Trong một số trường hợp với tải trọng công trình phân bố xuống móng bè không đều, việc sử dụng cọc với các kích thước khác nhau sẽ làm tăng khả năng chịu lực của móng bè.. Trong một số t
NGHIÊN CỨU TỔNG QUAN
MỞ ĐẦU
2.1.1 Cấu tạo và ứng dụng của móng bè-cọc
2.1.1.1 Cấu tạo của móng bè cọc
Móng bè – cọc là một loại móng cọc, cho phép phát huy được tối đa khả năng chịu lực của cọc và tận dụng được một phần sức chịu tải của nền đất dưới đáy bè
Móng bè - cọc có rất nhiều ưu điểm so với các loại móng khác, như tận dụng được sự làm việc của đất nền, phát huy tối đa sức chịu tải cọc, chịu được tải trọng lớn, độ cứng lớn, không gian tự do thông thoáng thuận lợi cho việc bố trí tầng hầm, liên kết giữa bè và kết cấu chịu lực bên trên như vách, cột có độ cứng lớn phù hợp sơ đồ làm việc của công trình
Móng bè cọc cấu tạo gồm hai phần: bè và các cọc
- Bè hay đài cọc có nhiệm vụ liên kết và phân phối tải trọng từ chân kết cấu cho các cọc, đồng thời truyền một phần tải trọng xuống đất nền tại vị trí tiếp xúc giữa đáy bè và đất nền Bè có thể làm dạng bản phẳng hoặc bản dầm nhằm tăng độ cứng chống uốn
- Các cọc làm nhiệm vụ truyền tải trọng xuống nền đất dưới chân cọc thông qua sức kháng mũi và vào nền đất xung quanh cọc thông qua sức kháng bên Có thể bố trí cọc trong đài thành nhóm hay riêng rẽ, bố trí theo đường lối hay bố trí bất kỳ tuỳ thuộc vào mục đích của người thiết kế, nhằm điều chỉnh lún không đều, giảm áp lực lên nền ở đáy bè hay giảm nội lực trong bè
Cách bố trí cọc trong đài thường theo nguyên tắc trọng tâm nhóm cọc trùng hoặc gần với trọng tâm tải trọng công trình Giải pháp này có ưu điểm là tải trọng xuống cọc được phân bố hợp lí hơn; tính làm việc tổng thể của nhóm cọc tốt hơn
Hình 2-1: Cấu tạo móng bè cọc
2.1.1.2 Ứng dụng móng bè cọc
Móng bè cọc được ứng dụng nhiều trong xây dựng khi gặp đất yếu dày cần gia tăng khả năng chịu tải của công trình Cọc được bố trí trên toàn bộ diện tích xây dựng, tạo nên một nền móng vững chắc hơn Đồng thời, bè cọc còn tăng tính cứng tổng thể cho nền móng, khắc phục nhược điểm yếu kém của nền đất.
- Nhà dân dụng: Chủ yếu là móng bè trên cọc nhồi hoặc barrette Móng bè cọc thích hợp với kết cấu ống, kết cấu khung vách
- Nhà công nghiệp: Chủ yếu là móng bè trên cọc đóng hoặc ép Đặc điểm nhà công nghiệp là diện tích mặt bằng lớn, cấu tạo địa chất thường không ổn định; cọc sử dụng trong công trình này thường có tác dụng gia cố nền, giảm độ lún lệch và lún tuyệt đối
- Công trình cảng, thuỷ: Chủ yếu là móng bè trên cọc đóng hoặc ép Đặc điểm của các công trình này là chịu tải trọng nặng, quy định nghiêm ngặt về độ lún tuyệt đối và lún lệch Ví dụ về công trình dạng này là các âu tàu
2.1.2 Cơ chế làm việc của móng bè - cọc Đặc điểm nổi bật của móng bè - cọc là sự ảnh hưởng tương hỗ giữa đất và kết cấu móng trong quá trình chịu tải theo bốn ảnh hưởng sau:
- Sự tương tác giữa cọc và đất;
- Sự tương tác giữa cọc và cọc;
- Sự tương tác giữa đất và móng bè;
- Sự tương tác giữa cọc và móng bè;
Hình 2-2: Sự làm việc của móng bè cọc (Poulos, 2000)
Nghiên cứu tác động qua lại khi kể tới ảnh hưởng của đài cọc, nền đất dưới đáy đài và cọc cho thấy cơ cấu truyền tải trọng như sau:
+ Sự làm việc của đài cọc: Tải trọng từ công trình truyền xuống móng Đài cọc liên kết các đầu cọc thành một khối và phân phối tải trọng tập trung tại các vị trí chân cột, tường cho các cọc Sự phân phối này phụ thuộc vào việc bố trí các cọc và độ cứng kháng uốn của đài Ở một mức độ nhất định nó có khả năng điều chỉnh độ lún không đều (lún lệch)
+ Ảnh hưởng của nền đất dưới đáy đài: Khi đài cọc chịu tác động của tải trọng một phần được truyền xuống cho các cọc chịu và một phần được phân phối cho nền đất dưới đáy đài Tỷ lệ phân phối này còn phụ thuộc vào các yếu tố: độ cứng của nền đất, chuyển vị của đài, chuyển vị của cọc và việc bố trí các cọc
+ Ảnh hưởng của cọc: Cơ chế làm việc của cọc là nhờ được hạ vào các lớp đất tốt phía dưới nên khi chịu tác động của tải trọng đứng từ đài móng nó sẽ truyền tải này xuống lớp đất tốt thông qua lực ma sát giữa cọc với đất và lực kháng ở mũi cọc làm cọc chịu kéo hoặc nén Trong quá trình làm việc cọc còn chịu thêm các tác động phức tạp khác như: hiệu ứng nhóm cọc, lực ma sát âm Do có độ cứng lớn nên cọc tiếp nhận phần lớn tải trọng từ đài xuống, chỉ có một phần nhỏ do nền tiếp nhận
+ Sự làm việc của nhóm cọc:
Sự làm việc của cọc đơn khác với sự làm việc của nhóm cọc Khi khoảng cách các cọc khá lớn (ví dụ lớn hơn 6d) thì cọc làm việc như cọc đơn
Quan sát cọc và nhóm cọc trên hình 3, các đường cong trên hình 3a biểu thị đường đẳng ứng suất do cọc đơn gây ra, còn ở hình 3b, ta thấy ứng suất ở giữa nhóm cọc sẽ do tải trọng truyền từ nhiều cọc tới làm ứng suất dưới nhóm cọc lớn hơn Nếu mỗi cọc trong nhóm và cọc đơn cùng chịu một tải trọng làm việc thì độ lún của nhóm cọc lớn hơn cọc đơn.
Hình 2-3: Các đường đẳng ứng suất của cọc đơn và nhóm cọc
Sức chịu tải của nhóm cọc cũng nhỏ hơn cọc đơn: đ u nh u n P
CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN MÓNG BÈ CỌC
1 Phương pháp tính toán như móng cọc đài thấp
Phương pháp này tính toán dựa trên quan niệm tính, xem toàn bộ tải trọng công trình do cọc chịu
Chiều sâu chôn móng hm phải thoả mãn điều kiện tải trọng ngang H được cân bằng với áp lực đất bị động của đất trong phạm vi đài cọc, để cho các cọc không bị tác dụng của lực ngang mà chỉ hoàn toàn làm việc chịu nén
Mômen ngoại lực được cân bằng với các phản lực tại đầu cọc với các tọa độ (xi, yi) của cọc
Riêng đối với móng chỉ có một cọc đặt đúng tâm thì cần phải xem là cọc đơn chịu mômen và tải trọng ngang
Do đó điều kiện để xem như là móng cọc đài thấp là cọc phải được bố trí trên hai cọc trở lên, để chống lại mômen
Phản lực trên đầu cọc có tọa độ (xi, yi) là :
Mx – mômen theo phương trục y My – mômen theo phương trục x xi, yi - tọa độ của cọc thứ i so với vị trí tải trọng 2 Phương pháp tính toán như móng bè
Phương pháp này tính toán dựa trên quan niệm tính, xem toàn bộ tải trọng công trình do bè chịu lực, cọc chỉ có tác dụng gia cố nền và giảm lún
Theo phương pháp này, tuỳ theo độ cứng của bè mà ta xem bè như móng cứng tuyệt đối hoặc móng mềm a Móng tuyệt đối cứng
Khi xem móng là tuyệt đối cứng, phản lực dưới đáy móng xem như phân bố đều theo quy luật đường thẳng
Khi đó, phản lực nền xác định theo công thức của sức bền vật liệu: x y y x
Hình 2-5: Sơ đồ tính móng tuyệt đối cứng
Jx, Jy là mômen quán tính của tiết diện móng với trục y, x
M [5] eL, eB – là độ lệch tâm của trọng tâm móng và tâm lực theo phương cạnh L và cạnh B b Móng mềm
Khi kích thước móng lớn, độ cứng của móng giảm, phản lực nền không phân bố theo quy luật bậc nhất, ta phải tính móng như móng mềm Để tính móng mềm, ta có thể dùng phương pháp tính của dầm trên nền đàn hồi hoặc đơn giản hơn là sử dụng mô hình hệ số nền Winkler trong đó thay thế đất nền bằng hệ lò xo độc lập, có độ cứng lò xo k = kz.F với các lò xo ở giữa móng hoặc k = kz.F1 với các lò xo ở biên móng Trong đó kz là hệ số nền của đất
Hình 2-6: Sơ đồ tính móng mềm
Mô hình này chỉ đúng khi tính toán phản lực đất nền cho bản thân kết cấu móng mà không dùng để tính lún Để tính độ lún móng, ta phải dùng các phương pháp khác của cơ học đất như cộng lún các lớp phân tố hoặc lớp tương đương
2.2.2 Các phương pháp có kể đến sự tương tác cọc- đất nền và bè-đất nền
1 Phương pháp lặp của H.G Poulos (1994)
Các phương pháp thuộc nhóm này có xét đến đặc điểm của móng bè - cọc là sự ảnh hưởng tương hỗ giữa đất và kết cấu móng theo bốn ảnh hưởng sau:
- Sự tương tác giữa cọc và đất;
- Sự tương tác giữa cọc và cọc;
- Sự tương tác giữa đất và móng bè;
- Sự tương tác giữa cọc và móng bè;
Sơ đồ tính móng bè - cọc: Móng bè được mô hình bằng phần từ dầm hoặc bằng phần tử tấm hoặc cả hai Móng bè liên kết với các lò xo tượng trưng cho cọc và cho đất tại các điểm nút Các lò xo tượng trưng cho cọc và đất có ảnh hưởng tương hỗ giữa bè, cọc.
Trình tự phân tích theo phương pháp này:
- Bước 1: Xác định độ cứng lò xo cọc có xét đến tương tác cọc-cọc và nền- cọc
- Bước 2: Xác định độ cứng lò xo đất có xét đến tương tác cọc-đất và phản lực nền - đất
- Bước 3: Tuỳ vào sức chịu tải cọc và đất, giả thiết tỷ lệ phân phối tải trọng cho cọc và bè
- Bước 4: Sau khi biết phản lực cọc và phản lực nền, xác định độ cứng lò xo cọc và đất theo Bước 1 và 2
- Bước 5: Gắn lò xo vào mô hình móng bè-cọc, thêm tải trọng công trình
- Bước 6: Giải bài toán, xác định lại phản lực cọc và nền
- Bước 7: Giải lặp bài toán từ bước 3 đến khi phản lực cọc và nền hội tụ
- Bước 8: Kiểm tra độ lún cho phép
Hình 2-7: Mô hình tính toán hệ móng bè-cọc theo phương pháp lặp
2 Phương pháp lặp có chỉnh sửa
- Bước 1: Tính tải tổng tải trọng công trình truyền về hệ móng bè-cọc Q
- Bước 2: Giả thiết tải trọng do phần bè chịu: Qb
- Bước 3: Tính tải trọng truyền về hệ cọc: Qc = Q- Qb
- Bước 4: Sau khi biết tải trọng truyền về cọc và nền, xác định độ cứng lò xo cọc và đất theo bước 1 và 2 của phương pháp lặp H.G.Poulos
- Bước 5: Căn cứ vào tải trọng do bè đảm nhận, tính lún cho móng bè Sb - Bước 6: Căn cứ vào tải trọng do cọc nhận, tính lún cho móng cọc Sc - Bước 7: Kiểm tra điều kiện Sb < Sc
- Bước 8: Nếu không thỏa mãn điều kiện trên lặp lại bước 2 với lượng cọc tăng dần
- Bước 9: Gắn lò xo vào mô hình móng bè-cọc, thêm tải trọng công trình, tính kết cấu móng
2.3 CÁC DẠNG MÔ HÌNH BIẾN DẠNG CỦA NỀN ĐẤT
Hiện nay có rất nhiều dạng mô hình nền để mô phỏng sự làm việc tiếp xúc của móng và đất nền, khi tính toán có thể sử dụng các mô hình nền khác nhau Tuy nhiên, khi áp dụng vào tính toán, cần hiểu rõ phạm vi áp dụng của từng mô hình nền vào từng trường hợp cụ thể
Mô hình khác nhau thì kết quả tính toán cũng khác nhau, nhiều khi sự khác biệt là rất lớn Việc sử dụng sai mô hình, sai quan điểm tính toán có thể mang lại sự cố cho công trình
Mô hình nền Winkler, còn gọi là mô hình nền biến dạng cục bộ, là mô hình cơ bản và phổ biến trong cơ học đất Mô hình này giả định hệ số nền kz là thông số duy nhất của đất cần lưu ý trong tính toán Điểm đặc biệt của mô hình Winkler là chỉ xét đến biến dạng đàn hồi tại điểm chịu tải trọng ngoài, bỏ qua biến dạng đàn hồi ở vùng xung quanh Ngoài ra, mô hình này cũng bỏ qua các đặc tính của đất như dính và ma sát Theo lý thuyết này, mô hình biến dạng tương ứng là nền đàn hồi gồm hệ lò xo có biến dạng tỷ lệ thuận với áp lực tác dụng lên chúng.
