Phân tích các tham số ảnh hưởng của hệ cọc và đất nền đến chiều dày bè trong móng bè - cọc

Nội dung text: Phân tích các tham số ảnh hưởng của hệ cọc và đất nền đến chiều dày bè trong móng bè - cọc

1. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA PHÂN TÍCH CÁC THAM SỐ ẢNH HƯỞNG CỦA HỆ CỌC VÀ ĐẤT NỀN ĐẾN CHIỀU DÀY BÈ TRONG MÓNG BÈ - CỌC KS. CAO VĂN HÓA Trường Đại học Bách Khoa - Đại học Quốc Gia TP. Hồ Chí Minh Tóm tắt: Nội dung chính của bài báo là phân tích như là một bản cứng chịu tải tập trung từ các cọc. định lượng các yếu tố ảnh hưởng đến thiết kế chiều Bản (bè) này có thể được thiết kế hoặc là theo lý dày bè trong móng bè - cọc, như: hệ cọc, độ cứng của thuyết phần tử chịu uốn đơn giản, hoặc là dàn ảo, bè và mô đun đàn hồi của đất nền. Mục tiêu cuối cùng trong đó ứng suất nén dọc trục do bê tông chịu và là lựa chọn những yếu tố quan trọng nhất, loại bớt ứng suất kéo do cốt thép chịu. Chiều dày của bè những yếu tố ít quan trọng hơn, để đơn giản khi phân thường được xác định bởi khả năng chịu cắt [2]. tích chiều dày hợp lý. Khác với móng bè hay móng cọc, móng bè - cọc 1. Đặt vấn đề được định nghĩa là khi một phần tải trọng từ kết cấu bên trên được truyền trực tiếp qua đất nền và phần Westergaard (1925) đã giới thiệu các biểu thức còn lại được truyền qua cọc [3, 4]. Rất nhiều tác giả toán học để phân tích ứng suất trong bản bê tông mặt để cập đến ảnh hưởng của chiều dày bè đến chuyển đường. Cơ sở của các biểu thức này là lời giải vị và đặc biệt là chuyển vị lệch như Poulos (2001), phương trình vi phân chuyển vị (w) của bản khi chịu Reul & Randolph (2004), Moyer et al (2005), Naher uốn. Bản trên nền đàn hồi chịu tải trọng (q) và phản Hassan (2006), Oh et al (2006), Rabiei (2009), lực nền có cường độ (p) tại bất cứ vị trí nào dưới bản, Thangaraj & Illamparuthi (2009), Ryltenius (2011). Có (p) được giả thiết là tỷ lệ với biến dạng tại điểm đó thể nhận thấy chuyển vị lệch là tiêu chí quan trọng khi sao cho p=k.w, trong đó k là hệ số phản lực thiết kế móng (hoặc bè) [5]. nền (tương tự độ cứng lò xo Winkler). Cho đến nay, các biểu thức của Westergaard và các biến thể của Từ các nghiên cứu ở trên có thể ghi nhận, chiều nó vẫn là cơ sở để thiết kế chiều dày bản bê tông trên dày bè được thiết kế dựa trên các tiêu chí ứng suất nền đất. Việc sử dụng hệ cọc để truyền tải trọng tác và biến dạng trong kết cấu bè. Nhưng các tiêu chí này dụng ở phía trên bản xuống tầng đất tốt hơn ở bên lại phụ thuộc vào các yếu tố như: tải trọng từ kết cấu dưới, là giải pháp mang lại hiệu quả cao hơn, nhằm bên trên, hệ cọc, độ cứng của bè và các tính chất chịu đáp ứng nhu cầu ngày càng lớn khi xây dựng bản lực của đất nền. Bài báo này sẽ tiến hành phân tích trên nền đất yếu (Beckett, 2000). Theo quan điểm thi mức độ ảnh hưởng trực tiếp của của các yếu tố nêu công, việc truyền tải trực tiếp từ bản xuống cọc không trên đến các tiêu chí thiết kế bè, và gián tiếp đến thông qua hệ dầm là có lợi nhất. Khi đó bản thường chiều dày bè. được thiết kế phẳng, tiêu chí quan trọng nhất để thiết 2. Phương pháp nghiên cứu kế bản là khả năng chống xuyên thủng, mà nó là một hàm số của mác bê tông, kích thước cọc, chiều dày Có nhiều phương pháp được sử dụng để phân bản, cốt thép và mô men âm trên các đỉnh cọc. tích móng bè - cọc. Poulos et al đã liệt kê 