- Sử dụng phương pháp Bartolomei, phương pháp móng khối quy ước và một số phương pháp thực nghiệm để xác định độ lún của móng cọc, từ đó nêu lên các nhận xét về quá trình thực hiện và kế
Phương pháp xác định độ lún của cọc đơn
1.1.1 Độ lún của cọc đơn ngàm trong đất sét theo Davis - Poulos (1968) [13] Độ lún cọc đơn trong lớp đất dính có chiều dày hữu hạn, dưới nó là lớp đất cứng không chịu nén được xác định theo biểu thức sau: i p s
Với: Q - Tải trọng tác dụng lên đầu cọc
E s - Module đàn hồi thoát nước
- Hệ số Poisson ( bằng 0,4 cho sét quá cố kết và 0,2 cho sét thường) m v - hệ số biến đổi thể tích
- Hệ số chuyển đổi từ nén không nở hông sang nén có nở hông
I p - Hệ số ảnh hưởng phụ thuộc vào tỷ số L/B và H/B
1.1.2 Phương pháp kinh nghiệm theo Vesic (1970) [14] Độ lún của cọc trong đất rời, độ lún tức thời của cọc trong đất dính khi chịu tải trọng sử dụng có thể ước định bằng quan hệ sau:
S t - Chuyển vị của đầu cọc (m)
Q va - Tải trọng sử dụng của cọc (KN)
A p - Diện tích mặt cắt ngang của cọc (m 2 )
E p - Module đàn hồi của vật liệu làm cọc (KN/m 2 )
1.1.3 Phương pháp bán kinh nghiệm theo Vesic (1977) [14]
Phương pháp này được khuyến nghị sử dụng với mục đích thiết kế cọc trong đất rời hoặc tính lún tức thời cho đất sét có đặc trưng thích hợp Độ lún của cọc có thể tách thành 3 thành phần:
S t - Độ lún tổng cộng của đầu cọc đơn
S s - Độ lún do biến dạng của cọc gây ra do lực ma sát
S p - Độ lún đáy cọc gây ra do lực truyền vào nền
S sp - Độ lún của cọc gây ra do tải trọng truyền dọc cọc
Ba thành phần này được xác định riêng rẽ và sau đó cộng lại với nhau:
Q pa - Phản lực nền hoặc tải trọng ở mũi cọc truyền vào nền trong phạm vi ứng suất làm việc (tính bằng đơn vị lực)
Q fa - Lực ma sát bên của cọc trong phạm vi ứng suất làm việc (tính bằng đơn vị lực)
A p - Diện tích mặt cắt ngang của cọc
E p - Module đàn hồi của cọc
s - Giá trị phụ thuộc vào sự phân bố ma sát bên dọc theo thân cọc
Vesic (1977) đã đề nghị lấy s=0,5 khi lực ma sát bên dọc theo thân cọc phân bố đều hoặc theo dạng parabol Khi lực ma sát phân bố dạng tam giác (bằng 0 ở đỉnh và lớn nhất ở đáy cọc) thì s=0,67 Dạng phân bố của lực ma sát bên chỉ có thể xác định được bằng thí nghiệm hiện trường
Hình 1.1 Dạng phân bố lực ma sát dọc theo thân cọc (theo Vesic, 1977)
Sharma và Joshi (1988) đã chỉ ra rằng độ lún tổng cộng của cọc khi lực ma sát phân bố đều hoặc phân bố tam giác cũng không nhạy cảm với giá trị s Do đó với bất kỳ giá trị s nào cũng có thể sử dụng để ước định độ lún
Thành phần S p và S ps Được thiết lập trên cơ sở phân tích lý thuyết và mối tương quan thực nghiệm giữa các đặc trưng của đất và lực chống đầu cọc cực hạn (qp) đối với một số công trình thực tế đã được Vesic (1977) tổng kết như sau:
C p - Hệ số thực nghiệm (lấy theo bảng 1.1)
Q pa - Lực chống đầu cọc khi làm việc hoặc lực cho phép
Q fa - Lực ma sát bên khi làm việc hoặc lực cho phép qp - Khả năng chịu tải giới hạn tại mũi cọc (điểm) (lực/diện tích)
Df (bằng L) - Độ sâu trong đất của cọc
Trong cách tính này, giả thiết rằng lớp địa tầng còn kéo dài dưới đầu cọc tối thiểu bằng 10 lần đường kính cọc, còn lớp đất dưới nữa có độ cứng tốt hơn
Bảng 1 1 Giá trị điển hình của hệ số C p (Vesic, 1977)
Loại đất Cọc đóng Cọc khoan
Cát (chặt đến xốp) 0,02 – 0,04 0,09 – 0,18 Đất sét (cứng, mịn) 0,02 – 0,03 0,03 – 0,06 Đất phù sa (chặt đến xốp) 0,03 – 0,05 0,09 – 0,12
1.1.4 Phương pháp xác định độ lún đàn hồi cọc đơn theo Woodward,Grander và Greer (1972) [13]
Phương pháp này được thành lập dựa trên cơ sở phân tích giới hạn, mô tả khá sát với tình trạng làm việc của cọc Phương pháp này cho phép tính toán độ lún giới hạn, dưới tải trọng làm việc giới hạn, theo nguyên lý đàn hồi Thích hợp cho phân tích cọc khoan nhồi Độ lún đàn hồi của một cọc đơn được tính theo công thức:
Trong đó: Độ lún dưới đáy mũi cọc: p p p bp p p D I
S E (1.10) Độ lún theo thành cọc: s s bs s s
(1.11) Độ lún của thân cọc: es ( p s ) p c
Với: p p - Sức kháng đơn vị ở mũi cọc
Dp - Đường kính mũi cọc
E p , E s , E c - Module đàn hồi của đất dưới mũi cọc, thân cọc và của vật liệu làm cọc
I bp , I bs - Yếu tố ảnh hưởng ở mũi cọc và thành cọc (tra bảng 1.2 và 1.3) phụ thuộc vào tỷ số L/B và x/B
- Hệ số tỷ lệ ma sát thành, phụ thuộc vào hình dạng phân bố tải, có thể lấy =0,6 cho cát và =0,5 cho sét
Q p , Q s - Tải trọng tác dụng ở mũi cọc và thành cọc
Hình 1.2 Sơ đồ tải trọng tác dụng ở mũi cọc và thành cọc
Bảng 1.2 Yếu tố ảnh hưởng mũi cọc
Bảng 1.3 Yếu tố ảnh hưởng ma sát thành cọc
Phân bố tải trọng ở mũi cọc và dọc theo thành cọc theo phương pháp Gambin: Với cọc khoan nhồi:
Q - Tải trọng tác dụng lên đầu cọc
Q p - Tải trọng truyền xuống mũi cọc
L, B - Chiều dài và đường kính cọc
Giá trị Module đàn hồi của đất được xác định bằng theo các tương quan:
- Tương quan sức kháng cắt Cu khi cọc ngàm trong đất sét (theo Callana và Kulhawy):
- Tương quan với chỉ số N (SPT) khi cọc ngàm trong cát, tra theo bảng 1.4
Bảng 1.4 Tương quan giữa E s và N (SPT) cho cọc ngàm trong cát theo các tác giả
Theo D’Apolonia (1970) MN/m 2 14N+30 Theo Shoiu-Fukui (1982) MN/m 2 28N Theo Yamashita (1987) MN/m 2 15N+20 Theo Komornik (1974) MN/m 2 40N
- Tương quan với chỉ số CPT khi cọc đóng, tra theo bảng 1.5
Bảng 1.5 Tương quan giữa E s và q c (CPT) theo các tác giả
Tác giả ĐVT E s Đất sét Đất cát thạch anh
Theo Poulos (1988) MN/m 2 15qc (5-7,5)qc
1.1.5 Phương pháp phân tích theo Gambin[13]
Phương pháp tính toán dựa trên nguyên lý:
- Độ biến dạng của đất nền dưới mũi cọc do tải trọng truyền xuống đến mũi Khi cọc chuyển vị tạo ra khả năng huy động ma sát thành dọc theo thân cọc để kháng lại chuyển vị đó
- Độ lún đàn hồi của vật liệu làm cọc, dưới áp lực do sự truyền tải từ đầu cọc xuống và sức kháng ma sát thành quanh thân cọc chống lại Độ lún này biến đổi dọc theo thân cọc
- Cọc có bán kính R, chiều dài L được chia quy ước thành n đoạn có chiều dài (L/n) để tính toán
Khi đó, độ lún của cọc được xác định theo biểu thức:
- Độ lún của đất nền dưới mũi cọc sp được tính theo công thức:
Sp = . /2Ep với cọc R30cm (1.17)
- Độ lún của cọc do huy động ma sát thành khi chuyển vị Sc: c L p
E p - Mô đun nén ngang, với cọc đóng E p > (E trong thí nghiệm nén ngang)
- Ứng suất cắt dọc của đất
- Ứng suất do tải trọng ngoài truyền đến mũi cọc thường được giả thiết ban đầu theo (1.13) và (1.14) rồi lựa chọn đúng dần
- Hệ số cấu trúc của đất, tra bảng 1.6
CL - Hệ số tra bảng phụ thuộc vào , tỷ số h/R và loại cọc, tra bảng 1.7
- Hệ số hình dạng cọc, bằng 1 cho cọc tròn, bằng 1,12 cho cọc vuông Với cọc baret hình chữ nhật lấy theo bảng 1.8
Bảng 1.6 Hệ số cấu trúc ứng với từng loại đất Đất Sét Bụi Cát Cát – sạn Đá
Ep/PL Ep/PL Ep/PL Ep/PL Nứt nẻ ít 2/3 Quá cố kết >16 1 >14 2/3 >12 1/2 >10 1/3 Nứt nẻ vừa 1/2
Cố kết vừa 9-16 2/3 8-14 1/2 7-12 1/3 6-10 1/4 Nứt nẻ mạnh 1/3 Dưới cố kết 7-9 1/2 5-8 1/2 5-7 1/3 - - Phong hóa 2/3
Bảng 1.7 Hệ số C L ứng với từng loại cọc
Loại cọc Cọc ma sát Cọc chống h/R h/R>20
Khoan nhồi (không đầm) 4,5-5,0 5,2-5,6 2,8-3,2 Cọc đổ tại chỗ (có rung đầm) 2,9-3,3 3,3-3,6 1,8-2,1 Cọc đóng, đúc trước 1,8-2,0 2,1-2,3 1,1-1,3
Bảng 1.8 Hệ số hình dạng cho cọc baret hình chữ nhật
1.1.6 Theo TCXD 205:1998 Móng cọc - tiêu chuẩn thiết kế [16] Độ lún cọc đơn xuyên qua lớp đất có module cắt G1 (Mpa) và hệ số Poisson 1 và chống lên lớp đất được xem như bán không gian biến dạng tuyến tính đặc trưng bởi module cắt G2 và hệ số Poisson 2 được tính theo công thức sau đây:
N - Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc
- Hệ số xác định theo công thức:
’=0,17ln(k v G 1 L p /G 2 d) - Hệ số ứng với cọc có độ cứng tuyệt đối EA bằng
=0,17ln(k v L p /d) - Hệ số đối với nền đồng nhất có các đặc trưng G1 và 1 ổG 1 K p 2 - Độ cứng tương đối của cọc
1 - Thông số xác định việc tăng độ lún do thân cọc chịu nén, tính theo công thức:
(1.22) k v , k v1 - Các hệ số tính theo công thức k =2,82-3,78+2,81 2 lần lượt khi
1.1.7 Thí nghiệm nén tĩnh cọc [14]
Nếu thí nghiệm được tiến hành theo phương pháp chuẩn mô tả trong ASTM D1143-81 thì chuyển vị thu được sẽ được xem như là ứng xử lâu dài của cọc trong đất rời
Các phương pháp tính lún cho cọc được tổng kết trong bảng 1.9
Bảng 1.9 Các phương pháp tính lún cho cọc đơn thường dùng
L E Q - tải trọng tác dụng lên đầu cọc
Es- module đàn hồi thoát nước
- hệ số Poisson (=0,4 cho sét quá cố kết và 0,2 cho sét thường)
I p - hệ số ảnh hưởng phụ thuộc vào tỷ số L/B và H/B
A E S t - chuyển vị của đầu cọc (m)
Q va - tải trọng sử dụng của cọc (KN)
A p - diện tích mặt cắt ngang của cọc (m 2 )
E p - module đàn hồi của vật liệu làm cọc (KN/m 2 )
Dùng cho đất rời hoặc lún tức thời cho đất dính có đặc trưng thích hợp
S t =S s +S p +S ps S t - độ lún tổng cộng của đầu cọc đơn
S s - độ lún do biến dạng của cọc gây ra do lực ma sát (m)
S p - độ lún đáy cọc gây ra do lực truyền vào nền (m)
S sp - độ lún của cọc gây ra do tải trọng truyền dọc cọc (m)
Dùng trong đất rời hoặc lún tức thời cho đất dính có đặc trưng thích hợp
S i =S p +S s +S es S i – độ lún đàn hồi cho cọc đơn
S p - độ lún dưới đáy mũi cọc
Ss - độ lún theo thành cọc
S es - độ lún của thân cọc
Dùng cho đất rời và đất dính
S=sp+sc Sp – độ lún dưới mũi cọc
Sc – độ lún do huy động ma sát thành khi chuyển vị
Dùng cho cả đất dính và đất rời
N - Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc
- Hệ số phụ thuộc vào EA của cọc
Dùng cho cả đất dính và đất rời
1.2 Phương pháp xác định độ lún của nhóm cọc
Trong thực tế xây dựng, các cọc được thiết kế bố trí gần nhau với khoảng cách 3-6 lần đường kính cọc Lúc đó, cọc hoạt động theo nhóm, tác động qua lại giữa các cọc trong nhóm gây nên hiệu ứng nhóm Hệ quả của hiệu ứng nhóm có thể là:
- Sự thay đổi (làm giảm) sức chịu tải của cả nhóm cọc so với tổng sức chịu tải các cọc thành phần
- Làm tăng vùng truyền ứng suất khiến độ lún của nhóm cọc cao hơn nhiều so với cọc đơn, đặc biệt khi có lớp đất yếu (hiệu ứng bè)
Theo BS 8004:1986 [21], do ảnh hưởng của hiệu ứng nhóm mà độ lún của một nhóm cọc có kích thước nhóm lớn nhiều hơn độ lún của nhóm cọc có kích thước nhóm nhỏ (với cùng một cấp tải trọng) Trong cả hai trường hợp này, độ lún của nhóm đều lớn hơn độ lún của 1 cọc đơn dưới tải trọng đó
Do đó, việc đánh giá độ lún của nhóm cọc trở nên quan trọng khi tính toán thiết kế cọc ma sát ngàm trong đất sét hoặc tồn tại lớp sét chịu lún nằm gần dưới mũi cọc
Theo Taylor (1948) [14], độ lún của nhóm cọc ma sát xuất hiện do 3 nguyên nhân sau:
Nhận xét chương
Từ các kết quả tổng hợp và phân tích các phương pháp ước lượng độ lún cho móng cọc có thể rút ra một số nhận xét sau:
- Hầu hết các phương pháp tính đều căn cứ trên cơ sở xem vật liệu đàn hồi tuyến tính và đồng nhất
- Độ lún của cọc đơn có nhiều phương pháp khá chi tiết và có thể kiểm chứng được bằng các quan trắc thực tế cũng như từ kết quả thí nghiệm nén tĩnh cọc
- Mối quan hệ giữa độ lún của cọc đơn và độ lún của nhóm cọc không được biểu thị rõ ràng do phụ thuộc vào nhiều yếu tố như: chiều dài cọc, kích thước cọc, khoảng cách giữa các cọc, phương pháp thi công cọc cũng như điều kiện đất nền
- Các phương pháp xác định độ lún của nhóm cọc được xây dựng chủ yếu dựa trên quan hệ kích thước cọc, chiều sâu cọc, bề rộng nhóm có xét đến tính nén lún của lớp đất dưới mũi cọc mà chưa xác định được cơ chế truyền tải của nhóm cọc cũng như xét đến yếu tố ma sát giữa đất và cọc
- Hầu hết các phương pháp tính đều áp dụng cho các trường hợp đất nền 1 lớp
- Phương pháp móng khối quy ước sử dụng nhiều trong quy phạm đánh giá độ lún của tầng đất dưới mũi cọc Để góp phần phân tích đánh giá độ lún của móng cọc được tốt hơn, đặc biệt trong điều kiện cọc dài theo cấu tạo địa chất khu vực, chúng tôi lựa chọn đề tài
“Đánh giá độ lún của móng cọc có xét đến ma sát giữa đất và cọc” Kết quả phân tích và so sánh có thể cho phép rút ra được các kết luận có ích trong tính toán thiết kế móng cọc.
PHƯƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH ĐỘ LÚN CỦA MÓNG CỌC CÓ XÉT ĐẾN MA SÁT GIỮA ĐẤT VÀ CỌC
Phương pháp giải tích xác định độ lún nhóm cọc
Để xác định độ lún nhóm cọc cần thiết phân tích biểu thức (2.2) có xét đến (2.1) và (2.3) theo mặt phẳng nhóm cọc - được xem như một khối đồng nhất
Công thức xác định độ lún nhóm cọc có thể biểu diễn dưới dạng tổng quát: er ( ) o
S S S z (2.4) Ở đây: z o - Độ sâu mà từ đây trở đi, biến dạng của đất nền xem như không xuất hiện
- Diện tích mặt phẳng của nhóm cọc được xem như khối đồng nhất
P(x,y,h) - Ứng suất xuất hiện ở điểm có tọa độ (x,y,h) ở trên mặt phẳng do tải trọng ngoài lên nhóm cọc dw - Trên bề mặt mũi cọc dw=dxdy, ở mặt hông: dw=dxdh hay dydh
Lời giải của A.A.Bartolomei sau khi tích phân và biến đổi được viết lại dưới dạng công thức xác định độ lún nhóm cọc:
(2.6) Ở đây: w n , w k – các thành phần chuyển vị gây bởi lực ma sát theo mặt hông và mặt phẳng ngang ở mũi cọc, chúng được xác định bằng phương pháp bình phương cực tiểu và phụ thuộc vào kích thước móng, hệ số Poisson cũng như biểu đồ phân bố lực Để xác định độ lún của nhóm cọc theo công thức (2.6) với kích thước móng trên mặt bằng: 2ax2b, chiều dài dọc l và tải trọng lên nhóm cọc P, cần thiết xác định được các hệ số k 1 , k 2 (lưu ý k 1 =a/l, k 2 =b/l), module biến dạng trung bình của lớp đất chịu nén E, module trượt G, các hệ số n , n Để sử dụng công thức tính lún nhóm cọc cho các bài toán thực tế, công thức được Bartolomei đề nghị trình bày lại dưới dạng:
El (2.7) Ở đây: S - Độ lún của nhóm cọc (cm)
P - Tải trọng tác dụng lên nhóm (KN) l - Chiều dài của cọc (cm)
E - Module biến dạng của đất nền (kPa)
Wo - Hệ số không thứ nguyên lấy bằng giá trị trung bình tổng tham gia trong công thức (2.6)
Giá trị W o được tính toán bằng chương trình và tổng hợp thành bảng tra phụ thuộc vào:
- Hệ số Poisson của đất thay đổi từ v =0,2; 0,3; 0,35; 0,4; 0,5;
- Bề rộng chuyển đổi của nhóm cọc 2k 2 +/l= 0,1; 0,5; 0,9;
- Quan hệ tỷ lệ các phương của móng k 1 / k 2 =1; 1,2; 1,4; 1,6; 1,8; 2; 2,5; 3; 4; 5; 10;
- Biên ảnh hưởng quy đổi z o / l =1,2-4 cách nhau 0,2 (hình 2.9 và 2.10)
Bảng 2.1 trình bày các giá trị khác nhau của Wo khi v 0,35 để xác định độ lún dọc trục của nhóm cọc trong trường hợp lực ma sát phân bố đều theo mặt hông và mặt phẳng ở mũi cọc
Công thức (2.7) có thể sử dụng khi quan hệ giữa tải trọng và độ lún là tuyến tính Khi tăng tải trọng lên móng, độ lún bổ sung chuyển sang đất nền ở mũi cọc; ứng suất và độ lún ở mặt phẳng mũi cọc từ đó phát triển mạnh mẽ hơn Tuy nhiên ở nhóm cọc, khác với cọc đơn, thường không xảy ra độ lún lớn nên việc sử dụng phương pháp trên là phù hợp với thực tế trong phạm vi độ lún 30-40mm trong vài trường hợp có thể đến 50-60 mm Nếu độ lún lớn hơn thì quan hệ tải trọng – độ lún có đặc điểm phi tuyến
Hình 2.9 Sự thay đổi của W o phụ thuộc vào kích thước móng, biên ảnh hưởng khi
Hình 2.10 Sự thay đổi của W o phụ thuộc vào kích thước móng, biên ảnh hưởng khi
Bảng 2 1 Các giá trị khác nhau của W o khi để xác định độ lún dọc trục của nhóm cọc trong trường hợp lực ma sát phân bố đều theo mặt hông và mặt phẳng ở mũi cọc
Giá trị W o ứng với tỷ số k 1 /k 2 z o /l 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 2,00 2,50 3,00 4,00 5,00 10,00
Giá trị Wo ứng với tỷ số k 1 /k 2 z o /l 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 2,00 2,50 3,00 4,00 5,00 10,00
Giá trị Wo ứng với tỷ số k 1 /k 2 z o /l 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 2,00 2,50 3,00 4,00 5,00 10,00
Nhận xét chương
Sức chịu tải của cọc bao gồm hai thành phần do sức kháng mũi và do ma sát giữa đất và cọc Theo điều kiện địa chất khu vực, cọc thường có chiều dài lớn nên thành phần ma sát chiếm tỷ lệ đáng kể trong tổng sức chịu tải Như vậy, khi cọc làm việc dưới tác dụng của tải trọng công trình thì thành phần ma sát hông giữa đất và cọc được huy động
Ngoài việc xét đến biến dạng của đất dưới mặt phẳng mũi cọc, độ lún của móng nhất định được chi phối bởi thành phần ma sát giữa đất và cọc Sự phân bố ma sát dọc theo thân cọc, khoảng cách giữa các cọc cũng như các đặc trưng về tính nở hông là các yếu tố chính ảnh hưởng lên giá trị độ lún của móng cọc.
ĐÁNH GIÁ ĐỘ LÚN CỦA MÓNG CỌC CÓ XÉT ĐẾN MA SÁT GIỮA ĐẤT VÀ CỌC
Điều kiện địa chất công trình và cấu tạo móng cọc
Để thực hiện việc đánh giá độ lún của móng cọc có xét đến ma sát giữa đất và cọc chúng tôi lựa chọn đối tượng tính toán là móng của công trình tháp TW3-TW4 (Zone B) là 1 trong 4 cụm công trình nhà cao tầng thuộc dự án Diamond Island, quận 2, Tp Hồ Chí Minh
Các dữ liệu khảo sát Địa chất công trình và Địa chất thủy văn được thực hiện bởi Liên hiệp khoa học - sản xuất địa chất - môi trường Miền Nam (UGE) Kết quả nén tĩnh để đánh giá khả năng chịu tải của cọc đơn được cung cấp bởi Viện khoa học công nghệ xây dựng Việt Nam - Phân viện khoa học xây dựng Miền Nam Ở đây, mặt cắt địa chất qua hố khoan KA15- KA19 trong khu vực bố trí móng được lựa chọn làm mặt cắt địa chất điển hình sử dụng để tính toán Hình trụ hố khoan KA15 lân cận vị trí móng có cấu tạo địa tầng gồm các lớp đất như sau:
Lớp 1: Bùn sét xám xanh, lẫn hữu cơ, trạng thái chảy Bề dày 10,5m
Dung trọng tự nhiên : 14,4 kN/m 3
Hệ số rỗng tự nhiên e o : 2,24
Lớp 2: Không quan sát thấy ở khu vực này
Lớp 3: Sét pha nâu vàng, xám xanh, trạng thái dẻo mềm, dẻo cứng Bề dày 6,5m
Dung trọng tự nhiên : 19,0 kN/m 3
Lực dính c : 20,6 kN/m 2 Góc ma sát trong : 16 o 12’
Lớp 4: Cát pha hạt mịn, trạng thái kém chặt đến chặt vừa Bề dày 6,0m
Dung trọng tự nhiên : 20,1 kN/m 3
Hệ số rỗng tự nhiên e o : 0,539
Lớp 4-I: Cát pha hạt mịn, trạng thái kém chặt đến chặt vừa Bề dày 7,5m
Dung trọng tự nhiên : 20,2 kN/m 3
Hệ số rỗng tự nhiên eo : 0,523
Lớp 5: Sét nâu vàng, nâu đỏ, trạng thái nửa cứng đến cứng cứng Bề dày 4,5m
Dung trọng tự nhiên : 19,8 kN/m 3
Hệ số rỗng tự nhiên e o : 0,605
Dung trọng tự nhiên : 19,7 kN/m 3
Hệ số rỗng tự nhiên e o : 0,598
Lớp 7: Không quan sát thấy ở khu vực này
Lớp 8: Cát pha mịn lẫn sỏi sạn, màu vàng nhạt, trạng thái chặt vừa đến chặt
Dung trọng tự nhiên : 19,0 kN/m 3
Hệ số rỗng tự nhiên e o : 0,510
Lớp 8-I: Cát pha hạt mịn đến thô, vàng nhạt, trạng thái chặt Bề dày lớp lớn hơn 5m
Dung trọng tự nhiên : 20,1 kN/m 3
Hệ số rỗng tự nhiên e o : 0,534
Trị số N : 31-43 thể hiện trong hình 3.1
Móng lựa chọn tính toán gồm 3x2 lọc kích thước 400x400 bê tông đúc sẵn, thi công bằng phương pháp đóng Cọc cắm sâu 2,5m vào lớp 6 - sét pha trạng thái nửa cứng Các thông số cơ bản của móng như sau:
Bảng 3 1 Các thông số cơ bản của móng cọc
THÔNG SỐ MÓNG CỌC THIẾT KẾ
Cao độ mực nước ngầm 0,00 m Độ sâu chôn móng D f 3,5 m
Số cọc trong móng n 6 cọc
Tải thiết kế cho 1 cọc đơn Ptk 1600 KN
Kích thước cọc trong móng:
Chiều dài cọc thí nghiệm L tp 37,50 m
Chiều dài cọc đại trà L p 34 m
Diện tích tiết diện cọc A p 0,16 m 2
Chu vi tiết diện cọc u p 1,60 m
Chu vi tiết diện nhóm cọc u G 9,2 m
Diện tích tiết diện nhóm cọc A G 5,04 m 2
Diện tích tiết diện đài A f 6,51 m 2
Bê tông cọc, đài cọc
Trọng lượng riêng bê tông bt 25 KN/m 3
Chi tiết, sơ đồ móng được thể hiện trong hình vẽ 3.2 và 3.3
Hình 3.1 Mặt cắt địa chất khu vực lân cận móng tính toán
Hình 3 2 Sơ đồ mặt bằng móng cọc tính toán
Hình 3.3 Sơ đồ mặt đứng móng cọc tính toán
3,1m toán độ lún sẽ được tiến hành bằng phương pháp Bartolomei và phương pháp móng khối quy ước theo TCXD 195:2008 Kết quả tính toán từ 2 phương pháp này sẽ được so sánh với kết quả tính lún cho nhóm cọc dựa trên các công thức thực nghiệm sử dụng tương quan giữa độ lún của cọc đơn (có được từ thí nghiệm nén tĩnh cọc với cấp tải trọng tương ứng) và nhóm cọc do Meyrhof, Vesic, Skempton đề nghị
- Độ lún của cọc đơn được lấy từ kết quả thí nghiệm nén tĩnh với cấp tải trọng tương ứng
- Tải trọng tính toán cho nhóm cọc được lấy là N (KN) theo công thức quy đổi tương đương ứng với cấp tải trong thí nghiệm nén tĩnh:
P - Sức chịu tải tính toán của 1 cọc
- Hệ số kinh nghiệm khi xét đến moment và lực tác dụng theo phương ngang, lấy từ 1 đến 1,5 Ở đây chỉ xét tải trọng tác dụng theo phương thẳng đứng nên lấy =1.
Độ lún của móng cọc có xét đến ma sát giữa đất và cọc
3.2.1 Độ lún của móng cọc theo lời giải giải tích của Bartolomei a Phương pháp tính
Bartolomei [39] xây dựng phương pháp tính dựa trên 4 giả thiết cơ bản là: tải trọng truyền vào đất nền theo mặt phẳng hông của nhóm cọc và mặt phẳng ngang tại mũi cọc, cọc và đất được xem như là một khối, đất nền biến dạng đàn hồi tuyến tính và biên vùng ảnh hưởng nằm ở độ sâu mà ứng suất của móng cọc không gây ra biến dạng công thức (2.7) dưới dạng:
P - Tải trọng tác dụng lên nhóm cọc (KN)
L p - Chiều dài của cọc (cm)
E - Module biến dạng trung bình của lớp đất chịu nén (kPa)
Wo - Hệ số không thứ nguyên tính theo (2.6) hoặc tra bảng 2.1 Thông số E,Wo trong công thức (2.7) được lựa chọn theo các bước như sau:
Bước 1: Xác định hệ số Wo
Biên ảnh hưởng quy đổi: z o /l p
Bề rộng chuyển đổi của nhóm cọc: k2=BG/2l p và k1=LG/2l p
Quan hệ tỷ lệ giữa các phương của móng: k 1 /k 2
Hệ số Poisson của đất được chọn dựa trên đề xuất của Braja M.Das [2] theo bảng 3.3
Bảng 3.2 Bảng giá trị ước lượng module biến dạng và hệ số Poisson theo
Loại đất Module biến dạng E (Mpa) Hệ số Poisson
Sét cứng 10,35 – 24,15 0,20 – 0,50 nền Biên vùng ảnh hưởng thường được lấy theo 2 cách: tại điểm mà ứng suất do móng cọc z gây ra nhỏ hơn 0,01MPa hoặc z o /l p =1,24 Vì bài toán thực tế có đất nền gồm nhiều lớp và có nước ngầm nên biên ảnh hưởng sẽ được xác định theo cách 1 (tại điểm z