Hình 2-8: Mô hình nền Winkler Độ cứng lò xo k, với k = kz.F, trong đó F là diện tích phần ảnh hưởng của mặt đáy móng với nút đang xét, theo quy tắc phân phối trung bình
Mô hình nền Winkler có ưu điểm là đơn giản, tiện dụng trong tính toán, có thể sử dụng những phần mềm phần tử hữu hạn có sẵn, thiết kế gần đúng với thực tế, đặc biệt là với những nền đất yếu, có lực dính và lực ma sát nhỏ, khi đó ảnh hưởng của vùng lân cận xung quanh vùng chịu tải nhỏ, có thể bỏ qua
Bên cạnh đó, mô hình nền này cũng có những nhược điểm:
- Không phản ánh được sự liên hệ của đất nền, khi chịu tải, đất có thể lôi kéo hay ảnh hưởng đến các vùng lân cận
- Khi nền đồng nhất thì tải trọng phân bố đều liên tục trên dầm, thì theo mô hình này, dầm sẽ lún đều và không biến dạng, nhưng thực tế thì dầm vẫn bị võng ở giữa, nên ảnh hưởng ra xung quanh cũng như lún nhiều hơn so với đầu dầm
- Khi móng tuyệt đối cứng, đặt tải trọng đối xứng thì móng sẽ lún đều, ứng suất đáy móng phân bố đều, nhưng theo các đo đạc thực tế thì ứng suất cũng phân bố không đều
- Hệ số nền kz có tính chất quy ước, không phải là hằng số với toàn bộ đất nền dưới móng
MÔ HÌNH TÍNH MÓNG BÈ CỌC
Xét một móng bè – cọc, trong đó bè móng có dạng bản phẳng, chiều dày bè hb, nằm trên hệ cọc đường kính d, khoảng cách các cọc là L Móng chịu tải trọng do công trình truyền xuống Để giải quyết bài toán móng trên, ta có thể sử dụng mô hình hệ số nền Winkler
Phương pháp giải bằng mô hình hệ số nền tuy có nhiều nhược điểm nhưng trong bài toán phân tích nội lực móng bè – cọc, nó vẫn cho kết quả có độ chính xác cao Đồng thời có thể sử dụng một số phần mềm phần tử hữu hạn thông dụng như SAP2000 hoặc SAFE để giải
Tuỳ theo quan điểm về sự làm việc đồng thời giữa cọc và nền đất để dùng các mô hình tính như sau:
Hình 2-12 - Mô hình tính toán móng bè cọc 1
- Bè được mô hình bằng phần tử tấm, liên kết với các lò xo đặc trưng cho cọc và cho đất
- Cọc được thay thế bằng một liên kết lò xo có độ cứng phụ thuộc vào chuyển vị cọc dưới tác dụng của tải trọng làm việc
Liên kết lò xo giúp thay đổi độ nhún của đất nền tại các điểm cụ thể, phù hợp với sự thay đổi của đất nền và tính chất làm việc của cọc Giải pháp này hỗ trợ cải thiện khả năng chịu tải và giảm độ lún của cọc trong quá trình thi công và khai thác.
Hình 2-13: Mô hình tính toán móng bè cọc 2
- Bè được mô hình bằng phần tử tấm
- Cọc được mô hình bằng phần tử thanh, tại các nút gắn các liên kết lò xo đặc trưng cho tương tác của cọc và đất nền xung quanh
- Nền đất dưới bè cũng được thay thế bằng các liên kết lò xo Để đơn giản cho tính toán, ta chấp nhận một số giả thiết gần đúng như sau:
- Tải trọng ngang của công trình do nền đất trên mức đáy đài tiếp nhận
- Các cọc trong nhóm làm việc như cọc đơn
- Bỏ qua ảnh hưởng ma sát âm của cọc
- Bỏ qua ảnh hưởng của chuyển vị cọc đến độ cứng lò xo của nền đất dưới đáy bè
- Độ cứng lò xo cọc và nền đất xem như không phụ thuộc vào độ cứng của cọc và bè
2.4.2 Xác định hệ số nền của đất
Việc xác định hệ số nền có thể dùng một trong các phương pháp sau:
1 Phương pháp thí nghiệm nén tĩnh tại hiện trường
Một bàn nén vuông đặt tại vị trí móng công trình, chất tải và tìm quan hệ giữa ứng suất gây lún và độ lún
Hệ số nền xác định bằng công thức min 3 min
Trong đó: σmin - ứng suất gây lún ở giai đoạn đất biến dạng tuyến tính, ứng với độ lún bằng khoảng 1/4-1/5 độ lún cho phép [S], (kN/m 2 )
Smin - độ lún trong giai đoạn đàn hồi, ứng với ứng suất σmin, (m)
Hình 2-14: Quan hệ giữa ứng suất và độ lún thu được bằng thí nghiệm nén đất hiện trường
Phương pháp tra bảng dùng để ước lượng hệ số nền cho thiết kế sơ bộ
- Bảng tra dùng cho thiết kế móng cọc theo K.X Zavriev, với z (m) là độ sâu lớp đất
1 Sét và sét pha cát dẻo chảy; bùn 100-200
2 Sét pha cát, cát pha sét và sét dẻo mềm; cát bụi và rời
3 Sét pha cát; cát pha sét và sét dẻo cứng; cát nhỏ và trung bình
4 Sét pha cát; cát pha sét và sét cứng và cát thô
5 Cát lẫn sỏi; đất hòn lớn 1000-2000
- Bảng tra giá trị kz theo Terzaghi:
3 Theo các công thức thực nghiệm a Tính hệ số nền theo phương pháp Bowles Hệ số nền được xác định bởi công thức sau:
- As: hằng số phụ thuộc theo chiều sâu của móng - Bs: Hệ số phụ thuộc độ sâu
- Z: độ sâu đang khảo sát - n: hệ số hiệu chỉnh để kz có giá trị gần với đường cong thực nghiệm, trường hợp không có kết quả thí nghiệm lấy n=1
- Các giá trị của As và Bs được tính theo công thức của Terzaghi và Hansen
- C: hệ số chuyển đổi đơn vị; C= 40 ( hệ SI)
- c: lực dính của đất (kN/m2) - γ : trọng lượng riêng của đất (kN/m3)
- Sq tính theo công thức sau: q 1 B sin
- B: bề rộng của móng hay cọc (m) + Đối với móng băng lấy bằng bề rộng của móng + Đối với móng bè lấy bằng kích thước tối thiểu của móng + Đối với cọc vuông hoặc tròn lấy bằng cạnh hoặc đường kính + Đối với tường cừ lấy bằng bề rộng đơn vị của tường
Móng băng/bè Móng tròn Móng chữ nhật
- N N N c , q , γ : tính theo công thức sau
Kpy: hệ số thực nghiệm được lấy theo bảng sau
Chú thích đơn vị của các đại lượng:
Hệ số nền: ks – kN/m 3 Lực dính: c – kN/m 2 Góc ma sát trong: ϕ - độ Trọng lượng riêng: γ -kN/m 3
Bảng giá trị hệ số nền của một số loại đất thông dụng b Theo công thức Terzaghi:
- k : hệ số nền - c: lực dính của đất - γ: Trọng lượng riêng cuả đất phía trên điểm tính k - φ: góc ma sát trong của đất
- B: bề rộng móng - Các giá trị Nc; Nq;Nγ tra bảng theo φ c Theo công thức Vesic:
- k: hệ số nền - B: Bề rộng móng - EF: Module Young của vật liệu làm móng
- IF: moment quán tính của tiết diện ngang của móng, 1 1 2
- υ: Hệ số Poisson của đất nền Giá trị υ = 0.3 có thể xem là tương đối chính xác cho các trường hợp
- Es: Module đàn hồi của đất nền d Công thức gần đúng
4 Theo phương pháp thực hành (Tính toán độ lún tức thời – Immediate settlement computations)
Trong cơ học đất và cơ học công trình, dù đã có nhiều nghiên cứu nhưng chưa có lý thuyết thống nhất để giải quyết bài toán nền móng Độ lún nền được tính toán theo một mô hình, còn ứng suất-biến dạng của kết cấu trên nền đàn hồi lại dùng mô hình khác Khi tính độ lún, ưu tiên sử dụng mô hình phản ánh nhiều yếu tố ảnh hưởng để xác định gần đúng độ lún Ngược lại, khi tính kết cấu trên nền xét đến biến dạng nền, cần dùng mô hình đơn giản, thể hiện gần đúng tính biến dạng của nền đất để thuận tiện cho việc tính toán.
