngang lên đoạn cọc đang xét đến
CF : hệ số hiệu chỉnh cho Kδ δ : góc ma sát ngoài giữa cọc và đất (độ)
- S ứ c kháng m ũ i c ọ c đơ n v ị (q p ) (Theo Thurman) qp = αt Nq’ σ’v
Trong đó: αt : hệ số tra bảng theo D/B và φ
Nq’ : hệ số sức chịu tải σ’ v : ứng suất hữu hiệu tại mũi cọc, nếu σ’ v > 150 (kN/m 2 ) thì lấy σ’ v 150 (kN/m 2 )
Phương pháp của Kyuho Paik và Rodrigo Salgado
Hình 2.3: Sơ đồ làm việc của cọc ống thép không bịt mũi
Tính toán dựa vào chỉ số lấp đầy gia tăng và chỉ số chiều dài cột đất chèn trong cọc
Công thức liên hệ giữa IFR và PLR
IFR(%) = 109.PLR – 22 IFR : chỉ số lấp đầy gia tăng PLR : chỉ số chiều dài cột đất chèn
L : chiều dài cột đất chèn (soil plug length)
D : chiều sâu hạ cọc (pile penetration depth)
∆L : độ gia tăng của chiều dài cột đất chèn (L)
∆D : độ gia tăng của chiều sâu hạ cọc (D)
- Ma sát thành đơ n v ị (f s ) f s / (K 0 σ' v tanδ c ).β = 7,2 – 4,8.PLR và từ đây suy ra được f s Trong đó: δc = 2φ / 3 : góc ma sát giữa cọc và đất, góc ma sát ngoài (độ)
K 0 : hệ số áp lực ngang của đất β : đặc trưng của độ chặt tương đối β = 1 : cát chặt (dense sands) β = 0,4 : cát chặt vừa (medium sands) β = 0,22 : cát rời (loose sands)
- S ứ c kháng m ũ i c ọ c đơ n v ị (q p ) qp / α.σ’h = 326 – 295.IFR(%) / 100 và từ đây suy ra được qp
Hệ số K0 được tính theo công thức: K0 = (1 – sin φ).OCR sin φ, trong đó: φ: góc ma sát trong của đất; σ’h: ứng suất hữu hiệu theo phương ngang tại điểm đang xét; α: đặc trưng của độ chặt tương đối Dựa vào giá trị α, ta có thể phân loại độ chặt của cát như sau: α = 1: cát chặt, α = 0,6: cát chặt vừa, α = 0,25: cát rời.
Tính theo công thức thực nghiệm (Schmermann SPT)
2.2.3.1 Ma sát thành đơn vị (f s )
Ký hiệu Loại đất Công thức Đơn vị
1 Đất sét fs = 18,58+20,93 ln(N60) kN/m 2
2 Hỗn hợp sét – bụi – cát; cát nhiều bụi; bụi fs = 23,27+14,08 ln(N60) kN/m 2
4 Đá vôi mềm; cát lẫn nhiều vỏ sò, hến fs = 1,72+12,83 ln(N60) kN/m 2
2.2.3.2 Sức kháng mũi cọc đơn vị (q p )
Ký hiệu Loại đất Công thức Đơn vị
2 Hỗn hợp sét – bụi – cát; cát nhiều bụi; bụi qp = 92 N60 kN/m 2
4 Đá vôi mềm; cát lẫn nhiều vỏ sò, hến q p = 184 N 60 kN/m 2
N 60 = N*C E : là giá trị đã hiệu chỉnh về 60% năng lượng hữu ích trong thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT
N60 < 5 thì lấy giá trị sức kháng là 0
Eh = trong khoảng (30 – 60)% : tỷ lệ phần trăm năng lượng hữu ích của thiết bị xuyên SPT q p là trung bình cộng của (trung bình cộng của q p(i) trên mũi cọc một khoảng là 8D và trung bình cộng của qp(i) dưới mũi cọc một khoảng là 3,5D)
D : là cạnh cọc hay đường kính cọc (m)
Tính chiều dài cột đất chèn (L p )
Hình 2.4: Sơ đồ cân bằng lực của cột đất chèn cho tải trọng tĩnh
Phương trình cân bằng lực:
Rút ra được công thức tính chiều dài cột đất chèn (L p ):
Lp = qp.D / (4fs + γ.D) Trong đó:
Fs : tổng lực ma sát thành
Q t : tổng sức kháng mũi trên cột đất chèn q p : sức kháng mũi đơn vị γ : tổng trọng lượng đơn vị của đất
D : đường kính cột đất chèn (đường kính trong của cọc)
Hình 2.5: Sơ đồ cân bằng lực của cột đất chèn cho tải trọng động
Phương trình cân bằng lực:
Rút ra được công thức tính chiều dài cột đất chèn (L p ):
W : khối lượng cột đất (tổng trung bình trọng lượng đơn vị của cột đất x thể tích của cột đất)
I : lực quán tính ap : là đại lượng không thứ nguyên a p *g : là gia tốc của cột đất
Phương pháp phần tử hữu hạn
Phần mềm chuyên dụng PLAXIS 2D (phiên bản 8.5) và 3D Foundation (phiên bản 1.6) được sử dụng để mô phỏng hành vi tương tác giữa cọc và đất trong điều kiện thực tế Máy tính sẽ xử lý các thông số đầu vào, tính toán và tạo biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị Nhờ đó, sức chịu tải của cọc có thể được xác định chính xác.
Phần mềm PLAXIS được xây dựng trên cơ sở phương pháp phần tử hữu hạn để giải quyết các bài toán về biến dạng và ổn định của cấu trúc đất, dòng thấm trong đất như là hố đào sâu, móng cọc, nền đất đắp, đường hầm, tường kè, …
Phần mềm PLAXIS có thể giải quyết nhiều vấn đề trong việc mô hình hóa các cấu kiện và mô phỏng sự tương tác giữa các cấu kiện với đất Điều quan trọng là chúng ta lựa chọn được mô hình đất phù hợp với điều kiện bài toán (vấn đề) đặt ra và các thông số đầu vào hợp lý để kết quả tính toán mô phỏng được chính xác, có độ tin cậy cao
2.3.1 Tổng quan về phần mềm PLAXIS của Hà Lan
2.3.1.1 Mô hình hình học Để thực hiện một bài toán phân tích phần tử hữu hạn sử dụng PLAXIS, phải tạo một mô hình phần tử hữu hạn, chỉ rõ thuộc tính của điều kiện biên Sự phát sinh lưới phần tử được thực hiện tự động dựa vào mô hình hình học đầu vào
Hình 2.6 : Mô hình bài toán 2D a) Bài toán biến dạng phẳng b) Bài toán đối xứng trục
Mô hình biến dạng phẳng được sử dụng cho những cấu trúc với mặt cắt ngang đồng dạng, chuyển vị hoặc ứng suất theo phương vuông góc với mặt cắt ngang là không đáng kể
Mô hình đối xứng trục được sử dụng cho những cấu trúc hình tròn với các mặt cắt ngang đường kính đồng dạng nhau
Là chương trình phần tử hữu hạn không gian ba chiều, ứng dụng để thực hiện phân tích biến dạng cho nhiều loại móng trong đất, đá
Tạo mô hình phần tử không gian ba chiều (3D) được dựa trên việc tạo mô hình hình học Mô hình hình học liên quan đến liên kết các mặt phẳng làm việc (mặt phẳng x-z) và các lỗ khoan Mặt phẳng làm việc là mặt cắt ngang giao tại cao độ cụ thể (cao độ y), trong đó kết cấu và tải được định nghĩa như sau
Hình 2.7: Hệ trục tọa độ, mặt phẳng làm việc và các thành phần ứng suất
Ngoài những mặt phẳng làm việc, nhiều lỗ khoan thẳng đứng có thể được chỉ ra để xác định địa tầng tại các địa điểm khác nhau Giữa các lỗ khoan, vị trí lớp đất được nội suy Các lớp đất và mặt đất có thể không nằm ngang Quá trình tạo lưới 3D, tất cả các dữ liệu từ mặt phẳng làm việc và lỗ khoan được đưa vào trong tính toán một cách phù hợp Ứng suất tính toán trong chương trình PLAXIS 3D Foundation dựa trên hệ tọa độ như trên Trong tất cả các dữ liệu đầu ra, ứng suất nén và lực tập trung, bao gồm cả sức căng bề mặt, lấy theo hướng âm, trong khi ứng suất và trọng lượng được lấy theo hướng dương
Các lỗi thường gặp với mô hình 3D
Với kích thước mô hình 3D sẽ gặp một số lỗi thường đó là giới hạn mô phỏng của phần mềm PLAXIS
- Chỉ có tối đa 24 vùng phụ trong 1 vùng chính
- Chỉ có tối đa 24 đường gấp khúc trong 1 vùng
- Chỉ cho phép mô phỏng tối đa 50.000 điểm (node)
Hình 2.8: Lỗi giới hạn về số phần tử
- Giới hạn về bộ nhớ đệm của phần mềm là 1,3Gb Tối ưu nằm trong khoảng 993
Mb Tức khi đó bạn có Ram nhiều hơn cũng không giúp cải thiện tốc độ chạy của mô hình khi số phân tử mô phỏng quá lớn Ma trận độ cứng của phần tử thể hiện trong bộ nhớ đệm sẽ khó khăn hơn Dẫn đến việc tính toán của mô hình mất nhiều thời gian hơn so với số lượng phần tử nhỏ Thậm chí khiến việc tính toán bị lỗi không thể tính toán được Điều này giúp cho việc cân nhắc về mức độ chia lưới cho mô hình tính toán và mức độ giản ước các phần tử khi xây dựng mô hình Số phần tử tối ưu cho mô hình là < 30.000 phần tử
- Khoảng cách để mô hình có thể chia lưới (mesh) mà không bị lỗi các điểm quá gần là 1% kích thước lớn nhất của mô hình Điều này không phụ thuộc vào kích thước hay đơn vị mô phỏng lớn hay nhỏ
- Lỗi tính toán của ma trận độ cứng trong phương pháp phần tử hữu hạn là lỗi phân kỳ và lỗi hội tụ trong quá trình tính Bạn của thể chia lưới (mesh) cho lưới mịn lại khi gặp lỗi phân kỳ và làm ngược lại khi gặp lỗi hội tụ quá nặng (hay chuyển từ phần tử 15 node sang phần tử 6 node)
Hình 2.9: Lỗi phần tử xấu khi mesh lưới phần tử
Hình 2.10: Lỗi phân kỳ và hội tụ
- Phần tử 15 node: Dùng cho mô hình đối xứng, khi cần tính đến giai đoạn phá hoại của vật liệu và tính hệ số an toàn Khi tính đến giai đoạn phá hoại của vật liệu phần tử 15 node chính xác hơn phần tử 6 node là 10% Nên nếu chỉ cần tính biến dạng trong giới hạn đàn hồi bạn chỉ cần sử dụng mô hình với phần tử 6 node là đủ
- Trong khi mô phỏng mô hình PLAXIS, ở những điểm có sự tập trung của nhiều phần tử vật liệu cần chú ý đến sự chia lưới phần tử Theo (Hình 2.11) thì khi ta thay đổi thông số kích thước phân bố phần tử nhỏ lại thì khi chia lưới xung quanh điểm đó hay đoạn thẳng đó sẽ có nhiều điểm và nhiều phần tử hơn Thông số này thay đổi trong PLAXIS trong khoảng 0,05 đến 5
Hình 2.11: Thông số kích thước phân bố phần tử địa phương
- Và khi các bạn gặp phải lỗi "list index out of bound (-1)" là lỗi báo tất cả các dữ liệu đã bị lỗi, PLAXIS coi đây là trường hợp lỗi nặng không có cách khắc phục, chỉ có cách dựng lại mô hình từ đầu
(Tham khảo từ các bài giảng, hướng dẫn cách sử dụng và cách sửa các lỗi thường gặp của Dennis Waterman – PLAXIS BV)
2.3.1.4 Định nghĩa biến dạng thông thường
Trong mô hình PLAXIS, biến dạng được định nghĩa gồm hai thành phần là chỉ số mũ e được sử dụng để chỉ biến dạng đàn hồi và chỉ chỉ số p chỉ biến dạng dẻo
Quan hệ giữa modulus Young E (Young’s modulus) và modulus độ cứng khác, như modulus cắt G (shear modulus), modulus khối K (the bulk modulus) và modulus oedometer E oed (oedometer modulus)
Trong các thông số đầu vào, giá trị G và Eoed được sử dụng như là các thông số phụ (thay thế) Sự lựa chọn này chịu ảnh hưởng của các giá trị đầu vào của E và υ Ở đây ta có thể thay đổi tăng độ cứng và lực đính trên một đơn vị chiều sâu
PHẦN PHÂN TÍCH TÍNH TOÁN ẢNH HƯỞNG CỦA CỘT ĐẤT CHÈN BÊN TRONG CỌC ỐNG THÉP ĐÓNG KHÔNG BỊT MŨI ĐẾN SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC 3.1 Tóm tắt phương pháp nghiên cứu
Tiến hành phân tích
Tiến hành tính toán chi tiết cho cọc SPP-400, các cọc còn lại SPP-700, SPP-
1000, SPP-1300 tính tương tự, kết quả tính được lập thành bảng và thể hiện bằng biểu đồ
3.2.1 Đặc điểm địa chất Địa chất thuộc khu vực quận Cái Răng, thành phố Cần Thơ
Hình 3.1: Mặt cắt địa chất
Căn cứ báo cáo khảo sát địa chất công trình, ta được các thông số sau:
- Dung trọng γ sat : từ các thí nghiệm xác định chỉ tiêu cơ lý
- Lực dính c’, góc ma sát trong φ' : từ thí nghiệm nén ba trục mô hình CU
- Module đàn hồi Eoed = E50%: là module cát tuyến với đường quan hệ tải trọng và biến dạng của thí nghiệm nén ba trục mô hình CU tại điểm có tung độ bằng (σ1-σ3) / 2, ứng với cấp áp lực buồng σ3 = 100kN/m 2
Quan hệ ứng suất - biến dạng của mẫu đất thu được từ thí nghiệm nén 3 trục theo sơ đồ cố kết không thoát nước (CU) thể hiện trên biểu đồ a), b), c) Từ biểu đồ này, có thể xác định mô đun biến dạng E của mẫu đất theo độ sâu theo công thức E = σ 1 / ε 1 , trong đó σ 1 là ứng suất chính lớn nhất và ε 1 là biến dạng theo hướng ứng suất Biểu đồ d) thể hiện sự thay đổi của mô đun biến dạng theo độ sâu mẫu đất.
Sử dụng cọc ống thép đóng không bịt mũi, áp dụng cho nhiều cọc với cùng chiều sâu hạ cọc L = 30m nhưng khác nhau về đường kính và chiều dầy cọc
Số liệu đặc trưng của cọc ống thép
Bảng 3.2: Đặc trưng cọc ống thép ĐK ngoài Chiều dầy ĐK trong Diện tích MC Khối lượng STT Tên cọc
Tính chi tiết cho cọc ống thép SPP-400, các cọc còn lại tính tương tự
3.2.3 Tính theo công thức thực nghiệm (Schmermann SPT)
- Tính ma sát thành đơ n v ị
Ma sát thành bên được tính trên suốt chiều dài cọc trong đất là L = 30m, tính tại các độ sâu z có số liệu xuyên tĩnh SPT
Diễn giải cách tính toán cho một điểm tại độ sâu z = 20m
Tại đây có kết quả SPT N = 14, tính được N60 = N*CE
Eh chọn trong khoảng (30 – 60) %, lấy Eh = 40%
Tính chiều dầy lớp phân tố đất ∆z i = z i+1 – z i = 22 – 20 = 2 (m)
Tại độ sâu z = 20m nằm trong lớp đất 2 (sét, nâu vàng, dẻo cứng), tra bảng tìm được công thức tính f si theo loại đất (các vị trí độ sâu z không có số liệu SPT, f si sẽ được lấy nội suy từ các điểm lân cận). f si = 18,58 + 20,93 ln(N 60 ) = 18,58 + 20,93 ln(9,4) = 65,48 (kN/m 2 )
Tính fsi tại giữa lớp phân tố ∆z i như sau: fsi(∆z i) = (fs(i+1) + fs(i) ) / 2 = (62,1 + 65,48) / 2 = 63,79 (kN/m 2 )
Ta có lực phân bố trên suốt chiều dầy của lớp phân tố ∆z i là: fsi * ∆z i = 63,79 * 2 = 127,58 (kN/m)
Tính tổng (fsi*∆z i ) cho từng lớp đất có cọc xuyên qua, từ đây ta tìm được ma sát thành đơn vị của từng lớp đất f s(lớp đất) = Σ(f si *∆z i ) / h i
Ma sát thành đơn vị của cọc f s là giá trị trung bình ma sát thành đơn vị của các lớp đất
Các kết quả tính toán được lập thành bảng sau
Bảng 3.3: Bảng tính ma sát thành đơn vị
Tên lớp đất Độ sâu z (m)
KẾT QUẢ Giá trị trung bình 42,19
Sức kháng mũi cọc được tính trong khoảng 3,5D = 3,5 * 0,4 = 1,4m dưới mũi cọc (ứng với độ sâu z = 31,4m) và 8D = 8 * 0,4 = 3,2m trên mũi cọc (ứng với độ sâu z = 26,8m)
Diễn giải cách tính toán cho một điểm tại độ sâu z = 30m
Tại đây có kết quả SPT N = 12, tính được N60 = N*CE
Eh chọn trong khoảng (30 – 60) %, lấy Eh = 40%
Tính chiều dầy lớp phân tố đất ∆z i = z i+1 – z i = 31,4 – 30 = 1,4 (m)
Tại độ sâu z = 30m nằm trong lớp đất 4 (sét, xám vàng, nửa cứng), tra bảng tìm được công thức tính q pi theo loại đất (các vị trí độ sâu z không có số liệu SPT, q pi sẽ được lấy nội suy từ các điểm lân cận). q pi = 46 * N 60 = 46 * 8 = 368 (kN/m 2 )
Tính q pi tại giữa lớp phân tố ∆z i như sau: q pi(∆z i) = (q p (i+1) + qp(i) ) / 2 = (390,54 + 368) / 2 = 379,27 (kN/m 2 )
Ta có lực phân bố trên suốt chiều dầy của lớp phân tố ∆z i là: q pi * ∆z i = 379,27 * 1,4 = 530,98 (kN/m)
Tính tổng (q pi*∆z i ), từ đây ta tìm được sức kháng mũi đơn vị của từng lớp đất trong phạm vi 3,5D dưới mũi cọc và 8D trên mũi cọc q p (lớp đất) = Σ(q pi*∆z i ) / h i
Sức kháng mũi đơn vị của cọc q p là giá trị trung bình sức kháng mũi đơn vị của các lớp đất
Các kết quả tính toán được lập thành bảng sau
Bảng 3.4: Bảng tính sức kháng mũi đơn vị
Tên lớp đất Độ sâu z (m)
KẾT QUẢ Giá trị trung bình 358,26
- Tính chi ề u dài c ộ t đấ t chèn (theo M C MacVay, D Badri và Z Hu)
Cọc ống thép đóng không bịt mũi (không ép cọc hay dùng búa rung) nên áp dụng công thức cho tải trọng động như sau:
L p = q p D plug / [4f s + γ D plug (1 - a p )] Đường kính cột đất chèn Dplug = D – 2* t = 0,4 – 2* 0,014 = 0,372 (m)
Do mực nước ngầm ở cao trình mặt đất tự nhiên (tại z = 0m) nên dung trọng tự nhiên của đất chính là γ’ tb của các lớp đất có cọc xuyên qua γ’ = γsat - γw γ’ tb = (γ’ (L1) * h 1 + γ’ (L2) * h 2 + γ’ (L3) * h 3 + γ’ (L4) * h 4 ) / (h 1 + h 2 + h 3 + h 4 ) γ’tb = (5,2* 15 + 9,3* 8 + 8,6* 6 + 10,2* 1) / (15 + 8 + 6 + 1) = 7,1 (kN/m 3 ) ap* g là gia tốc của cột đất được xác định trong quá trình đóng cọc, ap = 2 Thế các số liệu vừa tìm được vào công thức, ta tính được chiều dài cột đất chèn là:
Lp = qp.Dplug / [4fs + γ Dplug.(1 - ap)]
- Tính ma sát thành bên trong c ọ c Áp dụng công thức Q pf = π *f s *d i *L p Đường kính trong của cọc di = 0,372 (m); hệ số π = 3,14
- Tính ma sát thành bên ngoài c ọ c
Công thức Qf = u Σfsi*li
Chu vi cọc u = 2 π R = πD = 3,14* 0,4 = 1,256 (m) Σfsi*li = 0* 15 + 46,45* 8 + 61,13* 6 + 61,18* 1 = 799,56 (kN/m)
Công thức tính Q po = q p *A annular
Diện tích vành mũi cọc:
Suy ra Q po = q p *A annular = 358,26* 0,017 = 6,09 (kN)
Sức chịu tải cực hạn của cọc
3.2.4 Tính theo công thức lý thuyết
- Tính ma sát thành đơ n v ị (theo công th ứ c λ đượ c đề ngh ị b ở i Focht và Vijavergiya) f s = λ (σ’ v +2 s u )
Chiều dài cọc L = 30m, tra biểu đồ quan hệ giữa λ và chiều dài cọc tìm được λ = 0,15
Ma sát thành bên được tính trên suốt chiều dài cọc trong đất, tính tại các độ sâu z có số liệu xuyên tĩnh SPT
Diễn giải cách tính toán cho một điểm tại độ sâu z = 12m
Tại đây có kết quả SPT N = 2, tính được N 60 = N*C E
Eh chọn trong khoảng (30 – 60) %, lấy Eh = 40%
Tính chiều dầy lớp phân tố đất ∆z i = z i+1 – z i = 14 – 12 = 2 (m)
Tại độ sâu z = 12m trong lớp đất 1, gồm đặc tính: bùn sét, xám đen và có đặc tính chảy Ở độ sâu này, không có số liệu SPT, do đó, sức kháng cắt không thoát nước sẽ được tính bằng cách nội suy từ các điểm dữ liệu xung quanh.
Theo Hara (năm 1974): su = 29 (N60) 0,72 sui = 29* (1,3) 0,72 = 35,03 (kN/m 2 )
Tính ứng suất hữu hiệu theo phương đứng: σ’v = σ’ – u = (γ – γw) z = γ’z = 5,2* 12 = 62,4 (kN/m 2 )
Và ta tính ra được: f s = λ (σ’ v +2 s u ) = 0,15* (62,4 + 2* 35,03) = 19,87 (kN/m 2 )
Tính fsi tại giữa lớp phân tố ∆z i như sau: fsi(∆z i) = (fs(i+1) + fs(i) ) / 2 = (25,25 + 19,87) / 2 = 22,56 (kN/m 2 )
Ta có lực phân bố trên suốt chiều dầy của lớp phân tố ∆z i là: fsi * ∆z i = 22,56 * 2 = 45,12 (kN/m)
Tính tổng (f si *∆z i ) cho từng lớp đất có cọc xuyên qua, từ đây ta tìm được ma sát thành đơn vị của từng lớp đất f s(lớp đất) = Σ(f si *∆z i ) / h i
Ma sát thành đơn vị của cọc fs là giá trị trung bình ma sát thành đơn vị của các lớp đất
Các kết quả tính toán được lập thành bảng sau
Bảng 3.5: Bảng tính ma sát thành đơn vị
Tên lớp đất Độ sâu z (m)
KẾT QUẢ Giá trị trung bình 49,81
- Tính s ứ c kháng m ũ i đơ n v ị (theo De Ruiter và Beringen)
Ta có công thức tính q p = 9 s u
Diễn giải cách tính toán cho một điểm tại độ sâu z = 30m
Tại đây có kết quả SPT N = 12, tính được N60 = N*CE
CE = Eh / 60 = 40 / 60 = 0,67 suy ra N60 = N*CE = 12 * 0,67 = 8
Tính chiều dầy lớp phân tố đất ∆z i = z i+1 – z i = 31,4 – 30 = 1,4 (m)
Tại độ sâu z = 30m nằm trong lớp đất 4 (sét, xám vàng, nửa cứng), tính sức kháng cắt không thoát nước (các vị trí độ sâu z không có số liệu SPT, s ui sẽ được lấy nội suy từ các điểm lân cận)
Theo Hara (năm 1974): su = 29 (N60) 0,72 s ui = 29* (8) 0,72 = 129,61 (kN/m 2 )
Thế vào công thức: qp = 9 su = 9* 129,61 = 1166,49 (kN/m 2 )
Tính q pi tại giữa lớp phân tố ∆z i như sau: q pi(∆z i) = (q p (i+1) + qp(i) ) / 2 = (1217,25 + 1166,94) / 2 = 1191,87 (kN/m 2 )
Ta có lực phân bố trên suốt chiều dầy của lớp phân tố ∆z i là: q pi * ∆z i = 1191,87 * 1,4 = 1668,62 (kN/m)
Tích tổng (q pi*∆z i ) để xác định sức kháng mũi đơn vị của từng lớp đất trong phạm vi 3,5D dưới mũi cọc và 8D trên mũi cọc Giá trị sức kháng mũi đơn vị của lớp đất (q p) được tính bằng tổng (q pi*∆z i ) chia cho độ dày lớp đất (h i).
Sức kháng mũi đơn vị của cọc q p là giá trị trung bình sức kháng mũi đơn vị của các lớp đất
Các kết quả tính toán được lập thành bảng sau
Bảng 3.6: Bảng tính sức kháng mũi đơn vị
Tên lớp đất Độ sâu z (m)
KẾT QUẢ Giá trị trung bình 1143,05
- Tính chi ề u dài c ộ t đấ t chèn (theo M C MacVay, D Badri và Z Hu)
Lp = qp.Dplug / [4fs + γ Dplug.(1 - ap)]
- Tính ma sát thành bên trong c ọ c
- Tính ma sát thành bên ngoài c ọ c Σfsi*li = 11,18* 15 + 53,26* 8 + 64,97* 6 + 69,83* 1 = 1053,43 (kN/m)
Sức chịu tải cực hạn của cọc
Qu = Qpf + Qf + Qpo = 128 + 1323,11 + 19,43 = 1471 (kN)
Bảng tổng hợp kết quả tính toán cho các cọc còn lại như sau:
TÍNH THEO CÔNG THỨC THỰC NGHIỆM
Tên cọc ĐK ngoài f s q p a p L p Q pf Q f Q po Q u Đơn vị (m) (kN/m 2 ) (kN/m 2 ) (m) (kN) (kN) (kN) (kN)
TÍNH THEO CÔNG THỨC LÝ THUYẾT
Tên cọc ĐK ngoài f s q p a p L p Q pf Q f Q po Q u Đơn vị (m) (kN/m 2 ) (kN/m 2 ) (m) (kN) (kN) (kN) (kN)
Vẽ biểu đồ thể hiện mối tương quan của kết quả tính toán
Công thức thực nghiệm Công thức lý thuyết
Công thức thực nghiệm Công thức lý thuyết
3.2.5 Tính theo phương pháp phần tử hữu hạn, mô phỏng bằng phần mềm PLAXIS
3.2.5.1 Các số liệu đầu vào
Sử dụng mô hình đất Hardening Soil (H – S)
Bảng 3.2: Bộ thông số đất nền
Thông số Ký hiệu Đơn vị
Loại vật liệu tác động
Hệ số giảm cường độ
HS áp lực ngang của đất
K 0 kN/m 3 kN/m 3 m/day m/day kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 độ độ
Bảng 3.3: Thông số cột đất chèn cho cọc SPP-400
Thông số Ký hiệu Đơn vị Công thức thực nghiệm
Loại vật liệu tác động
Trọng lượng riêng của đất trên MNN
Trọng lượng riêng của đất dưới MNN
Hệ số giảm cường độ
HS áp lực ngang của đất
Chiều dài nêm đất chèn
L p kN/m 3 kN/m 3 m/day m/day kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 kN/m 2 độ độ m
Bảng 3.4: Thông số cọc ống thép
Loại cọc Thông số Ký hiệu Đơn vị
Lực tác động Độ cứng khi nén Độ cứng khi uốn
Trong đó các đại lượng được tính toán như sau:
Thông số Ký hiệu Đơn vị Công thức
Module đàn hồi E (kN/m 2 ) Thép chế tạo cọc là thép nhóm AI có E = 2,1.10 8
Diện tích A (m 2 ) A = π (D 2 – d 2 ) / (4*2π) = (D 2 – d 2 ) / 8 Moment quán tính I (m 4 ) I = t * S 3 / 4 π 2
Trọng lượng w (kN/m) w = (γSteel – γSoil) * A
3.2.5.2 Mô phỏng bằng phần mềm PLAXIS 2D
- Theo công th ứ c th ự c nghi ệ m
Hệ tọa độ đối xứng trục (Axisymmetry)
Mô hình làm việc của cọc Gán mực nước ngầm (MNN)
Các giai đoạn (phase) tính toán
Gồm có 3 giai đoạn chính là giai đoạn thi công cọc, giai đoạn gán tải và giai đoạn tăng tải đến khi đất nền bị phá hoại
Tạo mô hình cọc Cột đất chèn trong cọc
Tạo mô hình cọc Gán tải đầu cọc
Giai đ o ạ n 3: t ă ng t ả i đế n khi đấ t n ề n b ị phá ho ạ i
Biểu đồ chuyển vị - tải trọng
Từ biểu đồ tính được sức chịu tải cực hạn Q u như sau:
- Theo công th ứ c lý thuy ế t
Hệ tọa độ đối xứng trục (Axisymmetry)
Mô hình làm việc của cọc Phát sinh áp lực nước
Các giai đoạn (phase) tính toán
Gồm có 3 giai đoạn chính là giai đoạn thi công cọc, giai đoạn gán tải và giai đoạn tăng tải đến khi đất nền bị phá hoại
Tạo mô hình cọc Cột đất chèn trong cọc
Tạo mô hình cọc Gán tải đầu cọc
Giai đ o ạ n 3: t ă ng t ả i đế n khi đấ t n ề n b ị phá ho ạ i
Biểu đồ chuyển vị - tải trọng
Từ biểu đồ tính được sức chịu tải cực hạn Q u như sau:
3.2.5.3 Mô phỏng bằng phần mềm PLAXIS 3D Foundation Xây dựng mô hình
Mô hình làm việc của cọc
- Theo công th ứ c th ự c nghi ệ m
Các giai đoạn (phase) tính toán
Biểu đồ chuyển vị - tải trọng
Xác định sức chịu tải cực hạn của cọc tại giai đoạn phá hoại là một bước quan trọng trong quá trình thiết kế nền móng Điểm phá hoại, được biểu thị bằng ký hiệu Q u = 1143 kN trên đồ thị chuyển vị - tải trọng, là điểm đánh dấu sự mất ổn định của cọc và không còn khả năng chịu thêm tải Giá trị Q u này được xác định thông qua các phép thử tải trọng, mô phỏng hoặc phân tích số để đảm bảo rằng cọc có thể đáp ứng yêu cầu chịu tải và độ ổn định của công trình.
- Theo công th ứ c lý thuy ế t
Các giai đoạn (phase) tính toán
Biểu đồ chuyển vị - tải trọng
Xác định sức chịu tải cực hạn của cọc tại giai đoạn phá hoại, là điểm cuối của đồ thị (biểu đồ chuyển vị và tải trọng) tìm được Q u = 1091 kN
Bảng tổng hợp tính sức chịu tải cực hạn Q u
Sức chịu tải Đơn vị
Phương pháp SPP-400 SPP-700 SPP-1000 SPP-1300
MP-2D 1693 2697 3652 4871 Tính theo công thức thực nghiệm
MP-2D 1594 2623 3710 4829 Tính theo công thức lý thuyết
Vẽ biểu đồ Qu để so sánh, đánh giá:
Công th ức thực nghi ệm Mô phỏng PLAXIS 2D Mô phỏng PLAXIS 3D
Công thức lý thuyết Mô phỏng PLAXIS 2D Mô phỏng PLAXIS 3D
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ Đánh giá mức độ ảnh hưởng của cột đất chèn bên trong cọc đến sức chịu tải của cọc ống thép đóng không bịt mũi:
Qua quá trình phân tích, ta thấy rằng trong cùng điều kiện địa chất và cùng chiều sâu hạ cọc thì chiều dài cột đất chèn sẽ tăng theo đường kính cọc, sức kháng mũi đơn vị lớn hơn nhiều so với ma sát thành đơn vị sẽ càng làm tăng chiều dài cột đất chèn Vì vậy sự hình thành cột đất chèn ảnh hưởng trực tiếp đến sức chịu tải của cọc Đối với cọc có đường kính lớn thì sức chịu tải của cọc tăng đáng kể khi chiều dài cột đất chèn tăng, cụ thể theo công thức thực nghiệm từ cọc D400 đến D700 thì
Lp tăng 137% và Qu tăng 85%, còn theo công thức lý thuyết thì Lp tăng 127% và Qu tăng 96%
Khi thiết kế cọc không bịt mũi, cần sử dụng các công thức tính toán có tính đến ảnh hưởng của cột đất bên trong cọc để đảm bảo tính chính xác Một số nghiên cứu đề xuất chỉ xét ảnh hưởng của cột đất khi độ dài cột đất chèn lớn hơn 10 lần đường kính cọc (Lp > 10*D) Tuy nhiên, cách tính này sẽ dẫn đến giá trị sức chịu tải thấp, an toàn nhưng lãng phí Quan trọng hơn, nó không phản ánh chính xác cơ chế làm việc thực tế của cọc.
Nhận xét những điểm còn hạn chế của đề tài:
