HCM, ngày 30 tháng 11 năm 2012 NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ Khoá Năm trúng tuyển : 2011 I- TÊN ĐỀ TÀI: PHÂN TÍCH HỆ SỐ PHÂN BỐ TẢI TRỌNG TRONG MÓNG BÈ CỌC TRÊN NỀN CÓ GIA CỐ CỌC XI MĂNG ĐẤ
Trang 2Cán bộ hướng dẫn khoa học: GV TS LÊ TRỌNG NGHĨA
Cán bộ chấm nhận xét 1: GVC TS BÙI TRƯỜNG SƠN
Trang 3Tp HCM, ngày 30 tháng 11 năm 2012
NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ
Khoá (Năm trúng tuyển) : 2011
I- TÊN ĐỀ TÀI: PHÂN TÍCH HỆ SỐ PHÂN BỐ TẢI TRỌNG TRONG MÓNG BÈ CỌC TRÊN NỀN CÓ GIA CỐ CỌC XI MĂNG ĐẤT
NHIỆM VỤ LUẬN VĂN:
Nhiệm vụ: Phân tích hệ số phân bố tải trọng trong móng bè cọc trên nền có gia cố cọc xi măng đất
Nội dung:
Mở đầu Chương 1: Tổng quan Chương 2: Cơ sở lý thuyết phân tích móng bè cọc và cọc xi măng đất Chương 3: Phân tích hệ số phân bố tải trọng trên nền đất yếu có gia cố cọc xi măng đất đối với công trình thực tế tại Cần Thơ
Kết luận và kiến nghị
II- NGÀY GIAO NHIỆM VỤ : 02/7/2012 III- NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ : 30/11/2012 IV- HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN : TS LÊ TRỌNG NGHĨA
Tp HCM, ngày 30 tháng 11 năm 2012
(Họ tên và chữ ký)
TRƯỞNG KHOA:
(Họ tên và chữ ký)
Trang 4dẫn em suốt khóa học Kiến thức của thầy cô cung cấp giúp ích em trong việc hoàn thành luận văn nói riêng và trang bị kiến thức khá đầy đủ để em thực hành nghề sau nay
Em chân thành cảm ơn thầy Lê Trọng Nghĩa đã tận hình hướng dẫn và giúp đỡ em hoàn thành luận văn này Em chân thành gửi lời cảm ơn đến thầy Trần Xuân Thọ đã nêu ra những khuyết điểm của Đề cương luận văn để em rút kinh nghiệm
Sau 03 học kỳ học tập nghiên cứu thạc sỹ tại trường, em được cung cấp nhiều kiến thức cũng như kinh nghiệm thực tế từ các thầy cô, và đặt biệt là tấm lòng nhiệt tình của quý thầy cô là tấm gương cho những giảng viên trẻ như em noi theo
Em xin chân thành CẢM ƠN
Tp, Hồ Chí Minh, ngày 15 tháng 11 năm 2012
Trần Đồng Kiếm Lam
Trang 5chiều dày lớp đất yếu 30m Để chống chuyển vị thành hố đào và chống đẩy trồi đáy móng trong quá trình, một lớp sàn xi măng đất (JGS) được đưa vào sử dụng Phương án móng dưới lõi thang máy là móng cọc với 12 cọc có đường kính 1.2m dài 54.5m Với phương án móng trên, lớp xi măng đất không được xét vào trong quá trình thiết kế nền móng
Luận văn tiến hành phần tích bài toán theo quan điểm bè cọc trên nền có xét lớp xi măng đất Bài toán được phân tích bằng phương pháp phần tử hữu hạn 3D (với sự trợ giúp của phầm mềm Plaxis dùng mô hình nền Mohr - Coulomb) Kết quả thu được khi không xét lớp xi măng đất, hệ số phân bố tải trọng αpr = 97.11%, còn khi xét hệ số αpr = 71.88% Vậy khi xét lớp xi măng đất hệ số phân bố tải trọng giảm đáng kể
Đồng thời khi thay đổi cường độ lớp xi măng đất, chiều dày lớp xi măng đất, chiều dày bè, chiều dài cọc, đường kính cọc, khoảng cách cọc và tải trọng ngoài ta thấy hệ số phân bố cũng thay đổi theo
• Khi cường độ lớp xi măng tăng 50% (từ 400kN/m2
đến 600kN/m2) hệ số phân bố tải trọng giảm 6.8%
• Khi chiều dày lớp xi măng đất tăng (từ 4m đến 5m) hệ số phân bố tải trọng giảm 3.83%
• Khi chiều dày bè tăng hệ số phân bố tải trọng giảm, tuy nhiên sự giảm này có xu hướng tắt nhanh; ∆αpr1.5-2 = - 1.41%; ∆αpr2-2.5 = - 0.68%; ∆αpr3-2.5 = - 0.32%
• Khi chiều dài cọc tăng, hệ số phân bố tải trọng tăng theo Khi lc = 40m, αpr=56.23%, khi lc = 55m, αpr = 63.83%
• Khi đường kính cọc tăng, hệ số phân bố tải trọng tăng (tăng từ 37.24% đến 63.83%)
• Khi khoảng cách cọc tăng, hệ số phân bố tải trọng giảm từ 61.93% khi dc = 3m đến 53.48% khi dc = 6m
Trang 671.88% đến 69.54%.)
ABSTRACT
The building in Can Tho (17 stories with 2 basements ) stands at the place where soil profile has sevent layer with the depth of the soft soil is 30m For reducing wall deflection and ground settlement and improving basal heave stability a Jet Grouting Slab (JGS) was used The foundation at the elevator was designed as the pile foundation with 12 piles with d = 1.2m and 54.5m in length The JGS wasn’t mentioned when designing the pile foundation
The thesis analyses with piled raft foundation philosophy in two cases: not mentioning the JGS and mentioning the JGS The FEM 3D method with Plaxis 3D Foundation was used First case, αpr = 97.11%, and second cases, αpr = 71.88% So when mentioning the JGS, the αpr lowers nearly 30%
The thesis also analyses some effects on the αpr factor It shows that the strength of JGS, the height of JGS, the height of raft, the length of pile, the diameter of pile, the length between piles and the load can make the αpr change
• When the strength of JGS increases 50% (from 400kN/m2
to 600kN/m2), αpr decreases 6.8%
• When the height of JGS increases from 4m to 5m, αpr decreases 3.83% • When the height of raft increases, αpr decreases
• When the length of pile increases αpr also increases: lc = 40m; αpr=56.23%, lc = 55m, αpr = 63.83%
• When the diameter of pile increases αpr also increases • When the length between piles increases, αpr decreases: from 61.93%
(dc = 3m) to 53.48% (dc = 6m) • When the load decreases from 4500kN/pile to 1500kN/pile, αpr
decreases: from 71.88% to 69.54%
Trang 7MỤC LỤC
1.4 Hạn chế của phương án thiết kế móng bè cọc làm việc đồng thời 24
Trang 81.5.5.2 Ứng dụng cột xi măng đất chống chuyển vị hố đào 30
CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT PHÂN TÍCH MÓNG
2.1 Các phương pháp phân tích ứng xử trong móng bè cọc 36
2.1.3 Các vấn đề cần quan tâm khi phân tích móng bè cọc 37
2.1.5.1 Phương pháp Poulos - Davis - Randolph (PDR) [36] 40
Trang 92.1.7 Các phương pháp tính toán chính xác 47
2.1.7.3 Phương pháp kết hợp phần tử hữu hạn và phần tử biên 502.1.7.4 Phương pháp phần tử hữu hạn kết hợp với phần tử lớp 50
2.3.1 Phương pháp tính toán theo tiêu chuẩn gia cố cột xi măng đất Việt Nam
2.3.3.1 Sức chịu tải của cột xi măng đất theo vật liệu làm cọc 56
Trang 102.4.1.2 Phân tích ứng suất có hiệu loại vật liệu undrained với thông số có hiệu
602.4.1.3 Phân tích ứng suất có hiệu loại vật liệu undrained với thông số không
Trang 12MỤC LỤC HÌNH ẢNH
Hình 1-1: Biến dạng của hai công trình, một theo quan điểm cổ điển, một theo quan
điểm cọc tới hạn ( theo Hansbo, 1993 [3]) 14
Hình 1-2: Cọc bố trí làm giảm độ lún của nền ( theo Randolph, 1994 [2]) 14
Hình 1-3: Cọc giảm lún trong vai trò làm giảm lún cục bộ ( theo Tan Y.C and Chow C.M.,2004 [5]) 15
Hình 1-4: Đường cong quan hệ giữa độ lún và tải trọng tác dụng cho móng bè cọc theo các quan điểm thiết kế ( Poulos , 2001 [4]) 16
Hình 1-5: Westend 1 Tower, Frankfurt 18
Hình 1-6: Mặt cắt ngang Westend 1 Tower, Frankfurt (a) và mặt bằng móng (b) ( Franke và các cộng sự, 1994) 19
Hình 1-7: So sánh kết quả tính toán 20
Hình 1-8: Messeturm Tower, Frankfurt 22
Hình 1-9: Phương án móng bè cọc Messeturm Tower, Frankfurt 23
Hình 1-10: Ứng dụng của trộn sâu ( theo TCVN 385 : 2006) [9] 26
Hình 1-16: Thí dụ bố trí trụ trùng nhau trộn ướt, thứ tự thi công 29
Hình 1-17: Chuyển vị của tường trong hố đào sâu: so sánh giữa thực tế và tính toán ( theo Chang – Yu Ou, 2006 [11]) 30
Hình 1-18: Mặt cắt ngang hố đào sâu có lớp xi măng đất ( Gaba, 1990 [12]) 31
Hình 1-19: Các dạng gia cố cột xi măng đất trong hố đào sâu a, dạng khối; b, dạng cột; c, dạng tấm 31
Hình 1-20: Sự gia cường đất nền bên dưới hố đào: a, gia cường toàn bộ khu vực; b, gia cường cục bộ 32
Trang 13Hình 1-21: Ảnh hưởng của chiều dày lớp cột xi măng đất trong hố đào sâu (theo
Wong và các cộng sự., 1998 [13]) 32
Hình 1-22: Trường hợp đầu tiên, chuyển vị lớn nhất là 361mm 33
Hình 1-23: Trường hợp thứ hai, chuyển vị lớn nhất là 141mm 33
Hình 1-24: Trường hợp thứ ba, chuyển vị lớn nhất là 37mm 34
Hình 1-25: Ứng dụng JGS trong hố đào sâu 34
Hình 1-26: Cơ chế làm việc của JGS: a, thanh chịu nén; b, bản neo 35
Hình 2-1: Tương tác trong móng bè cọc ( dựa theo Katzenbach và các cộng sự [16] ) 36
Hình 2-2: Mối quan hệ giữa móng cọc - móng bè - móng bè cọc [17] 37
Hình 2-3: Mô tả đơn giản về bè cọc đơn vị 41
Hình 2-4: Quan hệ giữa độ lún và tải trọng 43
Hình 2-5: Quan điểm của Burland [19] 44
Hình 2-6: Phương pháp dãy trên nền lò xo theo Poulos (1991) [20] 46
Hình 2-7: Bài toán móng bè trên nền cọc [51] 51
Hình 2-8: Hình ảnh biến dạng của kết cấu 52
Hình 2-9: Biểu đồ so sánh hệ số phân bố tải trọng giữa các phương pháp 53
Hình 2-10: Biểu đồ so sánh độ lún giữa các phương pháp 54
Hình 2-11: Quan hệ giữa cương độ chịu cắt và cường độ nén đơn (theo Kawasaki và các cộng sự (1984) [53] 57
Hình 2-12: Mối quan hệ giữa qu và E50 theo Kawasaki (1981) [54] 58
Hình 2-13: Mối quan hệ giữa qu và E50 theo Asano và các cộng sự (1996) [55] 58
Trang 14Hình 3-5: a, Trường hợp không có lớp xi măng đất; b, Trường hợp có lớp xi măng
đất 80
Hình 3-6: Biến dạng của nền khi không xét lớp xi măng đất (a) và khi xét lớp xi măng đất (b) 81
Hình 3-7: Lực dọc trong cọc khi không xét lớp xi măng đất 81
Hình 3-8: Lực dọc trong cọc khi xét lớp xi măng đất 82
Hình 3-9: Sự phụ thuộc của α vào cường độ lớp JGS, H = 6m 83
Hình 3-10: Sự phụ thuộc của độ lún S vào cường độ lớp JGS, H = 6m 83
Hình 3-11: Sự phụ thuộc của P vào cường độ lớp JGS, H = 6m 84
Hình 3-12: a, Trường hợp lớp xi măng đất dày 4m; b, Trường hợp lớp xi măng đất dày 5m 85
Hình 3-13: c, Trường hợp lớp xi măng đất dày 6m; d, Trường hợp lớp xi măng đất dày 7m 86
Hình 3-14: Sự phụ thuộc của α vào chiều dày lớp JGS, qu = 600 kN/m2 87
Hình 3-15: Sự phụ thuộc của α vào chiều dày lớp JGS, qu = 800 kN/m2 87
Hình 3-16: Sự phụ thuộc của α vào chiều dày lớp JGS, qu = 1000 kN/m2 88
Hình 3-17: Sự phụ thuộc của α vào chiều dày lớp JGS, qu = 600, 800, 1000 kN/m2 88
Hình 3-18: Sự phụ thuộc của S vào chiều dày lớp JGS, qu = 600 kN/m2 89
Hình 3-19: Sự phụ thuộc của S vào chiều dày lớp JGS, qu = 800 kN/m2 89
Hình 3-20: Sự phụ thuộc của S vào chiều dày lớp JGS, qu = 1000 kN/m2 90
Hình 3-21: Sự phụ thuộc của S vào chiều dày lớp JGS, qu = 600, 800, 1000 kN/m2 90
Hình 3-22: Sự phụ thuộc của α vào chiều dày bè, qu = 1000 kN/m2 91
Hình 3-23: Sự phụ thuộc của S vào chiều dày bè, qu = 1000 kN/m2 91
Hình 3-24: a, Trường hợp cọc dài 50m; b, Trường học cọc dài 55m 92
Hình 3-25: c, Trường hợp cọc dài 60m; d, Trường học cọc dài 65m 93
Hình 3-26: Sự phụ thuộc của α vào chiều dài cọc, qu = 1000 kN/m2 94
Hình 3-27: Sự phụ thuộc của S vào chiều dài cọc, qu = 1000 kN/m2 94
Trang 15Hình 3-28: Sự phụ thuộc của α vào đường kính cọc, qu = 1000 kN/m2 95
Hình 3-29: Sự phụ thuộc của S vào đường kính cọc, qu = 1000 kN/m2 95
Hình 3-30: Sự phụ thuộc của α vào khoảng cách cọc 96
Hình 3-31: Sự phụ thuộc của S vào khoảng cách cọc 96
Hình 3-32: Sự phụ thuộc của hệ số α vào tải trọng ngoài 97
Hình 3-33: Sự phụ thuộc của độ lún vào tải trọng 98
Hình 3-34: Biểu đồ tổng hợp các trường hợp phân tích 99
Trang 16Bảng 2-2: Bảng tổng hợp các công thức liên hệ giữa qu và E50 59
Bảng 2-3: Mối quan hệ giữa Es và SPT, CPT [57] 63
Bảng 2-4: Bảng tương quan giữa E và qc theo Sanglerat (1972) [62] 64
Bảng 2-5: Bảng quan hệ giữa E và cu Stroud và các cộng sự (1975) [64] 65
Bảng 2-11: Bảng giá trị k của một số loại đất, theo Das, B.M [66] 70
Bảng 2-12: Bảng giá trị k của một số loại đất, theo Muni Budhu [68] 70
Bảng 2-13: Quan hệ giữa hệ số thấm theo phương ngang và hệ số thấm theo phương đứng 71
Bảng 3-1: Bảng chỉ tiêu cơ học vật lý của các lớp đất 74
Bảng 3-2: Bảng thông số địa chất 77
Bảng 3-3: Bảng thông số sàn xi măng đất 78
Bảng 3-4: Bảng thông số cọc BTCT 78
Bảng 3-5: Bảng thông số cọc BTCT 78
Bảng 3-6: Bảng giá trị diễn tả sự phụ thuộc của hệ số α vào tải trọng ngoài 97
Bảng 3-7: Bảng giá trị diễn tả sự phụ thuộc của S vào tải trọng ngoài 98
Trang 17MỞ ĐẦU 1.1 Tên đề tài
Phân tích hệ số phân bố tải trọng trong móng bè cọc trên nền có gia cố cọc xi măng đất
1.2 Tính cấp thiết của đề tài
Những năm gần đây ý tưởng sử dụng cọc dùng để giảm lún cho móng bè, cũng như làm giảm sự lún lệch trong công trình đang được các nhà khoa học tập trung nghiên cứu Ý tưởng này được gọi tên là móng bè trên nền cọc giảm lún
Poulous được xem là một trong nhiều người đi tiên phong trong lĩnh vực này Các nghiên cứu của ông có ý nghĩa khoa học nhất định đến các phương án thiết kế
nền móng nhà cao tầng ngày nay Theo ông [1], một trong những địa chất không
thích hợp với giải pháp bè cọc kết hợp là có lớp đất yếu gần mặt tiếp xúc với bè vì sức chịu tải của lớp nhỏ không gánh đỡ được phần tải trọng từ bè truyền xuống; nên những vị trí móng cọc đài bè ( như lõi thang máy) vẫn được thiết kế theo quan điểm móng cọc cổ điển
Trong tính toán thiết kế hố đào sâu, khi gặp địa chất phức tạp ( như lớp đất yếu dày đến vài chục mét) để chống chuyển vị ngang của tường hố đào cũng như chống phình trồi đáy hố đào, giải pháp sàn xi măng đất ( JGS – Jet Grout Slab) được sử dụng đến Lớp JGS này chỉ được kể đến trong quá trình thi công, còn trong giai đoạn công trình làm việc, lớp JGS lại bị bỏ qua không xét đến ảnh hường của chúng đến cường độ đất nền (dù rằng lớp này tiếp xúc trực tiếp với móng)
Thực tế móng cọc trong nền có sự gia cường lớp JGS sẽ làm việc khác với trường hợp khi không có lớp này, sẽ gây lãng phí rất lớn khi không xét đến sự tồn tại của chúng
Nên đề tài này nghiên cứu sự làm việc của móng bè cọc trên nền đất yếu có gia cố cột xi măng đất (JGS), đáp ứng tình hình cụ thể khu vực miền nam
1.3 Mục đích nghiên cứu của đề tài
Phân tích hệ số phân bố tải trọng trong móng bè cọc trên nền có gia cố cột xi măng đất
Trang 18Phân tích sự phụ thuộc của hệ số phân bố tải trọng vào cường độ cột xi măng đất
Phân tích sự phụ thuộc của hệ số phân bố tải trọng vào chiều dày lớp cột xi măng đất
Phân tích sự phụ thuộc của hệ số phân bố tải trọng vào đường kính cọc khoan nhồi, chiều dài cọc khoan nhồi và khoảng cách các cọc trên nền có gia cố cột xi măng đất
1.4 Phương pháp nghiên cứu của đề tài
Nghiên cứu cơ sở lý thuyết về tính toán móng bè cọc trên thế giới Nghiên cứu cơ sở lý thuyết về modun đàn hồi hợp lý của cột đất trộn xi măng và sự làm việc của cột đất trộn xi măng trong nền đất yếu
Dùng phương pháp phần tử hữu hạn mô phỏng bài toán bè cọc và cột xi măng đất làm việc đồng thời để xác định hệ số phân bố tải trọng
1.7 Phạm vi nghiên cứu của đề tài
Đề tài chỉ tập trung phân tích nghiên cứu hệ số phân bố tải trọng của bè cọc trên nền đất yếu có gia cố cột xi măng đất
1.8 Hạn chế của đề tài
Chỉ xét đến địa chất khu vực thành phố Cần Thơ chưa có điều kiện nhân rộng ra nhiều loại địa chất khác, chưa có số liệu quan trắc cụ thể để so sánh với kết quả tính toán
Chỉ xét đến tải trọng tập trung thẳng đứng, chưa xét đến tải trọng phân bố và tải trọng tác dụng theo phương ngang
Trang 19CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ MÓNG BÈ CỌC VÀ SÀN XI MĂNG
ĐẤT
1.1 Quan điểm thiết kế móng bè cọc
Thuật ngữ móng bè cọc ( tiếng Anh là piled raft foundation ) đang được sự quan tâm của nhiều nhà khoa học Từ những năm 50 – 60 của thế kỷ XX đến những năm đầu thế kỷ XXI nhiều công trình nghiên cứu đã được công bố, điển hình như: Zeevaert (1957), Davis & Poulos (1972), Hooper (1973), Burland và các cộng sự (1977), Sommer và các cộng sự (1985), Price & Wardel (1986), Franke (1991), O’Neill và các cộng sự (1996), van Impe & Lungu (1996), El - Mossallamy & Franke (1997), Poulos (2001), Chow & Small (2008), Yamashita và các cộng sự (2011)…
Randolph ( 1994) [2] trình bày ba quan điểm thiết kế móng bè cọc, gồm có:
1 Quan điểm cổ điển: cọc được quan niệm là bộ phận chính gánh đỡ toàn bộ tải trọng công trình
2 Quan điểm “cọc tới hạn”: mỗi cọc được thiết kế làm việc với tải trọng từ 70% đến 80% sức chịu tải tới hạn của cọc Mục đích cọc thêm vào dùng để làm giảm áp lực tiếp xúc giữa nền và bè bên dưới Với loại cọc này thì hệ số an toàn của cọc sẽ nhỏ hơn quan điểm cổ điển
Hansbo (1993) [3] có làm so sánh ứng xử biến dạng của hai công trình theo
hai quan điểm bè cọc khác nhau Theo hình 1.1 ta thấy, phương án 2 tiết kiệm cọc đồng thời độ lún giảm hơn phương án 1 một cách đáng kể
3 Quan điểm giảm lún lệch: cọc được bố trí để làm giảm độ lún lệch, cũng như giảm độ lún của công trình ( hình 1.2)
Poulos , H G ( 2001) [4] có trình bày các quan điểm thiết kế móng bè cọc
thông qua hình 1.3: - Đường cong 0: Ứng xử của móng bè - Đường cong 1: Ứng xử của bè với cọc được thiết kế với hệ số an toàn thông thường
- Đường cong 2: Ứng xử của bè với cọc được thiết kế với hệ số an toàn nhỏ hơn
Trang 20- Đường cong 3: Ứng xử của bè với cọc được thiết kế với khả năng chịu tải cực hạn
Hình 1-1: Biến dạng của hai công trình, một theo quan điểm cổ điển, một theo quan
điểm cọc tới hạn ( theo Hansbo, 1993 [3])
Hình 1-2: Cọc bố trí làm giảm độ lún của nền ( theo Randolph, 1994 [2])
Trang 21Hình 1-3: Cọc giảm lún trong vai trò làm giảm lún cục bộ ( theo Tan Y.C and
Chow C.M.,2004 [5])
Trang 22Hình 1-4: Đường cong quan hệ giữa độ lún và tải trọng tác dụng cho móng bè cọc
theo các quan điểm thiết kế ( Poulos , 2001 [4])
Từ đường cong trên ta thấy rằng: Đường cong 0 diễn tả ứng xử của móng bè, trong trường hợp này độ lún vượt quá độ lún cho phép tải trọng thiết kế
Đường cong 1 diễn tả quan điểm thiết kế cổ điển, ứng xử của bè cọc được xem như là ứng xử của hệ móng cọc Trong trường hợp này thì giai đoạn làm việc đàn hồi còn rất lớn so với tải trọng thiết kế và cọc gánh toàn bộ tải trọng tác dụng
Đường cong 2 diễn tả quan điểm cọc được thiết kế theo hệ số an toàn thấp hơn vì số lượng cọc ít hơn nên bè gánh đỡ nhiều tải trọng hơn so với đường cong 1
Đường cong 3 diễn tả quan điểm sử dụng cọc dùng để giảm lún và độ lún lệch và tận dụng khả năng chịu tải tới hạn của cọc khi chịu tải trọng thiết kế của công trình Tại tải trọng thiết kế, quan hệ giữa độ lún và tải trọng là phi tuyến, nhưng toàn bộ hệ thống móng an toàn và độ lún ổn định đạt yêu cầu Đồng thời nhận thấy quan điểm thiết kế theo đường cong 3 dẫn đến tiết kiệm chi phí hơn các quan điểm khác
Trang 231.2 Các thông số điển hình 1.2.1 Hệ số phân bố tải trọng ααpr
Hệ số phân bố tải trọng αpr được định nghĩa là tỉ lệ giữa tổng tải trọng tác dụng lên cọc ΣPpile với tổng tải trọng tác dụng của công trình Ptot
totpilepr
PP
∑=
ss
=
Trang 241.3 Một số công trình điển hình 1.3.1 Westend 1 Tower, Frankfurt
Hình 1-5: Westend 1 Tower, Frankfurt
Trang 25Hình 1-6: Mặt cắt ngang Westend 1 Tower, Frankfurt (a) và mặt bằng móng
(b) ( Franke và các cộng sự, 1994) Westend 1 Tower là tòa nhà 51 tầng, cao 208m được xây dựng tại Frankfurt, Đức Mặt cắt ngang và mặt bằng móng được thể hiện trên hình 1.6 Phần móng của công trình bao gồm một bè cọc với 40 cọc dài 30m đường kính 1,3m Phần giữa công trình bè cao 4.5m và giảm còn 3m mỗi cạnh
Để dự đoán ứng xử của công trình, Poulos và các cộng sự (1997) [6] đã sử dụng một số phương pháp sau:
1, Phương pháp tính tay đơn giản (Poulos & Davis, 1980) 2, Phương pháp dãy trên nền đàn hồi (Poulos, 1991) 3, Phương pháp tấm trên nền đàn hồi (Poulos, 1994) 4, Phương pháp phần tử hữu hạn kết hợp điều kiện biên (Ta & Small, 1996) 5, Phương pháp phần tử hữu hạn kết hợp điều kiện biên (Sinha, 1996) 6, Phương pháp phần tử hữu hạn kết hợp điều kiện biên (Franke và các cộng sự., 1994)
Sau đó, Reul & Randolph [7] dùng thêm hai phương pháp khác để phân tích:
Trang 267, Phương pháp ma trận dẻo (Randolph, 1983) 8, Phương pháp truyền tải trọng cho cọc đơn kết hợp với ứng xử đàn hồi giữa cọc và bè (Clancy & Randolph, 1993)
Hình 1-7: So sánh kết quả tính toán
Trang 27Các phương pháp phân tích: 1 Poulos và Davis (1980) 2 Poulos (1991)
3 Poulos (1994) 4 Ta và Small (1996) 5 Sinha (1996) 6 Franke và các cộng sự (1994) 7 Randolph (1983)
8 Clancy và Randolph (1993) FEA Phương pháp phần tử hữu hạn FEA* Phương pháp phần tử hữu hạn: giảm ma sát thành
Kết quả phân tích theo các phương pháp 1,2,3,4,5 & 6 theo Poulos và các cộng
sự.(1997) [6]
Kết quả đo đạc: a) Lutz và các cộng sự (1996) b) Franke và Lutz (1994) Kết quả tính toán được trình bày trên hình 1.7, với hệ số phân bố tải trọng dao động từ 50% đến 70%
Trang 281.3.2 Messeturm Tower, Frankfurt
Hình 1-8: Messeturm Tower, Frankfurt Công trình Messeturm Tower cao 256m là tòa tháp cao nhất của châu Âu tại thời điểm xây dựng Công trình này được gánh đỡ bởi móng bè dày 6m ở giữa và giảm còn 3m tại mỗi cạnh kết hợp với 64 cọc bên dưới bè
Với phương án như trên hệ số phân bố tải trọng xác định được là 43% [7]
Trang 29Hình 1-9: Phương án móng bè cọc Messeturm Tower, Frankfurt
1.3.3 Torhaus der Messe
Được xây dựng giữa 1983 đến 1986, Torhaus der Messe cao 130m là công trình cao tầng đầu tiên tại Đức thiết kế nền móng theo phương án bè cọc
Hệ số phân bố tải trọng xác định được là 67% [7] Reul & Randolph [7] đã lập một bảng so sánh kết quả tính toán và đo đạc thực
nghiệm các công trình trên: Bảng 1-1: Móng bè cọc tại Frankfurt: đo đạc (M) và phân tích phần tử hữu hạn
Phân tích phần tử hữu
đạc
Phân tích phần tử hữu
hạn
Phân tích phần
tử hữu hạn
Phân tích phần
tử hữu hạn
Đo đạc
Phân tích phần
tử hữu hạn Móng
bè cọc
Móng bè
Móng bè cọc
Móng bè Messeturn
Torhaus
144 124
174 96
278 189
46 -
30 7
39 14
0.63 0.51
0.77 0.50
0.43 0.67
0.60 0.76
Trang 30Westend 1 120 109 184 - 87 141 0.59 0.51 0.50 0.66
Năm 2010, Phùng Đức Long [8] tiến hành tổng hợp các công trình trên thế
giới được thiết kế và quan trắc theo phương án bè cọc kết hợp:
Bảng 1-2: Bảng tổng hợp các công trình bè cọc kết hợp
Đặc điểm công trình
Tỉ lệ tác động của tải trọng (%) Đo đạc
thực tế
max
s
(mm) H
- Địa chất có lớp đất lún sụt
Trang 311.5 Ứng dụng cột xi măng đất trong hố đào sâu 1.5.1 Giới thiệu
Cột xi măng đất được phát triển từ giữa những năm thập niên 1970 ở Thụy Điển, nhưng phần lớn là phương pháp trộn khô Trong những năm 1990, việc phát triển trộn sâu được áp dụng rộng rãi tại Châu Âu , Châu Á và Bắc Mỹ Các tài liệu liên quan đến trộn sâu tăng lên đáng kể Cùng theo sự phát triển này kéo theo nhiều loại công cụ trộn ra đời ở các nước Châu Âu, Châu Á và Bắc Mỹ
1.5.2 Phân loại 1.5.2.1 Phương pháp trộn ướt
Trộn ướt là phương pháp trộn kết hợp hỗn hợp nước và vữa kết dính ( có thể là xi măng hoặc vôi) Phương pháp này được sử dụng rộng rãi ở Nhật Bản đặc biệt là cho dự án cảng biển Sự phát triển của máy móc trộn ướt và quá trình thi công của phương pháp này đã được trình bày bởi Terashi (2002) và Nakamishi (2002)
Có nhiều phương pháp để bơm dung dịch vào trong đất, một trong các phương pháp phổ biến là một phần dung dịch kết dính vào đất trong quá trình khoan xuống độ sâu thiết kế, phần còn lại sẽ được bơm ra trong quá trình rút cần khoan lên
Về máy móc thi công cột xi măng đất thì có nhiều loại máy ( một cần trộn, hai cần trộn hay bốn cần trộn…)
Trang 321.5.2.4 Phương pháp trộn trên mặt đất
Năm 1996 Nhật Bản phát triển công nghệ trộn trên mặt đất Một máy trộn liên tục được dùng để trộn đất và xi măng Đầu tiên, khi người ta khoan cần xoắn ốc vào lòng đất, đất được di chuyển lên trên bề mặt Sau đó đất này được lấy đem vào trạm trộn để trộn với dung dịch xi măng và được bơm trở vào lòng đất khi cần khoan rút lên Phương pháp này mang lại lợi ích là sản phẩm dễ kiểm soát Ứng dụng của phương pháp này là thi công đảo nhân tạo ở Nhật Bản
Nguyên lý trộn trên mặt đất cũng được Phần Lan áp dụng khi xây dựng cảng biển ở Vuosaari
1.5.2.5 Kết hợp phụt vữa cao áp và phương pháp trộn ướt
Khi cần trộn quay trong đất, vữa xi măng dưới áp xuất cao được phụt dọc theo những đầu phun dọc theo cánh trộn Việc kết hợp trộn cơ học và thủy lực tạo nên 1 hỗn hợp lỏng của đất và xi măng Công dụng của phương pháp này là tạo được cọc có đường kính lớn hơn mà không cần dùng máy trộn có đường kính quá lớn
1.5.3 Ứng dụng của cột xi măng đất
Theo TCVN 385 : 2006 "Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng trụ đất xi măng
" thì cột xi măng đất có các ứng dụng sau đây [9]
Hình 1-10: Ứng dụng của trộn sâu ( theo TCVN 385 : 2006) [9]
Tạm thời
Tăng sức chịu tải trọng ngang cho cọc Ngăn chặn nâng đáy hố đào
Ổn định máy dốc Tường chắn
Đê sông Mố cầu Tường chắn Nền nhà và công trình
Tường chắn
Trang 33Theo Terashi (1997)1 Đường bộ ổn định lún.2 Ổn định đê đập 3 Mố cầu
4 Thành hố đào 5 Giảm ảnh hưởng từ6 Chống nâng đáy hố7 Chống chuyển dịch ngang c8 Đê biển
ển dịch ngang của móng cọc
Hình 1-11: Các ứng dụng của trộn sâu
Trang 35Hình 1-15: Thí dụ bố trí trô, 4 Kiểu cột, 5 Cột tiế
thi công
Trang 361.5.5 Ứng dụng của cột xi măng đất trong hố đào sâu 1.5.5.1 Chuyển vị của tường trong hố đào sâu
Hình 1-17: Chuyển vị của tường trong hố đào sâu: so sánh giữa thực tế và tính toán
( theo Chang – Yu Ou, 2006 [11]) Trên đây là dạng chuyển vị của tường trong hố đào sâu [11] 1.5.5.2 Ứng dụng cột xi măng đất chống chuyển vị hố đào
Nhiều công trình nghiên cứu sự làm việc của cọc đất xi măng trong hố đào sâu đã được công bố như các công trình của: Gaba (1990), Lee và Young (1991), Tanaka (1993), Liao và Tsai (1993), Ou và Wu (1996), Uchimaya và Kamon (1998), Young và các cộng sự (1998), Wong và các cộng sự (1998)…
Gaba (1990) [12] giới thiệu việc sử dụng lớp vữa xi măng dày 3.5m ngay bên
dưới đáy hố đào trong đất sét biển Singapore Tác giả quan trắc thực tế chuyển vị của tường và rút ra nhận xét việc gia cường lớp vữa này làm giảm rõ rệt chuyển vị tường
Trang 37Hình 1-18: Mặt cắt ngang hố đào sâu có lớp xi măng đất ( Gaba, 1990 [12]) Chang – Yu Ou [11] nêu các dạng bố trí cọc xi măng dưới đáy hố đào như sau:
Hình 1-19: Các dạng gia cố cột xi măng đất trong hố đào sâu a, dạng khối; b, dạng
cột; c, dạng tấm
Trang 38Hình 1-20: Sự gia cường đất nền bên dưới hố đào: a, gia cường toàn bộ khu vực; b,
gia cường cục bộ
Năm 1998, Wong và các cộng sự [13] so sánh kết quả chuyển vị và nội lực
của tường trong nền có và không có gia cố lớp cọc xi măng đất
Hình 1-21: Ảnh hưởng của chiều dày lớp cột xi măng đất trong hố đào sâu (theo
Wong và các cộng sự., 1998 [13])
Trang 39Bảng 1-3: Bảng so sánh giữa trường hợp có và không có Jet Grout ( theo Wong và
(KNm/m)
Chuyển vị lớn nhất của
tường (mm) Thanh
chống 1
Thanh chống 2
Thanh chống 3
Wong [14] có so sánh chuyển vị của tường trong ba trường hợp sau:
1 Trường hợp không có cọc xi măng đất 2 Trường hợp có cọc xi măng đất 3 Trường hợp có thêm cọc BTCT
Hình 1-22: Trường hợp đầu tiên, chuyển vị lớn nhất là 361mm
Hình 1-23: Trường hợp thứ hai, chuyển vị lớn nhất là 141mm
Trang 40Hình 1-24: Trường hợp thứ ba, chuyển vị lớn nhất là 37mm Việc gia cố cột xi măng đất trong toàn bộ khu vực hố đào tạo thành một bản JGS ngoài tác dụng giảm uốn của tường và lún của nền, lớp này còn có thêm một số
Cơ chế làm việc của bản JGS đóng vai trò như phần tử chịu nén (hình 1.30a) làm giảm chuyển vị của tường, như bản neo (hình 1.30b) chống phình trồi đáy hố đào