Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Phân tích vai trò của cọc xiên cho móng cọc trụ Turbine điện gió tỉnh Bạc Liêu

CÁC QUAN DIEM THIẾT KEVan đề sức chịu tải trọng ngang của cọc đã được các nhà khoa học trên thếgiới cũng như ở Việt Nam nghiên cứu rất nhiều, chang hạn: - Lời giải của Broms: Từ nhiều th

NGUYÊN THẺ HUY

Chuyén nganh: DIA KY THUAT XAY DUNGMSSV: 12860419

LUAN VAN THAC SI

TP HO CHI MINH, tháng 6 năm 2014

CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOAĐẠI HỌC QUOC GIA TP HO CHÍ MINHCán bộ hướng dẫn khoa học: TS LE TRONG NGHIA

Tp HCM, ngay tháng năm 2014

NHIEM VỤ LUẬN VAN THẠC SĨ

Họ và tên học viên: NGUYEN THE HUY MSHV: 12860419Ngày, thang, năm sinh: 16/08/1985 Noi sinh: An GiangChuyên ngành: Dia Kỹ Thuật Xây Dung MS ngành: 60.58.61

I TEN DE TAI: PHAN TÍCH VAI TRÒ CUA COC XIEN CHO MONGCOC TRU TURBINE DIEN GIO TINH BAC LIEU

H NHIEM VU VA NOI DUNG:1 NHIEM VU:

- Tổng hop các phương pháp tính toán của cọc đứng và cọc xiên, mô phỏngbài toán cụ thể bằng Sap2000 Từ đó xuất kết quả phân tích đó so sánh các lực tácdụng vào cọc để rút ra kết luận, kiến nghi

2 NOI DUNG:Mở dau

Chương 1: Tông quan về van dé nghiên cứuChương 2: Cơ sở lý thuyết

Chương 3: Ứng dụng kết quả nghiên cứu để phân tích vai trò của cọc xiên chomóng cọc trụ Turbine gió tỉnh Bạc Liêu

Kết luận và kiến nghịHI.NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: V CÁN BO HUONG DAN : TS LE TRỌNG NGHĨA

Nội dung và dé cương Luận van thạc si da được Hội Đồng Chuyên Ngànhthông qua

CÁN BỘ HƯỚNG DAN ˆ CHỦ NHIEM BỘ MÔN KHOA QL CHUYỂN

NGANH

TS Lé Trong Nghia PGS.TS V6 Phan

LỜI CẢM ƠNTrong thời gian học tập và nghiên cứu dé hoàn thành khoá học, ngoài nỗ lựcbản thân còn có sự hướng dẫn, giúp đỡ nhiệt tình của các thây cô, đồng nghiệp, bạnbè và gia đình.

Tôi xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến TS Lê Trọng Nghĩa, là người đã tậntình hướng dẫn và hết lòng giúp đỡ tôi trong suốt thời gian hoàn thành luận án

Tôi xin chân thành tri ân sâu sắc đến các thay cô trong bộ môn Địa Cơ NênMóng và các thầy cô đã trực tiếp giảng dạy trong thời gian học tập tại trường

Tôi cũng xin chân thành cảm ơn sự quan tâm động viên và giúp đỡ của bạnbè và đồng nghiệp đã tạo điều kiện tốt để tôi hoàn thành khoá học

Cuối cùng xin gửi đến Cha Mẹ và gia đình lòng biết ơn vô hạn vì đã luônđộng viên cho con trong thời gian học tập.

Do hạn chế về thời gian thực hiện, chắc chắn luận văn sẽ không tránh khỏinhững thiếu sót Rất mong được sự đóng góp ý kiến từ quý thầy cô, đồng nghiệp vàbạn bè dé luận văn thêm hoàn thiện và có ý nghĩa thực tiễn

Học viên thực hiện

Nguyễn Thế Huy

Nội dung đề tài tập trung nghiên cứu đánh giá khả năng áp dụng móng cọcxiên đài cao cho công trình trụ Turbin điện gió tỉnh Bạc Liêu Việc thiết kế, tínhtoán dựa vào mô hình nền Winkler dé giải va dựng trên mô hình Sap2000 dé sosánh các phương án cọc từ cọc đứng đến cọc nghiêng 15:1, 10:1 và 5:1 Kết quả thuđược giúp đánh giá được chuyển vỊ ngang, mômen, lực cắt, lực dọc của cọc, từ đóta rút ra được chuyển vị của móng với độ nghiêng 5:1 là khả thi nhất vì với độnghiêng này các lực tác dụng vào cọc là nhỏ nhất, lúc này chuyển vị chênh lệchkhoảng 87% so với cọc đứng.

ABSTRACTThesis title:

"Analysis the role of foundation piles impalements for Wind PowerTurbine Bac Lieu provice".

Impalements high stations studied and applied as a solution with theadvantages of horizontal load bearing capacity and torque are widely used inbridges, docks, piers The inclination of the pile may vary by a horizontal forceapplied to the pile.

Content topics focused on assessing the applicability of pile foundationoblique high station for working Wind Power Turbine Bac Lieu provice Thedesign, based on model calculations to solve Winkler foundation and build onSAP2000 model to compare the methos piles from pile stood to pile incline 15:1,10:1 and 5:1 The results help assess the horizontal displacement, torque, shearforce, axial force of the pile, from which we derive the displacement of foundationtilt 5:1 is most feasible So this tilt the forces at pile is the smallest, at whichdisplacement difference about 87% compared with vertical piles.

1 TÍNH CAP THIET CUA DE TÀI Error! Bookmark not defined.2 MỤC TIỂU NGHIÊN CỨCU - Error! Bookmark not defined.3 PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU Error! Bookmark not defined.4 NOLDUNG NGHIÊN CỨU Error! Bookmark not defined.5 GIỚI HAN CUA DE TAL o.oo Error! Bookmark not defined.CHUONG 1: TONG QUAN VE VẤN DE NGHIÊN CỨU Error! Bookmark not defined.1.1 KHÁI NIEM VE MONG COC DAI CAO: Error! Bookmark not defined.1.2 CAC QUAN DIEM THIET KẾ Error! Bookmark not defined.1.3 CAC GIA THIẾT TINH TOÁN Error! Bookmark not defined.

1.4 COC DON CHIU TAI TRONG NGANG Error! Bookmark not defined.1.4.1 Mô hình nên WINKLER -. -5+c+cscscec Error! Bookmark not defined.1.4.2 Phương pháp đường cong P-Y - Error! Bookmark not defined.1.4.3 Lý thuyết đàn NOL ceeccccccececcccccsesceeseesesssesesseesesees Error! Bookmark not defined.

1.4.4 Phương pháp phân tử hữu hạn Error! Bookmark not defined.1.5 NHÓM COC CHIU TAI TRONG NGANG Error! Bookmark not defined.CHUONG 2: CO SỞ LÝ THUYTT -5 5-5 s2 Error! Bookmark not defined.2.1 PHƯƠNG PHÁP HE SO NÉN: Error! Bookmark not defined.2.2 ANH HUONG CUA BE RONG COC LEN HỆ SO PHAN LỰC NEN Error!

Bookmark not defined.

2.3 CÁC GIA TRI HE SO PHAN LUC NEN DE NGHỊ:Error! Bookmark not defined.2.4 PHAN TICH KET QUA THÍ NGHIỆM TINH TOÁN COC TRONG DAT ROI CHIU

TAC DUNG CUA TAI TRONG NGANG Error! Bookmark not defined.