3 nhóm phương pháp bao gồm [5]: Trong thực tiễn thiết kế chiều dày bè [1], các kỹ sư quan niệm là nó được thiết kế sao cho đảm bảo i) Các phương pháp tính toán giản lược, ví dụ: được khả năng chống xuyên thủng và khả năng phương pháp Poulos - Davis - Randolph (PDR), chống uốn. Diep T.T (1995) cho rằng chiều dày bè tỷ phương pháp Burland (1995); lệ với số lượng tầng, do đó chiều dày bè (t) có thể xác ii) Các phương pháp số gần đúng ứng dụng định theo số tầng (n) và chiều dày trung bình một sàn máy tính, ví dụ: phương pháp dải móng trên nền lò (t0), tức là: t = n.t0. GB 50007 - 2002 cho rằng chiều xo, (GASP - Poulos, 1991), phương pháp bản trên dày của bè móng được thiết kế chủ yếu theo các tiêu nền lò xo (GARP - Poulos, 1994; Clancy & Randolph, chí đảm bảo khả năng chịu uốn, chống xuyên thủng 1993; Kitiyodom & Matsumoto, 2002 - 2003; etc.); và thường phụ thuộc vào kết cấu bên trên. Đối với đài iii) Các phương pháp chính xác hơn, ví dụ: cọc lớn, Tomlinson (1994) cho rằng bè được thiết kế Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2015 61
2. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA phương phần tử biên (Butterfield & Banerjee, 1971), hạn giản lược (Desai, 1974), phương pháp sai phân phương pháp kết hợp phần tử biên và phần tử hữu hữu hạn (FLAC - Hewitt & Gue, 1994), phương pháp hạn (Hein & Lee, 1978), phương pháp phân tử hữu phần tử hữu hạn 3D (Kazenbach, 1998). Hình 2. Công trình nguyên mẫu (Treptower) Hình 1. Mô phỏng móng bè cọc (Kitiyodom & Matsumoto, 2002, 2004) Bài báo này sử dụng chương trình PRAB được trên cơ sở lời giải của Mindlin (1936) cho lực tập lập bởi Kitiyodom & Matsumoto [3, 4] phát triển trên trung tác dụng theo phương đứng và phương ngang cơ sở các mô hình của O’Neil at al (1977), Chow trong bán không gian vô hạn. Các tương tác được thể (1987), Clancy & Randolph (1993). Hình 1 thể hiện hiện trên hình 1. mô hình tương tác giữa bè, cọc và nền, trong đó bè 3. Mô hình nghiên cứu được rời rạc hóa bằng các phần tử hữu hạn tứ giác, cọc được rời rạc bằng các phần tử hữu hạn dạng Mục tiêu của việc chọn công trình nguyên mẫu để thanh và đất nền được mô phỏng bằng các lò xo xây dựng mô hình là công trình đó phải có hệ kết cấu tương tác. Mỗi nút bè hoặc cọc được liên kết với 3 lò đơn giản, được thiết kế theo kiểu móng bè - cọc, xo nền: một lò xo theo phương đứng (z) và hai lò xo đồng thời phải là công trình có liên quan đến điều kiện theo phương ngang (x) và (y). Mô hình này được coi ở Việt Nam. Sự đơn giản của mô hình nhằm loại bỏ là kết hợp giữa phương pháp phần tử hữu hạn và lý các ảnh hưởng không cần thiết, tuy nhiên các kết quả thuyết đàn hồi mô phỏng ứng xử của đất nền, để từ nghiên cứu mô hình đơn giản cũng có thể được phân tích ứng xử toàn hệ móng bè - cọc. Ứng xử của mở rộng cho các mô hình phức tạp khác nhau khi cần đất nền tại các nút cọc và bè, được mô phỏng bởi các thiết. Để đáp ứng một phần các mục tiêu đã đặt ra ở lò xo nền cục bộ (Winkler, 1867) theo cả 3 phương. trên, nguyên mẫu được chọn là công trình Treptower Lực cắt giữa các lò xo cùng phương, được mô phỏng Berlin, Đức [6], được thể hiện trên hình 2. Bảng 1. Các đặc trưng của mô hình Bảng 2. Tính toán các tham số của móng Các đặc trưng Giá trị Mô Dp Lp n P/Pult P P Sơ hình (m) (m) (%) (MN) (MN) đồ H (tầng) 40 1 1 45 81 0.98 14.5 1151 1 t (m) 2 - 8 2 1 43 88 0.96 13.6 1154 2 3 1 40 97 0.96 12.4 1155 3 Lc (m) 9 4 1 30 169 0.81 8.4 1150 4 Dp (m) 1.0, 2.0 6 2 45 25 1.00 42.2 1150 1 Lp (m) Xem bảng 2 7,8 2 34 40 1.00 28.7 1158 2,3 9 2 31 49 0.93 25.2 1149 4 n (cọc) Xem bảng 2 Es (MPa) 15 Scp (%) 0.05% và 0.2% 62 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2015
3. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA Ghi chú: H - số lượng tầng, t - chiều dày bè, Lc – Mô hình nghiên cứu bảng 1 thể hiện các đặc trưng khoảng cách giữa các cột, Dp - đường kính cọc, Lp - chiều của mô hình nghiên cứu, được thiết kế lại trên cơ sở dài cọc, n - số lượng cọc, Es - mô đun đàn hồi của đất nền, nguyên mẫu, trong điều kiện nền cát TPHCM. Mặt cắt Scp - chuyển vị cho phép, P - sức chịu tải của cọc, Pult - sức địa chất dựa theo kết quả khảo sát địa chất tại số 36 chịu tải cực hạn của cọc. Mạc Đỉnh Chi, Q1 (hình 3) như sau: từ cao độ mặt đất đến độ sâu - 9,0 m là các lớp đất và cát xen kẹp. Từ Công trình nguyên mẫu (hình 2) có chiều cao 121 cao độ - 9,0 m đến cao độ - 45,0 m là lớp cát chặt vừa. m (32 tầng), kích thước móng (37,1 x 37,1) m, nằm Dưới lớp cát này là lớp đất sét có độ dẻo trung bình, trên nền cát Berlin, có chiều dày 40m. Hệ cọc gồm 54 trạng thái rắn. Cao độ đặt móng tại - 9,0 m. cọc khoan nhồi đường kính 0,88 m dài từ 12,5 - 16 m. Bè được thiết kế có chiều dày lớn nhất là 3m, tại tâm Nội lực từ kết cấu bên trên được xác định từ bè là khu vực hầm thang, cao độ đáy bè được hạ chương trình ETABS non-linear 9.7.1. xuống 5,5 m, chiều dày bè tại khu vực này là 2m. Hình 3. Kết quả thí nghiệm SPT, 36 Mạc Đĩnh chi, Quận 1, Hình 4. Sơ đồ bố trí cọc bè và lưới PTHH TP. Hồ Chí Minh Tính toán các tham số của mô hình Rabiei [7], Từ các mô hình được xây dựng như trên, bài báo Randolph [8] đã phân tích ảnh hưởng của các sơ đồ sử dụng PRAB để tính toán nội lực trong các kết cấu bố trí cọc khác nhau đến chuyển vị và mô men uốn móng, chuyển vị, ứng suất trong nền và tỷ lệ tải trọng trong bè, bài báo này cũng đề xuất các sơ đồ tương do bè gánh chịu. Từ đó phân tích các ảnh hưởng của tự (hình 4) để kiểm chứng. Nguyên tắc thiết kế các các yếu tố (sự san đều nội lực, tải trọng chân cột, ứng mô hình thỏa mãn giả thiết : i) Chuyển vị của cọc và suất trong nền, sơ đồ bố trí cọc, đất nền) đến chiều của đất nền bằng nhau tại bè; ii) pr/Kr = rp/Kp do tính dày bè. thuận nghịch. Trong đó Kp: độ cứng của hệ cọc, Kr: độ 4. Kết quả và bình luận cứng của bè, : hệ số tương tác đến chuyển vị của rp 4.1 Mối quan hệ giữa chiều dày bè và sự phân bè do lực tác dụng tại cọc, : hệ số tương tác đến pr phối tải trọng giữa hệ cọc và nền chuyển vị của cọc do lực tác dụng tại bè. Sức chịu tải Bảng 3 thể hiện sự ảnh hưởng của chiều dày bè cực hạn của cọc ở các mô hình khác nhau được tính và sơ đồ bố trí cọc đến tỷ lệ tải trọng do bè chịu, cũng toán từ giá trị trung bình sức chịu tải tiêu chuẩn của như chuyển vị trung bình của móng. Có thể nhận thấy: bốn phương pháp (TCVN 205-1998, 195-1997): thống kê, theo tính chất cơ lý của đất nền, phương pháp i) Các sơ đồ sử dụng cọc có đường kính 1 m, Mayerhof và phương pháp Nhật bản. Các kết quả này đều cho chuyển vị rất nhỏ từ 20 - 140mm, tỷ lệ tải trọng sau đó được đối chiếu với phương pháp  (Fellenius, do bè gánh chịu từ 7,5 - 13%. Riêng ở sơ đồ 4, tải 2011), cho thấy chúng tương đối trùng khớp có độ tin trọng hầu như chỉ truyền qua cọc, không truyền trực cậy cao. Các thông số tính toán của hệ cọc thể hiện ở tiếp từ bè xuống nền, chuyển vị trung bình của hệ bảng 2 là kết quả tính toán và kiểm tra bằng phương móng khoảng 20 mm. Lý do chuyển vị nhỏ của tất cả pháp PDR. các sơ đồ móng sử dụng cọc có đường kính 1m là do Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2015 63
4. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA độ cứng của các mô hình móng này lớn, khoảng 8186 ~ 8343 MN/m (xác định theo phương pháp PDR). Các sơ đồ sử dụng cọc có đường kính 2m, chuyển Kết luận 1: Tỷ lệ tải trọng gánh chịu bởi bè càng lớn khi vị trung bình từ 147 - 255mm, tỷ lệ tải trọng do bè gánh chuyển vị trung bình của móng tăng. Sơ đồ các cọc có chịu từ 25,5 - 50%. Độ cứng của tất cả các sơ đồ móng đường kính nhỏ (1 m), chiều dài phù hợp, có khả năng sử dụng cọc có cùng đường kính 2m từ 5619 - giảm chuyển vị trung bình rất tốt. Sơ đồ 3, 4 (kể cả 6124MN/m. Có thể nhận thấy sự tham gia chịu lực của đường kính 1m và 2m) được xem là thiết kế hợp lý, bè lớn hơn so với trường hợp 1, lý do là độ cứng của chiều dày bè không ảnh hưởng nhiều đến sự phân móng nhỏ hơn (và do đó chuyển vị cũng lớn hơn). phối tải trọng giữa cọc và bè, phù hợp với kết luận của Rabei [7]. Khi chiều dày bè tăng, chuyển vị trung bình ii) Với mọi sơ đồ và đường kính cọc, khi chiều giảm 2,8 ~ 42 %, tùy theo sơ đồ bố trí cọc, nếu sơ đồ dày bè tăng, chuyển vị trung bình giảm nhưng không hợp lý (sơ đồ 4) thì mức giảm nhỏ, nếu sơ đồ không đáng kể, đồng thời tỷ lệ tải trọng do bè gánh chịu trực hợp lý (sơ đồ 1) thì mức giảm lớn hơn. Nhìn chung, tiếp cũng giảm 0 - 27%. Điều này được lý giải là khi chiều dày bè không ảnh hưởng đáng kể đến chuyển vị bè có độ cứng càng lớn, tải được phân bố cho các trung bình tương tự kết luận của Poulos [5]. cọc càng nhiều, do đó phần tải trọng truyền trực tiếp từ bè xuống nền giảm. Bảng 3. Ảnh hưởng của chiều dày bè đến chuyển vị trung bình và tỷ lệ tải trọng do bè – nền chịu Đường kính cọc 1m Chiều dày Sơ đồ 1 Sơ đồ 2 Sơ đồ 3 Sơ đồ 4 bè (m) Stb Pr Stb Pr Stb Pr Stb Pr (mm) (%) (mm) (%) (mm) (%) (mm) (%) 2 90 9 140 13 99 11 21.5 0 3 84 8 145 13 95 10.5 20.5 0 4 98 7.5 95 13 91 10.4 20.5 0 5 81 7.5 87.5 13 90 10 6 81 7.5 85 13 84 9.5 8 81 7.5 81.5 13 80 9 Đường kính cọc 2m 2 249 38 211 28 252 52 255 41 3 193 34 198 27 249 51 249 39 4 168 32 191 26.5 247 51 248 39 5 157 30 186 26 246 50 247 38.5 6 151 30 183 26 245 50 247 38 8 147 29.5 181 25.5 245 50 246 37.5 Ghi chú: Stb: chuyển vị trung bình, Pr: tỷ lệ tải trọng do bè gánh chịu. 4.2 Mối quan hệ giữa chiều dày bè và sự phân suất trong nền theo độ sâu. Cụ thể khi chiều dày bè phối nội lực tại đỉnh các cọc, sự phân phối nội lực tăng từ 2 - 8 m: trong cọc, ứng suất trong nền theo chiều sâu Ảnh hưởng của chiều dày bè đến sự phân phối của lực dọc tác dụng tại đỉnh cọc thể hiện trên Hình 5. Khi chiều dày bè tăng từ 2 - 8m lực dọc tác dụng lên đỉnh cọc tại tâm bè (cọc 37) giảm khoảng 12%, các cọc ở mép bè (cọc 4 và 22) tăng tới 55 %, lực dọc tác dụng lên các cọc khác tăng hoặc giảm theo xu hướng giảm chênh lệch giữa các cọc. Cả lực nén và lực nhổ tác dụng lên các đầu cọc đều giảm, có lợi cho sự làm việc đồng đều của cọc. Hình 6 thể hiện sự phân bố nội lực trong cọc và ứng suất trong nền dọc chiều dài cọc khi chiều dày bè Hình 5. Mối quan hệ chiều dày bè và tải trọng tại đỉnh thay đổi. Cho thấy, chiều dày bè cũng có ảnh hưởng cọc(Mô hình 9) đáng kể tới sự phân bố các nội lực trong cọc và ứng 64 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2015
5. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA a) b) c) f) d) e) Hình 6. Ảnh hưởng của chiều dày bè đến nội lực trong cọc và ứng suất trong nền i) Lực dọc lớn nhất tại đỉnh cọc ở tâm bè (cọc 37) iv) Ứng suất theo phương z của đất nền xung giảm 12% (hình 6a, b) nhưng lực dọc bé nhất ở phía quanh đỉnh cọc nằm ở tâm bè có giá trị lớn nhất, giảm dưới mũi của nó tăng 52%. Chiều dày bè không ảnh 24% và chỉ tăng 27% tại mũi (hình 6f). Ứng suất theo hưởng nhiều đến lực dọc lớn nhất của cọc đi qua góc phương x tại đỉnh của cọc ở góc bè, có giá trị lớn nhất bè (cọc 1), lực dọc lớn nhất tại đỉnh chỉ tăng 6%, lực khi bè dày 2m và giảm đến 18% khi bè dày 8 m, ứng dọc bé nhất tại mũi chỉ giảm 4%. Lực dọc tại đỉnh cọc 1 suất này tại mũi cọc tăng 3%. và cọc 37 chênh lệch tương đối lớn (4 - 5) lần. Kết luận 2: Tùy thuộc vào sơ đồ bố trí cọc, chiều ii) Lực cắt theo phương ngang của cọc tại tâm dày bè lớn có thể làm giảm sự chênh lệch nội lực tác bè có giá trị gần bằng không, lực cắt của cọc tại góc dụng tại đỉnh cọc hoặc nhiều hoặc ít, cho dù vẫn tồn bè có giá trị lớn nhất tại đỉnh, giảm 18 % và có giá trị tại sự chênh lệch khá lớn giữa nội lực tại đỉnh của các bé nhất tại mũi, giảm 24 % (hình 6c). cọc khác nhau trong bè. Chiều dày bè càng lớn, khả năng san đều nội lực trong cọc, ứng suất phát sinh iii) Mô men uốn của cọc ở góc bè có giá trị lớn trong nền đồng đều hơn ở mọi tiết diện của cọc. Các nhất nằm trên mặt phẳng trung hòa, giảm 35%. Mô giá trị cực đại có xu hướng giảm xuống, các giá trị men uốn tại đỉnh của nó giảm ít hơn, khoảng 3% cực tiểu có xu hướng tăng lên. (hình 6d). Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2015 65
6. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA 4.3 Mối quan hệ giữa chiều dày bè và sự phân bố phần mô men uốn mà bè phải gánh chịu tại các nút ở mô men & biến dạng của bè biên chỉ tăng 3%, tại các nút ở tâm tăng 8%. Có thể nhận thấy sơ đồ càng hợp lý thì mô men uốn phát Mô men uốn tại mặt cắt đi qua tâm bè của các mô sinh trong bè nhỏ, do đó không cần thiết phải thiết kế hình móng khác nhau đề cập ở mục 3, bảng 1 và bè dày để để gánh chịu mô men uốn. Hình 7d, thể bảng 2, kết quả tính toán bằng PRAB, được thể hiện hiện biểu đồ mô men gánh chịu bởi bè cho các mô trên hình 7. Hình 7a cho thấy trong 5 sơ đồ bố trí cọc, hình móng khác nhau, nhưng cọc đều bố trí theo sơ sơ đồ 1 phát sinh mô men âm lớn nhất, sơ đồ 2 phát đồ 4. Cho thấy mô hình 4 với 169 cọc đường kính 1m, sinh mô men dương lớn nhất, các sơ đồ 3, 4, 5 mô mô men uốn phân bố trong bè rất nhỏ. Mô hình 9 với men phát sinh trong bè nhỏ. Sơ đồ 3, 4 được xem là 49 cọc đường kính 2 hoặc 2,5 m, mô men uốn mang hợp lý nhất cho mô hình nghiên cứu này. dấu âm, bè chịu kéo ở thớ trên. Mô hình 6 với 25 cọc Sơ đồ bố trí cọc 1 (hình 7b), được cho là không đường kính 2 hoặc 2,5 hoặc 3 m, mô men mang dấu hợp lý như vừa phân tích ở trên, bè phải gánh chịu dương, bè chịu kéo ở thớ dưới. Có thể nhận thấy, mô men uốn rất lớn. Vì vậy việc tăng chiều dày tăng nếu số lượng cọc ít mô men uốn trong bè có giá trị bè để gánh chịu mô men uốn là cần thiết. Nếu chiều dương, bè chịu kéo ở thớ dưới; nếu số lượng cọc lớn dày bè tăng từ 2 - 8m, phần mô men mà bè phải gánh hơn mô men uốn trong bè giảm, có giá trị xung quanh chịu tại các nút ở biên tăng 4,2 lần, tại các nút ở tâm giá trị “0”; nhưng với số lượng cọc rất lớn mô men tăng 2,8 lần. Sơ đồ 4 trên hình 7c được đánh giá là uốn trong bè trở nên rất nhỏ. tương đối hợp lý, khi tăng chiều dày bè từ 2 - 8m, b) a) c) d) Hình 7. Sự phân bố mô men trong bè ở các sơ đồ khác nhau 66 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2015
7. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA Kết luận 3: Khi sơ đồ bố trí cọc không hợp lý (ví ngầm vào nền đất tốt hoặc chưa tới độ sâu của nền dụ sơ đồ 1 hoặc sơ đồ 2) cần thiết phải thiết kế bè đất tốt. Do đó đánh giá ảnh hưởng của lớp đất dưới dày để gánh chịu mô men lớn. Dễ dàng nhận thấy, để bè cũng như lớp đất dưới mũi cọc đến chuyển vị lệch giảm mô men uốn này giải pháp đầu tiên là chọn sơ là cần thiết. đồ bố trí cọc hợp lý, kết hợp việc tăng hoặc giảm cục Ảnh hưởng của mô đun đàn hồi trung bình của bộ chiều dài một số cọc ở vị trí trọng yếu (ví dụ như lớp đất ngay dưới bè, đến chuyển vị trung bình, sơ đồ 5). Nhưng kể cả khi việc lựa chọn sơ đồ bố trí chuyển vị lệch cũng như chiều dày bè, được thể hiện cọc và việc điều chỉnh chiều dài cọc cũng không thể trên hình 8. Hình 8b cho thấy khi lớp đất có mô đun triệt tiêu được mô men uốn trong bè, khi đó bè nên đàn hồi lớn nằm ngay dưới bè, có chiều dày tương được thiết kế đủ dày để dự phòng cho sự không hợp đối nhỏ (khoảng 3,1m tương ứng với 10% chiều rộng lý này. Việc lựa chọn sơ đồ bố trí cọc và chiều dài cọc bè), chuyển vị lệch giảm mạnh hơn, so với khi chiều để đạt yêu cầu chống uốn của bè nhỏ là rất khó, vì dày lớp đất này lớn hơn (khoảng 6,2m hoặc 9,3m). thế chiều dày bè là yếu tố quan trọng để giảm mô Hình 8a cho thấy, chiều dày lớp đất nền có mô đun men uốn trong bè (giảm biến dạng của bè hay chuyển đàn hồi lớn nằm dưới bè > 20% bề rộng bè, có thể vị lệch của móng). giảm được chuyển vị trung bình. Có thể ghi nhận sự 4.4 Mối quan hệ giữa chiều dày bè và đất nền bên dị thường, sự ảnh hưởng của mô đun đàn hồi của lớp dưới đất dưới bè đến chuyển vị trung bình, tại giá trị 40 - 60MPa và chiều dày lớp đất tốt nhỏ (khoảng 10% bề Giá trị mô đun đàn hồi của đất nền ở khu vực rộng bè). Sự dị thường này sẽ được bàn ở dịp khác. quận 1, TP Hồ Chí Minh tại vị trí đáy bè (- 9.0 m) và Hình 8c thể hiện sự ảnh hưởng của mô đun đàn hồi nhiều khu vực khác ở Việt Nam thường chỉ khoảng lớp đất nền ngay dưới bè đến chiều dày bè. Có thể 15MPa. Tuy nhiên, mô đun đàn hồi của nền đất tại vị thấy khi mô đun đàn hồi tăng từ 30 - 175 MPa thì trí đặt bè của các công trình thống kê có giá trị khá chiều dày của bè có thể giảm đến 2 - 3 lần tùy vào lớn, ví dụ 50 ~ 100MPa ở Franfurt hay 1500MPa ở mức chuyển vị lệch cho phép. Dubai. Trường hợp khác, cọc thường được thi công Hình 8. Ảnh hưởng của mô đun đàn hồi lớp đất ngay dưới bè đến chuyển vị Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2015 67
8. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA Hình 9. Ảnh hưởng của lớp đất cứng dưới mũi cọc đến chuyển vị trung bình và chuyển vị lệch Hình 9b cho thấy khi mũi cọc vừa chạm mặt trên phạm vi từ 0 đến 2m kể từ mặt nền đất chịu lực tốt, của lớp đất tốt chịu lực, có E = 200MPa, chuyển vị chuyển vị của hệ móng rất khó kiểm soát. trung bình và chuyển vị lệch đều có giá trị khá lớn (~ 4.5 Mối quan hệ giữa chiều dày của bè và chuyển 60mm); khi khoảng cách mũi cọc cách mặt trên của vị lệch lớp đất này từ 0 đến 2m, chuyển vị trung bình giảm, nhưng chuyển vị lệch tăng; khi khoảng cách này tiếp Sơ đồ bố trí cọc không hợp lý, mô đun đàn hồi tục tăng thì chuyển vị trung bình tăng nhưng chuyển của lớp đất nền dưới bè nhỏ, hoặc bề mặt nền đất/đá vị lệch giảm. Khác với trường hợp lớp đất tựa cọc có dưới mũi cọc không bằng phẳng, là những nguyên E = 200MPa, hình 9a cho thấy khi mô đun đàn hồi nhân làm cho chuyển vị lệch lớn. Vai trò của chiều của lớp đất này lớn (E = 1000 ~ 1500MPa), khi dày bè làm giảm thiểu chuyển vị lệch này ở các sơ đồ khoảng cách từ mũi cọc đến tầng đất cứng từ 0 đến bố trí, chiều dài, đường kính, số lượng cọc khác 2m, chuyển vị trung bình tăng rất mạnh và chuyển vị nhau, thể hiện ở hình 10. lệch tăng từ ~ 0mm đến giá trị cực đại; khi khoảng Hình 10a, b cho thấy ở tất cả các sơ đồ bố trí cách này tiếp tục tăng, chuyển vị trung bình tiếp tục cọc, khi chiều dày bè tăng từ 2m lên 8m, chuyển vị tăng, nhưng chuyển vị lệch giảm. trung bình giảm về các giá trị tương ứng với độ cứng của sơ đồ đó, nhưng chuyển vị lệch giảm về giá trị Kết luận 4: Mô đun đàn hồi trung bình lớn của lớp bằng “0”. Có thể thấy chiều dày bè lớn là giải pháp đất nằm ngay dưới bè, có chiều dày khoảng 10% - chủ động và hữu hiệu dự phòng cho việc lựa chọn sơ 20% chiều dài cọc (chiều rộng bè, Vasudev & đồ bố trí cọc không hợp lý, sự làm việc không đồng Unnikrisnan, 2009), có khả năng làm giảm chuyển vị đều của cọc hay đất nền không đồng nhất. trung bình (khi mô đun đàn hồi lớn hơn 50 - 60MPa và chuyển vị lệch. Mô đun đàn hồi càng lớn thì Kết luận 5: Chiều dày bè không ảnh hưởng nhiều chuyển vị càng giảm. Khi cọc chống vào nền đất (đá) đến chuyển vị trung bình, việc chuyển vị trung bình cứng có mô đun đàn hồi lớn (E = 1000 ~ 1500MPa), giảm khi tăng chiều dày bè là hậu quả của việc giảm chuyển vị lệch và chuyển vị trung bình có giá trị nhỏ chuyển vị lệch (tương tự như nhận xét của Poulos (~ 0mm), cọc chịu lực hoàn toàn. Nhưng khi cọc [5]). Nhưng, chiều dày lớn của bè có thể giảm chuyển chống vào nền đất tốt có mô đun đàn hồi nhỏ hơn (E vị lệch rất mạnh mẽ (hình 10b), hỗ trợ cho các thiếu = 200MPa), chuyển vị trung bình và chuyển vị lệch sót khi chọn sơ đồ bố trí cọc, lựa chọn cọc hoặc các khá lớn. Khi khoảng cách giữa mũi cọc và tầng đất nguyên nhân khác về đất nền [9], sự cố về cọc cứng đủ lớn (> 2m), chuyển vị lệch giảm nhưng Tomlinson [2]. Sự bố trí cọc càng hợp lý, đất nền chuyển vị trung bình tăng. Có thể nhận thấy trong càng đồng nhất, thì chiều dày bè không ảnh hưởng nhiều đến chuyển vị lệch. 68 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2015
9. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA a) b) Hình 10. Mối quan hệ chuyển vị và chiều dày bè khác nhau 5. Kết luận dựa trên các đánh giá này là nội dung của các bài báo tiếp theo. Thiết kế chiều dày bè trong móng bè - cọc chủ yếu dựa vào tiêu chí lực cắt, mô men uốn, biến dạng Lời cảm tạ: Trong bài báo này, tác giả đã sử dụng của bè (hay chuyển vị lệch của hệ móng). chương trình PRAB, do GS TS Matsumoto T. tặng Khoa xây dựng, Trường đại học Kiến trúc TP. HCM. Có thể đúc kết các yếu tố ảnh hưởng đến nội lực Bài báo này được hoàn thành dưới sự hướng dẫn và biến dạng của bè như sau: Thứ nhất, có thể bỏ khoa học của PGS. TS. Châu Ngọc Ẩn. Tác giả bài qua ảnh hưởng đến sự san đều nội lực trong kết cấu báo chân thành cảm ơn những góp ý quí báu của các móng và ứng suất trong nền của bè, khi bè được thiết thầy trong bộ môn Địa cơ - Nền móng, Khoa xây dựng, kế đủ dày. Thứ hai, tiêu chí mô men uốn, chuyển vị Trường đại học Bách khoa TP. HCM. Tác giả đặc biệt lệch (hay biến dạng của bè) có thể điều chỉnh bởi sơ cảm ơn PGS. TS. Nguyễn Bá Kế đã góp nhiều ý phản đồ bố trí cọc hợp lý, hoặc tăng giảm chiều dài cọc cục biện sâu sắc, để bài báo này được hoàn thành. bộ ở những nơi các giá trị đó lớn. Khi đó bè không cần phải thiết kế dày. Kết luận này phù hợp với Rabiei TÀI LIỆU THAM KHẢO [7], Randolph [8]. Thứ ba, việc lựa chọn sơ đồ bố trí 1. Nguyễn Bá Kế et al. (2008), “ Móng nhà cao tầng, cọc hợp lý (bao gồm chiều dài cọc) để triệt tiêu mô kinh nghiệm nước ngoài” Nhà xuất bản xây dựng, men uốn trong bè hay chuyển vị lệch của hệ móng, Hanoi. trong thực tế là rất khó, do đó việc tăng chiều dày bè là giải pháp bổ sung cần thiết. Chiều dày bè đủ lớn, 2. Tomlinson M. J. (1994), “Pile design and bất kể sơ đồ bố trí cọc có hợp lý hay không, làm giảm construction practice”, Fourth edi. London: E & F chuyển vị lệch về giá trị bằng không. Thứ tư, mô đun N SPON. đàn hồi lớn của đất nền dưới bè, có thể làm giảm 3. Kitiyodom P. and Matsumoto T. (2002), “A chiều dày bè đáng kể. simplified analysis method for piled raft and pile group foundations with batter piles,” International Tóm lại sơ đồ bố trí cọc, mô đun đàn hồi của đất Journal for Numerical and Analytical Methods in nền và chiều dày bè là ba yếu tố quan trọng để làm Geomechanics, vol. 1369, no. February, pp. giảm mô men uốn và biến dạng của bè, phù hợp với 1349-1369. nhận xét của Poulos [5] và của Thangaraj & Illamparuthi (2009). Phân tích hợp lý chiều dày bè Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2015 69
10. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA 4. Kitiyodom P. and Matsumoto T. (2003), “A 7. Rabiei M. (2009), “Parametric Study for Piled Raft simplified analysis method for piled raft Foundations,” EDGE vol. 1, Bund. A, no. 1980, foundations in non-homogeneous soils”, in Int. J. pp. 1-11. Numer. Anal. Meth. Geomechanics. 8. Randolph M. F. (1994), “Design Methods for Pile 5. Poulos H. G. (2001), “METHODS OF ANALYSIS Groups and Piled Rafts,” XIII ICSMMFE, New OF PILED RAFT FOUNDATIONS,” A Report Delhi, India. Prepared on Behalf of Technical Committee TC18 9. Niandou H. and Breysse D. (2005), on Piled Foundations. “Consequences of soil variability and soil-structure 6. Katzenbach et al. (1998), “Piled Raft Foundation - interaction on the reliability of a piled raft,” Interaction between Piles and Raft,” Int. Conf. SSI ICOSAR 2005,Millpress, Roterdam, IBSN 90 5966 in Urban Civil Eng. 8-9Oct 1998. 040 4, pp. 917-924. Ngày nhận bài: 06/3/2015. Ngày nhận bài sửa lần cuối: 29/8/2015. 70 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2015