Luận văn Thạc sĩ Kỹ thuật: Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến sự phân phối tải trọng giữa cọc và đất của móng bè cọc nhà cao tầng

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP.HCM

---------------------------------

CAO NGỌC LÂM

PHÂN TÍCH CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN SỰ

PHÂN PHỐI TẢI TRỌNG GIỮA CỌC VÀ ĐẤT

CỦA MÓNG BÈ CỌC NHÀ CAO TẦNG

LUẬN VĂN THẠC SĨ

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình dân dụng và công nghiệp

Mã ngành: 60.58.02.08

TP. HỒ CHÍ MINH, tháng 09 năm 2015

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP.HCM

---------------------------------

CAO NGỌC LÂM

PHÂN TÍCH CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN SỰ

PHÂN PHỐI TẢI TRỌNG GIỮA CỌC VÀ ĐẤT

CỦA MÓNG BÈ CỌC NHÀ CAO TẦNG

LUẬN VĂN THẠC SĨ

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình dân dụng và công nghiệp

Mã ngành: 60.58.02. 08

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: TS.TRƯƠNG QUANG THÀNH

TP. HỒ CHÍ MINH, tháng 09 năm 2015

CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI

TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP.HCM

Cán bộ hướng dẫn khoa học: TS. TRƯƠNG QUANG THÀNH

Luận văn Thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Công nghệ TP.HCM

TP.HCM, ngày 24 tháng 10 năm 2015

Thành phần Hội đồng đánh giá Luận văn Thạc sĩ gồm:

TT Họ và tên Chức danh Hội đồng

1 PGS. TS. Nguyễn Xuân Hùng Chủ tịch

2 PGS. TS. Dương Hồng Thẩm Phản biện 1

3 PGS. TS. Võ Phán Phản biện 2

4 TS. Nguyễn Hồng Ân Ủy viên

5 PGS. TS. Lương Văn Hải Ủy viên, Thư ký

Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá Luận sau khi Luận văn đã được sửa

chữa (nếu có).

Chủ tịch Hội đồng đánh giá LV

TRƯỜNG ĐH CÔNG NGHỆ TP. HCM CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM

PHÒNG QLKH – ĐTSĐH

Độc lập – Tự do – Hạnh phúc

----------------

----------------

TP. HCM, ngày 07 tháng 09 năm 2015

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ tên học viên: CAO NGỌC LÂM Giới tính: Nam

Ngày, tháng, năm sinh: 13/07/1981 Nơi sinh: Quảng Ngãi

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình DD và CN MSHV: 1341870040

I. Tên đề tài:

Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến sự phân phối tải trọng giữa cọc và đất

của móng bè cọc nhà cao tầng

II. Nhiệm vụ và nội dung:

1. Mở đầu

2. Tổng quan móng bè cọc nhà cao tầng

3. Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến mức độ phân phối tải trọng công trình lên

cọc và bè trong giải pháp móng bè cọc

4. Phân tích, so sánh phương án móng cọc và móng bè cọc cho công trình thực tế

tại Thành Phố Hồ Chí Minh

III. Ngày giao nhiệm vụ: 17/03/2015

IV. Ngày hoàn thành nhiệm vụ: 07/09/2015

V. Cán bộ hướng dẫn: TS. TRƯƠNG QUANG THÀNH

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN KHOA QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH

LỜI CAM ĐOAN

Tôi tên Cao ngọc Lâm, trong quá trình thực hiện Luận văn Thạc sĩ với đề tài:

“ Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến sự phân phối tải trọng giữa cọc và đất của

móng bè cọc nhà cao tầng “ tôi đã có tham khảo nhiều bài báo và nhiều luận văn trước

đây của các tác giả và được trích dẩn theo đúng quy định. Ngoài những nội dung được

tham khảo và trích dẩn tôi cam đoan đây là nội dung nghiên cứu của tôi thực hiện dưới sự

hướng dẫn của thầy TS. Trương Quang Thành.

Các kết quả số trong luận văn là do chính bản thân tôi thực hiện. Tôi xin chịu trách

nhiệm toàn bộ về luận văn này

Trân trọng !

Tp. HCM, ngày 02 tháng 9 năm 2015

Học Viên thực hiện

CAO NGỌC LÂM

LỜI CẢM ƠN

Luận văn Thạc sĩ với đề tài: “Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến sự phân phối

tải trọng giữa cọc và đất của móng bè cọc nhà cao tầng” được thực hiện với kiến thức

thu thập trong suốt quá trình học tập tại trường. Cùng với sự cố gắng của bản thân và sự

giúp đỡ, động viên của các thầy cô, bạn bè, đồng nghiệp và gia đình trong suốt quá trình

học tập, thực hiện luận văn.

Trước tiên tôi xin gửi lời cảm ơn chân thành nhất đến TS. Trương Quang Thành

người thầy đã nhiệt tình hướng dẫn, động viên và giúp đỡ tôi trong suốt quá trình thực

hiện luận văn.

Em cũng xin gửi lời tri ân đến các thầy cô Trường Đại học Công Nghệ TPHCM,

đặc biệt là phòng sau đại học và Khoa Xây Dựng đã cho tôi những kiến thức và kinh

nghiệm quý báu trong suốt quá trình học tập tai trường.

Xin gửi lời đến các học viên chuyên ngành Kỹ Thuật Xây Dựng Công Trình Dân

Dụng và Công Nghiệp khóa 2013, những người bạn đã đồng hành và giúp đỡ tôi trong

suốt quá trình học.

Cuối cùng, tôi xin cảm ơn đến bố mẹ và gia đình đã động viện, tạo điều kiện tốt nhất

cho tôi về vật chất lẫn tinh thần trong những năm tháng học tập tại trường.

Luận văn được hoàn thành nhưng không thể tránh được những thiếu sót và hạn chế.

Rất mong sự đóng góp của quý thầy cô, bạn bè và đồng nghiệp để luận văn được hoàn

thiện và có ý nghĩa thực tiễn.

Trân trọng !

Tp. HCM, ngày 02 tháng 9 năm 2015

Học Viên

CAO NGỌC LÂM

TÓM TẮT LUẬN VĂN

Tên đề tài

“Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến sự phân phối tải trọng giữa cọc và đất của

móng bè cọc nhà cao tầng.”

Tóm tắt

Vấn đề sử dụng giải pháp móng bè cọc cho công trình nhà cao tầng là vấn đề rất

được quan tâm hiện nay. Việc lựa chọn giải pháp này trong điều kiện nào là hợp lý để

mang lại hiệu quả kinh tế lẫn kỹ thuật là vấn đề quan trọng.

Móng bè cọc không phải là một loại móng khác biệt, phần lớn móng cọc nằm

trong nền đều đang ứng xử như móng bè trên nền cọc trong thực tế. Sự khác biệt giữa

móng cọc và móng bè cọc chỉ nằm ở nguyên tắc thiết kế. Nguyên tắc thiết kế của móng

bè cọc là có xem xét đến tải trọng của công trình phân phối cho nền đất trực tiếp dưới bản

móng bè.

Trong nội dung luận văn này chủ yếu là phân tích một số yếu tố ảnh hưởng đến tỷ

lệ phân phối tải trọng của công trình vào trong các cọc bên dưới bè so với tổng tải trọng

của công trình. Một số yếu tố đó là điều kiện địa chất, cường độ tải trọng ngoài, độ cứng

của bản móng và cách bố trí cọc dưới bè.

Tổng hợp các nghiên cứu cơ sở lý thuyết về tính toán móng bè cọc trên thế giới và

phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến ứng xử lún, sử dụng phần mềm Plaxis 3D để mô

phỏng các bài toán phân tích, luận văn này sẽ giúp cho người kỹ sư thiết kế có thêm cơ sở

lý luận trong việc lựa chọn giải pháp thiết kế móng bè trên nền cọc cho các công trình

cao tầng hiện nay.

- i -

MỤC LỤC

MỞ ĐẦU Trang

1. Tính cấp thiết của đề tài 1

2. Mục tiêu nghiên cứu 1

3. Phương pháp nghiên cứu 1

4. Ý nghĩa và giá trị thực tiễn của đề tài 2

5. Giới hạn của đề tài 2

CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN MÓNG BÈ CỌC NHÀ CAO TẦNG

1.1 Giới thiệu móng bè cọc 3

1.2 Một số ưu điểm của móng bè cọc 5

1.3 Vấn đề thiết kế móng bè cọc 6

1.4 Một số công trình tiêu biểu tính toán theo quan điểm móng bè cọc 12

1.5 Công trình móng bè cọc mang lại hiệu quả kinh tế ở TP.Hồ Chí Minh 18

1.6 Một số kết luận của chương 1 24

CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT PHÂN TÍCH MÓNG BÈ CỌC

2.1 Các phương pháp phân tích móng bè cọc 25

2.2 So sánh các phương pháp tính móng bè cọc 36

2.3 Một số kết luận của chương 2 38

CHƯƠNG 3: PHÂN TÍCH CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN MỨC ĐỘ

PHÂN PHỐI TẢI TRỌNG CÔNG TRÌNH LÊN CỌC VÀ BÈ TRONG GIẢI

PHÁP MÓNG BÈ CỌC

Giới thiệu 3.1 40

3.2 46 Phương pháp phân tích hệ sốαpr

- ii -

3.3 46 Đặt bài toán phân tích hệ số αpr

3.4 Một số kết luận rút ra từ chương 3 75

CHƯƠNG 4: PHÂN TÍCH, SO SÁNH PHƯƠNG ÁN MÓNG CỌC VÀ

MÓNG BÈ CỌC CHO CÔNG TRÌNH THỰC TẾ

Giới thiệu công trình 4.1 76

Kết quả khảo sát địa chất công trình 4.2 76

4.3 Phân tích, thiết kế móng cho công trình theo quan điểm móng cọc 78

4.4 Thiết kế móng cho công trình theo quan điểm móng bè cọc 94

4.5 So sánh về hai quan điểm thiết kế đài kép hai cột và đài bè cọc cho 105

công trình thực tế.

4.6 Một số nhận xét của chương 4 105

PHẦN KẾT LUẬN & KIẾN NGHỊ

Kết luận 106

Kiến nghị 107

TÀI LIỆU THAM KHẢO 108

- iii -

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU

Trang

Bảng 1.1 Tỷ lệ tải trọng do cọc chịu và nền chịu ở một số công trình nước 11

ngoài

Bảng 1.1 Tỷ lệ tải trọng do cọc chịu và nền chịu ở một số công trình nước 12

ngoài (tt)

Bảng 1.2 Bảng tổng hợp kết quả quan trắc và tính toán MBC công trình Tiền 18

Phong, Hà Nội

Bảng 2.1 Bảng liệt kê các phương pháp cũng như khả năng dự đoán tính toán 26

đặc trưng móng bè cọc của từng phương pháp (theo Poulos)

Bảng 2.2 Bảng tóm tắt thông số sử dụng trong mô hình do Poulos đặt ra 37

Bảng 3.1 Bảng giá trị ước lượng môđun biến dạng và hệ số Poisson của đất 44

Bảng 3.2 Tương quan giữa trị số N và trạng thái đất nền 45

Bảng 3.3 Thông số đầu vào trong mô hình phân tích 47

Bảng 3.4 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 51

Bảng 3.5 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 52

Bảng 3.6 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 53

Bảng 3.7 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 54

Bảng 3.8 Tổng hợp kết quả của 4 trường hợp phân tích 55

Bảng 3.9 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 57

Bảng 3.10 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 58

Bảng 3.11 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 59

Bảng 3.12 Tổng hợp 3 trường hợp phân tích – Bài toán 2 60

Bảng 3.13 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 62

Bảng 3.14 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 63

Bảng 3.15 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 64

Bảng 3.16 Tổng hợp 3 trường hợp – Bài toán 3 65

Bảng 3.17 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 69

Bảng 3.18 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 70

Bảng 3.19 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 71

- iv -

Bảng 3.20 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 72

Bảng 3.21 Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng 73

Bảng 3.22 Tổng hợp 5 trường hợp – Bài toán 4 74

Bảng 4.1 Nội lực chân cột khung trục 2 dùng để thiết kế móng 78

Bảng 4.2 Thông số kỹ thuật của cọc thí nghiệm 82

Bảng 4.3 Quy trình tăng và giảm tải trọng cọc P1-7 83

(tải trọng thí nghiệm = 920 tấn)

Bảng 4.4 Quy trình tăng và giảm tải trọng P2-20 84

(tải trọng thí nghiệm = 900 tấn)

Bảng 4.5 Tổng hợp kết quả thí nghiệm CỌC P1-7 85

Bảng 4.6 Tổng hợp kết quả thí nghiệm CỌC P2-20 86

Bảng 4.7 Thông số đầu vào bê tông trong mô hình phân tích 96

Bảng 4.8 Thông số đầu vào bê tông trong mô hình phân tích 97

Bảng 4.9 Giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng – phương án 1 103

Bảng 4.10 Giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng – phương án 2 104

Bảng 4.11 Bảng so sánh hiệu quả của phương án bố trí chiều dài cọc 104

Bảng 4.12 Bảng so sánh sơ bộ hiệu quả của hai quan điểm thiết kế 105

- v -

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ

Trang

Hình 1.1 Một số dạng bản móng bè cọc 4

Hình 1.2 Hiệu ứng tương tác giữa đất –cấu trúc trong móng bè cọc của 5

Katzenbach và cộng sự (1998),(2000)

Hình 1.3 Cọc bố trí làm giảm độ lún của nền (Randolph,1994) 6

Hình 1.4 Biểu đồ quan hệ tải trọng –độ lún theo các quan điểm thiết kế 8

Hình 1.5 Phân biệt móng cọc, bè cọc và móng bè theo mức độ tiếp nhận tải 8

trọng

Hình 1.6 Hệ số phân phối tải trọng theo mức độ giảm lún 11

(Kitiyodom et al, 2002)

Hình 1.7 Hình ảnh công trình Treptower 12

Hình 1.8 Số liệu thực hiện quan trắc lún và tính toán công trình Treptower 13

Hình 1.9 Hình ảnh công trình Westend I Tower, Frankfurt 14

Hình 1.10 Mặt cắt ngang công trình Westend I Tower, Frankfurt 15

Hình 1.11 Trụ sở Công ty Tiền Phong, huyện Từ Liêm, Hà Nội 16

Hình 1.12 Quan trắc tải trọng tác dụng lên cọc công trình Tiền Phong 17

Hình 1.13 Quan trắc áp lực đáy móng bè cọc công trình Tiền Phong 17

Hình 1.14 Địa chất chung cư Lê Hồng Phong- Phan Văn Trị 19

Hình 1.15 Ảnh chụp thực tế công trình Chung cư cao cấp Grandview 20

Hình 1.16 Địa chất công trình chung cư cao cấp Grandview 21

Hình 1.17 Công trình Bitexco Tower, HCM 22

Hình 1.18 Vietcombank Tower, HCM 23

Hình 1.19 Sai Gon Pearl, HCM 23

Hình 2.1 Mô tả đơn giản về bè cọc đơn vị 27

Hình 2.2 Quan hệ giữa độ lún và tải trọng 29

Hình 2.3 Bố trí cọc giảm lún, và tính toán móng điều chỉnh (poulos, 2001) 30

Hình 2.4 Đường cong Tải – Lún tính toán cho móng bè (poulos, 2001) 31

- vi -

Hình 2.5 Phương pháp dãy móng trên nền lò xo theo Poulos (1991) 32

Hình 2.6 Mô phỏng cọc và nền 33

Hình 2.7 Bài toán móng bè cọc do Poulos đặt ra năm 1994 37

Hình 2.8 Biểu đồ so sánh độ lún trung bình móng bè cọc giữa các phương 38

pháp

Hình 2.9 Biểu đồ so sánh tỷ lệ % tải trọng do cọc chịu giữa các phương pháp 38

Hình 3.1 Sơ đồ mô phỏng tương tác móng bè cọc 41

Hình 3.2 Xác định E và υ từ thí nghiệm nén đơn 43

Hình 3.3 Xác định E0 và E50 từ thí nghiệm 3 trục thoát nước C-D 43

Hình 3.4 Xác định Eoed thí nghiệm nén cố kết 44

Hình 3.5 Mặt bằng bố trí cọc trong bè móng bài toán 1 48

Hình 3.6 Sơ đồ bài toán trường hợp 1 48

Hình 3.7 Sơ đồ bài toán trường hợp 2 49

Hình 3.8 Sơ đồ bài toán trường hợp 3 49

Hình 3.9 Sơ đồ bài toán trường hợp 4 50

Hình 3.10 Đánh số vị trí cọc bè móng bài toán 1 50

Hình 3.11 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới cảu nền đất trong 51

trường hợp 1

Hình 3.12 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới cảu nền đất trong 52

trường hợp 2

Hình 3.13 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới cảu nền đất trong 53

trường hợp 3

Hình 3.14 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới cảu nền đất trong 54

trường hợp 4

Hình 3.15 Biểu đồ phần trăm tải trọng công trình phân phối lên cọc và bè 55

Hình 3.16 Mặt bằng bố trí cọc trong bè móng bài toán 2 56

Hình 3.17 Sơ đồ bài toán 2 và đánh số vị trí cọc trong bè móng 56

Hình 3.18 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lướ của nền đất trong 57

trường hợp 1

Hình 3.19 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lướ của nền đất trong 58

trường hợp 2

- vii -

Hình 3.20 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong 59

trường hợp 3

Hình 3.21 Biểu đồ phần trăm tải trọng công trình phân phối lên cọc và bè 60

móng

Hình 3.22 Sơ đồ bài toán 3 61

Hình 3.23 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong 62

trường hợp 1

Hình 3.24 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong 63

trường hợp 2

Hình 3.25 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong 64

trường hợp 3

Hình 3.26 Phần trăm tải trọng công trình phân phối lên cọc và bè móng 65

Hình 3.27 Tọa độ các cọc – bài toán 4 66

Hình 3.28 Sơ đồ trường hợp 1- bài toán 4 66

Hình 3.29 Sơ đồ trường hợp 2- bài toán 4 67

Hình 3.30 Sơ đồ trường hợp 3- bài toán 4 67

Hình 3.31 Sơ đồ trường hợp 4- bài toán 4 68

Hình 3.32 Sơ đồ trường hợp 5- bài toán 4 68

Hình 3.33 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong 69

trường hợp 1

Hình 3.34 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong 70

trường hợp 2

Hình 3.35 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới cảu nền đất trong 71

trường hợp 3

Hình 3.36 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng của nền đất trong 72

trường hợp 4

Hình 3.37 Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng của nền đất trong 73

trường hợp 4

Hình 3.38 Biểu đồ phần trăm tải trọng công trình phân phối lên cọc và bè -5 74

trường hợp

Hình 4.1 Mặt bằng tim cột tầng hầm công trình 78

- viii -

Hình 4.2 Mặt bằng bố trí các đài cọc trong công trình 79

Hình 4.3 Sơ đồ tính sức chịu tải của cọc theo điều kiện đất nền 81

Hình 4.4 Đồ thị quan hệ giữa tải trọng và độ lún cọc P1-7 87

Hình 4.5 Đồ thị quan hệ giữa tải trông và độ lún cọc P2-20 87

Hình 4.6 Sơ đồ móng M1 88

Hình 4.7 Sơ đồ móng M2 89

Hình 4.8 Mặt bằng bố trí móng cọc trong công trình 90

Hình 4.9 Sơ đồ tính và biểu đồ mô men uốn trong đài cọc theo phương cạnh 93

dài

Hình 4.10 Biểu đồ mô men uốn trong đài theo phương cạnh ngắn 93

Hình 4.11 Mặt bằng bố trí móng cọc trong công trính 95

Hình 4.12 Tọa độ các cọc trong bè móng 95

Hình 4.13 Bố trí cọc dưới bè theo hai phương án 96

Hình 4.14 Chuyển vị lưới củ nền đất nền trong 2 phương án 98

Hình 4.15 Biểu đồ chuyển vị của bản móng bè – phương án 1 99

Hình 4.16 Biểu đồ chuyển vị của đất xung quanh bản móng bè – phương án 1 99

Hình 4.17 Biểu đồ chuyển vị của bản móng bè – phương án 2 100

Hình 4.18 Biểu đồ chuyển vị của đất xung quanh bản móng bè – phương án 2 100

101 Hình 4.19 Biểu đồ mô men uốn M11 trong bản móng bè – phương án 1

101 Hình 4.20 Biểu đồ men uốn M22 trong bản móng bè – phương án 1

102 Hình 4.21 Biểu đồ mô men uốn M11 trong bản móng bè – phương án 2

102 Hình 4.22 Biểu đồ men uốn M22 trong bản móng bè – phương án 2

Hình 4.23 Đánh số thứ tự các cọc trong đài móng bè 103

- 1 -

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của đề tài

Nhà cao tầng thường được thiết kế có tầng hầm để chôn sâu công trình vào

trong đất và giải pháp móng thường được lựa chọn áp dụng đó là móng bè vì có thể

tận dụng được mặt trên của bản móng bè làm sàn tầng hầm.

Phương pháp thiết kế móng bè cọc giống với phương pháp thiết kế móng cọc

đài bè, chấp nhận quan điểm cho rằng công trình được ngàm vào móng và xem móng

là tuyệt đối cứng thì hoàn toàn không đúng với sự làm việc thực tế của công trình lúc

đó sẽ không tận dụng được hết khả năng chịu lực của kết cấu cũng như khả năng chịu

tải của đất nền bên dưới bản móng. Điều đó sẽ không đạt được hiệu quả kinh tế.

Thiết kế giải pháp móng bè trên nền cọc, tải trọng của công trình không phải

truyền hoàn toàn vào cọc mà cần phải xem xét đến mức độ tiếp nhận tải trọng công

trình vào phần đất nền nằm trực tiếp dưới đáy bản móng bè.

2. Mục tiêu nghiên cứu

Mục tiêu chính của đề tài ở đây là nghiên cứu một số yếu tố ảnh hưởng đến

mức độ phân phối tải trọng vào cọc trong giải pháp móng bè cọc nhà cao tầng.

Một số yếu tố được xem xét khi phân tích đó là:

- Điều kiện địa chất tại khu vực xây dựng

- Điều kiện tải trọng ngoài tác dụng lên bè

- Điều kiện về độ cứng của bản móng bè

- Điều kiện về cách bố trí và chiều dài cọc

3. Phương pháp nghiên cứu

Học viên sử dụng các phương pháp nghiên cứu:

- Nghiên cứu lý thuyết: Tổng hợp các cơ sở lý thuyết tính toán móng bè cọc.

- Nghiên cứu tổng kết các công trình thực tế

- Sử dụng phần mềm Plaxis để mô phỏng và phân tích giải pháp móng bè

cọc. Từ đó đưa ra các nhận xét và kết luận cho việc nghiên cứu

4. Ý nghĩa và giá trị thực tiễn của đề tài

- 2 -

Đề tài: “Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến sự phân phối tải trọng giữa

cọc và đất của móng bè cọc nhà cao tầng.” giúp cho người kỹ sư thiết kế nền móng

có thêm một cơ sở lý luận chính xác hơn trong việc lựa chọn các thông số liên quan

đến móng bè cọc, đánh giá được điều kiện địa chất công trình và các yếu tố ảnh hưởng

để lựa chọn giải pháp móng ưu việt mang lại hiệu quả kinh tế cao.

5 . Giới hạn của đề tài

Phạm vi nghiên cứu cụ bộ chưa có điều kiện nhân rộng phân tích nhiều khu vực

địa chất khác nhau.. Kết quả nghiên cứu phần lớn dựa vào kết quả phân tích khi mô

phỏng trên phần mềm Plaxis 3D. Chưa phần tích đầy đủ hết các yếu tố ảnh hưởng đến

sự phân phối tải trọng vào cọc trong giải pháp móng bè cọc.Công trình thực tế để so

sánh nghiên cứu chưa có thí nghiệm phá hỏng cọc.

- 3 -

CHƢƠNG 1

TỔNG QUAN MÓNG BÈ CỌC NHÀ CAO TẦNG

1.1 Giới thiệu móng bè cọc

Nhà cao tầng ngày càng được xây dựng nhiều ở các thành phố lớn của Việt

Nam. Kinh nghiệm thiết kế và thi công trong nước về loại này chưa có điều kiện tổng

kết toàn diện. Công tác thiết kế nền móng công trình cao tầng, là một trong những bài

toán kỹ thuật và kinh tế phức tạp.

Móng bè cọc hay còn được gọi là móng bè trên nền cọc. Móng bè cọc có rất

nhiều ưu điểm so với các loại móng khác, như khi chịu lực 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 là một hệ thống móng kết hợp, bao gồm các phần tử chịu lực như

bè móng, các cọc và đất nền bên dưới. Móng bè cọc có cấu tạo gồm hai phần như sau:

a. Bản móng (bè móng) hay đài cọc có nhiệm vụ liên kết các đầu cọc lại với nhau

thành khối và phân phối tải trọng từ chân kết cấu cho các cọc trong bè, đồng

thời truyền một phần tải trọng xuống đất nền tại vị trí tiếp xúc giữa đáy bè và đất

nền. Bản móng bè có thể làm dạng bản phẳng, bản dầm, dạng hộp nhằm tăng độ

cứng chống uốn.

b. 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

nhiều cách bố trí cọc trong mặt bằng đài cọc nhằm đảm bảo điều kiện kinh tế và

kỹ thuật. Bố trí cọc trong đài tùy 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. Các cọc dưới bè có thể là cọc bê tông cốt thép đúc sẵn, cọc khoan nhồi

hoặc cọc baret.

- 4 -

(a) Bè móng dạng bản

(b) Bè móng dạng nấm

(c) Bè móng dạng hộp

Hình 1.1: Một số dạng bản móng bè cọc

Móng bè cọc là một giải pháp nền móng để giảm thiểu độ lún cũng như lún lệch,

tận dụng được khả năng chịu tải của đất nền bên dưới móng bè và làm giảm thiểu

moment uốn trong bè. Tính chất nổi bật nhất của móng bè cọc là ảnh hưởng tương hỗ

giữa đất và kết cấu móng, được cân đối trong thiết kế khi có một phần tải trọng truyền

xuống đất nền thông qua bè và phần còn lại thông qua cọc. Katzenbach et al (2000) đã

xác định được 4 loại tương tác trong ứng xử của móng bè cọc như hình [1.2] sau đây:

- 5 -

qt = ứng suất tác dụng Qp = tải truyền đến cọc qr = áp lực truyền lên đất

(S-P) Tương tác giữa đất và cọc (S-R) Tương tác giữa đất và bè

(P-R) Tương tác giữa cọc và bè (P-P) Tương tác giữa cọc và cọc

Hình 1.2: Hiệu ứng tương tác giữa đất – cấu trúc trong móng bè cọc của Katzenbach và

cộng sự (1998), (2000)

1.2 Một số ƣu điểm của móng bè cọc

Việc sử dụng móng bè cọc có nhiều ưu điểm sau đây:

 So với móng cọc thì móng bè cọc có số lượng cọc nhỏ hơn và chiều dài cọc

cũng nhỏ hơn nhiều

 Cải thiện được điều kiện làm việc của móng nông nhờ giảm độ lún cũng như độ

lún lệch. Cọc đóng vai trò như bộ phận giảm lún

 Giảm được ứng suất cũng như moment nội lực trong móng bè nhờ vào sự sắp

xếp hợp lý của các cọc

 Phát huy vai trò chịu lực của phần móng bè

 Giảm thiểu khả năng phình trồi khi đào hố móng

 Có thể bố trí cọc để chịu tải trọng lệch tâm từ công trình bên trên

- 6 -

Hình 1.3: Cọc bố trí làm giảm độ lún của nền (Randolph, 1994)

1.3 Vấn đề thiết kế móng bè cọc

Các yêu cầu chung khi thiết kế nền móng:

- Bảo đảm cho tải trọng được truyền dẫn đủ tin cậy

- Góp phần điều chỉnh biến dạng, giảm thiểu lún không đều.

- Phân tích nội lực có tính đến sự cùng làm việc của kết cấu móng với kết cấu

bên trên và đất nền

- Hoàn thiện thiết kế thi công kết cấu móng.

1.3.1 Nguyên lý thiết kế móng bè cọc

Trong thiết kế móng bè cọc, có 5 vấn đề cần thiết được xem xét bao gồm:

 Sức chịu tải cực hạn khi chịu tải đứng, tải ngang và moment

 Độ lún tối đa

 Độ lún lệch

 Đánh giá các giá trị moment, lực cắt của bè để thiết kế bè móng

 Đánh giá các giá trị moment, sức chịu tải của cọc để thiết kế cọc.

1.3.2 Các quan điểm thiết kế móng bè cọc hiện nay

a. Quan điểm cọc chịu tải hoàn toàn

Quan điểm tính toán này phù hợp cho những kết cấu móng cọc có chiều cao đài

lớn kích thước đài nhỏ, hoặc nền đất dưới đáy đài yếu, có tính biến dạng lớn. Khi đó, ta

có thể bỏ qua sự làm việc của đất nền dưới đáy bè và xem toàn bộ tải trọng công trình

do cọc chịu 100%.

Theo quan điểm này, các cọc dưới bè móng được thiết kế như một nhóm cọc để

tiếp nhận hoàn toàn tải trọng của công trình mà không kể đến sự tham gia chịu tải của

- 7 -

nền đất dưới đài cọc. Trong khi tính toán, hệ móng bè cọc được tính như móng cọc đài

thấp với nhiều giả thiết kèm theo như:

 Tải trọng ngang do nền đất trên mức đáy đài tiếp thu

 Đài móng tuyệt đối cứng, ngàm cứng với các cọc, chỉ truyền tải trọng đứng

lên các cọc, do đó cọc chỉ chịu kéo hoặc nén

 Cọc trong nhóm cọc làm việc như cọc đơn, chịu toàn bộ tải trọng từ đài

móng

 Khi tính toán tổng thể móng cọc thì coi hệ móng là một khối móng quy ước.

Tính toán theo quan điểm cọc chịu tải hoàn toàn có ưu điểm là đơn giản, thiên

về an toàn và được hướng dẫn chi tiết trong các giáo trình nền móng hiện nay. Độ lún

của móng tính toán theo phương pháp này nhỏ, sử dụng nhiều cọc và thường hệ số an

toàn cao, chưa phát huy được hết sức chịu tải của cọc và không kinh tế, được coi như là

một phương án "an toàn" trong thiết kế.

b. Quan điểm bè chịu tải hoàn toàn

Quan điểm thiết kế này phù hợp với những công trình đặt trên nền đất yếu có

chiều dày không lớn lắm. Khi đó liên kết giữa cọc và đài không cần phức tạp, vì mục

đích cọc để gia cố nền và giảm lún là chính.

Theo quan điểm này, bè được thiết kế để chịu phần lớn tải trọng lên móng, các

cọc chỉ nhận một phần nhỏ tải trọng, được bố trí hạn chế cả về số lượng sức chịu tải

với mục đính chính là gia cố nền, giảm độ trung bình và lún lệch. Độ lún của móng

trong quan điểm này thường lớn, vượt quá độ lún cho phép, ngoài ra với tải trọng công

trình lớn, tính theo quan điểm này thường không đảm bảo sức chịu tải của nền đất dưới

móng.

c. Quan điểm bè và cọc đồng thời chịu tải

Trong quan điểm này, độ lún của công trình thường lớn hơn so với quan điểm

cọc chịu tải hoàn toàn nhưng về tổng thể, nó vẫn đảm bảo nằm trong quy định với một

hệ số an toàn hợp lý, do đó quan điểm tính toán này cho hiệu quả kinh tế tốt hơn so với

quan điểm đầu. Tuy nhiên, quá trình tính toán cần sử dụng các mô hình phức tạp hơn,

do đó hiện nay quan điểm này chưa được phổ biến rộng rãi

Theo quan điểm này, hệ kết cấu móng bè - cọc đồng thời làm việc với đất nền

theo một thể thống nhất, xét đến đầy đủ sự tương tác giữa các yếu tố đất-bè-cọc. Trong

quan điểm này, các cọc ngoài tác dụng giảm lún cho công trình, còn phát huy hết được

- 8 -

khả năng chịu tải, do đó cần ít cọc hơn, chiều dài cọc nhỏ hơn. Khi cọc đã phát huy hết

khả năng chịu tải, thì một phần tải trọng còn lại sẽ do phần bè chịu và làm việc như

móng bè trên nền thiên nhiên.

Hình 1.4: Biểu đồ quan hệ tải trọng - độ lún theo các quan điểm thiết kế

Hình 1.5: Phân biệt móng cọc, bè cọc và móng bè theo mức độ tiếp nhận tải trọng

Nhận xét: quan điểm thiết kế thứ nhất thiên về an toàn, nhưng không kinh tế,

nên áp dụng khi công trình có yêu cầu cao về khống chế độ lún. Quan điểm thiết kế thứ

hai, móng bè trên nền thiên nhiên là phương án kinh tế nhưng độ lún của bè là rất lớn

và thường nền đất không đủ sức chịu tải với công trình có tải trọng lớn. Quan điểm

thiết kế thứ ba, dung hòa được các ưu, nhược điểm của hai quan điểm trên, nên trường

hợp công trình không có yêu cầu quá cao về độ lún, có thể sử dụng để tăng tính kinh tế.

- 9 -

1.3.3 Quan điểm thiết kế móng bè cọc của các chuyên gia

Theo Poulos (2001), tác giả có 3 quan điểm thiết kế móng bè cọc như sau:

- Quan điểm thiết kế thứ nhất: Ở tải trọng làm việc, cọc chỉ chịu tải trọng từ 35% đến

50% sức chịu tải cực hạn (hệ số an toàn SCT từ 2 đến 3), quan hệ tải trọng-độ lún của

cọc vẫn là tuyến tính. Gần như toàn bộ tải trọng tác dụng lên móng đều do cọc tiếp

nhận. Phần bè chỉ tiếp nhận phần tải trọng rất nhỏ, phân phối lên nền đất bên dưới đáy

bè.

- Quan điểm thiết kế thứ hai: Phần bè được thiết kế tiếp nhận một phần đáng kể tải

trọng lên móng, phần còn lại do các cọc chịu. Ở tải trọng làm việc, sức chịu tải của cọc

được huy động từ 70% đến 100% (hệ số an toàn SCT từ 1 đến 1,5), quan hệ tải trọng-

độ lún của cọc là quan hệ phi tuyến do cọc có chuyển dịch tương đối so với đất nền. Số

lượng cọc được bố trí đủ nhằm giảm áp lực tiếp xúc thực giữa bè và đất nền xuống nhỏ

hơn áp lực tiền cố kết của đất. Cọc được sử dụng với mục đích làm giảm độ lún trung

bình của bè.

- Quan điểm thiết kế thứ ba: Bè được thiết kế để chịu phần lớn tải trọng lên móng. Các

cọc chỉ tiếp nhận một phần nhỏ của tổng tải trọng, được bố trí hợp lý với mục đích

chính là giảm độ lún lệch (chứ không phải độ lún trung bình như ở quan điểm thiết kế

thứ hai)

 Theo De Sanctis et al (2001) và Viggiani (2001), tác giả có 2 quan điểm sau:

- Móng bè cọc "nhỏ", lý do chính thêm vào các cọc nhằm làm tăng hệ số an toàn

(điều này thường liên quan đến các bè có bề rộng dao động từ 5m đến 15m)

- Móng bè cọc "lớn" có đủ khả năng chịu tải trọng tác dụng với một biên độ an

toàn hợp lý, nhưng cọc được yêu cầu để giảm độ lún và độ lún lệch. Trong

trường hợp này bề rộng của bè phải lớn khi so sánh với chiều dài của cọc (thông

thường chiều rộng bố trí cọc vượt quá chiều dài cọc)

1.3.4 Quan điểm thiết kế móng bè cọc ở Việt Nam

Việt Nam vẫn chưa có tiêu chuẩn thiết kế móng bè cọc.

Phương pháp tính móng bè cọc hiện nay ở Việt Nam là đơn giản cho hệ cọc chịu

(xem như cọc chịu hoàn toàn tải của công trình) hoặc hệ bè chịu (xem như bè chịu

hoàn toàn tải của công trình). Phương pháp này có ưu điểm là các bước tính toán áp

dụng các lý thuyết kết cấu thông dụng, đơn giản. Nhưng phương pháp này không đúng

với điều kiện làm việc thực tế của công trình, không tận dụng hết khả năng chịu lực của

- 10 -

kết cấu cũng như đất nền. Kết quả là sử dụng vật liệu nhiều hơn so với các phương án

móng khác. Móng bè –cọc do đó được coi như là một phương án “lãng phí” và hầu như

không nằm trong kế hoạch thiết kế của các kỹ sư.

Để thay đổi quan điểm chưa chính xác về móng bè cọc, các chuyên gia cơ đất đã

tìm cách đưa ra các lý thuyết tính toán hệ thống móng này, trong đó có Poulos & Davis

(1980), Fleming và các cộng sự (1992), Randolph (1994), Burland (1995), Katzenbach

(1998) và những nghiên cứu gần đây của Poulos (1994, 2001a, 2001b). Áp dụng

phương trình Midlin của bán không gian đàn hồi vào trong bài toán bè - cọc và những

thử nghiệm thực tế để phân tích ngược (back analysis) bài toán này, Poulos (1994) đã

đưa ra một mô hình gần với thực tế. Mô hình này được chấp nhận rộng rãi, được áp

dụng để xây dựng nhiều công trình và tiếp tục được phát triển trên thế giới.

1.3.5 Điều kiện địa chất để lựa chọn giải pháp móng bè cọc

Poulos (2000) đã chỉ ra điều kiện địa chất thuận lợi và không thuận lợi cho lớp

đất bên dưới khi áp dụng móng bè cọc như sau:

Địa chất thuận lợi:

 Đất cấu tạo bởi lớp sét tương đối cứng

 Đất cấu tạo bởi lớp cát tương đối dày

Địa chất không thuận lợi:

 Đất cấu tạo chứa các lớp sét mềm gần bề mặt

 Đất cấu tạo chứa các lớp cát không chặt gần bề mặt

 Đất cấu tạo có tính chịu nén yếu gần bề mặt

 Đất cấu tạo đã trải qua quá trình cố kết lún do các nguyên nhân bên ngoài

 Đất cấu tạo đã trải qua quá trình trương nở do các nguyên nhân bên ngoài

1.3.6 Hệ số phân bố tải trọng αpr trong thiết kế

Bè móng tiếp nhận tải trọng từ kết cấu bên trên, sau đó phân phối xuống cọc và đất

nền. Trong quá trình này, bè móng biến dạng đồng thời với kết cấu bên trên và hệ

thống cọc-đất bên dưới.

trên tổng tải Hệ số αpr được định nghĩa là tỉ lệ giữa tổng tải trọng cọc chịu

trọng mà hệ thống bè và cọc cùng chịu .

- 11 -

Hình 1.6: hệ số phân phối tải trọng theo mức độ giảm lún (Kitiyodom et al, 2002)

Hệ số chỉ trường hợp của móng bè, móng nông và chỉ trường

hợp thuần túy móng cọc, nghĩa là không có sự tiếp xúc với đất bên dưới móng bè. Hệ

số này phụ thuộc vào số lượng và chiều dài của các cọc [1]

Việc xác định chính xác tải trọng do cọc chịu và do nền chịu là vấn đề khó khăn. Để

đơn giản hóa vấn đề, ta có thể áp dụng phương pháp cộng tác dụng thông qua giả thiết

các phần tử của hệ thống nền và móng ứng xử theo quy luật đàn hồi.

1.3.7 Mức độ phân bố tải trọng các công trình thực tế trên thế giới:

Tác giả Phùng Đức Long (2011) đã thống kê 13 công trình cao tầng trên thế giới

cho thấy sự phân phối tải trọng tác dụng lên cọc và đất nền theo tỷ lệ cọc / nền thay đổi

như bảng sau:

Bảng 1.1: Tỷ lệ tải trọng do cọc chịu và nền chịu ở một số công trình nước ngoài

STT Công trình Kết cấu % tải trọng Độ lún

(mm) Cao (m) Số tầng Do cọc Do đất

1 Messe-Torhause, Franfurt 130 30 80 20 150

2 Messetum, Franfurt 256 60 55 45 144

3 Westend I, Franfurt 208 53 50 50 120

4 Petronas, Kuala Lampure 450 88 85 15 40

5 QVI, Perth, West Australia 163 42 70 30 40

6 Treptower, Berlin 121 N/A 55 45 73

7 Sony Center, Berlin 103 N/A N/A N/A 30

- 12 -

Bảng 1.1: Tỷ lệ tải trọng do cọc chịu và nền chịu ở một số công trình nước ngoài (tt)

STT Công trình Kết cấu % tải trọng Độ lún

(mm) Cao (m) Số tầng Do cọc Do đất

8 ICC, Hongkong 118 70 30 N/A 490

9 Commerz Bank, Franfurt 56 96 4 19 300

10 Skyper, Franfurt 38 63 27 55 153

11 Dubai Tower, Qatar 84 67 23 200 400

12 Incheon Tower, Korea 151 98 2 43 601

13 Emirates Twin Tower 56 93 7 12 355

1.4 Một số công trình tiểu biểu tính toán theo quan điểm móng bè cọc

a. Công trình Treptower, Berlin, nƣớc Đức

Công trình Treptower, Berlin có chiều cao 121 m. Lớp đất đắp ở trên mặt, phía dưới

là lớp cát chặt (Berlin sand) đến độ sâu 40 m. Thiết kế bố trí 54 cọc khoan nhồi có

đường kính 0.8m, chiều dài cọc từ 12.5 - 16.0 m. Phần bè móng được mô phỏng như

phần tử tấm mỏng, vật liệu cọc và bè ứng xử đàn hồi tuyến tính, vật liệu đất nền ứng xử

đàn hồi dẻo.

Hình 1.7: Hình ảnh công trình Treptower

- 13 -

Ứng xử quan trắc lún và tổng tải trọng công trình Treptower theo thời gian, cho

thấy kết quả lún bình quân của móng bè cọc là 53% với móng bè. Tỷ lệ % sức chịu tải

do cọc chịu / đất nền chịu là 55% / 45%.

Hình 1.8: Số liệu thực hiện quan trắc lún và tính toán công trình Treptower

b. Công trình Westend I Tower, Franfurt, nƣớc Đức

Westend I Tower là tòa nhà 51 tầng, cao 208 m được xây dựng tại

Frankfurt, nước Đức. Phần móng của công trình bao gồm một bè cọc với 40 cọc dài

30 m đường kính 1,3 m. Phần giữa công trình bè cao 4,5 m và giảm còn 3 m mỗi

cạnh.

- 14 -

Hình 1.9: Hình ảnh công trình Westend I Tower, Frankfurt

- 15 -

Hình 1.10: Mặt cắt ngang công trình Westend I Tower, Frankfurt

c. Trụ sở Công ty Tiền Phong, Hà Nội

Công trình trụ sở công ty Tiền Phong Hà Nội được thiết kế theo phương pháp tính

móng bè trên nền cọc. Được xây dựng tại huyện Từ Liêm, Hà Nội đầu năm 2012, cho

đến nay công trình đã hoàn thành và đưa vào sử dụng.

Giải pháp móng cho công trình là móng bè trên nền cọc. Kích thước phần bè móng

là 27 m x 38 m, cọc ép tiết diện vuông 300x300 chiều dài cọc L=27 m, bước cột công

trình gần như đều nhịp 7 m x 7 m.

- 16 -

Hình 1.11: Trụ sở Công ty Tiền Phong, huyện Từ Liêm, Hà Nội

Công trình thực tế được bố trí các mốc đo lún ở tâm bè & mép bè, các mốc quan

trắc tải trọng lên cọc và quan trắc áp lực đáy móng bè cọc.

Các số liệu trình bày được đo đạc từ thực tế sẽ cho ta kết quả đánh giá khách quan

hơn về các công trình móng bè cọc tại Việt Nam.

Trên hình 1.12 và 1.13 thể hiện kết quả quan trắc tải trọng tác dụng lên cọc và

quan trắc áp lực đáy móng bè cọc của công trình.

- 17 -

Hình 1.12: Quan trắc tải trọng tác dụng lên cọc công trình Tiền Phong

Hình 1.13: Quan trắc áp lực đáy móng bè cọc công trình Tiền Phong

Tổng hợp các kết quả quan trắc và dùng phương pháp tính toán từ đó ta lập được

bảng thống kê & so sánh kết quả được trình bày trong bảng 1.2

- 18 -

Bảng 1.2: Bảng tổng hợp kết quả quan trắc và tính toán MBC

công trình Tiền Phong, Hà Nội

Phương Lực lên Tổng lực Áp lực Tổng lực Tổng tải Tỷ lệ % tải trọng

pháp cọc (T) lên cọc lên nền trọng

lên nền (T/m2) (T) (T) (T) Do cọc Do nền

2,6 434 127 561 77 23 Quan 31

trắc

26,3 367 2,63 128 496 74 26 Tính

toán

1.5 Công trình móng bè cọc mang lại hiệu quả kinh tế ở TP. Hồ Chí Minh

Trích dẫn trong tạp chí KHCN Xây dựng số tháng 3/2007, tác giả Trần Quang Hộ

áp dụng phương pháp tính móng bè trên cọc để thiết kế móng cho hai công trình:

Chung cư 25 tầng Lê Hồng Phong-Phan Văn Trị và Chung cư cao cấp GrandView

1. Tại công trình chung cƣ 25 tầng Lê Hồng Phong - Phan Văn Trị:

+ Phương án bố trí cọc khoan nhồi:

Tổng số cọc là 140 cọc (24 cọc D = 1,4m; L = 52m; 112 cọc D = 1,0m;

L = 47m; 4 cọc D = 1,0m; L = 3m)

+ Phương án bố trí móng bè cọc:

Tổng số cọc là 112 cọc (112 cọc D = 1,0m; L = 27m)

Móng bè cọc trong công trình trên áp dụng bài báo về quan điểm tối ưu trong bố

trí cọc của hệ bè cọc (Optimization concepts for the design of the pile raft foundation

systems, J.E.Bezzerra & R.P.Cunha & M.M.Sales). Công trình này phải tính lặp đến 6

lần mới hội tụ.

Cho kết quả tỷ lệ chia tải như sau:

Đất nền chịu 12,95% tổng tải, cọc chịu 87,05 tổng tải.

- 19 -

Hình 1.14: Địa chất chung cư Lê Hồng Phong - Phan Văn Trị

Kết quả tính toán và phân tích thấy rằng tại chung cư 25 tầng Lê Hồng Phong -

Phan Văn Trị, so với phương án móng cọc khoan nhồi thì phương án móng bè trên cọc

nhồi đã tiết kiệm được 31,44% khối lượng bê tông và 23,46% khối lượng thép.

Việc thay đổi phương án thiết kế đã mang lại hiệu quả kinh tế đáng kể cho chủ đầu

tư. Tuy nhiên, hiện tại công trình đã ngưng thi công vì nhiều lý do khác nhau.

- 20 -

2. Tại công trình chung cƣ cao cấp Grandview:

 Phương án bố trí cọc khoan nhồi: Tổng số cọc là 83 cọc (74 cọc đường kính D =

1,0 m; chiều dài L = 38 m; 9 cọc đường kính D = 1,6 m; chiều dài L = 50 m)

 Phương án bố trí móng bè cọc: Tổng số cọc là 37 cọc (37 cọc đường kính D =

1,2 m; chiều dài L = 50 m)

Hình 1.15: Ảnh chụp thực tế công trình Chung cư cao cấp Grandview

Công trình này tính lặp đến 5 lần mới hội tụ. Bố trí cọc theo phương pháp thông

dụng (các cọc có khoảng cách đều nhau).

Cho kết quả tỷ lệ chia tải như sau:

- Đất nền chịu 13% tổng tải

- Cọc chịu 87% tổng tải.

Kết quả tính toán và phân tích thấy rằng tại công trình Chung cư cao cấp

Grandview, phương án móng bè trên cọc đã tiết kiệm 18,05% khối lượng bê tông và

39,05% khối lượng thép so với phương án móng cọc khoan nhồi thuần túy.

Việc thay đổi phương án thiết kế đã mang lại hiệu quả kinh tế đáng kể cho chủ

đầu tư. Hiện tại, công trình đã được hoàn thành và đưa vào sử dụng khai thác.

- 21 -

Hình 1.16: Địa chất công trình chung cư cao cấp Grandview

- 22 -

Bảng 1.3: Một số công trình thực tế ở TP.Hồ Chí Minh

Kết cấu % tải Đo lún

STT Công trình cọcchịu (mm) Cao (m) Số tầng Dày bè

1 Bitexco Tower, HCM 262,5 68 4 100% N/A

2 Vietcombank Tower, HCM 144,0 35 3,0 100% barrete

3 Sai Gon Pearl, HCM 125,0 37 2,5 100% N/A

5 An Lac Paza, HCM 70,0 18 2,5 100% N/A

Ghi chú: N/A Không có thông tin

Hình 1.17: Công trình Bitexco Tower, HCM

- 23 -

Hình 1.18: Vietcombank Tower, HCM

Hình 1.19: Sai Gon Pearl, HCM

- 24 -

1.6 Một số kết luận của chƣơng 1

 Sử dụng phương án móng bè cọc cho nhà cao tầng là phương án có hiệu quả về

kính tế so với phương án móng cọc thuần túy vì có xét đến sự làm việc của đất

nền trực tiếp bên dưới bản móng bè.

 Một số kết quả khảo sát đo đạt, tính toán cho thấy, sức chịu tải của nền có thể

chiếm từ 10-50% sức chịu tải của hệ bè-cọc, đặc biệt là các công trình có nhiều

tầng ngầm nằm sâu phía trên nền đất tốt.

 Trong điều kiện địa chất có lớp đất yếu ở mặt tiếp xúc với đáy bè thì bè không

tham gia chịu lực, lúc đó tải trọng hầu như chỉ truyền vào cọc mà không truyền

vào lớp đất trực tiếp dưới đáy bè.

 Sử dụng phương pháp xét đến mối quan hệ tương hỗ giữa đất, bè, cọc và áp

dụng các lý thuyết nghiên cứu gần đây đem lại hiệu quả kinh tế đáng kể. nguyên

nhân là giảm bớt được số lượng cọc, tận dụng tối đa sức chịu tải cực hạn của

cọc, chia tải không chỉ cho cọc mà cả cho bè. Ngoài ra móng bè còn giúp giảm

lún lệch, chịu tải ngang. Hệ bè - cọc còn có khả năng kháng chấn hơn hẳn các hệ

thống móng khác. Như vậy móng bè cọc nếu sử dụng phương pháp tính toán

hợp lý sẽ là một hệ thống móng ưu việt không chỉ ở tính kinh tế mà còn có tính

ổn định cao.

- 25 -

CHƢƠNG 2

CƠ SỞ LÝ THUYẾT PHÂN TÍCH MÓNG BÈ CỌC

2.1 Các phƣơng pháp phân tích móng bè cọc

Có nhiều phương pháp đã được nêu ra để dự đoán ứng xử trong móng bè cọc. Năm

1997, Poulos chia các phương pháp phân tích thành ba nhóm chính sau:

- Nhóm 1: Phương pháp tính toán đơn giản.

- Nhóm 2: Phương pháp tính gần đúng dựa vào máy tính.

- Nhóm 3: Phương pháp tính toán chính xác dựa vào máy tính.

 Phương pháp tính toán đơn giản: Bao gồm các phương pháp của Poulos và

Davis (1980), Randolph (1983,1994), van Impe và Clerq (1995), và Burland

(1995).

 Phương pháp tính toán gần đúng: Bao gồm các phương pháp sau

- Phương pháp dải móng trên lò xo trong đó bè được đại diện bởi các dải móng

và cọc được đại diện là các lò xo (Poulos, 1991).

- Phương pháp tấm trên lò xo (plate on springs) trong đó bè được dại diện bởi

tấm còn cọc là các lò xo (như là của Clancy and Randolph, 1993; Poulos, 1994;

Viggiani, 1998).

- Phương pháp do Randolph đề nghị.

- Phương pháp do Clancy và Randolph đề nghị.

 Phương pháp chính xác hơn bao gồm:

- Phương pháp phần tử biên (như là của Butterfield and Banerjee, 1971; Brown

and Wiesner, 1975; Kuwabara, 1989; Sinha, 1997; Mendonça, A. V. và de

Paiva, J. B. (2000)).

- Phương pháp phân tích phần tử hữu hạn như bài toán biến dạng phẳng

(Desai,1974 ) hoặc đối xứng trục (Hooper, 1973) và ứng dụng phần mềm FLAC

2D ( như là Hewitt and Gue, 1994); Zhuang và các cộng sự, 1991; Lee, 1993;

Katzenbach và các cộng sự, 1998) kết hợp với phần mềm FLAC 3D; Chow và

Teh, 1991; Katzenbach và Reul, 1997; Prakoso và Kulhawy, 2001, Reul và

Randolph, 2003.

- 26 -

Bảng 2.1: Bảng liệt kê các phương pháp cũng như khả năng dự đoán tính toán đặc

trưng móng bè cọc của từng phương pháp (theo Poulos)

Phương pháp Độ lún Lực cắt Các đặc trưng tính toán Tải trọng cọc Moment trong bè Độ lún lệch

Poulos & Davis (1980) 

 

 

 

   

    

    

 

    

    

    

   

   

    

    

    

     Randolph (1983) Van Impe & Clerq (1995) Equivalent Raft (Poulos, 1994) Brown & Wisener (1975) Clancy & Randolph (1993) Poulos (1994) Kuwabara (1989) Hain & Lee (1978) Sinha (1996) Franke và các cộng sự (1994) Hooper (1973) Hewitt & Gue (1994) Lee và các cộng sự (1993) Ta & Small (1996) Wang (1995) Katzenbach và các cộng sự (1998)

- Phương pháp kết hợp giữa phần tử biên cho cọc và phần tử hữu hạn cho bè (như

là của Hain and Lee, 1978; Ta and Small, 1996; Franke và các cộng sự, 2000;

Mendonça, A. V. và de Paiva, J. B., 2003…).

- 27 -

- Phương pháp phần tử hữu hạn kết hợp phần tử lớp như công trình nghiên cứu

của Ta và Small, 1996, Small và Booker, 1984, 1986.

Poulos có phân tích từng ưu nhược điểm cũng như khả năng của từng phương pháp

trong bảng 2.1.

2.1.1 Các phƣơng pháp phân tích giản lƣợc

2.1.1.1 Phƣơng pháp Poulos - Davis - Randolph (PDR) [2]

Khi thiết kế móng ta cần quan tâm hai giá trị: sức chịu tải và độ lún của móng.

Sức chịu tải cực hạn của móng bè cọc là giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị sau:

 Tổng khả năng chịu tải cực hạn của bè và các cọc.

 Khả năng chịu tải cực hạn của khối gồm cọc và bè cộng với một phần bè

nằm bên ngoài cọc.

Quan hệ giữa tải trọng và độ lún của móng bè cọc được tính toán bằng phương pháp

đơn giản của Poulos và Davis (1980) [3]. Năm 1994, Randolph đã phát triển phương

pháp này để tính toán sự phân bố tải trọng giữa bè và cọc.

Hình 2.1: Mô tả đơn giản về bè cọc đơn vị

Theo Randolph [4], độ cứng của móng bè cọc có thể tính theo công thức sau:

Với:

- Kpr: độ cứng của bè cọc

- Kp: độ cứng của nhóm cọc

- Kr: độ cứng của bè

- 28 -

- αcp: hệ số tương tác giữa bè và cọc

Độ cứng của bè Kr có thể được tính theo lý thuyết đàn hồi, ví dụ dùng lời giải của

Fraser và Wardle (1976) hoặc của Mayne và Poulos (1999) [5]

Theo Mayne và Poulos (1999) thì:

Với:

- a: bán kính móng

- Efdn: module đàn hồi của vật liệu móng (như bê tông cốt thép).

- EsAV: module đàn hồi của đất bên dưới móng.

- t: chiều dày móng

Độ cứng của nhóm cọc Kp cũng được tính theo lý thuyết đàn hồi như quan điểm của

Poulos và Davis (1980), Fleming và các cộng sự (1992) [6] hoặc Poulos (1989) [7].

Trong trường hợp đơn giản, độ cứng của cọc đơn được tính dựa vào giả thiết đàn

hồi rồi nhân thêm hệ số độ cứng nhóm Kp.

với e nằm trong khoảng từ 0.3 đến 0.5.

Đối với cọc ma sát, Fleming và các cộng sự (1992) [6] đưa ra các biểu đồ để xác

định giá trị e:

Tỉ số tải trọng được gánh đỡ bởi phần bè được tính dựa theo công thức sau:

Với :

- Pr: tải trọng được gánh đỡ bởi bè

- Pt: tổng tải trọng tác dụng lên bè cọc

Hệ số tương tác giữa bè và cọc αcp có thể tính theo công thức sau:

- 29 -

Với:

- rc: bán kính trung bình của bè

- r0: bán kính của cọc

-

- [ ]

-

-

- hệ số poissons của đất

- : chiều dài cọc

- : module Young của đất tại độ sâu đầu mũi cọc.

- : module Young của đất bên dưới mũi cọc.

- : module Young trung bình dọc thân cọc.

Phương trình trên được dùng để xây dựng và phát triển thành đường cong tải

trọng độ lún như hình 2.2

Hình 2.2: Quan hệ giữa độ lún và tải trọng

Trước tiên độ cứng của bè cọc được tính theo công thức trên với số lượng cọc được

cho trước. Độ cứng của cọc sẽ được huy động đến khi phần cọc được huy động tối đa

sức chịu tải của nó. P1 là sức chịu tải của cọc có thể đạt được:

Với:

- Pup: Sức chịu tải cuối cùng của cọc trong nhóm cọc

- 30 -

- X: Tỉ số tải trọng được gánh đỡ bởi phần bè

Bên ngoài điểm A (hình 2.2) ta thấy độ cứng của hệ móng chính là độ cứng của bè

và điều này được giữ cho đến khi hệ đạt tải trọng tới hạn (điểm B). Bắt đầu từ điểm này

mối quan hệ giữa độ lún và tải trọng là đường nằm ngang.

Với sự trợ giúp của máy tính, ta có thể dùng excel hay một số phần mềm toán học

khác như Mathcad để vẽ những đồ thị thể hiện quan hệ giữa tải trọng và độ lún của bè

với số lượng cọc khác nhau. Bằng cách này ta có thể tính toán đơn giản mối quan hệ

giữa số lượng cọc và độ lún trung bình của móng.

2.1.1.2 Phƣơng pháp của Burland (1995) [8]

Cọc được thiết kế như công cụ giảm lún và để huy động toàn bộ sức chịu tải

ngang với tải thiết kế. Các bước trình tự thiết kế giản lược như sau:

 Bước 1. Xác định mối quan hệ tải lún dài hạn cho bè không có cọc. Tải TK P0

cây ra tổng lún S0.

Hình 2.3: Bố trí cọc giảm lún, và tính toán móng bè điều chỉnh (Poulos, 2001)

 Bước 2. Đánh giá lún cho phép Sa. Sa bao gồm cả dự phòng an toàn. P1 là SCT

chỉ của bè, tương ứng với mức lún Sa.

 Bước 3. Phần tải trọng dư, P0 – P1, được giả thiết do cọc giảm lún chịu.

 Bước 4. Nếu cọc bố trí dưới chân cột để chịu tải dư Psu, MBC có thể được phân

tích như móng bè do tải trọng đã điều chỉnh tác dụng (hình 2.4).

 Sức kháng mặt bên của các cọc này sẽ được huy động hoàn toàn (không áp dụng

hệ số an toàn). Tuy nhiên, Burland đề nghị “hệ số an toàn" 0.9 được áp dụng

cho “tính toán thiên về an toàn tốt nhất" của SCT hông cực hạn, Psu.

- 31 -

 Bước 5. Mô men uốn trong bè có thể xác định bằng cách phân tích MBC như

móng bè chịu tải trọng điều chỉnh Qr.

Hình 2.4: Đường cong Tải – Lún tính toán cho móng bè (Poulos, 2001)

Tuy nhiên trình tự tính toán lún của MBC Burland (1995) không được đề cập. Để

dự đoán lún có thể áp dụng phương pháp gần đúng của Randolph (1994):

Spr = Sr x

Trong đó:

- Spr = Lún của MBC

- sr = Lún của móng bè

- kr = Độ cứng của móng bè

- kpr = Độ cứng của MBC

2.1.2 Các phƣơng pháp số gần đúng

2.1.2.1. Dãy móng trên nền lò xo (GASP)

Phương pháp dãy trên nền lò xo được Poulos (1991) [9] kiến nghị dùng để phân

tích móng bè cọc.

Một phần của bè được mô phỏng như một dầm và cọc được mô phỏng là những lò

xo như hình 2.5.

- 32 -

Phương pháp này cho phép kể đến bốn thành phần tương tác trong móng bè cọc là:

- Tương tác giữa các phần tử bè – bè

- Tương tác cọc – cọc

- Tương tác bè – cọc

- Tương tác cọc – bè

Ngoài ra ảnh hưởng của các phần tử bè bên ngoài dãy được phân tích và được

tính vào trọng bài toán.

Phương pháp này được phát triển dựa vào phần mềm GASP (Geotechnical Analysis

of Strip with Piles).

Hình 2.5: Phương pháp dãy móng trên nền lò xo theo Poulos (1991)

- 33 -

2.1.2.2 Bản móng trên nền lò xo (GARP)

Hình 2.6: Mô phỏng cọc và nền

Với phương pháp này, bè được mô phỏng là bản đàn hồi, còn cọc được mô phỏng

là các lò xo gánh đỡ bản. Phương pháp này đầu tiên được khởi xướng bởi

Hongladaromp và các cộng sự (1973) [10], với tương tác giữa cọc và cọc bị bỏ qua và

giá trị độ cứng bè cọc được lấy rất lớn. Poulos (1994) [11] phát triển phần mềm GARP

(Geotechnical Analysis of Raft with Piles) áp dụng phương pháp sai phân hữu hạn cho

bè có kể đến tất cả các tương tác trong móng bè cọc. Điều này giúp cho cọc có thể đạt

đến tải trọng cực hạn và bè có thể đạt đến phá hoại cục bộ. Phần mềm GARP có khả

năng kể đến các thông số sau trong phân tích móng bè cọc:

 Khai báo trụ địa chất không đồng nhất, nền nhiều lớp

 Giới hạn áp lực dưới bè bao gồm cả áp lực nén và kéo

 Ứng xử phi tuyến giữa tải trọng và độ lún của cọc, bao gồm khả năng chịu

tải cực hạn về nén và kéo của cọc.

 Độ cứng khác nhau và khả năng chịu tải khác nhau của các cọc

 Dễ dàng khai báo vị trí và số lượng cọc

 Tải trọng tác dụng gồm tải trọng tập trung, momen và tải trọng phân bố đều

trên bản.

 Ảnh hưởng chuyển vị thẳng đứng trong đất.

Russo (1998) dùng phương pháp tương tự nhưng cọc và bè được mô phỏng lần

lượt là các lò xo tuyến tính và phi tuyến. Chuyển vị của nền đất được tính toán dựa

- 34 -

theo lời giải Boussinesq. Ứng xử phi tuyến của cọc được mô phỏng dựa trên giả thiết

đường cong tải trọng - chuyển vị cho cọc đơn. Tuy nhiên phương pháp này có hạn chế

là chỉ cho phép nghiên cứu tương tác theo phương thẳng đứng giữa bè, cọc và đất nền.

2.1.2.3 Phương pháp Randolph (1983) [12]

Randolph (1983) giới thiệu một phương pháp ma trận dẻo được dùng để tính

toán độ cứng tổng thể của bè cọc bằng việc kết hợp các độ cứng đơn vị của từng đơn

nguyên bè cọc đơn.

2.1.2.4 Phương pháp Clancy & Randolph (1993) [13]

Clancy & Randolph (1993) kết hợp phần tử hữu hạn và lời giải tích phân để phân

tích bài toán trong đó bè được mô phỏng là một bản mỏng hai phương, còn cọc được

mô phỏng là các thanh một phương đồng thời ứng xử của đất nền được tính toán bằng

lời giải tích phân.

2.1.3 Các phƣơng pháp tính toán chính xác

2.1.3.1 Phƣơng pháp phần tử biên (BEM) [14]

Phương pháp phần tử biên là phương pháp mà sự rời rạc chỉ xảy ra trên biên của

kết cấu [15]. Vì chỉ có biên của kết cấu bị rời rạt hóa nên số lượng phương trình cân

bằng ít hơn phương pháp phần tử hữu hạn. Ứng suất và chuyển vị có thể tìm được từ

việc giải hệ các phương trình cân bằng. Là một phương pháp cung cấp lời giải trực tiếp

và chính xác, đồng thời yêu cầu dung lượng bộ nhớ máy tính nhỏ, BEM thường được

sử dụng để phân tích các nhóm cọc lớn.

Butterfield, R. và Banerjee, P. K. (1971) [16] dùng phương pháp phần tử biên để

phân tích ứng xử của nhóm cọc trong bán không gian đàn hồi lý tưởng được liên kết

với bè tuyệt đối cứng. Tác giả dùng lời giải Mindlin để mô tả ứng xử của các tương tác

trong móng bè cọc.

Brown, P. T. và Wiesner, T. J. (1975) [17] dùng phương pháp phần tử biên để

phân tích móng băng trên nền cọc trong môi trường bán không gian đàn hồi đồng nhất

đẳng hướng. Trong phương pháp này, bè và cọc được chia ra thành nhiều vùng với lực

hoặc ứng suất trên bề mặt tác dụng vào các vùng tương ứng. Lời giải Mindlin cũng

được sử dụng để phân tích các mối quan hệ tương tác do lực bề mặt gây ra.

Kuwabara, F (1989) [18] dùng phương pháp phần tử biên dựa trên lý thuyết đàn

hồi để phân tích ứng xử của móng bè cọc trong khối đất đàn hồi tuyến tính. Trong phân

- 35 -

tích này, bè được xem như tuyệt đối cứng, nhưng cọc thì được xem có thể biến dạng

dọc trục được. Phần bè được rời rạc hóa thành nhiều phần tử chữ nhật và cọc thì được

rời rạc thành các phần tử ma sát thành và sức kháng mũi.

Mendonça, A. V.và de Paiva, J. B. (2000) [19] giới thiệu phương pháp phần tử

biên cho phân tích móng bè cọc với tất cả các tương tác giữa bè, cọc và nền đất. Không

giống như các phương pháp BEM khác sự rời rạc hệ móng không được đề cập đến

trong phương pháp này. Nền đất được mô tả như một bán không gian đàn hồi đồng

nhất tuyến tính Mindlin. Bè được xem như là một bản mỏng và được mô tả bằng các

phương trình tích phân. Cọc được mô tả như các phần tử đơn và ứng suất cắt dọc trục

được tính toán gần đúng bằng đa thức bậc hai. Tương tác giữa bè và cọc được phân tích

bằng cách chia bề mặt thành những phần tử tam giác.

2.1.3.2 Phƣơng pháp phần tử hữu hạn (FEM)

Phương pháp phần tử hữu hạn là một trong các phương pháp mạnh nhất để phân

tích móng bè cọc. Trong phương pháp này, cả kết cấu gồm bè cọc và nền đều được rời

rạc hóa. Khi đó số lượng phương trình cân bằng sẽ rất lớn, chỉ có thể tính toán dựa vào

máy tính. Một trong những phương pháp làm giảm sự phụ thuộc vào máy tính là

chuyển bài toán không gian ba chiều thành bài toán đối xứng trục hoặc bài toán ứng

suất phẳng.

Ví dụ tính toán đầu tiên về móng bè cọc dùng phương pháp phần tử hữu hạn

được trình bày bởi Hooper (1973) [20], với mô hình đối xứng trục dùng phần tử tám

nút. Trong phương pháp này, độ cứng của nhóm cọc được ước lượng một cách gần

đúng. Nền đất được mô phỏng như một vật liệu đồng nhất đàn hồi tuyến tính với

module tăng tuyến tính theo độ sâu. Hooper dùng phương pháp này để phân tích móng

bè cọc của công trình Hyde Park Barracks. Năm 1975, Ottaviani ứng dụng phương

pháp này để phân tích bè tuyệt đối cứng đặt trên nhóm cọc trong một không gian đồng

nhất.

Chow and Teh (1991) [21] dùng phương pháp số phân tích ứng xử của móng bè

cọc tuyệt đối cứng trên nền không đồng nhất. Bè được rời rạc hóa thành các phần tử

con hình vuông. Tác giả xem bè tiếp xúc hoàn toàn với đất nền và mặt tiếp xúc giữa bè

và nền được tính toán chính xác thông qua các vùng chia nhỏ hình vuông đó ( Chow,

1987a) [22]. Đất nền được mô phỏng là vật liệu tuyến tính đàn hồi đẳng hướng và

module Young tăng tuyến tính theo độ sâu. Cọc tiết diện hình tròn và được rời rạc

- 36 -

thành hai phần tử nút tại mặt tiếp xúc giữa đất và cọc ( Chow, 1987b) [23]. Tương tác

giữa bè, cọc và đất nền được kể đến vào quá trình tính toán.

Katzenbach and Reul (1997) [24] dùng phương pháp phần tử hữu hạn để mô tả

ứng xử của đất thành vật liệu đàn dẻo. Cọc được mô hình bằng phần tử ba chiều, còn

bè được mô phỏng bằng phần tử tấm. Quan hệ ứng suất biến dạng của đất được mô

phỏng bằng mô hình nền bao gồm hai phần mặt dẻo chính: mặt áp lực phụ thuộc hoàn

toàn vào phá hoại cắt dẻo và mặt dẻo nắp chịu nén. Katzenbach và các cộng sự. (2000)

[25] dùng mô hình tương tự thực hiện các nghiên cứu phân tích ứng xử của móng bè

cọc tại đất sét Frankfurt. Reul (1998) [26] tinh chỉnh lại mô hình bằng cách dùng phân

tử vô cùng tại biên để mô hình nền đất thành bán không gian đàn hồi.

Prakoso and Kulhawy (2001) [27] phân tích móng bè cọc bằng mô hình phần tử

hữu hạn biến dạng phẳng phi tuyến và đàn hồi tuyến tính thông qua mô phỏng móng bè

cọc ba chiều thành móng bè hai chiều. Phân tích này dựa trên phần mềm Plaxis version

6.1 và phần tử tam giác sáu nút được dùng để mô phỏng móng bè cọc và đất nền [28].

Các dãy cọc trong bè được tính gọp thành các cọc tương dương biến dạng phẳng với

module Young tương đương Eep được tính toán phụ thuộc vào số lượng cọc trong dãy,

kích thước cọc và kích thước bè:

Với : np - rowi: số lượng cọc dãy thứ I ; Ap: diện tích mặt cắt ngang cọc

Ep: module Young của cọc ; Lr: chiều dài của bè ; Dp: đường kính cọc

Reul and Randolph (2003) [29] - với sự trợ giúp của phần mềm ABAQUS - giới

thiệu phương pháp phần tử hữu hạn đàn dẻo ba chiều để phân tích móng bè cọc trên

nền đất sét quá cố kết – đất sét Frankfurt.

2.2 So sánh các phƣơng pháp tính móng bè cọc

2.2.1 Đặt vấn đề: Giới thiệu bài toán móng bè cọc kinh điển Poulos (1994)

Giả sử có một móng bè cọc có số lượng cọc dưới bè là 9 cọc, chịu tải trọng tập

trung P2 = 2P1. Tổng tải trọng tác dụng lên bè cọc là 12MN, P1 = 1MN, P2 = 2MN như

hình [2.7] sau:

- 37 -

Hình 2.7: Bài toán móng bè cọc do Poulos đặt ra năm 1994

2.2.2 Thông số đầu vào

Bảng 2.2: Bảng tóm tắt thông số sử dụng trong mô hình do Poulos đặt ra

Loại vật liệu

Thông số Ký hiệu Đơn vị Bê tông Đất nền

Khối lượng đơn vị đất kN/m3 25 18

γunsat

trên mực nước ngầm

Khối lượng đơn vị đất kN/m3 18

γsat

dưới mực nước ngầm -

E

Môđun đàn hồi 20.000 30.000.000 kN/m2



Hệ số Poisson 0.3 0.2

C

o

Lực dính 50 _ kN/m2 _



o

Góc ma sát trong 30 _

ψ

Góc trương nở 0 _

Hệ số giảm cường độ 1 _ _ Rinter

- 38 -

2.2.5 So sánh kết quả tính toán theo các phƣơng pháp khác nhau

Các tác giả trước đây đã sử dụng các phương pháp khác nhau để tính độ lún và

tải trọng lên đầu cọc và đem so sánh với phần mềm Prab trong tính toán móng bè cọc

cho bài toán kinh điển. Tìm được kết quả về độ lún lớn nhất và hệ số phân phối tải

trọng vào cọc cho từng phương pháp sau đó xây dựng đồ thị so sánh trình bày như hình

vẽ 2.8 và 2.9

Hình 2.8: Biểu đồ so sánh độ lún trung bình móng bè cọc giữa các phương pháp

Hình 2.9: Biểu đồ so sánh tỷ lệ % tải trọng do cọc chịu giữa các phương pháp

2.3 Một số kết luận của chƣơng 2

Có rất nhiều phương pháp tiếp cận để tính toán, phân tích móng bè cọc chịu tải

trọng đứng, tải trọng ngang và môment ứng dụng các mô hình ứng xử đàn hồi tuyến

tính, phi tuyến và đàn hồi dẻo của đất nền.

- 39 -

Phân tích sự tương tác của móng cọc trong nền nhiều lớp là bài toán địa kỹ thuật

phức tạp. Dựa trên cơ sở giả thiết và mô hình những phương pháp tính toán được xây

dựng cho bài toán móng bè cọc.

Qua khảo sát các phương pháp phân tích mà các tác giả sử dụng khi phân tích

móng cọc (móng bè cọc). Học viên có một số nhận xét sau:

 Các phương pháp giải tích giản lược có thể sử dụng để chọn lựa các thành phần

của kết cấu móng. Khi thiết kế chi tiết cần sử dụng các phương pháp chính xác

hơn, không phù hợp cho việc nghiên cứu móng bè cọc.

 Các phương pháp số gần đúng như GASP của Poulos (1991), Clancy &

Randolph (1993), Kitiyodom & Matsumoto (2003, 2004) có thể sử dụng để

phân tích sự làm việc của móng bè cọc với sự chính xác có thể chấp nhận và

không cần nhiều thời gian. Phương pháp của Kitiyodom & Matsumoto (2003,

2004) phù hợp để nghiên cứu khi chịu tải đứng, ngang và mô ment.

- 40 -

CHƢƠNG 3

PHÂN TÍCH CÁC YẾU TỐ ẢNH HƢỞNG ĐẾN MỨC ĐỘ PHÂN

PHỐI TẢI TRỌNG CÔNG TRÌNH LÊN CỌC VÀ BÈ TRONG

GIẢI PHÁP MÓNG BÈ CỌC

3.1 Giới thiệu

- Theo quan điểm của móng bè trên nền cọc thì tải trọng công trình vừa phân phối lên

bè vừa phân phối lên cọc.

- Một trong những yêu cầu chính khi tính toán thiết kế giải pháp móng bè trên nền cọc

là phải đánh giá được mức độ phân phối tải trọng công trình tác dụng vào cọc và vào bè

móng. Giả sử tổng tải trọng thẳng đứng của công trình là Rtotal, khi truyền vào đất sẽ

thông qua áp lực tiếp xúc dưới bè Rraft và thông qua ma sát tiếp xúc giữa đất với mặt bên

cọc và giữa đất với mũi cọc là

- Hệ số phân phối tải trọng cho cọc trong giải pháp móng bè cọc được mô tả thông qua

hệ số có kí hiệu là αpr và được định nghĩa là tỉ số giữa tổng tải trọng cọc chịu hệ tổng tải

trọng mà cả hệ thống bè và cọc chịu.

tức là ứng với trường hợp móng bè không có cọc - Hệ số αpr = 0 khi

và lúc này tính toán như móng bè đặt trực tiếp trên nền đất.

tức là ứng với trường hợp móng cọc đài bè và - Hệ số αpr = 1.0 khi

lúc này tính toán như móng cọc thuần tuý, không có sự tiếp xúc của đất bên dưới

bản móng bè.

Tải trọng tác dụng trên bè móng phân bố với cường độ qt, cọc có đường kính Dp chịu

tải tác dụng đầu cọc Qp, phản lực đất nền dưới đáy bè qr. Mô phỏng tương tác móng trên

nền cọc thể hiện như trên hình 3.1.

- 41 -

Hình 3.1 : Sơ đồ mô phỏng tương tác móng bè cọc

3.1.1 Thông số đầu vào của phần mềm Plaxis 3D Foundation [30]

Ứng xử của vật liệu

Đất là vật liệu phức tạp gồm 3 thành phần tạo thành: hạt đất, nước và khí. Khi chịu tải

trọng ngoài, tải trọng này gần như được gánh đỡ bởi phần nước tạo thành áp lực nước lỗ

rỗng thặng dư trong đất. Theo thời gian, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư sẽ tiêu tán đồng

thời với quá trình này, các hạt đất sẽ gánh đỡ phần áp lực do nước truyền sang. Chính

điều này gây ra sự phức tạp trong quá trình tính toán và thiết kế nền. Phần mềm Plaxis

chia ra làm 3 loại vật liệu ứng xử: Drained (phân tích đơn), Undrained (phân tích kép) và

Non-porous (không thấm nước).

Ứng xử Drained:

- Đất và nước xem như một vật liệu duy nhất (đất) đang chịu tải, không liên quan

gì đến thoát nước, không tạo ra áp lực nước lỗ rỗng thặng dư.

- Dùng phù hợp cho đất khô, thoát nước hoàn toàn do hệ số thấm cao (đất cát)

hay tốc độ gia tải chậm.

- Mô phỏng ứng xử lâu dài của vật liệu mà không cần quan tâm đến việc cố kết.

Ứng xử Undrained:

- Đất và nước xem như hai vật liệu đang chịu tải, có cả áp lực nước lỗ rỗng ban

đầu và áp lực nước lỗ rỗng thặng dư.

Ứng suất tổng:

Ứng suất có hiệu:

Áp lực nước lỗ rỗng:

- 42 -

Ứng xử Non-porous:

- Được dùng kết hợp với mô hình đàn hồi tuyến tính. Chỉ có dung trọng khô

được sử dụng trong ứng xử này. Khi đất được khai báo ứng xứ non-porous, ta

xem như đất không thấm, áp lực nước lỗ rỗng không được tạo ra. Loại ứng xử

này thích hợp cho vật liệu bê tông, thép.

Mô hình nền

Mô hình nền là một tập hợp các phương trình toán học quy định mối quan hệ giữa

ứng suất và biến dạng của đất nền khi chịu tác dụng của tải trọng ngoài. Trong phần mềm

Plaxis có các mô hình nền sau:

- Mô hình Morh - Coulomb

- Mô hình Hardening - Soil

- Mô hình Soft - Soil - Creep

- Mô hình Soft - Soil

Trong tất cả các trường hợp, ta nên dùng mô hình Morh - Coulomb để phân tích

bước đầu. Các thông số đầu vào thu được từ các thí nghiệm đơn giản trong phòng hoặc

ngoài hiện trường hoặc các thông số kinh nghiệm. Mô hình Morh - Coulomb bao gồm các

thông số sau:

- E: Mô đun đàn hồi vật liệu (kN/m2)

- : góc ma sát (0 )

- c: lực dính (kN/m2)

- : hệ số Poisson

- ψ: góc giãn nở

Thông số độ cứng nền: E, υ

Thông số E và υ được xác định từ nhiều thí nghiệm như:

- Thí nghiệm trong phòng: Thí nghiệm nén đơn, Thí nghiệm nén ba trục

Có nhiều cố gắng đi xác định môđun đàn hồi của đất nền bên dưới móng bằng

TN trong phòng, tuy nhiên kết quả trong phòng thường nhỏ hơn nhiều so với

kết quả phân tích ngược từ TN cọc ngoài hiện trường. Cho nên có thể kết luận

rằng, không thể xác định chính xác được môđun ES trong TN 3 trục để phù hợp

với môđun đàn hồi của đất nền bên dưới cọc ở ngoài hiện trường.

- 43 -

- Thí nghiệm hiện trường như: Thí nghiệm SPT, Thí nghiệm CPT, Thí nghiệm

bàn nén hiện trường ...cho kết quả đáng tin cậy.

Hình 3.2: Xác định E và υ từ thí nghiệm nén đơn

 E: module biến dạng của đất nền (Young's Module). Trong đó:

Eref: E0 hoặc E50 xác định từ kết quả TN ba trục thoát nước C-D (P=100 kPa);

- E0: module biến dạng dùng cho sét cố kết trước và đá;

- E50: module biến dạng dùng cho sét cố kết thường và cát;

Eoed: module biến dạng xác định từ thí nghiệm nén cố kết Oedometer (P=100 kPa);

Hình 3.3: Xác định E0 và E50 từ thí nghiệm 3 trục thoát nước C-D

- 44 -

Hình 3.4: Xác định Eoed thí nghiệm nén cố kết

Bảng 3.1: Bảng giá trị ước lượng môđun biến dạng và hệ số Poisson của đất

Loại đất Môđun biến dạng E (MPa) Hệ số Poisson υ

Cát lẫn đất bột 1,04 - 17,25 0,20 - 0,40

Cát rời 10,35 - 24,15 0,20 - 0,40

Cát chặt trung bình 17,25 - 27,60 0,25 - 0,40

Cát chặt 34,50 - 55,20 0,30 - 0,45

Cát sỏi 69,00 - 172,50 0,15 - 0,35

Sét mềm 2,07 - 5,18 0,20 - 0,50

Sét dẻo trung bình 5,18 - 10,35 0,20 - 0,50

Sét cứng 10,35 - 24,15 0,20 - 0,50

Hệ số Poisson υ trong thí nghiệm 3 trục thường có giá trị từ 0,5 đến 0,35. Trong

trường hợp không có làm thí nghiệm, ta sử dụng giá trị υ = 0,3 để tính toán.

Thông số sức kháng cắt của đất:

Thông số sức kháng cắt của đất được xác định từ nhiều thí nghiệm hiện trường đến

trong phòng.

- Thí nghiệm trong phòng: TN nén đơn, TN cắt trực tiếp, TN nén 3 trục.

- Thí nghiệm hiện trường: TN cắt cánh, Thí nghiệm SPT, Thí nghiệm CPT.

Tùy theo từng loại phân tích và ứng xử thực tế của công trình mà ta chọn các thông

số sức chống cắt phù hợp với từng thí nghiệm khác nhau.

- 45 -

Thông số NSPT từ thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT [31]

Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT (Standard Penetration Test) là thí nghiệm hiện

trường được áp dụng rộng rãi. Việc sử dụng chỉ số N từ thí nghiệm SPT giúp cho

việc khởi đầu lựa chọn & thiết kế móng sâu (hay móng bè cọc) trở nên khả thi hơn.

- Chỉ số NSPT cho phép đánh giá sơ bộ trạng thái của đất ở hiện trường: với nền

đất cát thì cho kết quả đáng tin cậy, với nền đất sét (hoặc chiều dày lớp đất yếu

lớn) thì cho kết quả không tin cậy lắm lý do là chỉ số NSPT lúc này khá nhỏ, nên

không thể diễn tả chính xác sức kháng của đất, đặc biệt là sức kháng ma sát.

- Đối với móng cọc thì mũi cọc lý tưởng là tựa vào lớp đất có NSPT xung quanh

giá trị 30. Tuy nhiên cần xem xét, nếu cọc phải đi qua lớp đất bên trên có NSPT >

15 khá dày thì cũng đã đạt được khả năng chịu tải đất nền tức thời ngang bằng với

sức chịu tải của vật liệu cọc.

- NSPT > 35 thì khả năng đóng hay ép cọc qua lớp này rất khó cần phải khoan

mồi hoặc đổi thành cọc khoan nhồi.

Bảng 3.2: Tương quan giữa trị số N và trạng thái đất nền

ĐẤT HẠT RỜI

Chỉ số N (SPT) Trạng thái Độ chặt Dr (%)

0 - 4 Rất rời 0 - 15

4 - 10 Rời 15 - 35

10 - 30 Chặt vừa 35 - 65

30 - 50 Chặt 65 - 85

> 50 Rất chặt 85 - 100

ĐẤT DÍNH

Chỉ số N (SPT) Trạng thái

Sức chịu nén đơn qu (kG/cm2)

0 - 2 Rất mềm 0 - 0,25

2 - 4 Mềm 0,25 - 0,50

4 - 8 Dẻo 0,50 - 1,00

8 - 15 Cứng 1,00 - 2,00

15 - 30 Rất cứng 2,00 - 4,00

> 30 Rắn > 4,00

- 46 -

3.2 Phƣơng pháp phân tích hệ số αpr

Mục tiêu của vấn đề nghiên cứu của chương 3 là phân tích hệ số αpr phụ thuộc vào các

yếu tố gì. Quá trình phân tích ở đây dựa trên cơ sở sử dụng phần mềm Plaxis 3D. Bằng

cách thay đổi một số yếu tố đầu vào đặt ra có ảnh hưởng đến sự làm việc của bè cọc sau

đó tiến hành nhập vào mô hình Plaxis 3D để tìm được các kết quả tương ứng và rút ra

các nhận xét.

Học viên phân tích các mô hình bài toán ứng xử với đất nền bằng phương pháp phần tử

hữu hạn 3D (dùng phần mềm Plaxis 3D Foundation), phương pháp này giúp làm rõ được

ảnh hưởng của từng thông số địa chất đến ứng xử lún cũng như việc phân phối tải trọng

cho cọc và đất nền trực tiếp bên dưới đáy bè. Giúp người kỹ sư thiết kế có cái nhìn tổng

quát và lựa chọn giải pháp móng bè trên nền cọc là có khả thi hay không.

3.3 Đặt bài toán phân tích hệ số αpr

Giả sử có một móng bè trên nền cọc khoan nhồi BTCT đường kính cọc d= 1000.

Mặt bằng bản móng bè hình chữ nhật kích thước bxl. Số lượng cọc dưới bè là n, chiều dài

cọc là l, chiều dày bản móng bè là hb trên đó có tải trọng phân bố đều với cường độ q.

Yêu cầu xác định hệ số αpr trong các trường hợp bài toán đặt ra và phân tích như sau:

 Bài toán 1: Thay đổi các yếu tố đất (ảnh hưởng của điều kiện địa chất)

 Bài toán 2: Thay đổi yếu tố chiều dày bản móng (ảnh hưởng của điều kiện độ cứng

móng bè)

 Bài toán 3: Thay đổi các yếu tố tải trọng tác dụng (ảnh hưởng của điều kiện tải

trọng ngoài)

 Bài toán 4: Thay đổi các yếu tố về cọc (ảnh hưởng điều kiện chiều dài và cách bố

trí cọc)

- 47 -

Bảng 3.3 : Thông số đầu vào trong mô hình phân tích

Lớp đất

Lớp đất sét

cát (sand)

(clay)

Loại vật liệu Ký Đơn Thông số hiệu vị Bè Cọc

Mẫu vật liệu Model M-C M-C Linear- Linear- -

elastic elastic

Trọng lượng

đơn vị trên

Loại vật liệu Type Drained Undrained Non-porous Non-porous -

mực nước

ngầm

Trọng lượng

đơn vị dưới

17 16 25 25 kN/m3 γunsat

mực nước

ngầm

20 18 - - kN/m3 γsat

8.10-1

3.10-4

Mô đun đàn

E

2.8.104

3.0.107

3.0.107

k - - m/day Hệ số thấm

hồi

9000 kN/m2

- Hệ số poisson ν 0.3 0.35 0.2 0.2

Lực dính 5 0.1 - - kN/m2 cref

Góc ma sát φ 34 22 - - độ trong

Góc trương 4 0 ψ - - độ nở

Hệ số giảm 0.8 1 - - - Rinter cường độ

Lưu ý: thông số của 2 loại đất nền mẫu ở trên được lựa chọn trong thư viện Plaxis.

- 48 -

3.3.1 Ảnh hƣởng của điều kiện địa chất đến hệ số phân phối tải trọng cho cọc αpr

Bài toán 1: Bè móng bê tông cốt thép có mặt bằng hình chữ nhật với bề rộng b= 10.0

m và cạnh dài l= 14.0 m. Số lượng cọc dưới bè móng là 12 cọc. Chiều dài cọc 20.0 m.

Chiều dày bản móng bè hb = 1.8 m. Tải trọng tác dụng trên bè móng phân bố đều với

cường độ q=150 kPa.

Hình 3.5: Mặt bằng bố trí cọc trong bè móng bài toán 1

a. Các trƣờng hợp phân tích hệ số αpr

- Trường hợp 1: Nền đất là cát dày 30 m với các thông số về đất như bảng 3.1.

Hình 3.6: Sơ đồ bài toán trường hợp 1

- 49 -

- Trường hợp 2: Nền đất là sét dày 30 m với các thông số về đất như bảng 3.1.

Hình 3.7: Sơ đồ bài toán trường hợp 2

- Trường hợp 3: Nền đất là cát và sét (lớp 1 cát dày 12 m, lớp 2 sét dày 18 m)

Hình 3.8: Sơ đồ bài toán trường hợp 3

- 50 -

- Trường hợp 4: Nền đất là sét và cát (lớp 1 sét dày 12 m, lớp 2 cát dày 18 m)

Hình 3.9 : Sơ đồ bài toán trường hợp 4

Hình 3.10: Đánh số vị trí cọc trong bè móng bài toán 1

b. Đánh giá hệ số αpr

Mô phỏng bài toán trên phần mềm Plaxis 3D với mô hình nền Mohr - Coulomb

các thông số đầu vào và các phase tính toán cụ thể, rồi tiến hành giải bài toán. Xuất kết

quả phân tích ra dưới dạng biểu đồ và dạng bảng số liệu. Tiến hành đánh giá nhận xét

cho các trường hợp cụ thể.

- 51 -

+ Kết quả của trường hợp 1:

Hình 3.11 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong trường hợp 1

Bảng 3.4: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với (kN) x z (kN) trung bình(%)

2334.9 +15.34 1 -6.0 -4.0

1972.6 -2.56 2 -2.0 -4.0

1975.8 -2.40 3 -6.0 0.0

1969.0 -2.73 4 +2.0 -4.0

1580.4 +21.93 5 -2.0 0.0

2322.2 +14.71 6 -6.0 +4.0

2328.4 +15.02 2024.34 7 +6.0 -4.0

1573.1 -22.29 8 +2.0 0.0

1963.6 -3.00 9 -2.0 +4.0

1963.1 -3.03 10 +6.0 0.0

1979.8 -2.20 11 +2.0 +4.0

2329.2 +15.06 12 +6.0 +4.0

24291.9 Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) =

27300 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.890 Hệ số phân phối αpr =

- 52 -

+ Kết quả của trường hợp 2:

Hình 3.12 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong trường hợp 2

Bảng 3.5: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

2205.2 +22.45 1 -6.0 -4.0

1743.0 -3.22 2 -2.0 -4.0

1857.5 +1.14 3 -6.0 0.0

1755.7 -2.51 4 +2.0 -4.0

1076.4 -40.23 5 -2.0 0.0

2163.2 +20.11 6 -6.0 +4.0

2179.7 +21.03 1800.95 7 +6.0 -4.0

1075.2 -40.30 8 +2.0 0.0

1754.2 -2.60 9 -2.0 +4.0

1841.8 +2.27 10 +6.0 0.0

1776.8 -1.34 11 +2.0 +4.0

2182.7 +21.20 12 +6.0 +4.0

21611.3 Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) =

27300 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.792 Hệ số phân phối αpr =

- 53 -

+ Kết quả của trường hợp 3

Hình 3.13: Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong trường hợp 3

Bảng 3.6: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

2283.1 1 -6.0 -4.0 +26.14

1713.7 2 -2.0 -4.0 -5.32

1848.1 3 -6.0 0.0 +2.11

1709.5 4 +2.0 -4.0 -5.55

1043.4 5 -2.0 0.0 -42.35

2267.6 6 -6.0 +4.0 +25.29

2270.0 7 +6.0 -4.0 +25.42 1809.91

1041.4 8 +2.0 0.0 -42.46

1710.9 9 -2.0 +4.0 -5.47

1839.9 10 +6.0 0.0 +1.66

1721.0 11 +2.0 +4.0 -4.91

2270.3 12 +6.0 +4.0 +25.44

Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) = 21718.8

27300 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.796 Hệ số phân phối αpr =

- 54 -

+ Kết quả của trường hợp 4

Hình 3.14 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong trường hợp 4

Bảng 3.7: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

+20.83 2371.5 1 -6.0 -4.0

-3.30 1897.9 2 -2.0 -4.0

-0.97 1943.7 3 -6.0 0.0

-3.01 1903.6 4 +2.0 -4.0

-33.67 1301.8 5 -2.0 0.0

+20.23 2359.7 6 -6.0 +4.0

+20.51 2365.3 1962.68 7 +6.0 -4.0

-33.97 1296.0 8 +2.0 0.0

-3.18 1900.3 9 -2.0 +4.0

-1.55 1932.2 10 +6.0 0.0

-2.47 1914.3 11 +2.0 +4.0

+20.54 2365.9 12 +6.0 +4.0

23552.0 Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) =

27300 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.863 Hệ số phân phối αpr =

- 55 -

Bảng 3.8 : Tổng hợp kết quả của 4 trường hợp phân tích

Nền đất Cát

Nền đất Sét

Nền Cát - Sét

Nền Sét - Cát

Trường hợp 1 Trường hợp 2 Trường hợp 3 Trường hợp 4 Thông số

0,796 0,863 0,792 0.890 Hệ số αpr

nhất (mm)

Chuyển vị bè lớn 22.84 24.24 35.04 18.73

Hình 3.15: Biểu đồ phần trăm tải trọng công trình phân phối lên cọc và bè

Nhận xét

Với cùng một loại đặc tính của móng bè và cọc, với cùng một giá trị của tải trọng

phân bố đều trên bè, thay đổi điều kiện địa chất rút ra được các nhận xét sau:

- Tùy thuộc vào đặc tính của từng loại đất nền đồng nhất và sự phân bố và chiều

dày của loại đất nền hai lớp mà giá trị hệ số αpr có giá trị khác nhau.

- Đối với loại đất nền là đồng nhất thấy rằng độ lún của bè móng càng lớn thì hệ

số phân phối tải trọng vào cọc αpr càng nhỏ. Trong phạm vi giữa ở bản móng bè

thường đạt độ lún lớn nhất.

- Trong các bài toán đặt ra để phân tích thấy rằng hệ số αpr thay đổi trong phạm vi

từ 79.2 % đến 89 % tùy thuộc vào đặc điểm của loại đất nền.

- Mức độ chênh lệch giữa giá trị lực dọc đầu cọc lớn nhất và bé nhất trong đài so

với giá trị trung bình: BT1 = (2.2 ÷ 22.29) %; BT2 = (1.14 ÷ 40.30 )%; BT3 =

(1.66 ÷ 42.46) %; BT4 = (0.97 ÷ 33.97) %;

- 56 -

3.3.2 Ảnh hƣởng của điều kiện độ cứng bản móng bè đến hệ số phân phối tải trọng

cho cọc αpr

Bài toán 2: Bè móng bê tông cốt thép có mặt bằng hình chữ nhật với bề rộng b = 10.0

m và cạnh dài l = 14.0 m. Số lượng cọc dưới bè móng là 12 cọc. Chiều dài cọc 20.0 m.

Chiều dày bản móng bè hb = 1.8 m. Tải trọng tác dụng trên bè q= 200 kPa. Điều kiện địa

chất là trường hợp 1 của bài toán 1 nêu trong mục 3.3.1.

Hình 3.16 : Mặt bằng bố trí cọc trong bè móng bài toán 2

a. Các trƣờng hợp phân tích αpr:

- Trường hợp 1: Chiều dày bản móng bè hb = 1,0 m.

- Trường hợp 2: Chiều dày bản móng bè hb = 2,0 m.

- Trường hợp 3: Chiều dày bản móng bè hb = 3,0 m.

Hình 3.17: Sơ đồ bài toán 2 và đánh số vị trí cọc trong bè móng

b. Đánh giá hệ số αpr:

- 57 -

+ Kết quả của trường hợp 1:

Hình 3.18 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong trường hợp 1

Bảng 3.9: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

1 -6.0 -4.0 +5.18 2412.9

2 -2.0 -4.0 +3.48 2373.9

3 -6.0 0.0 -3.63 2210.8

4 +2.0 -4.0 +3.50 2374.5

5 -2.0 0.0 -13.31 1988.8

6 -6.0 +4.0 +4.83 2405.0

7 +6.0 -4.0 +5.46 2294.16 2419.4

8 +2.0 0.0 -13.57 1982.9

9 -2.0 +4.0 +3.28 2369.5

10 +6.0 0.0 -3.95 2203.5

11 +2.0 +4.0 +3.76 2380.5

12 +6.0 +4.0 +4.97 2408.2

Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) = 27529.7

31500 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.874 Hệ số phân phối αpr =

- 58 -

+ Kết quả của trường hợp 2

Hình 3.19 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong trường hợp 2

Bảng 3.10: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

1 -6.0 -4.0 +21.58 3087.1

2 -2.0 -4.0 -3.84 2441.6

3 -6.0 0.0 -0.51 2526.0

4 +2.0 -4.0 -3.84 2441.6

5 -2.0 0.0 -34.01 1675.5

6 -6.0 +4.0 +20.91 3069.9

7 +6.0 -4.0 +21.21 2539.08 3077.5

8 +2.0 0.0 -34.23 1670.0

9 -2.0 +4.0 -3.96 2438.6

10 +6.0 0.0 -1.04 2512.6

11 +2.0 +4.0 -3.39 2452.9

12 +6.0 +4.0 +21.13 3075.6

Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) = 30469.0

35000 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.871 Hệ số phân phối αpr =

- 59 -

+ Kết quả của trường hợp 3

Hình 3.20 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong trường hợp 3

Bảng 3.11: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

3434.9 1 -6.0 -4.0 +23.11

2647.8 2 -2.0 -4.0 -5.10

2844.4 3 -6.0 0.0 +1.94

2648.9 4 +2.0 -4.0 -5.06

1760.5 5 -2.0 0.0 -36.90

3411.7 6 -6.0 +4.0 +22.28

3422.7 7 +6.0 -4.0 +22.67 2790.13

1753.8 8 +2.0 0.0 -37.14

2645.8 9 -2.0 +4.0 -5.17

2828.3 10 +6.0 0.0 +1.37

2665.1 11 +2.0 +4.0 -4.48

3417.7 12 +6.0 +4.0 +22.49

Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) = 33481.6

38500 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.870 Hệ số phân phối αpr =

- 60 -

Lập bảng tổng hợp kết quả của 3 trường hợp

Bảng 3.12: Tổng hợp 3 trường hợp phân tích – Bài toán 2

hb= 1.0 m

hb= 2.0 m

hb= 3.0 m

Trường hợp 1 Trường hợp 2 Trường hợp 3 Thông số

0.874 0.871 0.870 Hệ số αpr

(mm)

Chuyển vị bè lớn nhất 20.02 24.61 27.89

Hình 3.21 : Biểu đồ phần trăm tải trọng công trình phân phối lên cọc và bè móng

Nhận xét

Trong cùng điều kiện địa chất nghiên cứu và điều kiện phân bố tải trọng ngoài

như nhau ta nhận thấy rằng:

- Bề dày của bản móng bè ít ảnh hưởng đến giá trị hệ số phân phối tải trọng vào

cọc và vào bè αpr

- Bề dày bản móng bè càng lớn thì giá trị lớn nhất của chuyển vị bè càng tăng.

- Trong ba bài toán đặt ra để phân tích thấy rằng hệ số αpr tăng lên trong phạm vi

từ 87.0 % đến 87.4 % khi chiều dày bè giảm đi từ 3.0 m xuống 1.0 m

- Trong trường hợp bề dày bản móng bè hb= 1.0 m kết quả tìm được thấy rằng

mức độ chênh lệch của lực nén đầu cọc trong bè so với giá trị trung bình các lực

nén đầu cọc nhỏ hơn so với chiều dày bè hb= 2,0 m và hb = 3,0 m. Có nghĩa là

chiều dày bè nhỏ hơn thì lực dọc đầu cọc phân phối đều hơn.

- 61 -

3.3.3 Ảnh hƣởng của điều kiện tải trọng ngoài đến hệ số phân phối tải trọng αpr

Bài toán 3: Bè móng bê tông cốt thép có mặt bằng hình chử nhật với cạnh là b=10 m, l=

14 m số lượng 12 cọc, chiều dài cọc 20 m, Chiều dày bản móng bè hb = 1,5 m. Điều kiện

địa chất là trường hợp 1 của bài toán 1.

Hình 3.22: Sơ đồ bài toán 3

a. Các trƣờng hợp phân tích αpr

- Trường hợp 1: Tải trọng phân bố đều q trên bè q=150 kPa

- Trường hợp 2: Tải trọng phân bố đều q trên bè q=300 kPa

- Trường hợp 3: Tải trọng phân bố đều q trên bè q=450 kPa

- 62 -

b. Đánh giá hệ số αpr

+ Kết quả của trường hợp 1

Hình 3.23 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong trường hợp 1

Bảng 3.13: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z cọc (KN) (kN) trung bình(%)

1 -6.0 -4.0 2252.6 +18.26

2 -2.0 -4.0 1877.3 -1.44

3 -6.0 0.0 1833.6 -3.74

4 +2.0 -4.0 1872.9 -1.68

5 -2.0 0.0 1357.6 -28.73

6 -6.0 +4.0 2243.3 +17.77

7 +6.0 -4.0 2243.0 1904.81 +17.75

8 +2.0 0.0 1353.6 -28.94

9 -2.0 +4.0 1872.5 -1.70

10 +6.0 0.0 1826.8 -4.10

11 +2.0 +4.0 1880.9 -1.26

12 +6.0 +4.0 2243.6 +17.79

Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) = 22858

26250 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.871 Hệ số phân phối αpr =

- 63 -

+ Kết quả của trường hợp 2

Hình 3.24 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong trường hợp 2

Bảng 3.14: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

3849.2 1 -6.0 -4.0 +12.52

3413.9 2 -2.0 -4.0 -0.21

3417.3 3 -6.0 0.0 -0.11

3419.7 4 +2.0 -4.0 -0.04

2613.1 5 -2.0 0.0 -23.62

3823.4 6 -6.0 +4.0 +11.76

3833.6 7 +6.0 -4.0 +12.06 3421.01

2605.3 8 +2.0 0.0 -23.84

3413.4 9 -2.0 +4.0 -0.22

3398.6 10 +6.0 0.0 -0.66

3439.1 11 +2.0 +4.0 +0.53

3825.5 12 +6.0 +4.0 +11.82

Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) = 41052.3

47250 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.869 Hệ số phân phối αpr =

- 64 -

+ Kết quả của trường hợp 3

Hình 3.25 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong trường hợp 3

Bảng 3.15: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

5266.6 1 -6.0 -4.0 +6.77

4930.8 2 -2.0 -4.0 -0.03

4977.8 3 -6.0 0.0 +0.92

4966.4 4 +2.0 -4.0 +0.69

4285.7 5 -2.0 0.0 -13.11

5196.7 6 -6.0 +4.0 +5.36

5226.2 7 +6.0 -4.0 +5.95 4932.49

4260.9 8 +2.0 0.0 -13.62

4930.9 9 -2.0 +4.0 -0.03

4921.8 10 +6.0 0.0 -0.22

4997.8 11 +2.0 +4.0 +1.32

5228.3 12 +6.0 +4.0 +6.00

Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) = 59189.9

68250.0 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.867 Hệ số phân phối αpr =

- 65 -

Lập bảng tổng hợp kết quả của 3 trường hợp

Bảng 3.16: Tổng hợp 3 trường hợp – Bài toán 3

q = 150 kPa

q = 300 kPa

q = 450 kPa

Trường hợp 1 Trường hợp 2 Trường hợp 3 Thông số

0.871 0.869 0.867 Hệ số αpr

trong bè (mm)

Chuyển vị lớn nhất 20.17 37.51 60.77

Hình 3.26 : Phần trăm tải trọng công trình phân phối lên cọc và bè móng

Nhận xét

Cùng một điều kiện địa chất và chiều dày bản móng bè. Thay đổi các điều kiện tải

trọng trên bản móng bè ta nhận thấy rằng:

- Giá trị tải trọng phân bố đều trên bè càng tăng thì chuyển vị lớn nhất trong bản

móng bè cũng tăng theo, đồng thời giá trị của hệ số αpr có xu hướng giảm nhưng

cũng không đáng kể.

- Mức độ phân phối tải trọng vào cọc so với tải trọng toàn bộ của công trình không

ảnh hưởng nhiều vào cường độ tác dụng của tải trọng ngoài lên bản móng bè.

- Tải trọng phân bố đều trên bản móng bè có giá trị càng lớn thì thấy rằng giá trị

lực nén lên các đầu cọc trong bè có xu hướng đồng đều hơn so với trường hợp

bản móng bè chịu tác dụng của tải trọng với cường độ nhỏ hơn.

- 66 -

3.3.4 Ảnh hƣởng của chiều dài cọc và cách bố trí cọc đến hệ số phân phối αpr

Bài toán 4: Bè móng bê tông cốt thép có mặt bằng hình chữ nhật với bề rộng b = 10.0 m

và cạnh dài l = 14.0 m. Số lượng cọc dưới bè móng là 12 cọc. Chiều dài cọc 20.0 m.

Chiều dày bản móng bè hb = 1.5 m. Tải trọng tác dụng trên bè q= 150 kPa. Điều kiện địa

chất là trường hợp 1 của bài toán 1 đã nêu trong mục 3.3.1 (lớp cát đồng nhất dày 30 m).

Thông số về cọc dưới bè có 3 loại chiều dài:

- Cọc loại 1 dài L1 = 15.0 m

- Cọc loại 2 dài L2 = 25.0 m

- Cọc loại 3 dài L3 = 19.0 m

Hình 3.27 : Tọa độ các cọc – Bài toán 4

a. Các trƣờng hợp phân tích αpr

- Trường hợp 1: Phương án bố trí cọc loại 1 dài 15 m như hình vẽ

Hình 3.28: Sơ đồ trường hợp 1 – Bài toán 4

- 67 -

- Trường hợp 2: Phương án bố trí cọc loại 2 dài 25 m như hình vẽ

Hình 3.29: Sơ đồ trường hợp 2 – Bài toán 4

dài 25 m ở giữa như hình vẽ

- Trường hợp 3: Phương án bố trí cọc loại 1 dài 15 m ở biên cạnh ngắn và cọc loại 2

Hình 3.30: Sơ đồ trường hợp 3 – Bài toán 4

dài 15 m ở giữa như hình vẽ

- Trường hợp 4: Phương án bố trí cọc loại 2 dài 25 m ở biên cạnh ngắn và cọc loại 1

- 68 -

Hình 3.31: Sơ đồ trường hợp 4 – Bài toán 4

- Trường hợp 5: Phương án bố trí 2 cọc giữa dài 25 m v à 10 cọc còn lại dài 19 m

Hình 3.32: Sơ đồ trường hợp 5 – Bài toán 4

b. Đánh giá hệ số αpr

- 69 -

+ Kết quả của trường hợp 1

Hình 3.33 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong trường hợp 1

Bảng 3.17: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

1 -6.0 -4.0 2134.7 +17.41

2 -2.0 -4.0 1794.6 -1.29

3 -6.0 0.0 1797.8 -1.12

4 +2.0 -4.0 1796.3 -1.20

5 -2.0 0.0 1276.1 -29.81

6 -6.0 +4.0 2117.7 +16.48

7 +6.0 -4.0 2124.5 +16.85 1818.11

8 +2.0 0.0 1270.7 -30.11

9 -2.0 +4.0 1791.5 -1.46

10 +6.0 0.0 1784.9 -1.83

11 +2.0 +4.0 1806.3 -0.65

12 +6.0 +4.0 2122.2 +16.73

Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) = 21817.2

26250 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.831 Hệ số phân phối αpr =

- 70 -

+ Kết quả của trường hợp 2

Hình 3.34 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng lưới của nền đất trong trường hợp 2

Bảng 3.18: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

1 -6.0 -4.0 +12.80 2217.6

2 -2.0 -4.0 +0.30 1971.8

3 -6.0 0.0 -3.99 1887.4

4 +2.0 -4.0 +0.17 1969.3

5 -2.0 0.0 -21.45 1544.2

6 -6.0 +4.0 +12.46 2210.8

7 +6.0 -4.0 +12.56 1965.88 2212.7

8 +2.0 0.0 -21.67 1539.9

9 -2.0 +4.0 +0.04 1966.6

10 +6.0 0.0 -4.29 1881.6

11 +2.0 +4.0 +0.46 1974.9

12 +6.0 +4.0 +12.61 2213.7

Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) = 23590.7

26250 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.899 Hệ số phân phối αpr =

- 71 -

+ Kết quả của trường hợp 3

Hình 3.35 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng của nền đất trong trường hợp 3

Bảng 3.19: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

1541.8 1 -6.0 -4.0 -19.56

2573.9 2 -2.0 -4.0 +34.30

1260.0 3 -6.0 0.0 -34.26

2565.9 4 +2.0 -4.0 +33.88

2031.6 5 -2.0 0.0 +6.00

1531.0 6 -6.0 +4.0 -20.12

1534.4 7 +6.0 -4.0 -19.94 1916.60

2028.7 8 +2.0 0.0 +5.85

2567.7 9 -2.0 +4.0 +33.97

1254.9 10 +6.0 0.0 -34.52

2574.9 11 +2.0 +4.0 +34.35

1534.4 12 +6.0 +4.0 -19.94

Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) = 22999.1

26250 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.876 Hệ số phân phối αpr =

- 72 -

+ Kết quả của trường hợp 4

Hình 3.36 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng của nền đất trong trường hợp 4

Bảng 3.20: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

2893.9 1 -6.0 -4.0 +49.32

1267.5 2 -2.0 -4.0 -34.60

2440.6 3 -6.0 0.0 +25.93

1263.5 4 +2.0 -4.0 -34.81

881.3 5 -2.0 0.0 -54.53

2887.1 6 -6.0 +4.0 +48.97

2887.0 7 +6.0 -4.0 +48.96 1938.06

877.8 8 +2.0 0.0 -54.71

1261.7 9 -2.0 +4.0 -34.90

2437.0 10 +6.0 0.0 +25.74

1268.6 11 +2.0 +4.0 -34.54

2890.7 12 +6.0 +4.0 +49.15

Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) = 23256.4

26250 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.886 Hệ số phân phối αpr =

- 73 -

+ Kết quả của trường hợp 5

Hình 3.37 : Biểu đồ chuyển vị của bè móng và biến dạng của nền đất trong trường hợp 4

Bảng 3.21: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu Mức độ chênh Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc cọc trung bình lệch so với x z (KN) (kN) trung bình(%)

1 -6.0 -4.0 2076.3 +8.98

2 -2.0 -4.0 1651.3 -13.33

3 -6.0 0.0 1656.4 -13.06

4 +2.0 -4.0 1648.0 -13.50

5 -2.0 0.0 2338.4 +22.74

6 -6.0 +4.0 2066.6 1905.20 +8.47

7 +6.0 -4.0 2069.5 +8.62

8 +2.0 0.0 2332.9 +22.45

9 -2.0 +4.0 1647.5 -13.53

10 +6.0 0.0 1650.7 -13.36

11 +2.0 +4.0 1654.7 -13.15

12 +6.0 +4.0 2070.1 +8.66

Tổng lực đứng các đầu cọc (kN) = 22862.3

26250 Tổng lực đứng của bè móng (kN) =

0.871 Hệ số phân phối αpr =

- 74 -

Lập bảng tổng hợp kết quả của 5 trường hợp

Bảng 3.22: Tổng hợp 5 trường hợp – Bài toán 4

1

2

3

4

5

Trường hợp Trường hợp Trường hợp Trường hợp Trường hợp Thông số

0.831 0.899 0.876 0.886 0.871 Hệ số αpr

lớn nhất (mm)

Chuyển vị bè 24.54 15.01 17.06 17.70 18.56

nhỏ nhất (mm)

Chuyển vị bè 21.95 12.72 15.92 13.87 16.47

Hình 3.38: Biểu đồ phần trăm tải trọng công trình phân phối lên cọc và bè - 5 trường hợp

Nhận xét

- Trong cùng một điều kiện địa chất nền đồng nhất, chiều dày bè và tải trọng tác

dụng trên bè không thay đổi thấy rằng:

- Chiều dài cọc càng dài thì giá trị lớn nhất của chuyển vị trong bản móng bè càng

nhỏ và mức độ phân phối tải trọng công trình vào cọc càng lớn.

- Thay đổi chiều dài cọc khác nhau trong đài có ảnh hưởng đến độ chuyển vị của

bản móng và hệ số phân phối tải trọng αpr.

- 75 -

- Trường hợp tải trọng trên bè phân bố đều, nếu bố trí cọc trong phạm vi giữa

móng bè có chiều dài dài hơn so với các cọc biên thấy rằng hệ số phân phối tải

trọng αpr càng nhỏ và giá trị lớn nhất của chuyển vị bè càng lớn.

- Khi bố trí các hàng cọc ở giữa bè sâu hơn so với các hàng cọc biên (trường hợp

4) thì mức độ chênh lệch giá trị chuyển vị lớn nhất và bé nhất của bản móng bè

lớn hơn so với các trường hợp khác đã phân tích.

3.4 Một số kết luận rút ra từ chƣơng 3

 Tải trọng của công trình truyền xuống móng bè cọc, một phần lớn tải trọng sẽ

truyền vào các cọc trong bè và một phần khác sẽ truyền vào đất nền trực tiếp dưới

bản móng bè.

 Yếu tố địa chất trực tiếp dưới bản móng bè cọc và các lớp đất ở bên dưới có ảnh

hưởng đến giá trị hệ số αpr.

 Móng bè trên nền cọc đặt trong nền đất đồng nhất thì giá trị của chuyển vị (độ lún)

bè móng càng lớn thì hệ số αpr càng nhỏ.

 Cùng chiều dày bản móng bè và cường độ tác dụng trên bản móng ít có ảnh hưởng

đến giá trị của hệ số αpr .

 Cùng một điều kiện địa chất thì tải trọng phân bố đều trên bè càng lớn thì độ

chuyển vị của bè càng lớn.

 Độ chuyển vị lớn nhất của bè móng thường ở vị tri tâm của bè móng.

- 76 -

CHƢƠNG 4

PHÂN TÍCH, SO SÁNH PHƢƠNG ÁN MÓNG CỌC VÀ MÓNG

BÈ CỌC CHO CÔNG TRÌNH THỰC TẾ

Trong chương 4 này học viên lựa chọn 1 công trình cụ thể tại TP.HCM để phân

tích, so sánh hai quan điểm thiết kế móng. Phương án 1 là phương án móng cọc khoan

nhồi thực tế gồm có móng đài đơn và móng đài kép cho công trình do công ty thiết kế

đề xuất. Phương án 2 là phương án móng cọc khoan nhồi gồm móng đài đơn và móng

đài bè cọc bên dưới bốn cột do học viên đề xuất. Mục đích của chương này là để phân

tích, xem xét hiệu quả của phương án thiết kế móng theo quan điểm đài bè trên nên cọc

so với quan điểm thiết kế móng cọc thuần túy.

4.1 Giới thiệu công trình

Công trình Nhà Điều hành Tổng Công Ty Cảng Hàng Không Miền Nam dự

kiến xây dựng có 12 tầng thuộc loại công trình có tải trọng lớn trên diện tích đất gần 5000 m2, khu vực xây dựng trên đường Trường Sơn, Phường 2, Quận Tân Bình,

TP.HCM.

Ranh giới xây dựng được xác định:

 Phía Bắc giáp khu đất trống của Công Ty Quản Lý Bay Miền Nam.

 Phía Tây giáp đường Trường Sơn.

 Phía Nam giáp nhà dân 3 tầng – 5 tầng.

 Phía Đông giáp: nhà dân 3 tầng.

4.2 Kết quả khảo sát địa chất công trình

Công tác khoan khảo sát địa chất thực hiện theo tiêu chuẩn khảo sát xây dựng

ASTM D5783. Các phương pháp thử chùy tiêu chuẩn SPT tại hiện trường và phương

pháp thí nghiệm đất thực hiện theo tiêu chuẩn ASTM (American Society For Testing

Material) và phân loại đất thống nhất USCS (Unified Soil Classification System). Khối

lượng khảo sát gồm 5 hố khoan, mỗi hố khoan sâu 70 m. Tổng độ sâu khoan 350 m.

 Thí nghiệm chùy tiêu chuẩn: 175 lần.

 Lấy mẫu đất nguyên dạng để thí nghiệm trong phòng xây dựng các chỉ tiêu cơ

lý các lớp đất có 175 mẫu

o Thí nghiệm nén 3 trục (UU): 15 mẫu.

- 77 -

o Thí nghiệm nén 3 trục (CU): 15 mẫu.

o Thí nghiệm nén đơn : 16 mẫu.

Kết quả trụ địa chất tổng kết như sau:

Đất san lấp (Fill materials): dày 1 m. Đất san nền BT lẫn xà bần (Fill materials: Concrete foundation, Sand with gravels). γ = 18,14 kN/m3, γd = 14,71 kN/m3, Gs = 2,67 ,W = 23,3%, e = 0,813.

Lớp đất 1a (CL): dày 3,0 m. Sét pha cát, màu xám vàng nâu, trạng thái nền đến rắn vừa. IL= 0,62, C = 0,178 kG/cm2, = 8 43’, γ = 18,51 kN/m3 , γsat = 19,35 kN/m3, W = 25,1% , Gs= 2,69 , E12 = 2905,8 kPa , E24 = 5645,3 kPa, IL = 0,68, N = 2 –

7.

Lớp đất 2 (CL – GC): dày 2,0 m. Sét pha cát, lẫn sỏi sạn, màu xám vàng, nâu đỏ, trạng thái rắn vừa đến rắn. W = 20,9%, γ = 19,33 kN/m3, γsat = 20,21 kN/m3, γd = 15,99 kN/m3, Gs = 2,72, e = 0,704, IL = 0,12, Qu = 1,531 kG/cm2, N = 8 – 17.

Lớp đất 3 (CL): dày 4.0 m. Sét pha cát, màu xám vàng nâu đỏ, trạng thái rắn. W = 24,7%, γ = 18,38 kN/m3, γd = 15,6 kN/m3 , Gs = 2,69, e = 0,728, IL = 0,22, C = 0,252 kG/cm2, = 14 50’, E12 = 4221 kPa, E24 = 8276 kPa, N = 9.

Lớp đất 4b (SM): dày 22 m, cát mịn đến trung lẫn bột, màu xám vàng nâu, trạng thái chặt vừa đến chặt, W = 21%, γ = 19,21 kN/m3, γsat = 19,92 kN/m3, Gs = 2,66, e = 0,678, C = 0,041 kG/cm2 , = 28 58’ Ccu = 0,048 kG/cm2, cu = 30 21’ , C’ cu = cu = 32 05’, Cuu = 0,038 kG/cm2, uu= 26 26’ , E12 = 4449 kPa, E24 = 0,041 kG/cm2, ’

8773 kPa, N = 11 – 33.

cu = 0,275 cu = 14 35’, Cuu = 0,24 kG/cm2, uu = 10 05’, E12 = 4286 kPa , E24 = 8407

Lớp đất 5a (CH): dày 5,0 m. Sét lẫn ít cát mịn, xám nâu, trạng thái rắn. W = 29,9%, γ = 18,24 kN/m3, γsat = 18,82 kN/m3, γd = 14,05 kN/m3, Gs = 2,69, e = 0,918, IL = 0,25 ; C = 0,25 kG/cm2, = 12 14’ , Ccu = 0,293 kG/cm2, cu = 13 10’, C’ kG/cm2, ’

kPa, N = 9 – 13.

Lớp đất 5b (CH): dày 23,0 m. Đất sét lẫn cát mịn, màu vàng nâu, xám xanh nâu, trạng thái cứng đến rất cứng. W = 22,4%, γ = 19,61 kN/m3, γsat = 20,1 kN/m3, γd = 16,07 kN/m3, Gs= 2,69, e = 0,678, IL = 0,16, C = 0,526 kG/cm2, = 19 53’, Ccu = 0,498 kG/cm2, cu = 18 02’, Cuu= 0,459 kG/cm2, uu = 18 28’, E12 = 5610 kPa, E24 =

11073 kPa, N = 30 – 66.

- 78 -

cu = 35 57’, Cuu = 0,043

cu= 0,045 kG/cm2, ’

Lớp 6 (SM): cát mịn đến trung lẫn bột, màu xám nâu, trạng thái chặt đến rất

chặt, chiều dày lớp đất này chưa kết thúc đến hố khoan sâu 70 m. W = 17,95, γ = 19,87 kN/m3, γd = 16,86 kN/m3 , Gs = 2,66, e = 0,579, C = 0,049 kG/cm2, = 33 11’, Ccu = 0,052 kG/cm2, cu = 34 23’, C’ kG/cm2, uu = 30 38’, E12 = 6472 kPa, E24 = 12844 kPa, N = 37 – 63.

Mực nước ngầm ở độ sâu 5,4 m

4.3 Phân tích, thiết kế móng cho công trình theo quan điểm móng cọc

Mặt bằng công trình có tính chất đối xứng theo cả hai phương đứng và ngang.

Theo phương dọc nhà có tám tim trục cột được đánh số từ 1 đến 8 và theo phương

ngang nhà có bốn tim trục cột với ký hiệu trục là A, B, C và D. Mặt bằng công trình

với kích thước: 20,8 m x 49,2 m. Phân tích nội lực khung ngang phẳng trục 2 tìm được

nội lực tính toán tại chân cột để thiết kế móng như bảng 4.1 (lưu ý: để đơn giản trong

tính toán và phân tích nội dung nghiên cứu nên đã bỏ qua thành phần mô men, lực

ngang và giá trị lực dọc này đã có xét đến hệ số gia tăng thêm).

Hình 4.1 : Mặt bằng tim cột tầng hầm công trình

Bảng 4.1: Nội lực chân cột khung trục 2 dùng để thiết kế móng

Trục A Trục B Trục C Trục D

Tim trục tt - Lực dọc No 6000 8000 8000 5000 tính toán (KN)

- 79 -

Khoảng cách giữa tim trục B và C là 4,8 m và tải trọng tác dụng trên mỗi chân

cột tương đối lớn nên dự kiến thiết kế móng cọc đài kép 2 cột cho trục B và C. Móng

cọc đài đơn giống nhau cho cột trục A và D. Do tính chất đối xứng của công trình, ta

nhận thấy có thể thiết kế hai loại móng cọc cho toàn bộ công trình là móng M1 (đài

đơn trục A hoặc D) và M2 (đài kép trục B-C).

Hình 4.2 : Mặt bằng bố trí các đài cọc trong công trình

4.3.1 Sơ bộ chọn loại cọc, tiết diện và chiều dài cọc

Chọn đường kính cọc và chiều sâu đặt mũi cọc phụ thuộc nhiều vào điều kiện

địa chất và tải trọng công trình, cần phải đưa ra phương án kích thước khác nhau để so

sánh và lựa chọn. Trong công trình này thiết kế lựa chọn đường kính cọc khoan nhồi D

= 1000 mm phù hợp với điều kiện đất nền và khả năng thi công cọc khoan nhồi.

Căn cứ vào tải trọng và điều kiện địa chất đất nền chọn mũi cọc cắm sâu vào lớp

đất 5b một đoạn 8 m. Do đó chiều sâu mũi cọc tính từ lớp đất tự nhiên là 45 m.

Sơ bộ chiều cao đài cọc là 1.8 m, đáy đài nằm ở độ sâu 3.3 m so với mặt đất tự

nhiên.

Cốt thép dọc chịu lực giả thiết là 22Ø18 có As = 55.99 cm2,  = 0.71% đảm bảo

yêu cầu hàm lượng cốt thép cấu tạo của cọc khoan nhồi.

- 80 -

4.3.2 Xác định sức chịu tải của cọc theo độ bền của vật liệu

Theo TCXD: 195-1997: Nhà cao tầng – thiết kế cọc khoan nhồi, đối với cọc

khoan nhồi, sức chịu tải cho phép chịu nén của cọc theo độ bền vật liệu chịu ảnh hưởng

sâu sắc của phương pháp thi công, được tính theo công thức:

Ru: cường độ tính toán của bê tông cọc nhồi.

Ru = R/4.5 khi đổ bê tông dưới nước hoặc dung dịch sét không lớn hơn

6000kN/m2.

R: mác thiết kế của bê tông (MPa).

Rsn:cường độ tính toán của thép.

nhưng không lớn hơn 220000kN/m2. d < 28→

: giới hạn chảy của cốt thép

Ab: Diện tích tiết diện ngang của cọc

(As: Diện tích cốt thép dọc trong cọc).

4.3.3 Xác định sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT

Sức chịu tải cho phép của cọc tính theo công thức của viện kiến trúc Nhật Bản:

- chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất rời,m;

- chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất dính,m;

u = 3.1416m : chu vi cọc;

: cường độ sức kháng mũi của đất dưới mũi cọc, khi mũi cọc nằm

trong lớp đất dính đối với cọc khoan nhồi;

- 81 -

: cường độ sức kháng trung bình trên đoạn cọc nằm trong lớp rời i;

: cường độ sức kháng trung bình trên đoạn cọc nằm trong lớp đất dính i;

(tính bằng kPa): cường độ sức kháng cắt không thoát nước của đất

dính;

- chỉ số SPT trung bình của lớp rời bên thân cọc;

Đối với địa chất của công trình cọc xuyên qua các lớp đất dính và một lớp đất

rời.

Hình 4.3: Sơ đồ tính sức chịu tải của cọc theo điều kiện đất nền

- 82 -

4.3.4 Xác định sức chịu tải thiết kế

Sức chịu tải thiết kế cọc:

4.3.5 Thí nghiệm nén tĩnh cọc tại hiện trƣờng để kiểm tra sức chịu tải thiết kế

Để kiểm tra lại sức chịu tải thiết kế đã lựa chọn như trên, tiến hành thí nghiệm

nén tĩnh cọc tại hiện trường.

Đề cương thí nghiệm nén tĩnh cọc công trình: Tòa nhà Điều hành Tổng Công ty

Cảng Hàng không Miền Nam do đơn vị thí nghiệm lập đã được phê duyệt.

Cọc thí nghiệm được thi công theo phương pháp khoan nhồi và tiến hành thí

nghiệm trước khi thi công cọc đại trà.

Thông số kỹ thuật của cọc thí nghiệm ở bảng 4.2

Bảng 4.2 : Thông số kỹ thuật của cọc thí nghiệm

Kích thước cọc STT Tên cọc Chiều dài cọc (m) Tải trọng thí nghiệm (tấn) (mm)

1000 P1-7 1 45 920

2 P2-7 1000 40 900

Ghi chú:

Qui trình tăng và giảm tải trọng của cọc thí nghiệm P1-7 trình bày trên bảng 4.3

Qui trình tăng và giảm tải trọng của cọc thí nghiệm P1-7 trình bày trên bảng 4.4

Kết quả thí nghiệm nén tĩnh cọc P1-7 trình bày trên bảng 4.5

Kết quả thí nghiệm nén tĩnh cọc P1-7 trình bày trên bảng 4.6

- 83 -

Bảng 4.3: Quy trình tăng và giảm tải trọng cọc P1-7 (Tải trọng thí nghiệm = 920 tấn)

Tải trọng

Chu kỳ (% tải trọng Tải trọng (tấn) Thời gian theo dõi lún

TK)

115 1h hoặc khi độ lún 0.25mm/h 25

230 -nt- 50

345 -nt- 75

Chu kỳ 1 100 Đến khi độ lún 0.25 mm/h và 12h 460

345 30 phút 75

230 30 phút 50

0 Đến khi độ lún 0.25 mm/h và 6h 0

115 30 phút 25

230 -nt- 50

345 -nt- 75

460 1h hoặc khi độ lún 0.25 mm/h 100

575 -nt- 125

690 -nt- 150 Chu kỳ 2 805 -nt- 175

920 Đến khi độ lún 0.25 mm/h và 24h 200

690 30 phút 150

460 -nt- 100

230 -nt- 50

0 Đến khi độ lún 0.25 mm/h và 6h 0

- 84 -

Bảng 4.4: Quy trình tăng và giảm tải cọc P2-20 (Tải trọng thí nghiệm = 900 tấn)

Tải trọng

Chu kỳ (% tải trọng Tải trọng (tấn) Thời gian theo dõi lún

TK)

1h hoặc khi độ lún 0.25 mm/h 25 90

50 180 -nt-

75 270 -nt-

Chu kỳ 1 100 Đến khi độ lún 0.25 mm/h và 12h 360

75 270 30 phút

50 180 30 phút

0 0 Đến khi độ lún 0.25 mm/h và 6h

25 90 30 phút

50 180 -nt-

75 270 -nt-

100 360 1h khi độ lún 0.25 mm/h

125 450 -nt-

150 540 -nt-

175 630 -nt-

200 720 -nt- Chu kỳ 2

225 810 -nt-

250 900 Đến khi độ lún 0.25 mm/h và 24h

200 720 30 phút

150 540 -nt-

100 360 -nt-

50 180 -nt-

0 0 Đến khi độ lún 0.25 mm/h và 6h

- 85 -

Từ kết quả thí nghiệm nén tĩnh cọc như ở bảng 4.5 và bảng 4.6 ta có thể rút ra

một số kết luận và kiến nghị:

- Thí nghiệm được tiến hành dưới sự giám sát của Chủ đầu tư và các đơn vị

liên quan, số liệu đảm bảo chính xác và tin cậy.

- Cọc P1-7 làm việc bình thường dưới tải trọng 920 tấn (200% tải trọng thiết

kế - tải trọng thiết kế 460 tấn).

- Cọc P2-20 làm việc bình thường dưới tải trọng 900 tấn (215% tải trọng thiết

kế - tải trọng thiết kế 420 tấn).

Bảng 4.5 : Tổng hợp kết quả thí nghiệm CỌC P1-7

Tải trọng thí nghiệm Độ lún đầu T/gian giữ tải Chu kỳ cọc Ghi chú (Phút) % tải TK Tấn (mm)

1st

2nd

0 5 0 25 50 755 100 75 50 0 25 50 75 100 125 150 175 200 150 100 50 0 0 23 0 115 230 345 460 345 230 0 115 230 345 460 575 690 805 920 690 460 230 0 0 10 10 60 60 60 720 30 30 360 30 30 30 60 60 120 120 1440 30 30 30 360 0,00 0,33 1,16 2,35 3,03 2,95 2,49 1,64 2,22 2,75 3,38 4,25 5,17 7,14 9,25 13,92 13,38 12,46 9,46 5,46

So sánh sức chịu tải nén dọc trục của cọc được tính toán theo công thức lý

thuyết và kết quả thí nghiệm nén tĩnh cọc thực tế tại hiện trường. Ta có thể lấy giá trị

- 86 -

sức chịu tải thiết kế của cọc là 460 Tấn cho cọc dài 45 m và 420 Tấn cho cọc dài 40 m

là đủ độ tin cậy cần thiết.

Bảng 4.6 : Tổng hợp kết quả thí nghiệm CỌC P2-20

Tải trọng thí nghiệm Độ lún đầu T/gian giữ tải Chu kỳ cọc Ghi chú (Phút) % tải TK Tấn (mm)

0 0 0

5 23 10

0 0 10 0

25 90 660 1,05

50 180 60 2,41 1 755 270 60 3,46

100 360 720 5,81

75 270 30 5,91

50 180 30 5,37

0 0 360 4,17

25 90 30 4,50

50 180 30 4,95

75 270 30 5,41

100 360 60 6,11

125 450 60 7,17

150 540 120 8,80

175 630 120 10,55

200 720 2 120 12,99

225 810 120 15,61

250 900 1440 23,50

200 720 30 23,07

150 540 30 22,32

100 360 30 21,05

50 180 30 19,27

0 0 360 14,66

- 87 -

Hình 4.4 : Đồ thị quan hệ giữa tải trọng và độ lún cọc P1-7

Hình 4.5 : Đồ thị quan hệ giữa tải trọng và độ lún cọc P2-20

- 88 -

4.3.6 Kiểm tra phản lực đầu cọc

Chấp nhận đài cọc tuyệt đối cứng, toàn bộ tải trọng từ cột truyền xuống các đầu

cọc, đất nền trực tiếp dưới đáy đài không tiếp nhận tải trọng (hệ số phân phối tải trọng

bằng αpr = 1). Sau đây trình bày lần lượt cách tính toán phản lực đầu cọc cho móng M1

và M2 theo nguyên tắc cọc chịu tải hoàn toàn – đất nền không tham gia chịu lực.

Chuyển các ngoại lực tác dụng về đáy đài tại trọng tâm nhóm cọc (trường hợp

này trùng với trọng tâm đài):

a. Móng M1

Trọng lượng của đài:

Hình 4.6: Sơ đồ móng M1

Tải trọng tác dụng lên cọc:

Tải trọng tác dụng lên cọc đều bằng nhau:

Pi = 3225 kN < Ptk = 4600 kN

b. Móng M2

Trọng lượng của đài:

- 89 -

Tải trọng tác dụng lên cọc:

Tải trọng tác dụng lên cọc đều bằng nhau

Pi = 3645 kN < Ptk = 4600 kN

Nhận xét:

- Theo quan điểm thiết kế móng cọc, xem đất nền trực tiếp dưới đáy đài không

tiếp nhận tải trọng công trình, toàn bộ tải trọng chỉ truyền vào cọc.

- Tải trọng đứng truyền vào cọc trong móng M1 vàM 2 đều nhỏ hơn sức chịu

tải thiết kế của cọc. Đảm bảo điều kiện phản lực đầu cọc trong đài.

Hình 4.7: Sơ đồ móng M2

- 90 -

Hình 4.8: Mặt bằng bố trí móng cọc trong công trình

4.3.7 Kiểm tra móng cọc theo điều kiện biến dạng của đất nền

a. Móng 1

Áp lực tiêu chuẩn đáy khối móng qui ƣớc

Góc ma sát trung bình của các lớp đất cọc xuyên qua:

Tính góc mở:

Kích thước đáy móng khối qui ước:

Diện tích khối móng qui ước:

Chiều cao khối quy ước:

Tính trọng lƣợng móng khối qui ƣớc

Trọng lượng từ mặt sàn tầng hầm đến đáy đài.

Trọng lượng đất từ đáy đài đến mũi cọc.

Tính

- 91 -

Trọng lượng bản thân cọc:

- Tính sức chịu tải tính toán theo TTGH II của nền đất tại đáy móng khối qui ước:

. Trong đó:

ktc = 1: Do các chỉ tiêu cơ lý của đất lấy theo số liệu thí nghiệm trực tiếp

m1: Hệ số điều kiện làm việc của nền với độ sệt trung bình > 0.5: lấy m1 = 1.2

m2: Hệ số điều kiện làm việc của công trình. Do công trình không thuộc loại tuyệt

đối cứng lấy m2 = 1.

A, B, D: hệ số phụ thuộc vào ma sát trong  của lớp đất đặt đáy móng khối qui

ước

: Là dung trọng của đất nằm trực tiếp dưới khối móng quy ước

: Là dung trọng trung bình các lớp đất kể từ đáy khối móng quy ước trở lên.

Với: ;

: Trị số tính toán thứ hai của lực dính lấy đối với lớp đất đặt trực CII

tiếp đáy móng khối qui ước

- 92 -

- Kiểm tra ứng suất tại đáy móng khối qui ước thỏa điều kiện

Thỏa điều kiện áp lực đáy móng khối qui ước

Vậy ta có thể tính toán được độ lún của nền theo quan niệm nền biến dạng tuyến

tính. Trường hợp này nền từ chân cọc trở xuống có chiều dày tương đối lớn, đáy của

khối quy ước có diện tích bé nên ta dùng mô hình nền là bán không gian biến dạng

tuyến tính và tính toán độ lún của nền theo phương pháp cộng lún từng lớp.

Tính kiểm tra lún cho móng cọc

Ứng suất do trọng lượng bản thân đất tại đáy móng khối qui ước:

Ứng suất gây lún tại đáy móng khối qui ước:

Tính toán lún của nền bằng phương pháp cộng lún từng phân tố.

Tuy nhiên tại đáy khối móng qui ước ứng suất bản thân của đất theo phương

đứng lớn hơn năm lần ứng suất gây lún, xem như móng M1 có độ lún rất nhỏ nên bỏ

qua và xem như không lún.

b. Móng 2

Thực hiện tương tự cho móng M2 cũng thấy rằng móng đảm bảo điều kiện nền

làm việc trong giai đoạn biến dạng tuyến tính và cũng có độ lún xem như bằng không.

Nhận xét: Cả hai móng M1 và M2 đều đảm bảo điều kiện biến dạng nền.

4.3.8 Xác định mô men uốn và tính cốt thép cho đài móng M2

Sơ đồ tính mô men uốn trong đài móng theo phương cạnh dài được xem như

dầm lật ngược có 2 gối là cột và chịu tác dụng của phản lực tính toán đầu cọc (Pi) và có

chiều từ dưới tác dụng lên đài như hình vẽ. Giá trị Pi = 3645 kN.

- 93 -

Hình 4.9: Sơ đồ tính và biểu đồ mô men uốn trong đài cọc theo phương cạnh dài

Theo sơ đồ tính như trên dầm móng theo phương cạnh dài chỉ xuất hiện mô men

min = 8019 kN.m

âm với giá trị bé nhất là: Md

Sơ đồ tính mô men uốn trong đài móng theo phương cạnh ngắn được xem như

dầm lật công xôn có ngàm tại vị trí mép cột và chịu tác dụng của phản lực tính toán đầu

cọc (Pi) và có chiều từ dưới tác dụng lên đài như hình vẽ. Giá trị lực Pi = 3645 kN.

Hình 4.10: Biểu đồ mô men uốn trong đài theo phương cạnh ngắn

Theo sơ đồ tính như trên dầm móng theo phương cạnh ngắn chỉ xuất hiện mô

min = 8019 kN.m

men âm với giá trị là: Mn

Tính toán cốt thép cho đài cọc dựa vào các giá trị mô men uốn trong đài tìm

được theo hai phương.

Trong đó: - chiều cao làm việc của đài; - cường độ tính toán cốt thép;

Diện tích cốt thép theo phương cạnh dài:

- 94 -

Chọn 41Ø22 có

Diện tích cốt thép theo phương cạnh ngắn:

Chọn 49Ø20 có

Lưu ý: Thép lớp trên và lớp giữa đài theo hai phương đặt theo cấu tạo Ø14 a200

4.4 Thiết kế móng cho công trình theo quan điểm móng bè cọc

Trong phần này ta chỉ xem xét thiết kế một bè móng dưới 4 cột theo quan điểm

móng bè trên nền cọc . Như vậy có 3 móng bè cọc ở giữa mặt bằng công trình.

Diện tích mặt bằng bè móng 9.0 m x 11.6 m = 104.4 m2 > 100 m2 (điều kiện để

xem như đài bè).

Các móng biên trong công trình (móng M1) không thay đổi, chỉ thay 6 móng

kép đài 2 cột (móng M2) thành 3 móng bè cọc.

Tính toán móng theo quan điểm móng bè trên nền cọc bằng cách mô phỏng trên

phần mềm Plaxis 3D.

Theo kết quả nghiên cứu ở chương 3, thấy rằng khi bố trí chiều dài cọc dưới bè

khác nhau, các cọc ở gần tâm bè có chiều dài dài hơn các cọc biên thì có hiệu quả hơn.

Mặc khác trong thí nghiệm nén tĩnh cọc có kết quả thí nghiệm nén tĩnh cho hai cọc có

chiều dài khác nhau. Một cọc có độ sâu mũi cọc là 45 m và một cọc có độ sâu mũi cọc

là 40 m. Trong phần ứng dụng này đề xuất 2 phương án thiết kế khác nhau về chiều dài

cọc như sau:

Phương án 1: Tổng số cọc trong bè là 11 cọc, đường kính cọc 1,0 m. Các

cọc dưới bè móng đều có độ sâu mũi cọc là -45 m.

Phương án 2: Tổng số cọc dưới bè là 11 cọc, đường kính cọc 1,0 m. Có 8

cọc theo biên bè móng có độ sâu mũi cọc là -40 m và 3 cọc tại giữa bè có

độ sâu mũi cọc là -45 m.

- 95 -

Hình 4.11: Mặt bằng bố trí móng cọc trong công trình

Hình 4.12: Tọa độ các cọc trong bè móng

- 96 -

(b) Phương án 2

(a) Phương án 1

Hình 4.13: Bố trí cọc dưới bè theo hai phương án

Bảng 4.7 : Thông số đầu vào bê tông trong mô hình phân tích

Đặc tính Thông số Ký hiệu

Cọc d=1,0 m Đơn vị Bè hb=1,5m

Mẫu vật liệu Model Linear-elastic Linear-elastic -

Loại vật liệu Type Non-porous Non-porous -

Trọng lượng đơn vị 25 25 kN/m3 γunsat trên mực nước ngầm

Mô đun đàn hồi E 3.0.107 3.0.107 kN/m2

- Hệ số poisson ν 0.2 0.2

- 97 -

Bảng 4.8 : Thông số đầu vào trong mô hình phân tích

Lớp

Lớp

Lớp

Lớp

Lớp

Lớp

Lớp

1a

2

3

4b

5a

5b

6

Mẫu

Model M-C M-C M-C M-C M-C M-C M-C

Loại vật liệu đất nền Thông Ký Đơn vị số hiệu

VL

-

Trọng lượng thể tích

γunsat 18.51 19.33 18.83 19.21 18.24 19.61 19.87 kN/m3

Trọng lượng thể tích

0.864

0.1034

0.0864 0.1728 0.0864

0.1034

0.864 m/day

19.35 20.21 19.85 19.92 18.82 20.1 20.53 kN/m3 γsat

E

3064

6894

13022

7660

27576

3830

ky

9192 kN/m2

ν 0.29 0.30 0.28 0.25 0.30 0.30 0.25 -

17.8 8.6 25.2 4.1 25 52.6 4.9 kN/m2 cref Hệ số thấm Mô đun đàn hồi Hệ số poisso n Lực dính

8,72 30.9 14.83 28.9 12.23 19.88 33.18 độ

Góc ma sát trong

ψ 0 0.9 0 0 0 0 3.18 độ

0.8 0.8 0.8 0.9 0.8 0.8 0.8 - Rinter

Góc trương nở Hệ số giảm cường độ

Giá trị tải trọng và số liệu đầu vào với mô hình nền Mohr – Coulomb được mô

phỏng trên phần mềm Plaxis 3D.

- 98 -

Mô hình Mohr – Coulomb trong Plaxis có những ưu điểm:

- Mô hình đơn giản mô phỏng gần đúng về mối quan hệ của đất, phù hợp với

nhiều bài toán thực tế.

- Mô hình này ít thông số đầu vào, đơn giản dễ sử dụng.

- Phù hợp với các loại đất tốt (có mô đun đàn hồi ít thay đổi)

Các phase tính toán gồm:

- Phase 0: Initial phase – phase điều kiện ban đầu của đất nền

- Phase 1: Thi công cọc

- Phase 2: Thi công đài bè

- Phase 3: Đặt tải trọng tác dụng lên bè

Kết quả phân tích lần lượt thể hiện như các mục sau đây.

4.4.1. Kết quả phân tích chuyển vị lƣới

(a) – Phương án 1 (b) – Phương án 2

Hình 4.14: Chuyển vị lưới của đất nền trong 2 phương án

- 99 -

Hình 4.15: Biểu đồ chuyển vị của bản móng bè – phương án 1

Hình 4.16: Biểu đồ chuyển vị của đất xung quanh bản móng bè – phương án 1

4.4.2 Kết quả phân tích chuyển vị trong bản móng bè

- 100 -

Hình 4.17: Biểu đồ chuyển vị của bản móng bè – phương án 2

Hình 4.18: Biểu đồ chuyển vị của đất xung quanh bản móng bè – phương án 2

- 101 -

Hình 4.19: Biểu đồ mô men uốn M11 trong bản móng bè – phương án 1

Hình 4.20: Biểu đồ mô men uốn M22 trong bản móng bè – phương án 1

4.4.3 Kết quả mô men uốn trong bản móng bè

- 102 -

Hình 4.21: Biểu đồ mô men uốn M11 trong bản móng bè – phương án 2

Hình 4.22: Biểu đồ mô men uốn M22 trong bản móng bè – phương án 2

- 103 -

Lưu ý: Phương án 2 - độ sâu mũi của các cọc số 3, 6 và 9 là -45 m các cọc còn lại -40.0 m.

4.4.4 Kết quả lực dọc tại đầu cọc

Hình 4.23: Đánh số thứ tự các cọc trong đài móng bè

Bảng 4.9 : Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng – phương án 1

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc (KN) x z

1 -4.8 -3.5 3888.4

2 -1.6 -3.5 2849.1

3 -3.2 0.0 2745.2

4 +1.6 -3.5 2852.2

5 -4.8 +3.5 3865.1

6 0.0 0.0 2044.0

7 +4.8 -3.5 3882.8

8 -1.6 +3.5 2859.3

9 +3.2 0.0 2737.9

10 +1.6 +3.5 2855.6

11 +4.8 +3.5 3880.5

Tổng lực đứng các đầu cọc (KN) = 34460.1

Tổng lực đứng của bè móng (KN) = 35915.0

0.960 Hệ số phân phối αpr =

- 104 -

Bảng 4.10: Kết quả giá trị lực đứng tại các đầu cọc trong bè móng – phương án 2

Tọa độ cọc (m) Lực dọc đầu cọc Vị trí cọc (KN) x z

-4.8 -3.5 1 3715.8

-1.6 -3.5 2 2634.2

-3.2 0.0 3 3247.4

+1.6 -3.5 4 2637.5

-4.8 +3.5 5 3684.4

0.0 0.0 6 2440.7

+4.8 -3.5 7 3708.4

-1.6 +3.5 8 2648.0

+3.2 0.0 9 3235.2

+1.6 +3.5 10 2642.4

+4.8 +3.5 11 3706.9

Tổng lực đứng các đầu cọc (KN) = 34300.9

Tổng lực đứng của bè móng (KN) = 35915.0

0.955 Hệ số phân phối αpr =

4.4.5 So sánh hai phƣơng án bố trí khác nhau về chiều dài cọc trong đài bè

Bảng 4.11 : Bảng so sánh hiệu quả của phương án bố trí chiều dài cọc

0.960

Phương án 1 Phương án 2 Thông số

Hệ số αpr

3888.4

0.955

2044.0

Lực dọc lớn nhất đầu cọc (kN) 3715.8

31.70

Lực dọc bé nhất đầu cọc (kN) 2440.7

29.80

Độ lún lớn nhất của bản móng (mm) 34.06

Độ lún bé nhất của bản móng (mm) 32.37

- 105 -

4.5. So sánh về hai quan điểm thiết kế đài kép hai cột và đài bè cọc cho công trình

thực tế

Qua kết quả phân tích cho hai trường hợp thiết kế với một công trình thực tế ta

có thể sơ bộ so sánh một số yếu tố về bê tông cọc, bê tông đài cọc như bảng 4.12 Lưu ý

trong phần nghiên cứu chưa có điều kiện xem xét về lượng cốt thép trong đài.

Bảng 4.12 : Bảng so sánh sơ bộ hiệu quả của hai quan điểm thiết kế

Quan điểm móng bè trên nền cọc Quan điểm móng cọc

(tính cho 1 móng bè cọc – 4 cột) Thông số Móng cọc đài 2 cột

(8x40+3x45)0.785= 357.2

2x5x0,785x45 = 53.25

11x0,785x45 = 388.6

9x11.6x1.5 = 156.6

Bê tông cọc (m3) Bê tông đài (m3)

2x9x5x1.8 = 162

9x11.6x1.5 = 156.6

34.06

Độ lún lớn nhất

≈ 0

31.7

(mm)

(tính cho 2 móng) Phương án 1 Phương án 2

4.6. Một số nhận xét của chƣơng 4

Qua kết quả phân tích của hai trường hợp nghiên cứu thiết kế móng cọc theo quan

điểm truyền thống là móng cọc và móng bè cọc cho công trình thực tế nêu trên nhận

thấy rằng:

- Cả hai qua điểm thiết kế móng cọc đài kép (có hai cột) và đài bè (có bốn cột)

đều đảm bảo điều kiện lực dọc trục đầu cọc so với sức chịu tải thiết kế của cọc

và điều kiện biến dạng của đất nền.

- Trong điều kiện tải trọng công trình cụ thể như phân tích thì thiết kế móng cọc

theo quan điểm của móng cọc các lực đứng tác dụng vào các đầu cọc đều bằng

nhau còn thiết kế theo quan điểm móng bè cọc thì các lực đứng tác dụng vào các

đầu cọc trong đài bè có giá trị không bằng nhau.

- Cùng một quan điểm thiết kế móng bè trên nền cọc thì hệ số phân phối tải trọng

vào cọc và vào bè, độ lún của bản móng bè cũng như nội lực trong bản móng

phụ thuộc vào cách bố trí cọc có chiều dài khác nhau trong đài bè. Cụ thể

phương án bố trí cọc như phương án 2 làm giảm sự chênh lệch giữa tải trọng

đầu cọc lớn nhất và bé nhất trong đài, đồng thời làm tăng độ lún của bản móng

bè hơn so với phương án bố trí cọc như phương án 1.

- 106 -

PHẦN KẾT LUẬN & KIẾN NGHỊ

Kết luận

- Quan điểm thiết kế móng bè cọc là quan điểm thiết kế cho rằng tải trọng công

trình vừa phân phối lên cọc vừa phân phối lên đất nền nằm trực tiếp bên dưới

đáy bè. Khác với quan điểm thiết kế móng cọc xem tải trong công trình chỉ

truyền hoàn toàn vào cọc.

- Hệ số tỷ lệ tải trọng truyền vào cọc so với toàn bộ tải trọng công trình được ký

hiệu là αpr phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác nhau như điều kiện địa chất, độ

cứng móng bè, tải trọng ngoài và cách thức bố trí cũng như chiều dài cọc.

- Phần bè móng trong móng bè cọc chắc chắn có tham gia chịu lực và truyền

phần tải trọng còn lại (sau khi cọc đã gánh hết) xuống đất nền bên dưới.

- Nghiên cứu việc ảnh hưởng của cường độ tải trọng đến độ lún và hệ số phân bố

tải trọng αpr , kết quả cho thấy:

 Cường độ tải trọng càng tăng thì các thông số độ lún càng tăng theo.

 Cường độ tải trọng không làm ảnh hưởng nhiều đến hệ số phân phối tải

trọng giữa cọc và đất nền.

- Nghiên cứu việc ảnh hưởng của chiều cao bè móng đến độ lún và hệ số phân bố

tải trọng , kết quả cho thấy:

 Bề dày của bè ảnh hưởng đến độ lún tối đa của móng bè cọc. Bề dày bè

càng lớn thì độ lún lớn nhất trong bè càng lớn, tuy nhiên gia tăng thêm độ

lún này cũng không đáng kể.

 Bề dày bè thay đổi không làm ảnh hưởng nhiều đến tỷ lệ phân phối tải trọng

giữa bè và đất nền.

- Nghiên cứu việc ảnh hưởng của cọc đến độ lún và hệ số phân bố tải trọng ,

kết quả cho thấy:

 Việc thay đổi chiều dài cọc trong bè móng có ảnh hưởng đến hệ số phân

phối tải trọng αpr .

- 107 -

 Mô hình bố trí cọc hợp lí trong móng bè cọc là bố trí cọc dài tại tâm của

móng và cọc ngắn hơn về phía mép móng, điều này hoàn toàn phù hợp với

nhiều nghiên cứu trước đây.

 Nền đồng nhất nếu chiều dài cọc càng ngắn thì độ lún của bè càng lớn và

giá trị hệ số αpr càng nhỏ.

Kiến nghị

Một số vấn đề cần tiếp tục nghiên cứu và phân tích sâu hơn mà trong luận văn

chưa có điều kiện nghiên cứu:

- Trong nội dung nghiên cứu của luận văn chưa xét đến tất cả các dạng địa chất

khác nhau để phân tích.

- Chỉ dùng phần mềm Plaxis 3D để mô phỏng phân tích chưa có điều kiện dùng

các phần mềm khác cũng như sử dụng các phương pháp giải tích để nghiên cứu

trong luận văn. Từ đó có những nhận xét và so sánh cụ thể hơn.

- Luận văn chưa xét hết tất cả các yếu tố ảnh hưởng khác như: độ cứng kết cấu

bên trên, tải trọng động đất, ảnh hưởng liên kết giữa cọc và bè, ảnh hưởng độ

lún theo thời gian, và việc khai thác mực nước ngầm ...

- 108 -

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1]. Trần Quang Hộ. Giải pháp nền móng nhà cao tầng, NXB Đại học Quốc gia

TP.Hồ Chí Minh, 455-487, 2011.

[2]. H. G. Poulos. Pile-raft interaction - alternative methods of analysis, pp.1-19

[3]. H. G. Poulos and E. H. David. Pile Foundation Analysis and Design, T. W.

Lambe and R. V. Whitman, Eds. New York: Wiley, 1980.

[4]. M. F. Randolph. Design Methods for Pile Groups and Piled Rafts, XIII

ICSMFE, pp. 61-82, 1994.

[5]. P. W. Mayne and H. G. Poulos. Approximate Displacement Influence Factors

For Elastic Shallow Foundations, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental

Engineering, vol. 125, no. 6, pp. 453-460, Jul. 1999.

[6]. K. Fleming, A. Weltman, M. Randolph, and K. Elson. Piling Engineering. New

York, USA: Taylor & Francis, 2009.

[7]. H. G. Poulos. Pile behaviour-theory and application, Géotechnique, vol. 39, no.

3, pp. 365-415, 1989.

[8]. J. B. Burland, Piles as Settlement Reducers, in 18th Italian Congress on Soil

Mechanics, Pavia, Italy, 1995.

[9]. H. G. Poulos. Analysis of Piled Strip Foundations, in Computer methods and

advances in geomechanics. G. Beer, J. R. Booker, and J. P. Carter, Eds. Rotterdam:

A A Balkema Publishers, 1991, pp. 183-191.

[10]. T. Hongladaromp, N. J. Chen, and S. L. Lee. Load Distributions in

Rectangular Footings on Piles, Geotechnical Engineering, vol. 4, no. 2, pp. 77-90,

Dec. 1973.

[11]. H. G. Poulos. An approximate numerical analysis of pile-raft interaction,

International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, vol. 18,

no. 2, pp. 73-92, 1994.

[12]. M. F. Randolph. Design of Piled raft Foundations, in Proceeding of the

international symposium on recent developments in laboratory and field tests and

analysis of geotechnical problems, Bangkok, 1983, pp. 525-537.

- 109 -

[13]. P. Clancy and M. F. Randolph. An approximate analysis procedure for piled raft

foundations, International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics,

vol. 17, no. 12, pp. 849-869, Dec. 1993.

[14]. V. S. Almeida and J. B. Paiva, An Alternative BEM Formulation for Pile/Layered

Soil Interaction, in Proceedings of The Fourth International Conference On Engineering

Computational Technology, B. H. V. Topping and C. A. Mota Soares, Eds. Stirlingshire, UK:

Civil-Comp Press, 2004.

Publishers, 2007.

[15]. W. T. Ang, A Beginner's Course in Boundary Element Methods. Universal

[16]. R. Butterfield and P. K. Banerjee. The Problem of Pile Group - Pile Cap

Interaction, Géotechnique, vol. 21, no. 1, pp. 43-60, 1971.

[17]. P. T. Brown and T. J. Wiesner. The behaviour of uniformly loaded piled strip

footing. Soils and Foundations, vol. 15, no. 4, pp. 13-21, Dec. 1975.

[18]. F. Kuwabara. An elastic analysis for piled raft foundations in a homogeneous

soil, Soils and foundations , vol. 29, no. 1, pp. 82-92, 1989.

[19]. A. V. Mendonça and J. B. de Paiva, A boundary element method for the static

analysis of raft foundations on piles, Engineering Analysis with Boundary Elements,

vol. 24, no. 3, pp. 237-247, Mar. 2000.

Proceedings of the Institution of Civil Engineers, vol. 55, no. 2, pp. 855-877, 1973.

[20]. J. A. Hooper, Observations on the behaviour of a piled-raft foundation on London Clay,

[21]. Y. K. Chow and C. I. Teh. Pile-Cap-Pile-Group Interaction in Non-

homogeneous Soil, Journal of Geotechnical Engineering, vol. 117, no. 11, pp.

1655-1668, Nov. 1991.

[22]. Y. K. Chow. Axial and lateral response of pile groups embedded in

nonhomogeneous soils, International Journal for Numerical and Analytical Methods

in Geomechanics, vol. 11, no. 6, pp. 621-638, Dec. 1987a.

[23]. Y. K. Chow. Vertical deformation of rigid foundations of arbitrary shape on

layered soil media, International Journal for Numerical and Analytical Methods in

Geomechanics, vol. 11, no. 1, pp. 1-15, Feb. 1987b.

[24]. R. Katzenbach and O. Reul. Design and Performance of Piled Rafts, in XIVth

International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, volume 4,

Hamburg, 1997, pp. 2253-2256.

- 110 -

[25]. R. Katzenbach, U. Arslan, and C. Moormann. Piled raft foundation projects in

Germany, in Design Applications of Raft Foundations, J. A. Hemsley, Ed. London:

Thomas Telford Ltd, 2000, ch. 13, pp. 323-391.

[26]. O. Reul. Soil-structure-interaction of a piled raft foundation of a 121 m high

office building in Berlin, in 12th European Young Geotechnical Engineers

Conference, Tallin, Estonia, 1998, pp. 1-12.

[27]. O. Reul and M. F. Randolph. Piled Rafts in Overconsolidated Clay:

Comparison of In situ Measurements and Numerical Analyses, Géotechnique, vol.

53, no. 3, pp. 301-315, 2003.

[28]. Plaxis' Manuals - Material Models Manual V8.4. 2006.

[29]. O. Reul and M. F. Randolph. Piled Rafts in Overconsolidated Clay:

Comparison of In situ Measurements and Numerical Analyses, Géotechnique, vol.

53, no. 3, pp. 301-315, 2003.

[30]. Võ Phán. Các phương pháp khảo sát hiện trường và thí nghiệm đất trong

phòng, Đại học Bách Khoa TP.Hồ Chí Minh, 220-226, 2012.

[31]. Châu Ngọc Ẩn. Nền móng, NXB Đại học Quốc gia TP.Hồ Chí Minh, 2012.

[32]. Cao Văn Hóa. Phân tích ứng xử lún của bản móng trên hệ cọc bằng chương

trình PRAB, tuyển tập hội thảo "Địa kỹ thuật vì sự phát triển xanh", 2013.

[33]. Nguyễn Thiên Ân. Nghiên cứu giải pháp móng bè cọc nhà cao tầng bằng

chương trình PRAB, luận văn thạc sĩ ngành Địa kỹ thuật Xây dựng – Đại học Bách

khoa TP. HCM ", 2014.

SUMMARY OF THESIS

Topic “An analysis of factors affecting weight distribution between piles and soil of piled raft foundations for multi-story buildings” Abstract

At present, the issue of using the solution of piled raft foundations for multi- story building is very interesting. Choosing this solution in which condition is suitable to bring both economic and technologic effects is important.

Piled raft foundation is not a different one, most of piled rafts in foundations are being used as piled raft foundation in practice. The difference between piled raft and piled raft foundation is in design fundamentals. The design fundamental of piled raft foundation is considered to weights of the building directly distributed to soil foundation under piled raft.

In this thesis, the main content is analyzing some factors affecting the rate of weight distribution of building into piles under rafts and the total weights of building. Some of the factors mentioned above are geological conditions, the intensity of external loads, the hardness of the foundation, and the layout of stakes below the raft. Collecting research theory about calculating piled raft foundation in the worth and analysing factors affecting shrinkage treatment, using Plaxis 3D software to imitate analysed problem, this thesis will help the design engineer to have more literature review to choose the solutions in designing piled raft foundation for multi- story buildings in present.