Đánh giá sự thay đổi ứng suất trong bè khi thay đổi mô hình cọc

CHƯƠNG 3 NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ TRONG MÓNG CỌC ĐÀI BÈ CHO CÔNG TRÌNH THỰC TẾ

3.2 PHẦN NGHIÊN CỨU MỞ RỘNG

3.2.4 Đánh giá sự thay đổi ứng suất trong bè khi thay đổi mô hình cọc

SAFE

Hiện nay trong bài toán tính toán móng bè cọc bằng phần mềm SAFE để mô hình một cọc thường sử dụng một gối tựa lò xo làm đại diện và áp dụng cho tất cả các loại đường kính cọc. Tuy nhiên, cách làm mô hình này không đúng với thực tế do đường kính cọc hiện nay ngày càng lớn.

Để đánh giá sự thay đổi ứng suất trong móng bè, trong phần luận văn này sẽ thực hiện việc mô hình một cọc khoan nhồi đường kính 1.5m theo ba trường hợp.

a. Sơ đồ tính:

- TH1: thực hiện mô hình một cọc bằng một gối lò xo với Kc= 1,776,960

(kN/m). Mô hình móng bè cọc theo như hình sau:

Hình 3-63: Mô hình một cọc bằng một gối lò xo

- TH2: thực hiện mô hình một cọc đường kính 1.5 (m) bằng năm gối lò xo với

Kc= 355,392 (kN/m). Mô hình móng bè cọc theo như hình sau:

Hình 3-64: Mô hình một cọc bằng năm gối lò xo

- TH3: thực hiện mô hình một cọc đường kính 1.5 (m) bằng 09 gối lò xo với

Kc= 197,440 (kN/m). Mô hình móng bè cọc theo như hình sau:

Hình 3-65: Mô hình một cọc bằng chín gối lò xo

b. Kết quả tính toán:

- Moment trong móng bè – cọc theo trường hợp một như sau:

Hình 3-66: Moment trong móng bè khi mô hình một cọc bằng một gối lò xo

- Moment trong móng bè – cọc theo trường hợp hai như sau:

Hình 3-67: Moment trong móng bè khi mô hình một cọc bằng năm gối lò xo

- Moment trong móng bè – cọc theo trường hợp ba như sau:

Hình 3-68: Moment trong móng bè khi mô hình một cọc bằng chín gối lò xo

Bảng 3-25: Bảng tổng hợp moment trong bè theo phương cạnh ngắn ứng với ba

phương pháp mô phỏng gối cọc

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 24.67

Moment TH1 220 1726 790 1600 425 1256 -97

Moment TH2 143 1678 748 1573 398 1217 -134

Moment TH3 77.8 1670 671 1518 318 1207 -210

Hình 3-69: Biểu đồ so sánh ảnh hưởng của cách áp dụng mô phỏng gối lò xo cọc

đến moment của móng bè theo phương cạnh ngắn

Bảng 3-26: Bảng tổng hợp moment trong bè theo phương cạnh dài ứng với ba

phương pháp mô phỏng gối cọc

Moment trong bè theo phương cạnh dài (kNm) x/Cd (m) 1.6 5.45 9.95 14.45 21.2 27.95 32.45 36.95 40.8

Moment TH1 929 763 727 807 1549 807 727 763 865

Moment TH2 979 737 696 776 1546 769 696 743 978

Moment TH3 1108 705 682 734 1518 725 654 698 991

Hình 3-70: Biểu đồ so sánh ảnh hưởng của cách áp dụng mô phỏng gối lò xo cọc

đến moment của móng bè theo phương cạnh dài

Hình 3-71: Biểu đồ so sánh độ lún theo ba trường hợp

Hình 3-72: Phản lực đầu cọc cho trường hợp một

Hình 3-73: Phản lực đầu cọc 06: N min = 5434 kN – cho trường hợp một

N Max

N Min

Hình 3-74: Phản lực đầu cọc 42: N max = 8919 kN – cho trường hợp một

Hình 3-75: Phản lực đầu cọc cho trường hợp hai

Hình 3-76: Phản lực đầu cọc 06: N = 5413 kN – cho trường hợp hai

Hình 3-77: Phản lực đầu cọc 42: N = 8924 kN cho trường hợp hai

Hình 3-78: Phản lực đầu cọc cho trường hợp ba

Hình 3-79: Phản lực đầu cọc 06: N = 5407 kN – cho trường hợp ba

Hình 3-80: Phản lực đầu cọc 42: N = 8922 kN cho trường hợp ba

Hình 3-81: Biểu đồ so sánh phản lực đầu cọc theo ba phương pháp

Kết luận: Khi tính toán nội lực trong đài cọc thì việc mô phỏng một cọc bằng

một gối lò xo hay nhiều gối lò xo có ảnh hưởng đến sự phân bố lại nội lực trong bè cũng như sự thay đổi của phản lực các đầu cọc. Với ba phương pháp mô phỏng đã phân tích, kiểm chứng ở cọc 42 (N max) và cọc 6 (N min) cho thấy phản lực N max tăng khi thay đổi mô hình gối cọc trong khi N min lại giảm. Về moment trong bè theo phương cạnh ngắn, xét tại các tọa độ theo như bảng 25, moment trong bè giảm dần tương ứng với phương pháp một, hai và ba tuy nhiên tại vị trí x/Br = 24.67 m thì moment tăng tương ứng 38.1% với trường hợp hai và 116% với trường hợp ba. Tương tự theo phương cạnh dài, tại vị trí x/Cd = 1.6 (m) và 40.8 (m) thì moment trong bè tăng tương ứng là 19.3%

và 14.6% so với phương pháp mô phỏng một lò xo cho một gối cọc. Do đó khuyến nghị nên sử dụng phương pháp mô phỏng nhiều gối lò xo cọc để tính toán nội lực trong bè so với tính toán mô phỏng theo phương pháp một.

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. KẾT LUẬN:

Khi tính toán nội lực trong đài cọc với phương pháp mô phỏng nền đất bằng các gối lò xo, trong bốn phương pháp tính hệ số nền luận văn đã thực hiện:

Phương pháp thực nghiệm của Terzaghi, Bowles, Vesic và phương pháp thực hành thì hệ số nền tính theo phương pháp thực nghiệm của Terzaghi và Bowles cho kết quả gần với kết quả độ lún theo quan trắc nhất do đó có thể sử dụng hai phương pháp này trong tính toán nội lực đài.

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. 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.

Một cách tổng quát, 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. Trong điều kiện địa chất đang xét thì kết quả thu được không hợp lý khi tăng chiều dày bè lớn hơn 2.5m; độ lún và moment trong bè sẽ giảm khi tăng khoảng cách giữa các cọc từ 3d lên 6d; khi tăng chiều dài cọc, độ lún của móng cọc sẽ giảm tuy nhiên moment trong đài bè tăng tương ứng; với điều kiện địa chất đang xét, chiều dài cọc hợp lý là 78.1m với tỷ lệ phân bố ứng suất giữa cọc – đất nền là 79%-21%.

Khi tăng kích thước đường kính cọc thì độ lún của móng bè cọc giảm, moment uốn trong đài bè tương ứng giảm tuy nhiên sự phân bố ứng suất lên cọc tăng.

Khi tăng mác bê tông móng bè thì sẽ làm moment trong móng bè tăng; độ lún và sự phân bố ứng suất giữa cọc – đất nền không thay đổi (hoặc thay đổi không đáng kể). Ngược lại khi tăng mác bê tông cọc thì sẽ làm độ lún móng bè cọc giảm; moment uốn trong móng bè cọc và sự phân bố ứng suất giữa cọc – đất nền không thay đổi (hoặc thay đổi không đáng kể).

Khi tăng khoảng cách giữa các cọc sẽ giúp giảm độ lún cho bè tuy nhiên tỷ lệ phân bố ứng suất giữa cọc – đất nền sẽ tăng lên. Khoảng cách hợp lý giữa các cọc là 5d-7d với tỷ lệ phân bố ứng suất giữa cọc và đất nền tương đối hợp lý 83%-17%.

Khi tính toán độ lún của móng cọc theo móng khối quy ước, với hai cách tính móng khối quy ước như đã phân tích, so với kết quả tính toán bằng Plaxis 3D Foundation thì cách tính khối móng quy ước theo cách 1 cho giá trị độ lún và phạm vi nén lún của nền gần đúng hơn.

Khi tính toán nội lực trong đài cọc thì việc mô phỏng một cọc bằng một gối lò xo hay nhiều gối lò xo có ảnh hưởng đến sự phân bố lại nội lực trong bè cũng như sự thay đổi của phản lực các đầu cọc. Với ba phương pháp mô phỏng đã phân tích, kiểm chứng ở cọc 42 (N max) và cọc 6 (N min) cho thấy phản lực N max tăng khi thay đổi mô hình gối cọc trong khi N min lại giảm. Về moment trong bè theo phương cạnh ngắn, xét tại các tọa độ theo như bảng 25, moment trong bè giảm dần tương ứng với phương pháp một, hai và ba tuy nhiên tại vị trí x/Br = 24.67 m thì moment tăng tương ứng 38.1% với trường hợp hai và 116% với trường hợp ba. Tương tự theo phương cạnh dài, tại vị trí x/Cd = 1.6 (m) và 40.8 (m) thì moment trong bè tăng tương ứng là 19.3% và 14.6% so với phương pháp mô phỏng một lò xo cho một gối cọc. Do đó khuyến nghị nên sử dụng phương pháp mô phỏng nhiều gối lò xo cọc để tính toán nội lực trong bè so với tính toán mô phỏng theo phương pháp một.

2. KIẾN NGHỊ:

Theo kết quả tính toán bằng Plaxis 3D Foundation trong trường hợp địa chất đang xét, đất nền dưới đáy bè tham gia chịu 22.2% tải trọng truyền xuống móng. Đây là kết quả tương đối lớn do đó trong luận văn khuyến nghị nên đưa hệ số nền của đất bên dưới bè vào phương pháp tính khi tính toán móng bè cọc bằng các phần mềm phần tử hữu hạn.

Sau khi kiểm tra mô phỏng gối cọc theo ba phương pháp cho cọc đường kính 1.5m, luận văn khuyến nghị sử dụng phương pháp mô phỏng một cọc bằng nhiều gối lò xo để tính toán hợp lý hơn thay vì sử dụng mô phỏng một cọc bằng một gối lò xo theo như trước đây.

Trong giới hạn của luận văn chỉ thực hiện một số phương pháp tính hệ số nền và độ cứng của cọc trong khi hướng nghiên cứu này còn rất rộng lớn và còn nhiều phương pháp tính hệ số nền và độ cứng của cọc khác do đó luận văn sẽ được thực hiện rộng hơn và sâu hơn ở cấp độ tiếp theo.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. Tạp chí Cầu đường Việt nam (11/2006), “Phân tích và lựa chọn các phương pháp tính hệ số nền”.

2. Tạp chí KHCN xây dựng (3/2007), “Hiệu quả kinh tế của móng bè - cọc”.

3. Joseph. E. Bowles (1996), “Foundation Analysys and design. 4th Ed”, The McGraw- Hill Companies.Inc, pp.303, 501-506.

4. Bùi Trường Sơn (2012), “Địa chất công trình”, NXB Đại Học Quốc Gia tp. HCM.

5. GS.TS.Vũ Công Ngữ, Ths.Nguyễn Thái (2004), “ Móng cọc phân tích và thiết kế”, NXB Khoa học và kỹ thuật, tr 35-163

6. Lê Anh Hoàng (2004), “ Nền và Móng”, NXB Xây dựng, tr 260-293 7. Trần Văn Việt (2004), “Cẩm nang dành cho kỹ sư địa kỹ thuật”, NXB Xây dựng, tr

106-294.

8. Vesic.A.S (1977), “Design of pile foundations”, National Coporative Hightway Reseach Program Synthesis of practice, pp 42

9. L.M.Zhang, Y.Xu and W.H.Tang (2007), Calibration of models for pile settlement analysys, The Hong Kong University of science and technology, pp 60-62.

10.Gordon A.Fenton and D.V. Grifiths (2007), “Reliability-Based Deep Foundation Design”, Probabilistic Applications in Geotechnical Engineering”, pp. 1-12.

11.Châu Ngọc Ẩn (2012), “Nền móng”, NXB Đại Học Quốc Gia tp. HCM.

I. LÝ LỊCH SƠ LƯỢC

Họ và tên: TRẦN ĐINH MẠNH HOÀNG Giới tính: Nam

Ngày tháng năm sinh: 16/02/1979 Nơi sinh: tp.HCM

Quê Quán: Hà Nam Dân tộc: Kinh

Địa chỉ liên lạc:

Điện thoại: 0908.489.306 Email: tdmhoangce@gmail.com

II. QUÁ TRÌNH ĐÀO TẠO 1. Đại học:

Nơi đào tạo: TRƯỜNG ĐẠI HỌC KIẾN TRÚC HÀ NỘI

Hệ đào tạo: Chính Quy

Thời gian đào tạo: Từ năm 1997 đến năm 2002

Chuyên ngành: Xây Dựng Dân Dụng Và Công Nghiệp

2. Thạc sĩ:

Nơi đào tạo: TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA TPHCM

Khóa (năm trúng tuyền): 2012

Chuyên ngành: Địa Kỹ Thuật Xây Dựng

Mã số học viên: 12090364

III. QUÁ TRÌNH CÔNG TÁC CHUYÊN MÔN KỂ TỪ KHI TỐT NGHIỆP

ĐẠI HỌC

- 2002 đến 2006: Công Ty Cổ Phần Xây Dựng Số 14

- 2006 đến 2008: Công Ty Bureau Veritas

- 2008 đến nay: Công Ty Keppel Land

PHẦN PHỤ LỤC

Lực dọc N (kN) -8907.1857 -9292.9348 -9678.6838 -9656.7493 -9511.9962 -9367.2432 -9106.178 -6968.1429 -4830.1078 -4771.0086 -4454.9235 -4138.8384 -3875.9738 -3380.8535 -2885.7331 -7797.9395 -8178.0622 -8558.1849 -8559.1778 -8406.3393 -8253.5008 -7898.1704 -6272.3032 -4646.436 -4612.9114 -4298.7642 -3984.6169 -3743.5559 -3333.2767 -2922.9976 -8526.9851 -8911.3827 -9295.7802 -9315.5622 -9187.0075 -9058.4528 -8761.3122 -6846.5563 -4931.8004 -4883.6643 -4579.4679 -4275.2715 -4027.1664 -3517.0955 -3007.0247 -7575.0564

Trang 01

-8384.8178 -8299.2191 -8213.6204 -7791.4828 -6130.629 -4469.7752 -4502.2146 -4248.9722 -3995.7298 -3826.0153 -3393.152 -2960.2887 -6749.2345 -7137.401 -7525.5675 -7575.6435 -7503.1978 -7430.7521 -6970.1206 -5378.8459 -3787.5711 -3937.9609 -3735.6097 -3533.2585 -3403.6445 -3109.1951 -2814.7457 -8111.611 -8498.725 -8885.8391 -8912.32 -8794.3794 -8676.4389 -8542.1505 -6993.8724 -5445.5942 -5193.0244 -4851.8058 -4510.5872 -4256.3979 -3653.2799 -3050.1618 -5914.1547 -6297.2051 -6680.2555 -6675.5099 -6598.5208

Trang 02

-4462.0649 -2870.7427 -3130.8477 -3001.9563 -2873.0649 -2748.1656 -2678.1562 -2608.1469 -7232.5235 -7613.392 -7994.2605 -8053.6464 -7972.9079 -7892.1693 -7467.7943 -6129.8324 -4791.8706 -4744.1431 -4461.4408 -4178.7385 -3989.1715 -3509.6068 -3030.042 -6394.1415 -6776.6833 -7159.2252 -7224.679 -7162.8461 -7101.0132 -6627.4175 -5377.7815 -4128.1456 -4172.6581 -3965.5639 -3758.4696 -3618.3318 -3273.6805 -2929.0292 -12127.889 -12500.392 -12872.895 -12195.92 -11959.838 -11723.756 -7852.5478 -5044.1163 -2235.6848

Trang 03

-2791.3737 -3135.9517 -2618.8169 -2101.6821 -5474.4618 -5860.9619 -6247.462 -6287.9919 -6228.0254 -6168.0589 -5766.9626 -4659.5378 -3552.113 -3589.8709 -3431.6708 -3273.4707 -3130.3691 -2958.6716 -2786.9741 -9424.0018 -9811.9925 -10199.983 -10322.581 -9811.3365 -9300.0921 -7108.3889 -5139.3357 -3170.2824 -3143.5964 -3215.1844 -3286.7725 -3460.6379 -2897.9924 -2335.3469 -6166.6677 -6550.1674 -6933.6671 -7003.6427 -6953.9312 -6904.2196 -6482.0944 -5450.934 -4419.7736 -4363.5973 -4105.7794 -3847.9614 -3688.4708

Trang 04

-5214.3389 -5601.403 -5988.4672 -6025.7469 -5992.9862 -5960.2254 -5673.2951 -4687.9227 -3702.5504 -3691.6452 -3536.6403 -3381.6355 -3226.1629 -3040.4372 -2854.7115 -10958.821 -11328.014 -11697.206 -10484.095 -10436.66 -10389.225 -6711.5838 -4657.9999 -2604.416 -2890.1766 -2774.8051 -2659.4337 -3050.0464 -2579.6349 -2109.2234 -8162.0502 -8558.0949 -8954.1395 -9011.9204 -8611.7035 -8211.4866 -6410.2619 -4696.6697 -2983.0774 -2960.251 -2999.0974 -3037.9439 -3171.5418 -2722.5912 -2273.6406 -7581.8819 -7947.5406

Trang 05

-7233.7255 -6489.6211 -3764.2279 -3171.8992 -2579.5706 -3447.4746 -3109.1167 -2770.7587 -2960.6049 -2540.2568 -2119.9088 -8078.2744 -8338.3061 -8598.3378 -7638.1819 -7349.5651 -7060.9484 -3813.8778 -3142.4672 -2471.0565 -3285.8873 -2816.0893 -2346.2913 -2751.5129 -2389.9996 -2028.4863

N Trung bình 1 cọc -5686.5

N truyền xuống Foundation 131574.41

Kích thước LxW 311.64

Tải trọng (kN/m2) 422.2

CỌC CHỊU 77.8%

ĐẤT CHỊU 22.2%

Trang 06

I. CƠ SỞ LÝ THUYẾT

Trong đó:

-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,

- : Hệ số Poisson của đất nền. Giá trị = 0.3 có thể xem là tương đối chính xác cho các trường hợp.

-Es: Module biến dạng của đất nền.

II. THÔNG SỐ ĐẦU VÀO

B = 26.3 (m)

Ef = 3.30E+07 (kN/m2)

Es = 1,249 (kN/m2)

h = 3 (m)

= 0.3

III. KẾT QUẢ TÍNH TOÁN

If = 19.725

k = 34 (kN/m/m2)

4

12 2 2

0.65 1

(1 ) (1 )

s s s

F F

E B E E

k = B E I −υ ≈ B −υ

2 1

1

F 1 2

I   B h

=  

 

υ υ

υ

Trang 07

I. CƠ SỞ LÝ THUYẾT

Trong đó:

-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

-D: chiều sâu tính k -B: bề rộng móng -Các giá trị Nc; Nq;Nγ tra bảng theo φ

II. THÔNG SỐ ĐẦU VÀO

B = 26.3 (m)

c = 6.2 (kN/m2) (Thông số Lớp đất 1)

γ = 7.8 (kN/m3) (Thông số Lớp đất 1)

φ = 4.5 (độ) (Thông số Lớp đất 1)

D = 5.6 (m)

Nc = 7.3

Nq = 1.6

Nγ = 0.5

III. KẾT QUẢ TÍNH TOÁN

k = 302 (kN/m/m2)

( )

2 4 c q 0 .4

k = cN + γ D N + γ B Nγ

Trang 08

I. CƠ SỞ LÝ THUYẾT

Trong đó:

-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) -Sq tính theo công thức sau:

-c: lực dính của đất (kN/m2)

- : trọng lượng riêng của đất (kN/m3)

-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

-Sc , : tra bảng sau

Móng băng/bè Móng tròn Móng chữ

nhật

Sc 1 1.3 1.3

1 0.6 0.8

: tính theo công thức sau

Kpy: hệ số thực nghiệm được lấy theo bảng sau

. n

z s s

k = A + B Z

( 0 . 5 . )

s c c

A = C c N s + γ B N γ sγ Bs =C N Sγ q q

γ

sγ

, ,

c q

N N Nγ

2

2 cos(45 )

2

q

N = a ϕ

+

(0.75 ) tan

a e 2

π−ϕ ϕ

=

( 1 ) c o s

c q

N = N − ϕ tan 2

2 cos

Kp

Nγ ϕ γ

ϕ

 

=  

 

sγ

1 s in

q

S B

L ϕ

= +

Trang 09

B = 26.3 (m)

L= 42.4 (m)

c = 6.2 (kN/m2) (Thông số Lớp đất 1)

Sc= 1.0

= 1.0

γ = 7.8 (kN/m3) (Thông số Lớp đất 1)

φ = 4.5 (độ) (Thông số Lớp đất 1)

z = 5.6 (m)

Kpy = 12.2

n = 1.0

Sq= 1.049

a = 1.200

Nc = 0.1

Nq = 1.061

Nγ = 0.5

As = 1,996.9

Bs = 347.1

III. KẾT QUẢ TÍNH TOÁN

k = 318 (kN/m/m2)

sγ

Trang 10

I. CƠ SỞ LÝ THUYẾT

Độ lún tức thời 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:

Trong đó:

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.

: 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 Steinbrenner:

Trong đó: M = L/B; N = H/B’ với H là chiều sâu vùng chịu nén.

Hình 15: Biểu đồ xác định hệ số IF

1 2

. ' . . . s. F

s

S q B m I I

E

υ

= −

υ

1 2

1 2 . 1 .

Is I υ I

υ

= + −

−

( ) ( )













+ + +

+ + + +

+ + +

+ +

= +

) 1 1

(

1 . ln 1

) 1 1

(

. 1 ln 1

. 1 .

2 2

2 2

2 2

2 2 2

1 M M N

N M

M N

M M

N M M M

I π

2 . 2 2

2 1

N M

I arctg

N M N

π

 

=  

+ +

 

Trang 11

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:

Để tăng độ chính xác, ta tính hệ số nền cho điểm ở tâm và góc, sau đó lấy giá trị trung bình.

II. THÔNG SỐ ĐẦU VÀO

1. Xác định chiều dày tính toán H a. Theo Thầy Châu Ngọc Ẩn hướng dẫn trong sách Nền Móng trang 39

- Giả thiết nền toàn là đất sét Hs= (9+0.15b)kp Trong đó:

B= 26.3 (m)

kp= 1.12

==> Hs= 14.5 (m)

- Giả thiết nền toàn là đất cát Hc= (6+0.1b)kp Trong đó:

B= 26.3 (m)

kp= 1.12

==> Hc= 9.7 (m)

Trong phạm vi từ Hc=9.7(m) đến Hs=14.5(m) từ đáy móng nền đất là bụi hữu cơ nên H theo công thức

Trong đó:

Hc= 9.7 (m)

kp= 1.12

Hsi= 4.8 (m)

==> H= 12.4 (m)

s γ

z

k q

= S

2

p B

c si

H = H + k ∑ h

Trang 12

==> H= 12.8 (m) c. Theo phương pháp thực hành H=5B= 131.5 (m)

Kết luận: Chọn H= 12.4 (m)

vì kết quả tính toán gần với kết quả kiểm tra bằng Plaxis 3D Foundation

2. Tính toán

Module biến dạng trung bình đến độ sâu Htt dưới đáy bè:

Eo= 1249.4 (kN/m2)

Hệ số chiều sâu chôn móng

Để đơn giản cho tính toán, trong điều kiện không có lớp đá cứng trong phạm vi 5B kể từ đáy móng, hệ số Is có thể tính như sau:

Trong đó M=L'/B'; N=H/B'

Vì hệ số nền phân bố không đều ở khoảng tâm móng và cạnh móng nên trị số trung bình được sử dụng đưa vào tính toán

Tại tâm móng:

0 0

i

E hi

E H

= ∑

1 2

1 2 . 1 .

Is I υ I

υ

= + −

−

( )

1 ln 8 .ln 12

23 2

s

I =  N +  M

Trang 13

B= 26.3 (m)

==> B'= 13.15 (m)

==> L'= 21.2

==> M= 1.61

==> N= 0.94

==> Is= 0.93

==> If= 0.79

==>

==> 36.0 (kN/m3)

Tại góc móng:

m= 1.0

M= 1.61

B'=B= 26.3 (m)

==> N= 0.5

==> Is= 0.84

==> If= 0.79

==>

==> 79.0 (kN/m3)

III. KẾT QUẢ TÍNH TOÁN

Giá trị trung bình của hệ số nền tại tâm và góc móng

k = 58 (kN/m/m2)

1 0, 32

13,15 4 0, 93 0, 79

1249.4

S = ×q × − × × ×

1

k q

= S =

1 0, 32

26, 3 1 0,84 0, 79 1249.4

S = ×q × − × × ×

2

k q

= S =

Trang 14

I. CƠ SỞ LÝ THUYẾT

-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.

∆ = ξ.Sgh Trong đó:

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 D =0,04m.

-Như vậy, độ cứng của một cọc có thể xác định theo kết quả nén tĩnh cọc như sau:

Sc: diện tích tiết diện cọc

Hình 16: Đồ thị S=f(P) theo kết quả thử cọc bằng tải trọng tĩnh

.

tc c

c

K P

= S

∆

S

0 P P

tc

gh

∆

S

Trang 15