2.5 Phan tich két qua thi nghiém coc trong dat dinh chiu tac dung tai trong ngang Error!

Bookmark not defined.

2.6 PHƯƠNG PHAP DUONG CONG P-Y: Error! Bookmark not defined

2.6.1 Cosé lý thuyết tinh toan cee Error! Bookmark not defined.2.6.2 Phan tích các dang đường cong p-y cho từng loại dat Error! Bookmark notdefined.

CHUONG 3: UNG DUNG KET QUA NGHIEN CUU DE PHAN TICH VAI TRO CUACOC XIEN CHO MONG COC TRU TURBINE GIO TINH BAC LIÊU Error!

Bookmark not defined.

3.1 GIỚI THIEU CONG TRÌNH: - Error! Bookmark not defined

3.1.1 Công trình: cece cceeseeceseneeeesnaecensneeeeens Error! Bookmark not defined.3.1.2 Địa hình: - - cScSSS S233 355cc Error! Bookmark not defined.3.1.3 Dia chat công trình: - -s-c+c< se Error! Bookmark not defined.

3.2 SỐ LIEU PHỤC VỤ BÀI TOÁN: -: Error! Bookmark not defined.

3.2.1 BE tÔng: - - LH HH gưkn Error! Bookmark not defined.3.2.2 Sóng tính toán cho móng trụ $6 62: Error! Bookmark not defined.

3.2.3 Số liệu tính toán do GE ENERGY cung cấp: Error! Bookmark not defined

3.2.4 Tính hệ số tỷ lỆ K: SH eere Error! Bookmark not defined.3.2.5 Tinh toán với tải trong cực hạn: Error! Bookmark not defined.3.2.6 Phân tích mô hình: - + +++++++5 Error! Bookmark not defined.

3.3 KET QUA TINH TOÁN -ccccccscseece2 Error! Bookmark not defined.3.3.1 Phân tích đô thị chuyển vi U¡ của cọc theo độ sâu:Error! Bookmark not defined

3.3.2 Phân tích mômen M; của cọc theo độ sâu: Error! Bookmark not defined.

3.3.3 Phân tích biểu đồ lực cắt của coc theo độ sâu: Error! Bookmark not defined.3.3.4 Phân tích biểu đồ chuyển vị của cọc tại vị trí đầu cọc Error! Bookmark not

defined.

3.3.5 Phân tích biểu đồ moment theo độ nghiêng tại 1 độ sâu nhất định Error!

Bookmark not defined.

3.3.6 Phân tích biểu đồ lực dọc của cọc tại vị trí đầu cọc Error! Bookmark not

Bang 2.1: Giá trị hệ số phan lực nền theo phương ngang kh (Davisson 1970) 23Bang 2.2: Giá trị hằng số phản lực nền theo phương ngang nụ đối với cát

ngập trON THƯỚC - - G9000000 ke 23Bảng 2.3: Hệ số nền K cho các loại đất theo một số tác 0 26Bảng 2.4: Hệ số nền Ko cho các loại điất ¿-c-s- + xxx E3 SESE 2E EEsESESE sex seree 26Bảng 2.5: Bảng giá trị r\¡r\; phụ thuộc (0” óc 5c 2322 3+3 EEExererrerrke 28

Bang 2.6: Bang giá tri Ng, Ne phụ thuộc (0” các t2 HH k 30

Bảng 2.7: Giá trị các hệ số sức chịu tải Ny ,Ng ,N¿ của Terzaghi 3lBang 2.8: Gradient hệ số phản lực ngang ban đầu - 2-2 25 + £s£s+szc+2 33Bang 2.9: Giá tri lực dính không thoát nƯỚC - 555 S11 1 vvree 34Bang 2.10: Giá trị so cho đất Sét - cscscscscsssscscscscscscecscstsssesessssssessesssssseaees 43Bảng 2.11: Giá trị k cho đất Sết - - 52 S< S123 1 E2 1 12111511511 1111 1111.1111 45Bang 2.12: Giá trị k (N/cm”) cho đất Cat - +: 52 Set EEcEEEEEEEEEEErEerkrkreee 47Bang 3.1: Tổ hợp tải trọng tác dụng lên móng - 5 + 2 2+s+E+£+£z£zzszsreee 58

DANH MỤC CÁC HÌNH

Hình 1.1: Sơ đồ móng cọc dai ŒaO ¿6-5521 3 1231122121111 11 111111 3Hình 1.2: Bồ trí cọc trên mặt 30101 4Hình 1.3: Bồ trí cọc trên mặt 30101 4Hình 1.4: Bồ trí cọc khi móng hình vành khuyên hoặc hình tròn - 5Hinh 1.5: cọc nghiêng dé chong lại lực xô ngang ¿2-5-5552 2 2+s+£+£z£zcscxd 5Hình 1.6: cọc xiên và cọc đứng được sử dụng trong neo thuyén -5-5¿ 6Hình 1.7: cọc xiên hạn chế lực 0401010000 6Hình 1.8: Sơ đồ liên kết giữa cọc và đất - c5: cccccSe c2 trrrrrreg 9Hình 1.9: Sơ đồ tính toán móng cọc đài €aO -. ¿- 5+ 2525222 2xvEcEEcteEererrerrrereee 10Hình 1.10: Sơ đồ chuyển vi móng coc đài cao khi chịu tải trọng 10Hình 1.11 - Đường cong p-y cho COC ƠN - G5 SH kg ve 12

Hình 1.12: Vùng ứng suất trong nhóm CỌC -. +- - + 2252 S22E+E2£E+E+E£ezrererecree 15

Hình 1.13: đường cong p-y cho cọc đơn và nhóm CQC 5555 << ++ssvesss 17

Hình 2.1: Quan hệ giữa phản lực và chuyền vị của đất ở xung quanh cọc 18Hình 2.2: Sự thay đổi hệ số phản lực nên theo độ sau; (a) đất dính có kết

trước; (b) Dat hạt rời, phù sa cô kết thường và sét; (c) Dat sét cố kết thường:(d) Lớp mặt mềm yếu (Davison, 1963) - + 2562 E35 E1 E311 E111 cxred 20Hình 2.3: Ảnh hưởng của bé rộng cọc tới kích thước của bầu áp lực - 21Hình 2.4: Biéu đồ biến dang phi tuyến gần với quan hệ thiết lập (2.8) theo

kết quả thí nghiệm cọc (dài 2m, loại A 27,3cm và loại B 23,7cm, momenttchồng uốn 8660 Kpa.m) trong cát chặt vừa (a) và trong cát rời (b) với cácAO SAU KHAC MAU 4 nen 24Hình 2.5: Sơ đồ mặt phá hoại của nên đất phía trước cọc chịu tải ngang 28Hình 2.6: Sơ đồ phá hoại khối đất trước cọc ở độ sâu lớn (a)

và sơ đồ tính toán xác định khả năng chịu tải ở độ sâu này (D) - «+ <5 29Hình 2.7: Biểu đỗ thực nghiệm quan hệ biến dang phi tuyến o — u cho các

cọc (cạnh 0,168m dài 7m, momentt uốn 2720KPa.m) trong sét dẻo mềm (a)và cọc (cạnh 0,168m dài 3m, momentt uốn 2720KPa.m) trong sét pha cátCEO CUNG (D) oo 7 4 32Hình 2.8: Mô hình đường cong p-y của chuyển vị cọc

(2.7a) Hình dạng của đường cong tại độ sâu khác nhau x,(2.7b) Đường cong trên trục chuẩn, (27c) Mô hình chuyển VỊ CUA COC 37Hình 2.9: Ứng xử của đất ngoài mặt cắt ngang của coc (a), mô hình đường

CONG P-Y(D) oe 38Hình 2.10: Sự phân bố ứng suất của cọc trước và sau khi chuyển vị ngang 39Hình 2.11: Đồ thị đường cong p- -¿-¿ 5-5222 2E SE E23 21111211 111tr42Hình 2.12: Đặc trưng của đường cong p-y của tĩnh tải trong đất sét dưới

Hình 2.13: Giá trị không đổi Ag và A., - 5-52 SE S223 3 E2 12121215111 2111 111 re 44Hình 2.14: Dat sét trên mực nước ngầm - - ¿+ + 2222 £E£EvE£EvErrerkrrrrxrerree 46Hình 2.15: Quan hệ p-y của đất Cat -¿-¿- - + + zS1S3 12 112121115111 11 1111111 te 47Hình 2.16:D6 thị thé hiện giá trị By, và A¡, ¿56222 S221 1 E2 E121 Erkrrred 48

Hình 3.3: Mặt cắt móng wocececcccccccccscsssscscscscsssscscscscsssscscscscsssscsescscsssscscscsssssessessessseeees 60Hình 3.4: Mặt bằng móng ¿2-5222 2ESE S3 3921212121123 2111 1121111111 1 cv 61Hình 3.5: định nghĩa các lớp đất con và vị trí lồ XO ¿- + 2 2 scscscesesrrsred 62Hình 3.6: Mô hình tính toán cọc đỨng - s9 HH hưG7Hình 3.7: Mô hình tính toán COC XIÊN GGGG c1 1111 1 11111 1 13 s22 68

Hình 3.8: Biểu dé chuyền vi cọc biên số 6 ứng với từng trường hop mong cọc 69

Hình 3.9: Biéu đỗ chuyền vị cọc biên số 16 ứng với từng trường hop móng coc 69

Hình 3.10: Biéu đỗ chuyển vị cọc giữa số 23 ứng với từng trường hợp móng cọc 70

Hình 3.11: Biéu đỗ chuyển vị cọc giữa số 27 ứng với từng trường hợp móng cọc 70

Hình 3.12: Biéu đồ chuyển vị tâm cọc số 28 ứng với từng trường hợp móng cọc 71

Hình 3.13: Biéu đồ moment cọc biên số 6 ứng với từng trường hợp móng cọc 72

Hình 3.14: Biéu đồ moment cọc biên số 16 ứng với từng trường hop móng cọc 72

Hình 3.15: Biểu đồ moment cọc giữa số 23 ứng với từng trường hợp móng cọc 73

Hình 3.16: Biéu đồ moment cọc giữa số 27 ứng với từng trường hợp móng coc 73

Hình 3.17: Biéu đồ moment tâm cọc số 28 ứng với từng trường hợp móng cọc 74

Hình 3.18: Biểu dé lực cắt cọc biên số 6 ứng với từng trường hop móng coc 75

Hình 3.19: Biểu đồ lực cắt cọc biên số 16 ứng với từng trường hợp móng coc 75

Hình 3.20: Biểu dé lực cắt cọc giữa số 23 ứng với từng trường hợp móng cọc 76

Hình 3.21: Biểu dé lực cắt cọc giữa số 27 ứng với từng trường hợp móng cọc 76

Hình 3.22: Biéu đô lực cắt tâm cọc số 28 ứng với từng trường hợp móng cọc 77Hình 3.23: Biéu đồ chuyển vị ngang của cọc biên số 6 tại vị trí đầu cọc ứng

với từng trường hợp MONEY COC - - - G G100 nọ re78Hình 3.24: Biểu đồ chuyển vị ngang của cọc biên số 16 tại vị trí đầu cọc ứng

với từng trường hợp MONEY COC - - - G G100 nọ re78Hình 3.25: Biéu đồ chuyền vị ngang của cọc giữa số 23 tại vị trí đầu cọc ứng

với từng trường hợp MONEY COC - - - G G100 nọ re70Hình 3.26: Biéu đồ chuyền vị ngang của cọc giữa số 27 tại vị trí đầu cọc ứng

với từng trường hợp MONEY COC - - - G G100 nọ re79

Hình 3.27: Biểu đồ chuyển vi ngang của tam cọc số 28 tại vị trí đầu cọc ứngvới từng trường hợp MONEY COC - - - G G100 nọ reHình 3.28: Biéu đồ moment cọc biên số 6 ứng với từng trường hợp móng cọctat dG 00 3 AI Hình 3.29: Biéu đồ moment cọc biên số 16 ứng với từng trường hợp móngCOC tal AO SAU -LOM 0 4 Hình 3.30: Biéu đồ moment cọc giữa số 23 ứng với từng trường hop móngCOC tal AO SAU -LOM 0 4 Hình 3.31: Biéu đồ moment cọc giữa số 27 ứng với từng trường hop móngCOC tal AO SAU -LOM 0 4 Hình 3.32: Biéu đồ moment tâm cọc số 28 ứng với từng trường hợp móng coctat dO SAU -LOM 0-4 Hình 3.33: Biểu đồ lực doc của cọc biên số 6 tại vị trí đầu coc ung với từngtrường hợp MON CỌC - << + + 1 900 0 0 khHình 3.34: Biểu đồ lực dọc của cọc biên số 16 tại vị trí đầu cọc ứng với từngtrường hợp MON CỌC - << + + 1 900 0 0 khHình 3.35: Biểu đồ lực dọc của cọc giữa số 23 tại vị trí đầu cọc ứng với từngtrường hợp MON CỌC - << + + 1 900 0 0 khHình 3.36: Biểu đồ lực dọc của cọc giữa số 27 tại vị trí đầu cọc ứng với từngtrường hợp MON CỌC - << + + 1 900 0 0 khHình 3.37: Biéu đồ lực dọc của tâm cọc số 28 tại vị trí đầu coc ung với từngtrường hợp MON CỌC - << + + 1 900 0 0 khHình 3.38: Biểu đỗ lực cắt của cọc biên số 6 tại độ sâu -19m ứng với từngtrường hợp MON CỌC - << + + 1 900 0 0 khHình 3.39: Biéu đồ lực cắt của cọc biên số 16 tại độ sâu -19m ứng với từngtrường hợp MON CỌC - << + + 1 900 0 0 khHình 3.40: Biểu đồ lực cat của cọc giữa số 23 tại độ sâu -19m ung với từngtrường hợp MON CỌC - << + + 1 900 0 0 khHình 3.41: Biểu đồ lực cat của cọc giữa số 27 tại độ sâu -19m ung với từngtrường hợp MON CỌC - << + + 1 900 0 0 kh

MỞ ĐẦU

1 TINH CAP THIET CUA DE TÀI.Trong những năm gan đây, nhằm cung cấp cho xã hội một nguồn năng lượngtái tạo tiềm năng và rất ít ảnh hưởng đến môi trường sống Theo nghiên cứu củaWorldBank thì Việt Nam với biến và bờ biển dai và nhiều đảo là một quốc gia cótiềm năng lớn về năng lượng gió

Những trạm phát điện sức gió (Turbine gió) đã được xây dựng nhiều trên đấtliền, dù ít nhưng vẫn có những ảnh hưởng nhất định đến môi trường nhất là vềtiếng ồn, và chiếm quỹ đất trồng trọt đáng kể Turbine phát điện nhờ sức gió ngoàibiến (Phong điện biến) là một hướng đang được các nước trên thế giới phát triểnnhăm tận dụng vận tốc gió lớn và ổn định ngoài biển và giảm tiếng ồn, khôngchiếm đất dành cho canh tác như: nhà máy điện gió Bình Thuận, Ninh Thuận, được xây dựng được xây dựng để đáp ứng nhu cầu về năng lượng ngày càng tăngcủa nước ta.