Từ các nhận xét trên, để khắc phục nhược điểm của các phương pháp xác định hệ số nền trên, ta có thể làm như sau: tính độ lún của nền theo mô hình và phương pháp mà ta chọn xem như thích hợp và đơn giản nhất, sau đó từ độ lún đã có suy ra hệ số nền kz, và cuối cùng tính được độ cứng lò xo tương đương Độ lún trực tiếp khi đặt tải: (Immediate Settlement) có thể xác định theo công thức của Timoshenko và Goodier và được đơn giản hóa bởi Bowles [9]:
Móng có kích thước BxL chịu tải trọng phân bố đều q, chiều sâu chôn móng D:
B’: Khoảng cách từ điểm tính lún ra đến biên của móng B’ = 0,5B tại tâm móng và B’=B tại góc
Es: Môđun biến dạng của đất Nếu trong phạm vi chiều sâu tính lún có nhiều lớp đất thì giá trị Es được lấy trung bình υ: Hệ số Poisson m: số các hình chữ nhật chia ra được theo phương pháp điểm góc: m = 4 tại tâm móng; m = 2 tại cạnh móng; m=1 tại góc
Với I1 và I2 tính theo công thức của
Hình 2-15: Biểu đồ xác định hệ số I F
Trong đó: M = L/B; N = H/B’ với H là chiều sâu vùng chịu nén
IF: Hệ số tra bảng hoặc biểu đồ, dựa vào tỷ số L/B; D/B; D là chiều sâu chôn móng
Xác định hệ số nền:
Sau khi xác định được độ lún trực tiếp khi đặt tải, ta tính hệ số nền theo công thức sau: z k q
= S [27] Để tăng độ chính xác, ta tính hệ số nền cho điểm ở tâm và góc, sau đó lấy giá trị trung bình Có thể so sánh với công thức thực nghiệm của Bowles hoặc Vesic để tăng độ tin cậy cho kết quả
2.4.3 Xác định độ cứng của cọc 1 Phương pháp nén tĩnh cọc tại hiện trường
Mục đích của phương pháp này là để kiểm tra sức chịu tải của cọc Người ta gia tải trọng tĩnh lên cọc theo từng cấp rồi đo độ lún của cọc cho đến khi cọc lún ổn định dưới cấp tải trọng đó Dựng đồ thị S=f(P) dựa theo kết quả thử
Sức chịu tải tiêu chuẩn của cọc theo kết quả thử tĩnh xác định theo đồ thị S=f(P) tương ứng với độ lún
Sgh - độ lún giới hạn cho phép ξ =0,2
Nếu ∆ xác định theo công thức trên >0,04m thì trị số tiêu chuẩn của sức chịu tải Ptc, lấy theo đồ thị trên ứng với ∆ =0,04m
Như vậy, độ cứng của một cọc có thể xác định theo kết quả nén tĩnh cọc như sau:
Hình 2-16: Đồ thị S=f(P) theo kết quả thử cọc bằng tải trọng tĩnh
2 Phương pháp tính theo mô đun biến dạng nền
Phương pháp thí nghiệm xuyên SPT được sử dụng để xác định độ cứng của mũi cọc và thân cọc Độ cứng này được xác định dựa trên module biến dạng của nền đất E0 Giá trị của E0 lại được xác định từ chỉ số SPT (N) tương ứng với từng vị trí khảo sát.
Hệ số độ cứng tại mũi cọc theo phương đứng tính như sau:
- Cọc khoan nhồi: Kv = 0.2 α EoD -3/4 [31]
Kv: Hệ số độ cứng tại mũi cọc theo phương đứng (kgf/cm 3 ) α: Hệ số điều chỉnh mũi cọc, α = 1
D: Đường kính mũi cọc (cm)
Eo: Module biến dạng nền (kgf/cm 2 ) Eo = 25N; (N: Giá trị xuyên tiêu chuẩn)
Hệ số độ cứng dọc thân cọc theo phương đứng tính như sau:
- Cọc đóng trong đất rời: ksv = 0.05 αEoD -3/4 [32]
- Cọc đóng trong đất dính: ksv = 0.1 αEoD-3/4 [33]
- Cọc khoan nhồi: ksv = 0.03 αEoD -3/4 [34]
Trong đó: ksv: hệ số độ cứng dọc thân cọc theo phương đứng (kgf/cm 3 )
Hệ số độ cứng ngang thân cọc tính như sau: kh = 0.2 αEoD -3/4 [35] kh: Hệ số độ cứng ngang thân cọc (kgf/cm 3 )
3 Phương pháp xác định hệ số độ cứng của cọc dựa theo độ lún cọc đơn
Nguyên tắc của phương pháp này là xác định độ lún của cọc S dưới tải trọng P theo mô hình và phương pháp mà ta xem là thích hợp và đơn giản Sau đó xác định độ cứng tương đương của cọc theo công thức đã biết
Xác định độ lún của cọc đơn theo Phương pháp Vesic Độ lún của cọc đơn gồm ba thành phần như sau:
S1- Biến dạng đàn hồi của bản thân cọc S2- Độ lún của cọc do tải trọng truyền lên đất dưới mũi cọc S3- Độ lún của cọc do tải trọng truyền lên đất dọc thân cọc
Biến dạng đàn hồi của bản thân cọc S1 (tính toán như thanh chịu nén) được xác định như sau:
Ap - diện tích tiết diện cọc Ep-Mô đun đàn hồi của vật liệu chế tạo cọc L - Chiều dài cọc
Qb- Tải trọng do mũi cọc chịu Qs - Tải trọng do thân cọc chịu ξ - Hệ số phụ thuộc vào sự phân bố ma sát bên, nếu ma sát bên phân bố đều thì ξ=0,5; Nếu càng xuống sâu, ma sát bên càng lớn thì ξ=0,67
Vậy sức chịu tải của cọc Qc=Qb + ξQs [38] Độ lún của cọc do tải trọng truyền lên đất dưới mũi cọc S2 tính toán như sau:
Trong đó: qb- Sức kháng mũi đơn vị ở tải trọng làm việc qb.Ap=Qb [40]
Độ lún của cọc do tải trọng truyền lên đất dọc thân cọc S3 phụ thuộc vào đường kính cọc tròn hoặc cạnh cọc vuông (υ), hệ số Poát xông của đất dưới mũi cọc, môđun biến dạng của đất dưới mũi cọc (Esb), hệ số tuỳ thuộc hình dạng cọc (ω), được tính bằng công thức S3 = B x υ x Esb x ω.
NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ TRONG MÓNG CỌC ĐÀI BÈ CHO CÔNG TRÌNH THỰC TẾ
PHẦN NGHIÊN CỨU CHÍNH
Trong khuôn khổ luận văn này, phần thực hiện chính tập trung phân tích tính toán độ lún và sự phân bố ứng suất của móng bè cọc áp dụng cho Dự án RP.
3.1.1 Thu thập các số liệu công trình thực tế: a Giới thiệu:
- Các số liệu về địa chất, kết cấu móng bè – cọc, các số liệu quan trắc hiện trường của dự án căn hộ RP được dùng để phân tích mô phỏng sự tương tác giữa đài bè – cọc – đất nền bằng phần mềm phần tử hữu hạn Plaxis 3D Foundation
- Dự án RP là một dự án phức hợp căn hộ - trung tâm thương mại bao gồm 03 khối nhà 42 tầng & 1 tầng hầm b Điều kiện địa chất: Địa chất khu vực dự án gồm có các lớp sau:
- Lớp A là cát san lấp có bề dày trung bình 2.2 (m)
- Lớp 1 là bụi hữu cơ, xám xanh đen trạng thái chảy có bề dày trung bình 23.1 (m).Chỉ số SPT N30=2
- Lớp 2E là lớp sét pha màu xám trắng – nâu đỏ & xám tro Trạng thái dẻo cứng – nửa cứng có bề dày trung bình 2.5 (m) Chỉ số SPT N30= 37
- Lớp 4 là lớp cát pha, pha bụi màu xám vàng, nâu, nâu vàng, vàng kết cấu chặt vừa – chặt có bề dày trung bình 25.5 (m) Chỉ số SPT N30= 28
- Lớp TK3 là lớp sét màu nâu, vàng, trắng xám trạng thái dẻo cứng – nửa cứng – cứng có bề dày trung bình 5 (m) Chỉ số SPT N30= 32
- Lớp 4 là lớp cát pha, pha bụi màu xám vàng, nâu, nâu vàng, vàng kết cấu chặt vừa – chặt có bề dày trung bình 20.5 (m) Chỉ số SPT N30= 33
- Lớp 5 là lớp cát cấp phối tốt lẫn sét, nâu vàng, xám tro kết cấu rất chặt
Hình 3-1: Hình trụ hố khoan địa chất các lớp đất
-39- Hình 3-2: Mặt cắt địa chất công trình c Thông số đất nền:
Theo hồ sơ khảo sát, thông số của đất nền thể hiện như sau:
- Mực nước ngầm nằm tại -1.6m so với level 0.00 (m) - Hệ số poisson tra theo bảng 4.12/230 sách ‘Địa chất công trình” của Thầy
- Thông số Rinter lấy theo đề nghị của phần mềm Plaxis
-41- Bảng 3-1: Tóm tắt các thông số sử dụng cho mô hình Morh-Coulomb trong Plaxis 3D Foundation T h ôn g số K ý h iệ u
L oạ i vậ t li ệu Đ L ớ p A -C át sa n l ấp
L ớ p 4 - C át p h a ( ch ặt vừ a- ch ặt )
L ớ p 4 - C át p h a ( ch ặt v ừ a- ch ặt )
B ê tô n g M ô h ìn h v ậ t li ệu M o d el M -C M -C M -C M -C M -C M -C M -C L in ea r el as ti c L o ại v ật l iệ u t ác đ ộ n g T y p e D ra in e d U n d ra in ed U n d ra in ed U n d ra in e d U n d ra in ed U n d ra in ed D ra in e d N o n - p o ro u s K h ố i lư ợ n g đ ơ n v ị đ ất tr ên m ự c n ư ớ c n g ầmγ1 8 1 4 9 2 0 2 1 9 9 1 9 8 1 9 9 2 0 2 2 5 k K h ố i lư ợ n g đ ơ n v ị đ ất d ư ớ i m ự c n ư ớ c n g ầm sa t γ1 9 1 7 8 2 0 2 1 9 9 1 9 8 1 9 9 2 0 2 - k M o d u le b iế n d ạ n g E 2 0 ,0 0 0 1 2 4 9 4 3 6 ,7 9 2 6 5 ,3 1 4 9 9 ,5 9 1 7 1 ,2 3 8 5 0 ,7 6 8 3 1 E + 0 7 k H ệ số P o is so nυ0 3 0 3 0 3 0 3 0 3 0 3 0 3 0 1 5 L ự c d ín h c ’ 1 6 2 2 4 5 8 5 2 1 7 2 8 5 2 0 1 - k G ó c m a sá t tr o n gϕ’3 0 4 5 2 0 5 3 2 2 2 3 2 3 3 - G ó c tr ư ơ n g n ởψ0 0 0 0 0 0 0 - H ệ số t h ấm k v = k h 0 8 6 4 3 3 7 x 1 0 -5 5 1 8 4 x 1 0 -6 7 7 7 6 x 1 0 -6 3 4 5 6 x 1 0 -6 7 7 7 6 x 1 0 -6 0 2 2 - m H ệ số g iả m c ư ờ n g đ ộ R in te r 0 8 0 7 0 7 0 8 0 7 0 8 0 8 - d Mặt bằng móng:
Hình 3-3: Mặt bằng cọc và móng bè
- Thông số cọc: cọc có chiều dài 74.4 (m) tính từ đáy bè, đường kính 1.5 (m), cường độ bê tông cọc là 350 (kN/m 2 )
- Thông số đài bè: chiều dài x chiều rộng bằng 42.4 x 26.3 (m), chiều dày bè là 3 (m), cường độ bê tông bè là 400 (kN/m 2 ) e Mặt cắt móng công trình:
-43- Hình 3-4: Mặt cắt móng công trình f Chu kỳ quan trắc lún Tính đến thời điểm thu thập số liệu, công trình đã được quan trắc đến chu kỳ 5
Bảng 3-2: Chu kỳ quan trắc cho Block 3 thể hiện trong bảng sau đây
Chu kỳ đo Thời điểm thi công công trình tương ứng với thời điểm quan trắc Độ lún tuyệt đối
0 Xây dựng mốc quan trắc lún Công trình thi công xong phần móng bè cọc & tầng hầm 0
1 Công trình xong sàn tầng 5 -0.5
2 Công trình xong sàn tầng 10 -0.82
3 Công trình xong sàn tầng 15 -1.16
4 Công trình xong sàn tầng 20 -1.59
5 Công trình xong sàn tầng 25 -1.98
Bảng 3-3: Tổng hợp tải trọng và độ lún
(kN/m 2 ) Độ lún quan trắc (mm)
Hình 3-5: Biểu đồ thể hiện độ lún quan trắc theo tải trọng
3.1.2 Tính toán độ lún và ứng suất trong móng bè cọc: từ những số liệu công trình thực tế thu thập được tiến hành tính toán xác định độ lún và sự phân bố ứng suất trong móng bè – cọc bằng phần mềm Plaxis 3D Foundation a Sơ đồ tính:
Hình 3-6: Sơ đồ tính móng bè - cọc b Mô hình tổng thể Plaxis 3D Foundation - Mô hình tổng thể móng bè – cọc trong Plaxis 3D Foundation
Hình 3-7: Mô hình tổng thể móng bè –cọc trong Plaxis 3D Foundation
- Mô hình nền trong Plaxis 3D Foundation
Hình 3-8: Mô hình nền trong Plaxis 3D Foundation c Kết quả tính toán
Bảng 3-4: Tổng hợp tải trọng, độ lún quan trắc và độ lún tính theo Plaxis 3D Foundation
(kN/m 2 ) Độ lún quan trắc (mm) Độ lún tính theo Plaxis 3D Foundation
Hình 3-9: Biểu đồ độ lún theo tải trọng tính toán bằng Plaxis 3D Foundation
Hình 3-10: Biểu đồ quan hệ tải trọng – độ lún giữa độ lún quan trắc và độ lún tính bằng
Như kết quả kiểm tra bằng Plaxis 3D Foundation, có một sự sai khác tương đối lớn về độ lún đối với kết quả quan trắc – giá trị lệch trung bình là 22.8 lần Theo sách “ Nền và Móng” của thầy Châu Ngọc Ẩn trang 35 có đề cập: “ trong quy phạm xây dựng Việt Nam TCXD 45-78 hướng dẫn sử dụng module biến dạng suy từ module Ek của thí nghiệm nén cố kết (nén không nở hông) trong phòng ứng với cấp tải từ 100 kPa đến 200 kPa, nhân với hệ số điều chỉnh mk
Bảng 1.4 Giá trị hệ số hiệu chỉnh m k
Loại đất Trị số của hệ số m k khi hệ số rỗng e bằng
Các giá trị trong bảng chỉ được sử dụng cho các loại đất dính có độ sệt Is= B < 0.75, tức là từ đất dẻo đến cứng.”
Trong luận văn phần tiếp theo sẽ thực hiện hiệu chỉnh giá trị module biến dạng E là giá trị ảnh hưởng chính đến độ lún của khối móng để kết quả độ lún thu được gần đúng với giá trị quan trắc
-50- Bảng 3-5: Tóm tắt các thông số sử dụng cho mô hình Morh-Coulomb trong Plaxis 3D Foundation sau khi đã hiệu chuẩn T h ôn g số K ý h iệ u
L ớ p 4 - C át p h a ( ch ặt v ừ a- ch ặt )
L ớ p 4 - C át p h a ( ch ặt v ừ a- ch ặt )
B ê tô n g M ô h ìn h v ật l iệ u M o d e l M -C M -C M -C M -C M -C M -C M -C L in ea r el as ti c L o ại v ật l iệ u t ác đ ộ n g T y p e D ra in ed U n d ra in e d U n d ra in e d U n d ra in ed U n d ra in e d U n d ra in ed D ra in ed N o n - p o ro u s K h ố i lư ợ n g đ ơ n v ị đ ất t rê n m ự c n ư ớ c n g ầm γ1 8 1 4 9 2 0 2 1 9 9 1 9 8 1 9 9 2 0 2 2 5 k K h ố i lư ợ n g đ ơ n v ị đ ất d ư ớ i m ự c n ư ớ c n g ầm sa t γ1 9 1 7 8 2 0 2 1 9 9 1 9 8 1 9 9 2 0 2 - k M o d u le b iế n d ạn g E 2 0 ,0 0 0 1 ,2 4 9 4 2 2 0 ,7 5 2 7 8 3 ,7 6 8 1 ,1 9 5 ,0 9 2 8 5 4 ,8 5 6 1 ,2 1 8 ,4 3 2 3 1 E + 0 7 k H ệ số P o is so nυ0 3 0 3 0 3 0 3 0 3 0 3 0 3 0 1 5 L ự c d ín h c’ 1 6 2 2 4 5 8 5 2 1 7 2 8 5 2 0 1 - k G ó c m a sá t tr o n gϕ’3 0 4 5 2 0 5 3 2 2 2 3 2 3 3 - G ó c tr ư ơ n g n ởψ0 0 0 0 0 0 0 - H ệ số t h ấm k v = k h 0 8 6 4 3 3 7 x 1 0 -5 5 1 8 4 x 1 0 -6 7 7 7 6 x 1 0 -6 3 4 5 6 x 1 0 -6 7 7 7 6 x 1 0 -6 0 2 2 - m H ệ số g iả m c ư ờ n g đ ộ R in te r 0 8 0 7 0 7 0 8 0 7 0 8 0 8 -
Bảng 3-6: Tổng hợp tải trọng, độ lún quan trắc và độ lún tính theo Plaxis 3D Foundation sau khi hiệu chuẩn
(kN/m 2 ) Độ lún quan trắc (mm) Độ lún tính theo Plaxis 3D Foundation (mm) Độ lệch (lần)
Tỉ lệ phân bố tải trọng giữa cọc và đất nền tương ứng là 77.8 % - 22.2% Chi tiết tính toán được trình bày trong phần phụ lục
3.1.3 Tính toán hệ số độ cứng của cọc và hệ số nền của đất sau đó kiểm tra độ lún & sự phân bố ứng suất trong móng bè – cọc với các hệ số độ cứng của cọc và hệ số nền của đất vừa tính toán bằng phần mềm phần tử hữu hạn SAFE
3.1.3.1 Xác định hệ số nền của đất:
Theo như đã trình bày ở chương 2, một số phương pháp xác định hệ số nền của đất như sau:
- Phương pháp thí nghiệm nén tĩnh tại hiện trường: đây là phương pháp chính xác nhất tuy nhiên trong điều kiện thực tế dự án thực hiện mô phỏng không có dữ liệu thí nghiệm này
- Phương pháp tra bảng: các số liệu trong bảng tra biến đổi trong phạm vi rộng do đó phương pháp này chủ yếu cho việc thiết kế sơ bộ
- Phương pháp sử dụng các công thức thực nghiệm
Theo như trình bày ở trên, do điều kiện thực tế không có số liệu thí nghiệm nén tĩnh tại hiện trường do đó trong phần tính toán sẽ không đề cập đến phương pháp xác định hệ số nền của đất theo thí nghiệm nén tĩnh tại hiện trường Ngoài ra, trong luận văn cũng sẽ không tính toán theo phương pháp tra bảng do phương pháp này chủ yếu dùng để tham khảo Tóm lại, trong luận văn sẽ chủ yếu xác định độ cứng lò xo đất theo các phương pháp “Công thức thực nghiệm của Vesic (1); Terzaghi (2); Bowles (3) và Phương pháp thực hành (4)”
Bảng tóm tắt kết quả tính toán hệ số nền của đất theo các phương pháp đã liệt kê như trên:
Bảng 3-7: Kết quả tính toán hệ số nền của đất theo các phương pháp
STT PHƯƠNG PHÁP TÍNH KẾT QUẢ ĐƠN VỊ
1 Công thức thực nghiệm Vesic 34 (kN/m 3 ) 2 Công thức thực nghiệm Terzaghi 302 (kN/m 3 ) 3 Công thức thực nghiệm Bowles 318 (kN/m 3 )
4 Phương pháp thực hành 58 (kN/m 3 )
Chi tiết tính toán hệ số nền của đất theo các phương pháp tham khảo trong phần phụ lục
3.1.3.2 Xác định hệ số độ cứng của cọc
Một số phương pháp xác định hệ số độ cứng của cọc như sau:
- Phương pháp nén tĩnh cọc tại hiện trường: phương pháp này cho kết quả chính xác tuy nhiên số lượng cọc thử tĩnh chỉ chiếm 0.5% tổng số cọc
Phương pháp tính theo module biến dạng nền dựa trên kết quả SPT nên có độ tin cậy cao, nhưng các hệ số sử dụng trong công thức lại chưa được kiểm nghiệm rộng rãi Ngoài ra, phương pháp này không tính đến ảnh hưởng của độ cứng cọc lên hệ số nền đất.
- Phương pháp xác định hệ số nền cọc dựa theo độ lún cọc đơn:
+ Phương pháp Vesic: muốn xác định theo phương pháp này cần phải có kết quả thí nghiệm sức kháng bên và kháng mũi thực của cọc
Căn cứ vào kết quả thử tĩnh cọc, độ cứng của cọc Kc= 1,776,960 (kN/m) Chi tiết tính toán độ cứng của cọc tham khảo trong phần phụ lục
3.1.3.2 Bảng tổ hợp hệ số độ cứng của cọc và hệ số nền để nhập vào phần mềm SAFE và độ lún thu nhận được
Bảng 3-8: Tổ hợp hệ số độ cứng cọc và hệ số nền nhập vào SAFE
Thực hiện Lần 1 Lần 2 Lần 3 Lần 4 Lần 5
Bảng 3-9: Chi tiết và kết quả tổ hợp lần 1
Tải trọng (kN/m 2 ) Độ lún quan trắc (mm)
Tổ hợp lần 1 Độ lún theo SAFE
Bảng 3-10: Chi tiết và kết quả tổ hợp lần 2
Tải trọng (kN/m 2 ) Độ lún quan trắc (mm)
Tổ hợp lần 2 Độ lún theo SAFE
Bảng 3-11: Chi tiết và kết quả tổ hợp lần 3
(kN/m 2 ) Độ lún quan trắc (mm)
Tổ hợp lần 3 Độ lún theo SAFE
Bảng 3-12: Chi tiết và kết quả tổ hợp lần 4
(kN/m 2 ) Độ lún quan trắc (mm)
Tổ hợp lần 4 Độ lún theo SAFE
Bảng 3-13: Chi tiết và kết quả tổ hợp lần 5
(kN/m 2 ) Độ lún quan trắc (mm)
Tổ hợp lần 5 Độ lún theo SAFE
Hình 3-11: Biều đồ quan hệ tải trọng – độ lún giữa các tổ hợp
Sau khi kiểm tra độ lún bằng Plaxis 3D Foundation với bộ thông số đầu vào lấy theo kết quả thí nghiệm trong phòng và so sánh so sánh với kết quả quan trắc thực tế thu nhận được ta nhận thấy hai kết quả có độ sai khác trung bình khoảng 22.8 lần do đó thể hiện sự khác biệt giữa kết quả thí nghiệm trong phòng và điều kiện thực tế làm việc của đất nền
Sau khi điều chỉnh module biến dạng E của các lớp đất để thu được giá trị độ lún gần giống với kết quả quan trắc, sử dụng mô hình tính toán này ta thu nhận được kết quả cọc chịu 77.8% tải trọng truyền xuống móng và đất nền dưới móng bè tham gia chịu 22.2% tải trọng
Ngoài ra, so sánh kết quả thu được sau khi tính toán bằng phần mềm SAFE theo các độ cứng của cọc và hệ số nền của đất theo các phương pháp khác nhau ta rút ra các kết luận như sau:
PHẦN NGHIÊN CỨU MỞ RỘNG
Sự phân bố ứng suất giữa cọc và đất xung quanh cọc thay đổi tùy thuộc vào độ cứng của hệ móng bè – cọc – đất nền Các thông số ảnh hưởng đến ứng xử của móng bè – cọc được liệt kê dưới đây:
- Sự thay đổi module biến dạng của đất nền dưới đáy móng bè - Sự thay đổi chiều cao bè
- Sự thay đổi khoảng cách giữa các cọc trong móng - Sự thay đổi chiều dài cọc
- Sự thay đổi đường kính cọc - Độ cứng của móng bè và cọc
Luận văn thực hiện thay đổi các thông số như sau để đánh giá sự phân bố ứng suất trong móng bè cọc bằng phần mềm Plaxis 3D Foundation Sau khi tính toán kết quả bằng phần mềm Plaxis 3D Foundation, tổng ứng suất phân bố cho nền được tính toán bằng cách lấy tổng ứng suất truyền xuống móng bè trừ tổng ứng suất truyền lên đầu cọc
Bảng 3-14: Hệ số phân bố ứng suất giữa đất và cọc tham khảo một số dự án trên thế giới
3 Petronas, Kuala Lampur (PF) 450m, 88-storeys 85 15 YES 40
Note: (PF) pile foundation; N.A – not available info
3.2.1.1 Đánh giá sự ảnh hưởng module biến dạng E của lớp đất dưới đáy móng bè
Theo bảng 1.2 trang 34 sách nền móng của thầy Châu ngọc Ẩn, module biến dạng của một số loại đất theo bảng sau:
Loại đất Module biến dạng
Để đánh giá ảnh hưởng của độ cứng đất nền dưới đáy móng bè - cọc, luận văn tính toán phân bố ứng suất giữa cọc và đất nền bằng Plaxis 3D Foundation và ứng suất trong móng bè bằng SAFE với lớp đất nền dưới đáy móng bè gồm sét dẻo trung bình (E = 10,35 MPa) và sét cứng (E = 24,15 MPa), sau đó so sánh với trường hợp đất nền sét mềm đã phân tích Các thông số bài toán lấy theo phần nghiên cứu chính mục 3.1.1 và 3.1.2, chỉ thay đổi lớp đất nền dưới đáy móng bè thành sét dẻo trung bình và sét cứng.
1 Tính toán bằng Plaxis 3D Foundation
Bảng 3-15: Tổng hợp kết quả tính toán cho ba trường hợp thay đổi đất dưới đáy móng bè
Stt Loại đất dưới đáy bè
E (kN/m 2 ) Độ lún trung bình (mm)
1 Bụi hữu cơ trạng thái chảy 1249.4 -39.2 1070 91.9 8.1
(Chi tiết tính toán phân bố ứng suất giữa cọc và đất được trình bày trong phần phụ lục)
Hình 3-12: Biểu đồ độ lún móng bè theo module biến dạng E lớp đất dưới đáy bè
Hình 3-13: Biểu đồ moment trong bè thay đổi theo module biến dạng E lớp đất dưới đáy bè
Hình 3-14: Biểu đồ phân bố ứng suất giữa cọc – đất nền theo module biến dạng E lớp đất dưới đáy bè
Kết luận: đất nền bên dưới đáy bè có ảnh hưởng đến biến dạng và nội lực của đài bè như độ lún và moment trong bè Với tính toán bằng Plaxis 3D Foundation cho ba trường hợp ứng với lớp đất dưới đáy móng bè là bụi hữu cơ trạng thái chảy, sét sẻo trung bình và sét cứng thì độ lún trung bình và moment trong bè giảm dần tương ứng Ngoài ra khi có tải truyền xuống móng nếu lớp đất dưới đáy móng bè càng tốt thì tỉ lệ phân bố ứng suất lên đất càng tăng, trong trường hợp đang xét tải do đất nền chịu tăng từ 8.1% ứng với lớp đất dưới đáy bè là bụi hữu cơ trạng thái chảy lên 14% ứng với sét dẻo trung bình và đạt giá trị 18.1% khi là sét cứng, đây là con số đáng kể
2 Tính toán bằng phần mềm SAFE TH1: Dưới đáy móng bè là lớp sét mềm ta thu được các kết quả
Smin= 2.88 (mm); Smax = 5.3 (mm); Stb = 4.1 (mm) Mmax= 1761.2 (kNm/m); Mmin = 1399.5 (kNm/m); Mtb = 1580.4 (kNm/m)
Hình 3-15: Biểu đồ moment của móng bè ứng với lớp đất dưới đáy móng bè là sét mềm
TH2: Dưới đáy móng bè là lớp sét dẻo trung bình
Smin= 2.88 (mm); Smax=5.3mm; Stb=4.1mm Mmax = 1755.6 (kNm/m); Mmin = 1396.2 (kNm/m); Mtb= 1576 (kNm/m)
Hình 3-16: Biểu đồ moment của móng bè ứng với lớp đất dưới đáy móng bè là sét dẻo trung bình
TH3: Dưới đáy móng bè là lớp sét cứng
Smin= 2.87 (mm); Smax= 5.22 (mm); Stb= 4 (mm) Mmax = 1746 (kNm/m); Mmin = 1390.7 (kNm/m); Mtb= 1568 (kNm/m)
Hình 3-17: Biểu đồ moment của móng bè ứng với lớp đất dưới đáy móng bè là sét cứng Bảng 3-16: Bảng tổng hợp moment trong bè theo phương cạnh ngắn ứng với các loại đất
Moment trong bè theo phương cạnh ngắn (kNm) Tọa độ x/Br (m) 0.95 4.9 8.85 12.8 16.75 20.7
Hình 3-18: Biểu đồ so sánh moment theo phương cạnh ngắn
Bảng 3-17: Bảng tổng hợp moment trong bè theo phương cạnh dài ứng với các loại đất
Moment trong bè theo phương cạnh dài (kNm) Tọa độ x/Cd (m) 1.6 5.45 9.95 14.45 21.2 27.95 32.45 36.95 40.8
Sét dẻo trung bình 861.6 763.5 723.1 803 1544.5 803 723 759.8 861.5 Sét cứng 855.8 758.2 717.7 797.2 1534.3 794.9 717.7 758.2 885
Hình 3-19: Biểu đồ so sánh moment theo phương cạnh dài
Kết luận: Đất nền bên dưới đáy bè có ảnh hưởng đến biến dạng và nội lực của đài bè như độ lún và moment trong bè Sau khi phân tích ba trường hợp với các lớp đất dưới đáy móng bè thay đổi từ sét mềm, sét dẻo trung bình đến sét cứng bằng phần mềm SAFE ta nhận thấy khi đất dưới đáy bè càng cứng thì moment trung bình trong bè có khuynh hướng giảm đồng thời độ lún của bè cũng giảm tương ứng
3.2.1.2 Thực hiện thay đổi chiều cao bè
Móng bè – cọc có kích thước (15m x 15m), chiều cao bè thay đổi từ 2.5 (m), 3 (m), 3.5 (m) và 4 (m) Khoảng cách giữa các cọc là 5d, cọc có đường kính là 1.5 (m), chiều dài cọc là 74.4 (m) tính từ đáy bè Tải trọng tác dụng lên móng bè – cọc là 422.2 (kN/m 2 ) a Sơ đồ tính:
Hình 3-20: Sơ đồ tính khi thay đổi chiều cao bè b Mô hình tổng thể trong Plaxis 3D Foundation
Hình 3-21: Mô hình tổng thể trong Plaxis 3D Foundation khi thay đổi chiều cao bè c Bảng tổng hợp kết quả tính toán
Bảng 3-18: Bảng tổng hợp kết quả tính toán khi thay đổi chiều cao bè
Tải do đất nền chịu (%) 21 17 12 6
Hình 3-22: Biểu đồ moment trong bè khi thay đổi chiều cao bè
Hình 3-23: Biểu đồ độ lún móng bè khi thay đổi chiều cao bè
Hình 3-24: Biểu đồ phân bố ứng suất giữa cọc và đất nền khi thay đổi chiều cao bè d Nhận xét:
- Khi chiều cao bè trong móng bè –cọc thay đổi từ 2.5 (m), 3.0 (m), 3.5 (m) và 4.0 (m) thì độ lún tương ứng là 7.96 (cm), 8.54 (cm), 9.13 (cm) và 9.8 (cm)
Moment uốn lớn nhất tương ứng là 3720 (kNm/m), 3970 (kNm/m), 4190 (kNm/m), và 4520 (kNm/m)
- Khi chiều cao bè trong móng bè –cọc thay đổi từ 2.5 (m), 3.0 (m), 3.5 (m) và 4.0 (m) thì sự phân bố ứng suất giữa cọc và đất xung quanh cọc thay đổi tương ứng là (79% - 21%), (83% - 17%), (88% - 12%) và (94% - 6%) e Kết luận:
Bề dày của bè có ảnh hưởng đến độ lún lệch giữa cạnh và tâm bè Trong trường hợp địa chất đang xét, không có hiệu quả khi tăng chiều cao bè vì làm độ lún, moment trong bè và tỉ lệ phân bố tải trọng trong cọc tăng Do đó, việc chọn tăng chiều cao bè cần phải tính toán và chọn lựa dựa theo khả năng xuyên thủng Với bề dày bè nhỏ hơn 3.5m thì ứng suất do đất chịu là 12% và là giá trị tương đối đáng kể so với sai số 10% do đó cần phải lưu ý sự tham gia gánh tải của đất nền dưới móng bè
3.2.1.3 Thực hiện thay đổi khoảng cách giữa các cọc trong móng
Móng bè – cọc có kích thước (15m x 15m), chiều cao bè 3 (m) Khoảng cách giữa các cọc thay đổi từ 3d, 4d, 5d, 6d; cọc có đường kính là 1.5m, chiều dài cọc là 74.4 (m) tính từ đáy bè Tải trọng tác dụng lên móng bè – cọc là 422.2 (kN/m 2 ) a Sơ đồ tính:
Hình 3-25: Sơ đồ tính khi thay đổi khoảng cách các cọc trong móng b Mô hình tổng thể trong Plaxis 3D Foundation
Hình 3-26: Mô hình tổng thể trong Plaxis 3D Foundation khi thay đổi khoảng cách các cọc c Bảng tổng hợp kết quả tính toán
Bảng 3-19: Bảng tổng hợp kết quả tính toán khi thay đổi khoảng cách cọc
KẾT QUẢ TÍNH TOÁN KHOẢNG CÁCH CỌC
Tải do đất nền chịu (%) 18 18 17 16
Hình 3-27: Biểu đồ độ lún móng bè khi thay đổi khoảng cách cọc
Hình 3-28: Biểu đồ moment trong bè khi thay đổi khoảng cách cọc
Hình 3-29: Biểu đồ phân bổ ứng suất giữa cọc và đất nền khi thay đổi khoảng cách cọc d Nhận xét:
- Khi khoảng cách giữa các cọc trong móng bè – cọc thay đổi từ 3d, 4d, 5d và 6d thì độ lún tương ứng là 9.48 (cm), 9.34 (cm), 8.54 (cm) và 7.88 (cm)
Moment uốn lớn nhất tương ứng là 7060 (kNm/m), 5270 (kNm/m), 3970 (kNm/m), và 3730 (kNm/m)
Khi khoảng cách giữa các cọc trong móng bè cọc thay đổi từ 3d đến 6d, sự phân bố ứng suất giữa cọc và đất xung quanh cọc cũng thay đổi theo Cụ thể, khi khoảng cách tăng lên từ 3d đến 6d, tỷ lệ ứng suất truyền vào cọc giảm dần từ 82% xuống 84%, trong khi tỷ lệ ứng suất truyền vào đất tăng dần từ 18% lên 16% Điều này cho thấy sự phân bố ứng suất giữa cọc và đất phụ thuộc vào khoảng cách giữa các cọc.
Khi tăng khoảng cách giữa các cọc từ 3d đến 6d thì độ lún trung bình của móng bè cọc giảm, moment uốn của móng bè – cọc cũng tương ứng giảm theo Sự phân bố ứng suất trong cọc thay đổi không nhiều khi khoảng cách các cọc thay đổi
3.2.1.4 Thực hiện thay đổi chiều dài cọc
Móng bè – cọc có kích thước (15m x 15m), chiều cao bè 3 (m) Khoảng cách giữa các cọc là 5d; cọc có đường kính là 1.5 (m), chiều dài cọc thay đổi từ 74.4 (m), 78.1 (m), 81.8 (m) đến 85.6 (m) tính từ đáy móng bè – cọc Tải trọng tác dụng lên móng bè – cọc là 422.2 (kN/m 2 ) a Sơ đồ tính:
Hình 3-30: Sơ đồ tính khi thay đổi chiều dài cọc b Mô hình tổng thể trong Plaxis 3D Foundation
Hình 3-31: Mô hình tổng thể khi thay đổi chiều dài cọc trong Plaxis 3D Foundation c Bảng tổng hợp kết quả tính toán
Bảng 3-20: Bảng tổng hợp kết quả tính toán khi thay đổi chiều dài cọc
KẾT QUẢ TÍNH TOÁN CHIỀU DÀI CỌC
Tải do đất nền chịu (%) 17 21 19 3
Hình 3-32: Biểu đồ độ lún móng bè khi thay đổi chiều dài cọc
Hình 3-33: Biểu đồ moment trong bè khi thay đổi chiều dài cọc
Hình 3-34: Biểu đồ phân bố ứng suất giữa cọc và đất nền khi thay đổi chiều dài cọc d Nhận xét:
Khi chiều dài cọc thay đổi từ 74,4m đến 85,6m, độ lún tương ứng giảm từ 8,54cm xuống 4,36cm Ngược lại, mômen uốn lớn nhất tăng dần từ 3970 kNm/m lên 4120 kNm/m.
- Khi chiều dài cọc trong móng bè –cọc thay đổi từ 74.4 (m), 78.1 (m), 81.8 (m) và 85.6 (m) thì sự phân bố ứng suất giữa cọc và đất xung quanh cọc thay đổi tương ứng là (83% - 17%), (79% - 21%), (81% - 19%) và (97% - 3%) e Kết luận: