Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Nghiên cứu các phương pháp tính lún cho móng cọc đài bè

Các phương pháp tính toán móng cọc đài bè ớ nước ta còn khá đơn giản, một mặtxem như cọc chịu hoàn toàn tải trọng công trình hoặc hệ be chịu hoàn toàn tai của côngtrình, kêt quả là su du

ieee cecccccccscecscscscsssssscscecevsvsvevsvsveusasavevevevevevsevsusavavecevevsvevsssasevevevecevevevssseeeses 14

Tính lún cho móng cọc đài bè theo phương pháp Burland

Trong quá trình thiết kế, các cọc được thêm vào nhằm làm giảm độ lún và để khả năng chịu tải cực hạn của cọc thoả mãn yêu câu thiét kê.

Design Load Ps load settlement

(a) Load settlement curve for raft ơ Reduced column load Q = Q - Column 3 Q 0.9Psu

Pile ultimate — lỆ | shaft capacity

=Pa - - (bì Typical section of piles raft (c) Equivalent raft section

Hình 2.3 Khái niệm thiết kế don giản cua Burland Burland (1995) [1] đã đưa ra một phương pháp tính nhằm đơn giản hoá quá trình thiết kế như sau:

- Dự đoán tong quat mỗi quan hệ giữa độ lún và tải trọng dài hạn cho móng bè khi không có cọc Từ tải trọng thiết kế Po tính ra độ lún tong So.

- Đánh giá độ lún thiết kế Sa có xét đến hệ số an toàn.

- Từ Sa tính được tai trọng tương ứng với Sa là Pi (do bè chịu).

- Khi đó các cọc giảm lún sẽ chịu một phan tải trọng là (Po - Pi) Burland cho rằng khi tính toán khả năng chịu tải tới hạn dọc trục cọc Psu phải tính thêm hệ số nhóm khoảng 0.9.

- Khi các cọc nằm bên dưới các cột mang tải vượt quá Psu thi móng cọc dai bè có thé được phân tích như móng bè mà tải trọng tác dụng lên cột đã giảm Tải trọng giảm di là:

- Moment uốn tác dụng lên bè được tinh băng cách xem như móng cọc đài bẻ chỉ có bè chịu tải Q,.

Dé cách xác định độ lún cho móng cọc dai bè của Burland hoàn chỉnh hơn.

Randolph (1994) [1] đã đưa ra cách tính gần đúng như sau:

Spr: độ lún móng cọc đài bè.

S độ lún của bè khi không xét đến cọc.

ST 1111111118111121111111111 010181 E1 1111111111111 11111111 tri 34 TÍNH TOÁN CHO CONG TRÌNH THỰC TẾ BẰNG PHƯƠNG PHÁP GIẢI TICH 34 3.1 GIỚI THIỆU CONG TRÌNH c1 1S SE 21111211111 1818212111111 111kg 34 3.2 TINH TOÁN NỘI LỰC . 21 12111 111151E1121211111111110 E1 11111111111 reu 38 3.3 TINH SUC CHIU TAI CHO PHÉP CUA CỌC c1 11181 ket 40 3.3.1 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu co lý của đất nền: - 2 ST san: 40

CHO MONG COC DAI BE

Theo quan điểm thiết kế trước đây thì tai trong của công trình phải truyền qua móng bè hoặc truyền qua cọc Còn trên quan điểm của móng cọc đài bè thì tải trọng của công trình phải vừa phân phối lên đất xung quanh bè vừa phân phối lên coc.

Móng cọc đài bè đánh dấu sự hiểu biết mới về tương tác giữa đất và móng, vì cả đóng góp của bè và cọc đều được tính đến trong khả năng chịu tải giới hạn Tương tác này cho phép sử dụng cọc để tăng cường sức chịu tải và chống va đập, vượt xa giá trị chịu tải của móng cọc đơn thuần Do đó, thiết kế móng cọc đài bè đòi hỏi những quan điểm thiết kế khác biệt.

Bên cạnh đó, Poulos (2001) [5] đưa ra ba quan điểm thiết kế sau:

Trong quá trình chịu tải, cọc đảm nhận vai trò chính, tiếp nhận từ 35 đến 50% tải trọng (hệ số an toàn 2 đến 3) khi vẫn duy trì mối quan hệ tải trọng - độ lún tuyến tính Ngược lại, bè chỉ tiếp nhận một phần nhỏ tải trọng, phân bổ lên nền đất ở đáy bè.

- Quan điểm thiết kế thứ hai: Trong quan điểm thiết kế này, bè được thiết kế tiếp nhận một phần đáng kê tải trọng lên móng, phần con lại do các cọc chịu.

Khả năng chịu tải của cọc được huy động từ 70 đến 100% (hệ số an toàn sức chịu tải bang 1 đến 1.5), quan hệ tải trọng — độ lún là quan hệ phi tuyến do cọc có chuyển dịch tương đối so với đất nền Số lượng cọc được bố trí đủ nhằm giảm áp lực tiếp xúc thực giữa bè và 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: Bè được thiết kế dé chịu phan lớn tải trong lên móng Các cọc chỉ tiếp nhận một phan nhỏ của tong tải trọng, được bé trí hợp lý với mục đích chính là giảm độ lún lệch.

2.2.CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH LÚN CHO MÓNG CỌC ĐÀI BÈ

Có rất nhiều phương pháp được sử dụng để phân tích móng cọc đài bè, trong đó bao gồm:

Phương pháp tính lún trên nền đàn hồi.

Phương pháp tính đơn giản (Poulos-Davis-Randolph (PDR).

Phương pháp tính gần đúng dựa trên máy tính:

+ Phương pháp dãy trên nên lò xo (Poulos (1991)).

+ Phương pháp tâm trên nền lò xo (Russo (1998)).

Phương pháp tính chính xác dựa trên máy tính:

+ Phương pháp phan tử biên (BEM) (Butterfield và cộng sự (1971),

+ Phương pháp kết hợp phan tử biên cho các cọc va phân tích PTHH cho bè (Hain va Lee (1978), Ta va Small (1996), Small và Zhang (2002) và Mendonca và cộng sự (2003).

- Phương pháp PTHH (FEM) (Katzenbach và cộng sự (2005), Sanctis va cộng sự (2006), Ningombam Thoiba Singh và cộng sự (2008), JinHyung Lee và cộng sự (2010)).

2.2.1 Sức chịu tải của coc theo chỉ tiêu cơ lý cúa đất nên [6]

Q;: Sức chịu tai cho phép của cọc (KN).

Qic: Sức chịu tải tiêu chuẩn tính theo đất nền(KN). kic: hệ số an toàn, được xác định theo bảng 2.1 Sức chịu tải tiêu chuẩn theo chỉ tiêu cơ lý đất nên: Ớ, = m(mpq,A, + Hồ, m„ƒ¿Í,) (2.2)

Bang 2.1 — Bảng xác định hệ số ke Số cọc trong móng | kẹ

Từ I1 đến 20 cọc | 1.55 Từ 6 đến 10 cọc 1.65 Từ 1 đến 5 cọc 1.75 mr: Hệ sô điêu kiện làm việc của dat dưới mũi cọc (mạ = 1)

Ap: tiết điện mặt cắt ngang cọc (m2) qp: cường độ đất nền dưới mũi cọc (KN/m?), được xác định như sau: q, =9.75B(y,d,4, +ay,LB,) (2.3) vị: trị tinh toán trung bình (theo các lớp) của trọng lượng thé tích dat nam phía trên mũi cọc (KN/m?). dp: đường kính cọc (m)

B, Ax°, a, Bx: hệ số không tứ nguyên, xác định theo bảng 2.2. f¡: ma sát bên của lớp đất thứ i ở mặt bên thân cọc, lay theo bảng 2.3. mr: hệ sô điêu kiện làm việc cua dat ở mặt bên của coc, tra bảng [6]

Bảng 2.2— Hệ số Ax°, Bx, œ, B

Kí hiệu các hệ sô Các hệ số Ai”, Bi’, œ và B khi góc ma sát trong o°

Bang 2.3 — Suc khang hông đơn vi

Lực ma sát đơn vi f¿¡ (T/m”) Đất cát chặt vừa Độ sâu | Thô và thô vừa | mịn | bụi | - | - | - | - | - - Đất sét khi độ sệt I.

2.2.2 Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nên

Sức chịu tải cực hạn của cọc:

Sức chịu tai cho phép cua cọc tinh theo công thức:

Q:: Sức chịu tải cực han do ma sat (KN).

Q,: Sức chiu tai cực han do mũi coc (KN).

FS;: Hệ số an toàn cho thành phan ma sát bên, (FS; = 1.5 + 2.0) FSp: Hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc (FSp = 2.0 + 3.0)

Xác định sức chiu tải do ma sát Qs:

Trong đó: u: chu vi cọc (m) li: chiều dai của lớp đất thứ i mà cọc đi qua (m) f¡: lực ma sát đơn vị giữa lớp đất thứ ¡ tác dụng lên cọc (KN/m?), được xác định như sau: f, =0,,k,, tang,,+0.7c,, (2.7)

Với: oi: ứng suất hữu hiệu giữa lớp đất thứ i theo phương thang đứng(KN/m2) ksi: hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i. k„ =1-sing, (2.8)

Xác định sức chịu tải cực han do kháng mũi:

Với dp tính theo công thức cua Vesic: q, =CN,+N,0,+ydNy (2.10)

Ne, Ng, Ny tra bang [7]

2.2.3 Tinh lún theo phương pháp lớp dan hồi

Góc ma sát trung bình:

0, Re (2.11)OH, Chiều dài móng khối quy ước theo phương x:

Chiều rộng móng khối quy ước theo phương y:

Chiều cao móng khối quy ước:

Hau = Lege + De (2.14) Diện tích móng khối quy ước:

Khối lượng đất trong móng khối quy ước:

Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chỗ:

Q„=nA,3 Hy, +7, (2.17) Khối lượng cọc và đài bê tông:

Khối lượng tổng trên móng khối quy ước: Áp lực trung bình tiêu chuẩn tại đáy móng khối quy ước:

An Sức chịu tải của đất nên theo trang thái giới hạn thứ II:

Với m =l: hệ số điều kiện làm việc A, B, D: các hệ số tra bảng [8] y', cu: dung trọng (KN/m?) và lực dính (KN/m2) của lớp đất tại vị trí mũi

CỌC. Áp lực gây lún: Độ = Ps — DV, (2.22)

Theo QP 45-78 va SNIP 15-74 [9], khi móng có bé rộng b >10m thi độ lún của móng được tinh băng phương pháp lớp đàn hồi như sau:

Theo SNIP 3.02.01-83, hệ số M được thay bang các hệ số ke và km: bk Gk -k_ m i=l i

Trong do: p: ap luc trung binh tai day mong. b: bề rộng móng. n: số lớp phân chia theo tính chịu nén trong phạm vi lớp đàn hồi. ki kia: hệ số hình dang móng [8]

M: hệ số điều chỉnh móng (tra bảng 2.4).

M phụ thuộc vào m - tỷ số chiều dày lớp dan hồi H và nửa chiều rộng móng hoặc bán kính móng Khi b 10 Mpa thì bề dày H được tính như sau:

Trong đó, Ho và t được chọn như sau:

Nếu nền móng là đất sét, chiều sâu chôn móng H0 = 9m và thời gian chịu tải t = 0,15s; nếu nền móng là đất cát, chiều sâu chôn móng H0 = 6m và thời gian chịu tải t = 0,1s Khi chiều rộng hoặc đường kính móng lớn hơn 10m, đất có mô đun biến dạng E > 10 Mpa thì chiều dày H phải được nhân với hệ số hiệu chỉnh áp lực kp.

- Khip= 100 kPa thì kp = 0.8 - Khip= 500 kPa thì kp = 1.2

Các giá trị trung gian được tính bang cách nội suy.

- Nếu nên gồm nhiều lớp sét và cát xen lẫn:

Khi nên toàn là đất cát:

Khi nén toan 1a dat sét:

- Nếu như trong phạm vi từ He đến Hs chỉ toàn là đất cát thì chiều day lớp nén lún H được tính theo công thức:

Nếu như trong phạm vi từ Hẹ đến Hs chi toàn là đất sét thi:

Với: Yh;P là tong chiều dày các lớp sét từ đáy móng đến chiều sâu He.

Nếu như trong phạm vi từ He đến Hs vừa có đất cát vừa có đất sét thì: k B k A H=H.+— Din + Lh (2.30)

Với: Yh;P là tong chiều day các lớp sét trong phạm vi từ Hẹ đến H.

2.2.4 Tính lún cho móng cọc đài bè theo phương pháp PDR (Poulos — Davis Randolph).

Nam 1980, Poulos va Davis [3] da dua ra mot phuong phap tinh tay don gian nham mô tả mối quan hệ giữa tai trọng va độ lún cho móng cọc đài bè Tuy nhiên, đến năm 1994, Randolph đã phát triển phương pháp tính này hơn khi ước tính tải trọng công trình chia đều cho cả bè và cọc bằng phương pháp tinh xấp xi Từ đó hình thành nên phương pháp PDR, phương pháp nay gồm 2 bước chính:

- Xác định tải trọng giới hạn cuối cùng của móng.

- Xác định mối quan hệ giữa tai trọng và độ lún theo phương pháp truyền thống của Poulos và Davis.

Theo Randolph, độ cứng của móng cọc dai bè được ước lượng bởi công thức sau:

Kpr — Độ cứng cua móng coc đài bè K;— D6 cứng của nhóm cọc.

K,— Độ cứng của bè. a, — Hệ sô tương tác giữa be và cọc.