Gần đây ở Bạc Liêu có dự án xây dựng toàn bộ nhà máy điện gió đặt trên mặtbiển trông như một cánh đồng turbine trên biển Dé thiết kế hợp lý với các công trìnhchịu tải trọng lớn mà lớp đất tốt nam dưới sâu, giảm được biến dạng lún và lún khôngđều Công ty TNHH Xây dựng Thương mại- Du lịch Công Lý dùng phương phápmóng cọc xiên làm tăng tính 6n định của các công trình có chiều cao lớn, tải trọngngang lớn.

2 MỤC TIỂU NGHIÊN CỨU.Mục tiêu chính của dé tài nghiên cứu nay là tìm ra cơ chế phân bố tải và xácđịnh được vai trò của cọc khi có cọc xiên và không có cọc xiên bằng phương phápmô phỏng bang phan mềm Sap2000 Từ đó so sánh với kết quả quan trắc thực tế, vàtìm ra phương pháp tính thích hợp cho móng cọc trụ turbine ở nước ta.

Đề đạt được mục tiêutrong nghiên cứu trên, thì các vấn đề sau đây cần đượcxem Xét:

- Tổng hợp các phương pháp nghiên cứu về ảnh hưởng của nền đất xungquanh cọc.đặc biệt trong điều kiện nền đất bị giới hạn về chuyến vị theo phương

- Khi độ nghiêng của cọc thay đồi thi moment, lực dọc, lực cắt anh huongdén

coc nhu thé nao?

- Phân tích, so sánh kết quả đưa ra nhận xét thực tiễn.3 PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU

Dé nghiên cứu các nội dung nêu trên, học viên đã lựa chọn phương phápnghiên cứu chính của dé tài như sau:

- Tổng hợp và phân tích kết quả nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm liênquan đến van dé dé cập

- Trên co sở tổng hợp các phương pháp tính toán của bài toán đặc thù, môphỏng bài toán cụ thể bằng phương pháp phần tử hữu hạn

- Phân tích kết quả tính toán để đề ra các kiến nghị, kết luận thực tế.4 NỘI DUNG NGHIÊN CỨU

Nội dung của luận văn chỉ tập trung nghiên cứu vào các vấn đề sau:- Phân tích các nghiên cứu tính toán có cọc xiên và không có cọc xién.- Dùng phương pháp mô phỏng băng Sap2000 các trường hợp có cọc xiên vàkhông có cọc xiên xuất ra kết quả để nhận xét

5 GIỚI HAN CUA DE TÀI.Do điều kiện hạn chế nên tác giả chi nghiên cứu cho địa chất ở tỉnh Bạc Liêuvà chưa có sô liệu quan trac cụ thê đê so sánh với kêt quả tính toán.

CHƯƠNG 1: TONG QUAN VE VAN DE NGHIÊN CỨU

1.1 KHAI NIEM VE MONG COC DAI CAO:

Móng cọc dai cao là loại mong cọc có đáy dai thường nằm cao hơn mặt đấttự nhiên đối với móng của mồ trụ, cầu thì mặt đất này phải là đáy sông sau khi xóilở ôn định (hình 1.1) Khác với móng cọc dai thấp khi chịu tác dụng của tải trọngngang và mômen thì xem như tải trọng ngang hoàn toàn do đất từ đáy đài trở lêntiếp nhận Với móng cọc đài cao, khi chịu tác dụng cua tải trọng ngang và mômenthì các tải trọng nảy sẽ phân phối lên các cọc và các cọc sẽ tiếp thu các lực nảy

Bồ trí cọc theo mặt đứng: trường hợp chỉ có tải trọng ngang thăng đứng tácdụng lên đài thì bố trí cọc thắng đứng và cách đều nhau Trường hợp có tải trọngngang va momen lớn thì phải tăng độ cứng ngang của móng băng cách bố trí cọcxiên, có thé xiên đứng 1 chiều hoặc 2 chiều ( độ xiên từ 1:5 ; 1:7 ; 1:10 hình 1.2)hoặc kết hợp các cọc đứng và cọc xiên thường khó khăn néu mômen và lực ngangkhông đều thì nên bồ trí cọc thắng đứng.

Bồ trí cọc trên mặt băng: nếu bồ trí cọc đều nhau để dễ thi công, có thé bố trí

theo hình ô chữ nhật hoặc bố trí dạng hình hoa mai (hình 1.3) Trường hợp mónglệch tâm lớn có thể bố trí cọc dày hơn phía lệch tâm, lúc này số hàng cọc khoảngcách vẫn đều nhau, số cọc trong mỗi hàng khoảng cách không đều nhau Bồ trí cọckhi móng hình vành khuyên và móng hình tròn (hình 1.4).

tat

+ + + + + +, + + ++++ + +

o+ +

+ + + + + + + + ++++ + +

Lạ toe pase: | $ | L ¢ 1 lễ | Lái |ai lai | a2 +: a? |——

Hình 1.3: Bố tri coc trên mặt đứng

Wholly tension Sheet-piling

Hinh 1.5: coc nghiêng dé chống lại lực xô ngang

1.2 CÁC QUAN DIEM THIẾT KE

Van đề sức chịu tải trọng ngang của cọc đã được các nhà khoa học trên thếgiới cũng như ở Việt Nam nghiên cứu rất nhiều, chang hạn:

- Lời giải của Broms: Từ nhiều thực nghiệm Broms đưa ra tóm tắt ứng xửcọc chịu tai trọng ngang gồm loại đầu cọc ngàm vào đài cứng va đầu cọc tự do.Quan hệ giữa áp lực ngang của đất lên cọc và chuyển vị ngang của cọc là quan hệtuyến tính

- Brinch Hansen (1961) và Broms (1964) dùng mô hình nền Winkler dé giải.Theo mô hình này, đất nền xung quanh cọc được xem như môi trường đàn hồi tuyếntính Nền đất xung quanh cọc được thay thé bang các liên kết chống chuyên vịngang và được biểu diễn bằng các lò xo độc lập riêng rẽ có độ dài như nhau và cóđộ cứng bằng hệ số nền quy ước K

- Ở Mỹ, mô phỏng tương tác cọc - đất theo lý thuyết đường cong p-y, cácđường cong p-y này được xây dựng trên cơ sở các thông số về cọc và các chỉ tiêuđất nền thu thập được

- Theo tiêu chuẩn Việt Nam: Dat xung quanh cọc được xem như môi trườngdan hồi tuyến tính được mô phỏng bằng mô hình nền Winkler Hệ số nên theophương ngang thay đổi tuyến tính theo chiều sâu

1.3 CÁC GIÁ THIẾT TÍNH TOÁN

Dé tính toán nội lực móng cọc dai cao, người ta thường dựa vào các giảthuyết cơ bản sau đây:

Giả thiết 1: Chia hệ kết cau khung không gian thành hai hệ kết cấu khungphang và toán độc lập nhau theo phương pháp chuyến vi, giả thiết này nham đơngiản hóa trong tính toán nhưng không dẫn đến những sai số quá đáng Tính toán đàitheo hệ phang, tức là coi khung năm trong 1 mặt phắng đó — gọi là mặt phang tinhtoán Mặt phăng tính toán thường lay là mặt phang đối xứng của đài cọc, đối với mỗ(trụ) cầu mặt phăng tính toán là các mặt phắng đứng đi qua trục dọc và trục ngangcủa cầu.

của cọc Khi chịu lực đọc trục có biến dạng lún của đất và biến dạng nén đàn hồicủa bản thân cọc, trong sơ đồ tính toán cọc được thay bang 1 thanh thăng có liên kếtchốt ở đầu với chiều dài nào đó dé cho biến dạng đàn hồi của nó bang biến dạngthực của cọc (hình 1.8) — Goi là chiều dải chịu nén (Ly) Chiều dai chịu nén cónhiều tải liệu nghiên cứu, để đơn giản hóa trong tính toán các quy trình thiết kếmóng cọc dai cao cho phép lay băng chiều dài cọc (L)

Ly= L

Khi chiu luc ngang, ta thay rang cọc có một đoạn phía trên chịu uốn và cóchuyển vi ngang trục Chuyển vi ngang của coc bi hạn chế bởi đất xung quanh cọc,cho nên chuyền vị ngang này chỉ phát triển đến một độ sâu nào đó, còn các tiết diệncọc ở dưới độ sâu đó không có chuyển vị nữa Đoạn cọc có chuyển vị ngang này làbao nhiêu? Van dé này đã có rất nhiều công trình nghiên cứu về lý thuyết và thựcnghiệm, nhưng kết quả thu được vẫn chưa được như mong muốn hoặc quá phức tạpkhi áp dụng trong thực tế

Theo quy định thiết kế hiện nay quy định, đoạn cọc từ đáy đài đến độ sâu màcọc bị giữ chặt không có chuyển vị ngang — gọi là chiều dài chịu uốn (Ly) của cọc,và người ta thay đất bang 1 liên kết ngàm di động (hình 1.9, hình 1.10) Ly đượcxác định theo quy ước sau:

KhiL<2d Lay: Lụ=Lạ+2?d— L⁄2Khi L>2„d Lay: Lụ= Lọ+ nd

phương pháp trong cơ kết cấu thường làm, tức là tính toán nó như khung siêu tĩnhnhiều bậc Đối với các móng cọc dai cao dưới mồ, trụ cầu thường có một đặc điểmlà có kích thước đài rất lớn so với kích thước cọc, đồng thời kích thước của trụ bêntrên cũng lớn, làm cho đài cọc càng cứng thêm Do đó, khi chịu tải trọng biến dạngcủa đài cọc là rất nhỏ, có thể coi đài cọc có độ cứng là vô cùng, có nghĩa là khimóng chịu tải trọng đài chỉ có chuyển vị do các cọc biến dạng, còn bản thân đàikhông biến dạng Điều giả định nay nhằm đơn giản hóa trong tính toán là, khi chịutải trọng vi tri chuyển dịch của đài được xác định bởi 3 tọa độ là: chuyển vị theotrục thăng đứng (v), chuyển vị theo chiều ngang (u) và góc xoay của cọc (@).

Giả thiết 4: Cọc có liên kết ngàm cứng với đài cọc

a) Ngam tại dai cọc

“⁄⁄⁄⁄2 CLL CLL

Lo

Hình 1.8: So đồ liên kết giữa coc và đất

Hình 1.9: So đồ tính toán móng cọc dai cao

Hình 1.10: Sơ đồ chuyển vi móng cọc đài cao khi chịu tải trọng

-

]Ï-* Ưu điểm và nhược điểm:

a Ưu điểm: khả năng chịu lực ngang tốtb Nhược điểm:

- Khi tính toán công trình không chịu tải trọng động đất, ta có thé thiết kế cọcxiên để chịu tải trọng ngang Tuy nhiên, khi xét đến yếu tô động đất thì cọc xiên cóthé gây hại đến cả kết cau bên trên và kết cầu móng Vi vậy, cần nên tránh sử dụngcọc xiên khi tính toán công trình trong vùng có động đất

- Gặp khó khăn trong quá trình thi công.

1.4 COC DON CHIU TAI TRỌNG NGANG

Các phương pháp phân tích cho cọc chịu tai trọng ngang có thé được phântích thành 4 nhánh chính sau:

- Mô hình nền Winkler- Phương pháp đường cong p-y.- Lý thuyết đàn hồi

- Phương pháp phân tử hữu hạn.1.4.1 Mô hình nên WINKLER

Hướng tiếp cận theo mô hình nền Winkler (còn gọi là phương pháp phản lựcnên) là phương pháp dau tiên dự đoán chuyển vị ngang và momentt của cọc Môhình này quan niệm cọc và đất liên kết với nhau bởi các lò xo tuyến tính riêng lẻ cóđộ cứng E,, xác định bởi:

Trong đó:

E,: module đàn hôi cua cọcl;; moment quán tính của cọcQ: lực dọc đầu cọc

Bang cách giả sử E, là hang số (cho đất sét) hoặc thay đổi tuyến tinh theo độ sâu(cho đất cát), các lời giải thích đã được được đưa ra bởi Matlock va Reese (1960),Poulos & Davis (1980), Gill & Demars (1970).

Phương pháp này tuy don giản va dé sử dụng nhưng có những han chế sau :- Module phản lực đất nên không chỉ phụ thộc vào loại đất mà còn phụ thuộc

vào tinh chat của cọc va độ lớn của chuyên vi theo độ sâu.- M6 hình sử dụng bán không gian đàn hồi, điều này không đúng với thực tế.- _ Liên kết giữa cọc và đất được mô thành các lò xo đàn hỏi tuyến tính độc lập

nhau va do đó, chuyên vi tại một diém không phụ thuộc vào chuyên vi vaứng suất tại các điểm khác đọc theo thân cọc

1.4.2 Phương pháp đường cong P-Y

Trong phương pháp đường cong p-y, ứng xử của đất xung quanh cọc trongquá trình cọc chịu tải trọng ngang được mô tả bởi các đường cong phi tuyến p-y,trong đó p là chuyên vi ngang cua cọc và p ứng với các phan lực dat nên trên mộtđơn vi ngang của cọc và ứng với phản lực dat nên trong mot đơn vi chiêu dai cọc.

¡ XE

| | awe 1

= l | Nonllice1

to ||II

-13-Day là phương pháp ban thực nghiệm vi đường cong p-y được xây dung từcác thí nghiệm ngoài hiện trường, và do đó có xét đến tính dẻo của đất cũng như masát giữa cọc và đất Reese (1977) đã phát triển một số loại đường cong p-y cụ thểdựa vào thí nghiệm cho cọc thực ngoài hiện trường.

Một dạng biểu diễn của đường cong p-y được sử dụng rộng rãi là dạng

Trong phương pháp này, lực dọc đầu cọc thường được xem là không đổi theođộ sâu vì lực này không ảnh hưởng nhiều đến chuyển vị ngang và momentt của cọc

Dé giải được phương trình đường cong p-y, cần thêm các điều kiện biên, haitrong số này ở đầu cọc và hai điều kiện biên ở mũi cọc

Một số dạng đường cong p-y khác cũng đã được một số tác giả nghiên cứunhư: dạng hypecbolic ((Konner 1963), Evan (1982) & Mokwa et al (1997)), đườngcong p-y phát triển từ thi nghiệm hiện trường cone penetrometrer (Robertson et al.1985), and pressuremeter (Ruesta and Townsend 1997), từ thí nghiệm nén ngangDMT (Robertson et al 1989).

Phuong pháp này là một bước tiễn dai so với phương pháp winkler vi đã xétđến tương tác cọc - đất và có thé sử dụng chương trình máy tính để giải quyết Các

chương trình thường gọn va đơn giản, cho kết quả phù hợp với thực tế Có thé sửdụng phương pháp này dé phát triển mô hình số, tính toán cho trường hợp cọc chịutải trọng ngang lặp và tải trọng ngang động Tuy nhiên, phương pháp này vẫn còntồn tại nhược điểm là cần có thí nghiệm hiện trường để có phát triển được quan hệp-y phù hợp với điều kiện địa chất.

Hạn chế lớn nhất của phương pháp nảy là khó xác định được module E, của đất.1.4.4 Phương pháp phân tử hữu hạn

Phương pháp phần tử hữu hạn có thể mô phỏng tương tác cọc — đất xem đấtlà môi trường không gian 3D, có thé xét đến tính dẻo của đất Phương pháp nay cóthể áp dụng các mô hình đất để phân tích như: Mohr — Coulomb, Hardening Soil,Cam — Clay, Soft Soil.

Nhiều nghiên cứu đã sử dung phương pháp phan tử hữu han dé phan tích:MeVay et al (1996) mô hình cọc thành các phân tử 2 nút, Brown & Shie (1991)phát triển phần tử tiếp xúc (Interface elements) xét đến ma sát giữa cọc và đất,chương trình GPILE — 3D bởi Kimura et al (1995) xem cọc như phan tử kết hopcủa phần tử cột và phần tử dầm, Brown & Shie (1991) phát triển mô hình 3D sửdụng mô hình đàn hôi dẻo với mat Von Mises.

_15-Hướng di chính hiện nay dé phát triển phương pháp phan tử hữu han cho cọcvà nhóm cọc chịu tải ngang là xây dựng các chương trình thân thiện và trực quancho công tác thiết kế thực tế

Phương pháp này tuy xét đến ứng xử của đất một cách toàn diện nhất nhưngcó những nhược điểm sau:

- Tốn nhiều thời gian để nhập các thông số đầu vào, xác định các thông sốnày cũng cần các thí nghiệm phức tạp hơn

- Mô hình phân tích 3D thích hợp hơn các công trình nghiên cứu, ít khi dùngcho thiết kế

1.5 NHÓM CỌC CHỊU TẢI TRỌNG NGANG

Các cọc làm việc chung trong nhóm được liên kết bởi đài cọc có ứng xử khácvới cọc đơn do đó ảnh hưởng tương tác cọc — đât — cọc trong nhóm Khi một cọctrong nhóm chịu tải trọng ngang, vung dat sau lưng cọc sẽ bi dịch chuyên va tạo nên

&_ ` Lá A 99 Lạ ` Lá A ` ~ Lạ oA ` Ầ ^ ° 2®

vùng ứng suât”, các vung ứng suât này sẽ phát triên và chong lên nhau khi tải trọngngang tac dụng lên nhóm cọc gia tăng Khi khoảng cách giữa các cọc càng nhỏ, cácvùng ứng suât này chông lặp lên nhau càng nhiêu.

các coc ở các hang khác vì chúng không phải chịu tac dụng cua hiệu ứng mép vàhiệu ứng phủ.

Dé xét đên ảnh hưởng của nhóm cọc, khái niệm hệ sô nhóm được sử dung:

Trong đó:

(Q,); là sức chịu tải ngang cực hạn của nhóm cọc

n là số lượng cọc trong nhóm

(O,); là sức chịu tải ngang cực hạn của cọc đơn

Các nghiên cứu thực nghiệm trên mô hình cũng như thí nghiệm cọc thực vớiviệc đo biến dạng va ứng suất trong cọc cho thay các cọc trong nhóm chịu tải trọngngang không đều nhau Sự phân bố tải không đều giữa các cọc có thể giải thích làdo sự chồng lên nhau của các vùng ứng suất và dẫn đến sự giảm sức kháng của đấtnền.

Bên cạnh phương pháp phan tử hữu hạn, một phương pháp được nghiên cứunhiều khi xét đến sự chịu tải ngang không đều này là kết hợp hệ số, gọi là p-multipliers (f„) vào đường cong p-y Hệ số này có thé được xác định từ các thínghiệm hiện trường, khi đó có xét đến tính dẻo của đất cũng như sự chồng chập cácvùng ứng suat.

đương congcho cọc đơnđường congcho nhom cọc

Hình 1.13: đường cong p-y cho cọc đơn và nhóm cọc

Quan hệ giữa hệ so nhóm với f,, cho từng hàng coc có thê dựa vào biêu thức

N la số hang coc theo hướng tải tác dung fi, là hệ sỐ p-multipliers cho hàngcọc thứ i

Giá trị f,, thường được giả thiết là không đối theo độ sâu vì f„ thường đượctính bang cach diéu chinh dén khi quan hé tai trong — chuyén vi cho mỗi coc đơntheo tính toán và kết quả đo khớp với nhau

Gia tri fạ phụ thuộc vào vi tri của cọc trong nhóm cũng như khoảng cachgitra các cọc.

CHUONG 2: CO SO LY THUYET

2.1 PHUONG PHAP HE SO NEN:

Theo phương pháp nay, so đồ tính cọc như dầm trên nền đàn hồi Winkler mởrong, coi đất như vật liệu đàn héi tuyến tính, phản lực đất tác dụng lên coc ty lệ bậcnhất với chuyển vị ngang của cọc

Đặc điểm quan trọng nhất trong tính toán cọc chịu áp lực theo phương nganglà hệ số độ bền theo phương ngang k, hệ số này được sử dụng rộng rãi trong tínhtoán cọc chịu tải trọng theo phương ngang Hệ số k phụ thuộc vào nhiều yếu tố như:độ sâu, giá trỊ chuyển vị, đặc điểm thay đôi đặc trưng cơ lý của đất nền theo độ sâuvà độ cứng chống uốn của cọc, kích thước cọc

Khi phân tích cọc chịu tác dụng của áp lực theo phương ngang, hai thông sốđộ cứng cân thiết là:

e Độ cứng chống uốn của cọc (ED).e Độ cứng hướng ngang của đất E, G hoặc ky.Trong lý thuyết đàn hồi, độ cứng của đất được biểu thị bang module đàn hồiE hoặc module trượt G Tuy nhiên độ cứng của đất cũng có thé biểu thị bằng hệ sốphản lực nên theo phương ngang k,= p/y, trong đó p là phản lực của đất lên đơn vichiều dài của cọc dọc theo chiều dài cọc và là hợp lực tác dụng trên chiều rộng Bcủa bê mặt chịu tai trọng, y là chuyên vi ở diém đó.

Đối với đất rời, Terzaghi (1955) kiến nghị k, tỷ lệ thuận với độ sâu x như ởhình 2.2b, biểu diễn k, trong trường hợp này là k, = nụ.x , trong đó nạ là hang sốphản lực nền theo phương ngang Tính đúng dan kiến nghị của Terzaghi đối với cátđã được chứng minh trên mô hình của Prakash (1962) Sự thay đổi thực tế của ky,theo độ sâu được chỉ ra trên sơ đồ là đường nét liền ở hình 2.2b Các thí nghiệmPrakash cũng chỉ ra rang sự thay đôi nay là thực.

k k

h =

i1i

H `

i N thực †ế có

PX gl thiết k = hồng số ` thể xdy rah N

h `h `

H `h `h `

Trong thực tế, cảng xuống sâu ứng suất do trọng lượng bản thân của cột đấtcàng tang, sức kháng của đất thé hiện thông qua hệ số nên k, cũng có khuynh hướngtăng theo độ sâu Kết quả nghiên cứu giá trị module biến dạng cũng như độ bềnchống cắt không thoát nước theo độ sâu cũng chi ra tương tự và được thé hiện trongnhiều tài liệu chuyên ngành.

_21-2.2 ANH HƯỚNG CUA BE RONG COC LEN HE SO PHÁN LỰC NEN

Trong lý thuyết về hệ số phan lực nền, độ cứng của đất được biểu thi bangmột loạt các lò xo đàn hồi độc lập, nhưng trong thực tế chúng lại liên quan với nhautheo kiểu phức tạp Vesic (1961) đã mở rộng công trình của Biot (1937) có liênquan đến van dé dầm trên nền bán không gian vô hạn đàn hồi, đã chi ra răng nhữngphan tử tương đối dài, mềm như cọc thì sai số tính toán momentt uốn dựa trên giảthuyết hệ số phản lực nền chỉ bằng vài phần trăm so với tính theo phương pháp lýthuyết nghiệm đàn hồi Quan điểm về hệ số phan lực nền có cơ sở lý thuyết hợp lývà đã được dùng rộng rãi để tính toán ứng xử của cọc dưới tác dụng của tải trọng

ngang.

Terzaghi (1955) đã mở rộng quan điểm về ảnh hưởng của kích thước miễnchất tải đến hệ số phản lực nên Khảo sát bầu áp lực ở phía sau một đơn vi chiều dàicủa cọc ở độ sâu x bên dưới mặt đất như hình 2.3 Nếu chiều rộng của cọc là Bđược tăng lên nB thì chiều dai của bau áp lực được tăng từ L lên nL Chuyên vị gầnnhư tỉ lệ với chiều dài ảnh hưởng của bầu áp lực và áp lực trung bình

cọc 2 nB

Hinh 2.3: Anh hưởng cua bé rộng coc tới kích thước cua bầu áp lựcĐối với tải trọng Q đã cho trên một đơn vi chiều dài của cọc, thì áp lực phầnbố trên chiều rộng B là Q/B và trên chiều rộng nB là Q/nB Khi đó chuyển vị ytrong trường hợp thứ nhất tỷ lệ với Q/B x L và trường hợp thứ hai Q/nB x nL = Q/BxL gân như ảnh hưởng như nhau Vì vậy mỗi cọc đã cho, có một kạ xác định thì giá

trị của nó không bị thay đổi khi B của cọc thay đổi (Davisson, 1963) Giả thiết nayđược coi là hợp lý cho hàng loạt cọc có chiều rộng từ 20 đến 90cm, (Robinson,1979).

Vấn dé nay có liên quan tới kích thước của miễn chịu tai trong dựa trên giathuyết đất có ứng xử đàn hồi tuyến tính Nhưng thực tế ứng xử dẻo của đất sẽ bắt

đầu ngay từ mặt đất, đặc biệt ở đầu cọc có thể chuyển dịch vì đất ở đây là mềm yếu

Nếu cọc có chiều rộng B được mở rộng ví dụ thành chiều rộng 2B ở độ sâu nào đódưới mặt đất thì theo quan niệm đàn hồi chính xác sẽ không có biểu hiện gi thay đôitrong ứng xử tải trọng - chuyển vị Tuy nhiên phản lực đất cực hạn đối với đoạn cọcđã được mở rộng có thé lay gần đúng gấp đôi vì lúc đó nó phụ thuộc vào chiều rộngcủa cọc, vì phản lực của đất cũng chi là một ty lệ phan trăm rất nhỏ của phản lựccực hạn của đất Vì vậy chuyển vị quan sát được sẽ hơi giảm nhỏ Nó có thể có mộtsô ảnh hưởng chiêu rộng của cọc đên hệ sô phản lực nên (Davisson, 1963).

2.3 CÁC GIA TRI HỆ SO PHAN LUC NEN DE NGHỊ:

Các giá tri đặc trưng của k có khả năng mở rộng cho các loại đất khác nhau.Đối với một loại đất đã cho, khi k, tăng lên thì mật độ cũng sẽ tăng lên Các giá trịk, cho ở bảng 2.1 (Davisson, 1970) là dựa trên cơ sở của các thí nghiệm đất đơngiản như là thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn hoặc thí nghiệm về độ bền nén không hạnchế, từ đó có thé lựa chọn được giá trị kụ thích hợp Reese và các cộng sự (1974)cũng đã đề nghị các giá trị hệ số phản lực nền như ở bảng 2.2

Hau hết các phép phân tích cọc theo phản lực nền theo phương ngang đã sửdụng các quan điểm và các giá trị đã kiến nghị ở trên Tuy nhiên, SỐ tay kỹ thuậtnền móng của Canada (1985) dùng như sau [15]:

© Dái dính:

S

Trong do:k, - hệ số phan lực nên theo phương ngangS„ - độ bền cắt không thoát nước của đất

B - đường kính cọce Pat rời:

-23-(2.2)

Bang 2.1: Giá trị hệ số phan lực nên theo phương ngang k,, (Davisson 1970)

Dat không có cau tạo hạt

Dat bùn hữu cơ cố kết thườngThan bùn

Bảng 2.2: Giá trị hằng số phản lực nền theo phương ngang nụ

đôi với cát ngập trong nướcTy trong Xốp Trung bình | Chặt

1.Terzaghi(1955) phạm vi giá tri nạ|2/6- 7,7 |7,7-26 26 - 51(pao/in’)

2 Reese va cac cong su (1974)Tai trọng tinh và tai trọng có chu kynạ dé nghị (pao/in) 20 60 125

2.4 PHAN TÍCH KET QUA THÍ NGHIEM TÍNH TOÁN COC TRONG DATROI CHIU TÁC DUNG CUA TAI TRỌNG NGANG

Kết qua thực nghiệm (hình 2.4) cho thấy biểu đồ hệ số độ bên theo phươngngang theo độ sâu dưới tác dụng của lực ngang thường không lớn đối với các loạicọc có độ cứng khác nhau, có đặc điểm gần tuyến tính và có thé tính theo lý thuyếtđàn hôi.

Từ việc phân tích các quan hệ thực nghiệm giữa phản lực nên và chuyên vỊ,có thê nhận thay răng các biêu đồ o — u gân giông nhau và có thê thê hiện băng mộtloại hàm sô với các thông sô khác nhau.

Từ kết quả thí nghiệm hình 2.4 có thể rút ra một số ý kiến nhận xét sau:

- _ Biểu đồ o - u có tính chất phi tuyến, rõ nhất ở gần bề mat.- Cac quan hệ theo độ sâu có dạng đường cong xa dan với trục tung, tương

ứng chính là sự giảm dan hệ số nền theo phương ngang khi giá trị chuyểnvị tăng.

- Cac biểu đồ bién dạng có dạng đường cong dan dan tiếp cận với giá trị áplực giới hạn nào đó Ơi¡m, gia tri này tăng theo độ sâu.

- - Khi tăng đường kính coc tức là tăng diện tích chịu tải, giá trị phản lựcgiảm.

- - Góc nghiêng ban đầu ky của biểu đồ o - u hay hệ số nên ban đầu tý lệnghịch với kích thước ngang của cọc.

Phương trình đường cong biểu diễn quá trình phi tuyến phải phù hợp với kếtquả thực nghiệm, gân với thực tê và thoả các điêu kiện:

-25-e Đoạn đầu của đường cong o - u (ở các cấp tải trọng bé) cần có độ chínhxác cao đủ để mô tả phần biến dạng đàn hồi và thoả điều kiện đạo hàmdơ/u khi u —> 0.

e Biéu đồ biến dạng nhận đường năm ngang với giá trị tới han cho trướcOur làm đường tiệm cận.

Đối với đất rời, theo một số tác giả, quan hệ giữa phản lực theo phươngngang và chuyền vị có thé biéu diễn bang biểu thức sau [18]:

Ø,(Z)=ko(z) - hệ số độ bền ngang ban dau, tương ứng với giai đoạn biến dạng.Gui(Z) - giá trị áp lực giới hạn, đạt đến khi chuyền vị đủ lớn

u(Z) - chuyển vi của cọc tại độ sâu z.Ưu điểm của quan hệ (2.3) là chỉ cần một đường cong là có thé mô tả đượctrạng thái giới hạn và chưa đạt trạng thái giới hạn Phương trình đường cong cóchứa các đặc trưng biến dạng ko va độ bên thể hiện thông qua Cyt Ap luc nganggiới hạn lên đất nên va hệ số độ bền là những thông số đầu vào cơ ban của đườngquan hệ o - u.

Kết quả thực nghiệm cho thấy răng hệ số độ bền ngang ban đầu k giảm khikích thước cọc tăng Hệ số độ bền ban đầu kạ(z) = lim[k(u,z)] khi u > 0 sử dụngcho các loại cọc có độ cứng khác nhau theo biểu dé dạng tam giác theo độ sâu

Giới hạn đường thang biểu đỗ o - u bang giá trị chuyển vị tương đốiuo/IE0.025 va xem biểu đô thay đổi ko(z) theo độ sâu có dang tam giác, xác định giátri cua chúng tại độ sâu z = 1m cho cọc loại A, B Với chuyển vị cho trước, ta có:ko Jy-im= 49N/cm”, ko y-im= 125N/cm” Nhân giá trị ko và kích thước theophương ngang của cọc loại A: 49x27,3 =1340N/cm’, cọc loại B: 125x237

=2965N/cm” Giá trị koxd dao động trong phạm vi không dang kế cho các loại cọc

khác nhau trong nên cát Đề thuận tiện chọn Ky = kyxd O đây: Ky — hệ số phản lựcban đầu Hệ số Kg có thé được xem không đôi và không phụ thuộc vào đặc trưng cơlý của đất nền cũng như tải trọng ngoài Hệ số độ bền ban đầu kọ tỷ lệ nghịch với

kích thước cọc, điều này phù hợp với các giả thiết của lý thuyết bán không gian đànhồi tuyến tính và kết quả thực nghiệm.

Theo L.Risa và một số tác giả khác cho rằng Ko= Koixz, ở đây: Ko, —gradient hệ số phản lực theo phương ngang phụ thuộc độ chặt của đất

Có thể chọn giá tri hệ số nên thay thế cho giá tri Ko, trong tính toán áp dụngnhư ở bảng:

Bảng 2.3: Hệ số nền K cho các loại đất theo một số tác giảTác giả Hệ số nền K (N/cm”)

Cat rời Cát chặt vừa Cát chặtĐộ am tự | Dưới Độ âm tự | Dưới Độ am tự | Dướinhiên nước nhiên nước nhiên nước

Bảng 2.4: Hệ số nền Ky cho các loại đất

Ko(N/cm)

Dat nên Coc đóng Coc nhồi

Cát bột (0,6 < e < 0,8) 7-14 56-112Cát nhỏ (0,6 < e < 0.75) 14-22 112-166

_27-Cát trung (0,55< e < 0,7)

Cát lớn (hạt thô) (0,55< e < 0,7) 22 -40 16,6 — 30Cát lẫn sỏi sạn (0,55< e < 0,7) 13— 60

Chú ý

e Giá tri Ko, nhỏ tương ứng với hệ số rỗng e lớne Đối với cát chặt có thé lấy giá trị lớn hơn 30% so với giá trị lớn nhấte Đối với cát bão hòa nước có thé lay bang 1/2 giá tri trong bảngNghiên cứu sự làm việc của cọc với gia tri chuyển vị lớn cho thay rang khităng tai trọng ngang, ở các lớp bên trên chuyển sang trang thái giới han va hìnhthành lăng trượt trồi Ở khu vực sâu hơn trong nên, đất không chuyển dịch lên bềmặt mà bi cat bởi thân cọc Bên dưới vùng này, đất nền ở trạng thái nén chặt (đặctrưng cho cọc dài) Những nhận xét kết luận trên phù hợp với kết quả thực nghiệm.Từ thực nghiệm, Brome B.B, Reese L.C và một số tác giả khác cho rằng sức khángcủa đất phía trước cọc chịu tải trọng ngang khác với áp lực bị động tính toán theo sơđồ cô điền

Từ các nghiên cứu ứng suất giới hạn lên đất có thể lưu ý rằng tất cả các lờigiải đều có đặc điểm bán thực nghiệm và trên cơ sở sự phá hoại của đất được môphỏng băng nêm trượt ở vùng gần bề mặt hoặc băng lăng thể trượt hình 2.5a và2.5b Bên dưới độ sâu tới hạn z,,, sự phá hoại xảy ra ở mặt phăng ngang trong điềukiện chảy dẻo hình 2.6.

Từ kết quả thực nghiệm, có thể nhận thấy răng lăng trượt trồi có dạng ổnđịnh và trên mặt phăng có dạng elip hay cong tròn Trong tính toán gần đúng phảnlực ngang giới hạn của đất p“, tương ứng với kết quả thực nghiệm có thé chấp nhậnlăng trượt trồi có dạng bao gồm tam giác mỏng có bé rộng d và hai bán cầu hìnhthành lăng thé trượt trong mặt phang đối xứng nghiêng so với phương đứng một gócÔ hình 2.5b Theo G.I.Glyshkov, biểu thức xác định p“, có dạng: