-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 1
Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT
ISSN - 0868 - 279X
NĂM THỨ 23
SỐ 4 NĂM 2019
MỤC LỤC
LÊ BÁ VINH, PHẠM CÔNG KHANH: Phân tích
các phương pháp ước lượng độ lún của
nhóm cọc 3
NGUYỄN THỊ QUỲNH NHƢ: Nghiên cứu ảnh hưởng của kết cấu mái hầm
đến lún bề
mặt với công trình hầm chui 9
TRƢƠNG NAM SƠN, HUỲNH QUỐC THIỆN,
NGUYỄN MINH TÂM: Ước lượng sức chịu tải
cọc bằng phương pháp phần tử hữu hạn 13
NGUYỄN TUẤN DUY KHÁNH, NGUYỄN
THANH TÂM, TRẦN NGUYỄN HOÀNG
HÙNG: Nghiên cứu hệ số thấm của đất bùn sét tây Nam Bộ trộn xi
măng 20
L Á VINH, NGUYỄN NAM KHÁNH: Nghiên cứu tương tác của hệ khung -
móng
- đất nền dưới tác d ng của các tr n động
đất th c 31
VŨ Á THAO: Công nghệ khoan ph t nứt nẻ thủy l c chống thấm đ p
đất 38
QUÁCH HỒNG CHƢƠNG, TRẦN NGUYỄN
HOÀNG HÙNG, TRÀ NGUYỄN QUỲNH NGA,
NGUYỄN QUỐC Ý, PHẠM THÀNH NAM,
NGUYỄN THIẾT HOÀI, TRẦN LÔ KINL: Nghiên
cứu sạt lở ven sông Bình Di ở An Giang 48
PHUNG VINH AN, VŨ BÁ THAO: Tính toán sức chịu tải của cọc xi
măng đất tạo bởi Jet
Grouting: Lý thuyết - mô hình số - thí
nghiệm hiện trường 57
NGUYỄN VĂN TÖC, TRẦN VĂN VIỆT,
NGUYỄN GIA CHÍNH: Giới thiệu sách: Đất nền, nước ngầm và địa kĩ
thu t công trình
lãnh thổ Việt Nam 67
PHÓ TỔNG BIÊN TẬP PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG
HỘI ĐỒNG BIÊN TẬP
PGS.TS. PHÙNG MẠNH ĐẮC
PGS.TS. HOÀNG VIỆT HÙNG
PGS.TS. PHẠM QUANG HƯNG
PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ
TS. PHÙNG ĐỨC LONG
GS. NGUYỄN CÔNG MẪN
PGS.TS. NGUYỄN ĐỨC MẠNH
PGS.TS. NGUYỄN SỸ NGỌC
GS.TS. VŨ CÔNG NGỮ
PGS.TS. VÕ PHÁN
PGS.TS. NGUYỄN HUY PHƯƠNG
GS.TS. TRẦN THỊ THANH
PGS.TS. VƯƠNG VĂN THÀNH
TS. LÊ THIẾT TRUNG
GS.TS. ĐỖ NHƯ TRÁNG
PGS.TS. TRẦN THƯƠNG BÌNH
TS. NGUYỄN TRƯỜNG HUY
PGS.TS. ĐẬU VĂN NGỌ
PGS.TS. TẠ ĐỨC THỊNH
Giấy phép xuất bản số 1358/GPXB - Ngày 8-6-1996, Bộ Văn hóa -
Thông tin
Cơ quan xuất bản: Viện Địa Kỹ thuật
(Liên hiệp các Hội KH&KT Việt Nam) 152 Lê Duẩn - Đống Đa -
Hà Nội Tel: 024. 22141917.
Email: [email protected]; [email protected] Website:
www.vgi-vn.vn
Xuất bản 3 tháng 1 kz Nộp lưu chiểu: tháng Mười hai 2019 In tại
Công ty TNHH in và Thương mại Mê Linh
Giá: 20.000 đ
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 2
VIETNAM GEOTECHNIAL JOURNAL
ISSN - 0868 - 279X
VOLUME 23
NUMBER 4 - 2019
CONTENTS
LE BA VINH, PHAM CONG KHANH:
Analysis of methods of predicting pile
group’s settlement 3
NGUYEN THI QUYNH NHU: Influence of flat
roof structure of shallow tunnels on the
settlement of the ground 9
TRUONG NAM SON, HUYNH QUOC THIEN,
NGUYEN MINH TAM: Estimating the
capacity of pile by finite element method 13
NGUYEN TUAN DUY KHANH, NGUYEN
THANH TAM, TRAN NGUYEN HOANG HUNG:
Research on the permeability of soilcrete
from Soft Clay in the Mekong delta 20
LE BA VINH, NGUYEN NAM KHANH:
Research on soil - foundation - structure
interaction affected by the real earthquakes 31
VU BA THAO: Hydrofracture grouting
technology against seepage for earth dams 38
QUACH HONG CHUONG, TRAN NGUYEN
HOANG HUNG, TRA NGUYEN QUYNH NGA,
NGUYEN QUOC Y, PHAM THANH NAM,
NGUYEN THIET HOAI, TRAN LO KINL:
Investigation of Sliding along the Binh Di
Riverbank in An Giang Province 48
PHUNG VINH AN, VU BA THAO: Caculating
the Bearing Capacity of Soil Cement
Column Created by Jet Grouting: Theory
Method - Numerical Analyses - Field Load
Tests 57
NGUYEN VAN TUC, TRAN VAN VIET,
NGUYEN GIA CHINH: Soil, Underground
Water and Engineening Geotechnical of
Territorial Vietnam 67
DEPUTY EDITORS-IN-CHIEF
Assoc. Prof.,Dr. DOAN THE TUONG
EDITORIAL BOARD
Assoc.Prof. Dr. PHUNG MANH DAC
Assoc. Prof.,Dr. HOANG VIET HUNG
Assoc. Prof., Dr. PHAM QUANG HUNG
Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN BA KE
Dr. PHUNG DUC LONG
Prof. NGUYEN CONG MAN
Assoc. Prof. Dr. NGUYEN DUC MANH
Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN SY NGOC
Prof.,Dr. VU CONG NGU
Assoc. Prof.,Dr. VO PHAN
Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN HUY
PHUONG
Prof., Dr. TRAN THI THANH
Assoc. Prof.,Dr.VUONG VAN THANH
Dr. LE THIET TRUNG
Prof., Dr. DO NHU TRANG
Assoc. Dr. TRAN THUONG BINH
Dr. NGUYEN TRUONG HUY
Assoc. Prof.,Dr. DAU VAN NGO
Assoc. Prof.,Dr. TA DUC THINH
Printing licence No 1358/GPXB
dated 8 June 1996 by the Minister of Culture and Information
Published by the Vietnam Geotechnical Institute (Vietnam Union
of Science and Technology
Associations) Add: 152 Le Duan, Dong Da, Hanoi
Tel: 024.22141917. Email: [email protected];
[email protected] Website: www.vgi-vn.vn
Copyright deposit: December 2019
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 3
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 4
PHÂN TÍCH CÁC PHƯƠNG PHÁP ƯỚC LƯỢNG ĐỘ LÚN CỦA NHÓM CỌC
LÊ BÁ VINH*
PHẠM CÔNG KHANH
Analysis of methods of predicting pile group’s settlement
Abstract: In calculating and designing foundation structures,
settlement
calculation is an important requirement. Determination of
settlement by
equivalent pier method results quickly and relatively in
accordance with the
results of finite element method. This method is suitable for
groups with pile
spacing S/d 4d.
Settlement determined by Tomlinson method is greater than the
settlement
determined by finite element method. This method is suitable for
groups of
piles with n 36 with S/d = (5÷6).
1. ĐẶT VẤN ĐỀ*
Độ lún của móng là một yêu cầu được quan
tâm hàng đầu trong tính toán th c hành thiết kế
kết cấu nền móng để đảm bảo công trình ổn
định. Việc xác định một cách chính xác độ lún
của móng là một vấn đề hết sức phức tạp.
Trong th c tế thiết kế, khi xác định độ lún
của móng cọc vẫn phổ biến sử d ng mô hình
khối móng quy ước với nhiều dạng mô hình,
ph thuộc vào góc ma sát trong của đất, phương
pháp này không kể đến ảnh hưởng của số lượng
cọc, tỷ số giữa đường kính và chiều dài cọc,
khoảng cách cọc và s tương tác của các cọc
trong đài.
Để ước lượng độ lún trung bình của nhóm
cọc Poulos và Davis (1980) đã đề xuất phương
pháp “tr tương đương”. Trong phương pháp
này, nhóm cọc được thay thế bằng một tr như
hình 1. Trong hình 1, Lp là chiều dài cọc, Es, Ep
và Eeq là mô đun đàn hồi của đất, cọc và tr
tương đương, deq là đường kính của tr , và Ag là
diện tích mặt bằng của nhóm cọc như một khối.
* Bộ môn Địa cơ - N n m ng hoa Thu t y D ng
Tr ng Đ i c B ch hoa - Đ i c u c ia
Thành Ph ồ Chí Minh
Email: [email protected]
Trong nghiên cứu này, các phân tích mô
phỏng 3D bằng phương pháp phần tử hữu hạn,
tính toán giải tích được th c hiện cho trường
hợp đất nền loại sét, đồng nhất đặc trưng tại khu
v c TP. Hồ Chí Minh. M c đích để so sánh s
phù hợp của các phương pháp giải tích và
phương pháp phần tử hữu hạn ứng với từng loại
nhóm cọc c thể để từ đó đưa ra kiến nghị về
việc l a chọn phương pháp ước lượng độ lún
của nhóm cọc phù hợp và hiệu quả.
Hình 1. Nhóm cọc được thay thế
bằng trụ tương đương
2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN ĐỘ
LÚN NHÓM CỌC
2.1. Phƣơng pháp trụ tƣơng đƣơng
Nhóm cọc được thay thế bằng một tr tương
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 5
đương có đường kính quy đổi deq và mô đun đàn
hồi tương đương Eeq, được tính toán như sau:
2eq gd A
( )
tp
eq s p s
g
AE E E E
A
Trong đó: Atp – tổng diện tích mặt cắt ngang
của các cọc trong nhóm. Trường hợp nền đất
không đồng nhất, sử d ng mô đun trung bình
dọc theo chiều dài cọc.
Một nhóm cọc được thay thế bằng một “tr
ngắn”, để ước lượng độ lún của tr có thể áp
d ng các lời giải của Randolph & Wroth (1979),
Poulos & Davis (1980) hoặc sử d ng các
chương trình PTHH để tính toán.
2.2. Phƣơng pháp khối móng quy ƣớc:
Nhóm cọc được thay thế bằng một khối móng
quy ước hoạt động ở một độ sâu đại diện dưới mặt
đất. Có nhiều dạng khác nhau của phương pháp
này, nhưng một trong những đề nghị của
Tomlinson (1994) dường như là một cách tiếp c n
thu n tiện và hữu ích. Như minh họa trong hình 2,
độ sâu đại diện thay đổi từ 2L/3 đến L, giá trị đầu
áp d ng cho nhóm cọc ma sát, còn giá trị cuối áp
d ng cho nhóm cọc chống. Tải trọng truyền theo
góc với độ dốc 1:4 đối với nhóm cọc ma sát và
bằng 0 đối với nhóm cọc chống.
Randolph (1994) đã đánh giá khả năng áp
d ng phương pháp này và nh n thấy rằng
phương pháp khối móng quy ước cho kết quả
phù hợp đối với các nhóm lớn khi chiều rộng
của nhóm lớn hơn chiều dài cọc.
ình 2. Ph ơng ph p h i m ng quy ớc: a). Nh m c c ma s t;
b). Nh m c c xuyên qua đất yếu đi vào đất t t; c). Nh m c c ch
ng vào tầng cứng
3. PHÂN TÍCH, TÍNH TOÁN ĐỘ LÚN
CỦA NHÓM CỌC VỚI CÁC TRƢỜNG
HỢP CỤ THỂ
Nhóm cọc được mô hình trong chương trình
Plaxis 3D bao gồm các nhóm: 2x2, 4x4, 6x6,
8x8, 10x10 có đường kính cọc d=0,3m với s
thay đổi của tỷ lệ khoảng cách giữa các cọc và
đường kính cọc S/d = (2, 3, 4, 6, 8) và tỷ lệ
giữa chiều dài cọc và đường kính cọc H/d =
(20, 40). Tải trọng cọc dùng để phân tích Ptk =
1/2Pu, với Pu là sức chịu tải giới hạn của cọc
đơn được xác định từ phần mềm Plaxis được
tổng hợp ở bảng 3.
Mô hình đất được sử d ng để mô phỏng là
mô hình Harderning soil vì mô hình này có
thông số độ cứng của đất thay đổi theo trạng
thái ứng suất trong nền và phù hợp với ứng xử
của phần lớn các loại đất. L a chọn biên mô
hình 40mx40mx30m, chế độ mesh lưới phần
tử: mịn (fine). Để rút ngắn thời gian phân tích
l a chọn mô hình đối xứng ¼ để tiến hành
phân tích.
Đất nền được chọn là đất loại sét, đồng nhất
mang tính đặc trưng cho khu v c TP. HCM với
các thông số hữu hiệu phù hợp với mô hình
Harderning soil (c’, ’, E’, ’, k, m, …), m c
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 6
nước ngầm nằm ngang mặt đất để tiến hành mô
phỏng bằng phương pháp phần tử hữu hạn (phần
mềm Plaxis 3D) được trình bày ở bảng 1. Đài
cọc là tuyệt đối cứng, sử d ng phần tử plate
trong chương trình Plaxis 3D để mô phỏng cho
đài. Cọc sử d ng loại phần tử volume pile, có
tiết diện hình tròn đặc. V t liệu sử d ng cho cọc,
và đài được trình bày ở bảng 2.
ảng 1. Thông số đất của mô hình Harderning soil sử dụng cho phân
tích
Trường
hợp
unsat
(kN/m3)
sat
(kN/m3)
pref
(kPa) ' 'ur
E'50
ref
(kPa)
E'ur
(kPa) m
c'
(kPa)
'
(deg)
Sét 19,2 19,5 100 0,25 0,2 5300 15900 1 30,4 18,6
Bảng 2. Thông số vật liệu của hệ cọc và đài
STT Thông số Đơn vị Ký hiệu Cọc Đài
1 Loại mô hình - - Elastic Elastic
2 Loại phần tử - - Volume Pile Plate
3 Hình dạng - - Tròn đặc -
4 Đường kính cọc m d 0,3 -
5 Mô đun đàn hồi kN/m2 E 3,25E+07 3,25E+07
ảng 3. Thông số chiều dài và sức chịu tải cọc đơn, sức chịu tải
cực hạn của cọc
STT H/d L (m) Pu (kN) Ptk (kN)
1 20 6 230 115
2 40 12 450 225
n - Số lượng cọc trong nhóm
S - Khoảng cách giữa các cọc
Ptk - Sức chịu tải thiết kế lấy bằng 1/2Pu
P - L c tác d ng lên nhóm cọc
ình 3. Sơ đồ phân tích nhóm c c ình 4. Sơ đồ phân tích trụ t ơng
đ ơng
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 7
Hình 5. Chuyển vị đứng nhóm c c theo ph ơng
pháp mô phỏng toàn bộ nhóm c c
Hình 6. Chuyển vị đứng nhóm c c theo
ph ơng ph p mô phỏng trụ t ơng đ ơng
Hình 7. Bán kính vùng ảnh h ởng theo ph ơng
pháp mô phỏng toàn bộ nhóm c c
Hình 8. Bán kính vùng ảnh h ởng theo
ph ơng ph p mô phỏng trụ t ơng đ ơng
Hình 9. Vùng ảnh h ởng theo ph ớng đứng
của nhóm c c
Hình 10. Vùng ảnh h ởng theo ph ớng đứng
của trụ t ơng đ ơng
4. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN
Ở các hình từ hình 11 đến hình 15 thể hiện
kết quả tính toán độ lún của nhóm cọc với các
phương pháp: mô phỏng phần tử hữu hạn toàn
bộ nhóm cọc, mô phỏng phần tử hữu hạn tr
tương đương, tính toán giải tích bằng phương
pháp khối móng quy ước. Kết quả tính toán cho
thấy độ lún của nhóm cọc có xu hướng tăng khi
số lượng cọc trong nhóm tăng và giảm khi c ly
giữa các cọc trong nhóm tăng, cả ba phương
pháp tính đều cho kết quả thống nhất về xu
hướng này.
Khi tỷ lệ khoảng cách giữa các cọc và đường
kính cọc S/d = (3÷6), tỷ lệ H/d=20, sai số giữa
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 8
phương pháp tr tương đương và phương pháp
mô phỏng toàn bộ nhóm cọc dao động trong
khoảng [28-3%] cho nhóm n = 4, sai số [16-4%]
cho nhóm n=16, sai số [16-8%] cho nhóm n =
36, sai số [12-2%] cho nhóm có n = 64, sai số
[8-6%] cho nhóm có n = 100 cọc. Ở khoảng
cách điển hình S/d = 4 sai số này dao động trong
khoảng [1-16%] cho các nhóm có n = (4÷100)
cọc. Sai số này có xu hướng giảm khi khoảng
cách giữa các cọc tăng. Nguyên nhân của s sai
khác do phương pháp tr tương đương không
xét s tương tác của các cọc ở trong nhóm.
Vùng ảnh hưởng của phương pháp tr tương
đương cũng khác với phương pháp xác định độ
lún móng bằng PTHH dẫn tới s khác nhau về
khả năng huy động sức kháng bên gây ra s
khác nhau về độ lún của hai phương pháp.
Tại nhóm cọc có n = 4, phương pháp xác
định độ lún móng cọc bằng phương pháp cộng
lún phân tố theo mô hình khối móng quy ước
cho kết quả lớn hơn phương pháp mô phỏng
bằng phần mềm Plaxis 3D. Mức độ sai số dao
động [72÷61]% có xu hướng giảm khi khoảng
cách giữa các cọc tăng từ (3d÷6d) và số lượng
cọc trong nhóm tăng từ 4 đến 100 cọc. Mức
độ sai số giữa hai phương pháp lần lượt đối
với các nhóm cọc có n = 16 là [56÷45]%,
nhóm cọc có n = 36 là [45÷31]%, ở nhóm cọc
có n = 64, sai số là [35÷21]%. Ở nhóm cọc có
n = 100, sai số giữa hai phương pháp là
[30÷9]%.
Rõ ràng, phương pháp khối móng quy ước
cho sai số nhỏ khi số lượng cọc và khoảng cách
giữa các cọc lớn. Điều này phù hợp với nghiên
cứu của Randolph (1994) về khả năng áp d ng
phương pháp khối móng quy ước cho các nhóm
cọc lớn. Ở khoảng cách S/d = 6, sai số giữa 2
phương pháp là nhỏ nhất đạt 9.33%.
ình 11. Độ lún nhóm c c có n = 4 ình 12. Độ lún nhóm c c có n
=16
ình 13. Độ lún nhóm c c có n = 36 ình 14. Độ lún nhóm c c có n =
64
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 9
Ghi chú:
TTD: ph ơng ph p trụ t ơng đ ơng.
3D: ph ơng ph p mô phỏng 3D bằng ph ơng
pháp PTHH (Plaxis 3D).
MU : ph ơng ph p h i m ng quy ớc.
n4, n16, n36, n64, n100 lần l ợt là 4, 16, 36, 64,
100 c c trong một nhóm c c.
H20d, H40d lần l ợt là chi u dài c c với H=20d
và H = 40d với d là đ ng kính c c.
ình 15. Độ lún nhóm c c có n = 100
5. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
Tr tương đương là một phương pháp đơn
giản giúp xác định nhanh chóng độ lún của
móng cọc. Độ lún của nhóm được xác định bằng
phương pháp tr tương đương tương đối phù
hợp với độ lún được xác định bằng phần mềm
Plaxis 3D. Phương pháp này thích hợp cho các
móng có khoảng cách S/d = (4÷6). Tuy nhiên,
phương pháp này không xét đến s ảnh hưởng
lẫn nhau giữa các cọc nên có s sai khác với
phương pháp mô phỏng bằng phương pháp
PTHH. Ở tỷ lệ S/d 3 sai số giữa hai phương
pháp dao động [8-28%].
Có thể ứng d ng phương pháp mô phỏng
bằng chương trình Plaxis 3D để xác định độ
lún của nhóm cọc bằng cách mô hình một tr
tương đương với thông số đường kính cọc và
mô đun đàn hồi được quy đổi tương đương
bằng mô hình bài toán 3D hoặc mô hình đối
xứng tr c trong bài toán 2D.
Xác định độ lún bằng phương pháp cộng lún
lớp phân tố theo mô hình khối móng được đề
xuất bởi Tomlimson (1994) cho kết quả lớn hơn
so với phương pháp mô phỏng tr tương đương
và phương pháp mô phỏng toàn bộ nhóm cọc.
Chênh lệch này lớn ở các nhóm cọc nhỏ (n <
36), dao động từ [72- 45%], chênh lệch lớn nhất
ở nhóm cọc có n=4. Chênh lệch này có xu
hướng giảm khi khoảng cách giữa các cọc và số
lượng cọc tăng. Phương pháp này phù hợp với
các nhóm có số lượng cọc n 36, ở khoảng
cách S/d=(5÷6). Ở khoảng cách S/d = 6, nhóm
cọc có n = 100, chênh lệch giữa hai phương
pháp là nhỏ nhất đạt 9,33%.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Poulos H.G.; Davis E.H. (1980). Pile
Foundation Analysis and Design; New York,
John Wiley;
[2] Randolph M.F & Worth C.P (1979). An
analysis of the vertical deformation of pile
groups. Geotechnique 29, No. 4 (p. 423 – 439).
[3] Randolph MF. Design methods for pile
groups and piled rafts. In: Proc. 13th
international conference on soil mechanics and
foundation engineering, vol. 5, New Delhi,
India; 1994. p. 61–82.
[4] Tomlimson M.J (1994). Pile Design and
Construction Practice, 4th edition E & FN Spon.
Ng i phản biện: PGS.TS. NGUYỄN VĂN DŨNG
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 10
NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA KẾT CẤU MÁI HẦM ĐẾN LÚN BỀ MẶT VỚI CÔNG
TRÌNH HẦM CHUI
NGUYỄN THỊ QUỲNH NHƢ*
Influence of flat roof structure of shallow tunnels on the
settlement of
the ground
Abstract: This article introduces the research results about
the
comparision of the influences of the dome structure and flat
roof of
shallow tunnels on the settlement of the ground above them. The
article
also presents the displacement of the ground above the structure
within the
interaction of the tunnel roof of the tunnel constructed by the
barrette
construction method. From the results of research, some
comments,
reviews and recommendations are resulted in.
Keywords: Foundation; tunnel roof; displacement; stress;
underground; barrette
1. GIỚI THIỆU CHUNG
Do quĩ đất đô thị có giới hạn nên ngày nay
nhu cầu thi công các công trình ngầm để làm bãi
đỗ xe, đường giao thông ngầm qua các điểm
giao cắt ngày càng tăng. Tuy nhiên việc thi công
các công trình ngầm cũng thường gây ra các ảnh
hưởng đến kết cấu của các công trình lân c n
nếu không được tính toán trước và l a chọn biện
pháp thi công phù hợp. Vì v y việc nghiên cứu
trạng thái chuyển vị của nền đất và độ lún phía
trên công trình ngầm mang tính khoa học và
th c tiễn rõ rệt.
2. PHƢƠNG PHÁP NGHI N CỨU
2.1. Phƣơng pháp nghiên cứu
Nghiên cứu lý thuyết, l a chọn phương án
cấu tạo mái, l a chọn sơ đồ tính, phương pháp
tính toán phù hợp. Từ phân tích các kết quả tính
toán trên phần mềm Plaxis, đưa ra những nh n
xét về phương án hợp lý.
2.2. Sơ đồ tính toán hầm
Hình 1. Sơ đồ tính toán cho trường hợp mái phẳng
Hình 2. Sơ đồ tính toán cho trường hợp mái vòm
- Để* tính toán, tác giả th c hiện tính toán
* ThS. y d ng Cầu hầm Tr ng Đ i h c iao thông
V n tải
DĐ: 0982 187716
Email: [email protected]
cho một công trình hầm giả định có mái phẳng
và mái vòm, vùng khảo sát rộng 50m và cao
25m, nóc hầm cách mặt đất 5m, khẩu độ hầm
10m. Kích thước này được chọn sao cho chuyển
vị ngang từ biên đứng bằng 0 và chuyển vị đứng
trên biên ngang bằng 0.
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 11
- Xét bài toán có m c nước ngầm cách mặt
đất 20m.
- Kết cấu được đặt lên một lớp đất đồng nhất
đẳng hướng với các số liệu như sau: môi trường
xung quanh là đất sét có trọng lượng riêng sat =
18 kN/m3, góc ma sát trong = 25
0, l c dính
Cref = 5 kN/m2
- Xét bài toán phẳng, chiều dọc hầm lấy bằng 1m
- Các đặc trưng hình học từ sơ đồ tính gồm
Tường BTCT M300 dày dtường = 1,0m, độ cứng
dọc tr c EA = 2,65*106KN/m, độ cứng chống
uốn EI = 2,21*105KNm
2/m, nóc BTCT M300
dày dnóc = 1,0m, độ cứng dọc tr c EA =
2,9*106KN/m, độ cứng chống uốn EI =
2,42*105KNm
2/m
- Tải trọng trên mặt đất q = 20kN/m2 lấy theo
tiêu chuẩn.
3. KẾT QUẢ NGHI N CỨU ẢNH
HƢỞNG CỦA CẤU TẠO MÁI VÕM ĐẾN
ĐỘ LÖN Ề MẶT SO VỚI MÁI PHẲNG
KHI HẦM ĐẶT NÔNG
3.1. Khảo sát tính toán ảnh hƣởng của kết
cấu hầm nóc phẳng đến lún bề mặt với công
trình hầm
Hình 3. ớng chuyển vị của n n đất và
công trình (n c phẳng)
Hình 4. Sơ đồ chuyển vị của cả hệ (n c phẳng)
3.2. Khảo sát tính toán ảnh hưởng của kết cấu hầm nóc cong đến
lún bề mặt với công
trình hầm
ình 5. ớng chuyển vị của n n đất và
công trình (nóc vòm cong)
ình 6. Sơ đồ chuyển vị của cả hệ
(nóc vòm cong)
Sau khi khảo sát chuyển vị của mặt đất và
nghiên cứu tại những điểm cách nhau 1m,
điểm đầu tiên nằm trên mặt đất, tại tr c đối
xứng của hầm. Do hệ đối xứng, chịu tải
trọng đối xứng nên chỉ tiến hành khảo sát
một bên kết cấu, điểm khảo sát xuất phát từ
tr c đối xứng của công trình, bề rộng khảo
sát sang mỗi bên tính từ tr c đối xứng là
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 12
25m. Sau đó nóc hầm được lấy theo 5 giá trị
khác nhau là 0,6m; 0,8m; 1,0m; 1,2m; 1,4m
để thu n tiện cho việc khảo sát và tính toán.
Kết quả đưa ra được các số liệu, từ đó các
biểu đồ chuyển vị của đất được xây d ng
như trong biểu đồ sau:
ình 7. Biểu đồ chuyển vị của hầm n c phẳng ình 8. Biểu đồ chuyển
vị của hầm n c vòm
ình 9. Biểu đồ so s nh chuyển vị U của n c
vòm và n c phẳng
Hình 10. Biểu đồ so s nh chuyển vị theo
ph ơng đứng của n c vòm và n c phẳng
ình 11. Biểu đồ so s nh chuyển vị hi độ dày
vòm thay đổi
ình 12. Biểu đồ so s nh chuyển vị ph ơng
đứng hi độ dày vòm thay đổi
Hình 13. Khảo sát chuyển vị theo ph ơng đứng
hi độ s u thay đổi
4. NHẬN XÉT VÀ KIẾN NGHỊ
1. Hình 9 thể hiện chuyển vị tổng U của mặt
đất trong trường hợp nóc phẳng và nóc vòm là
khác nhau. Hầm nóc phẳng có độ lún lớn phía
trên tại vị trí giữa nóc =0,043m, cách xa tường
khoảng 4m thì độ lún max= 0,093m.
Hầm nóc vòm có độ lún phía trên tại vị trí
giữa nóc =0,021m, xa tường khoảng 4m độ
lún max= 0,062m. Do đó ta thấy độ lún của
môi trường đất đá trên nóc phẳng lớn hơn độ
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 13
lún của môi trường đất đá phía trên nóc vòm.
Điều này còn có thể hiểu được vì tường có
chiều cao đến mặt đất và tường bị nghiêng
vào trong.
2. Hình 10 so sánh chuyển vị lún theo
phương đứng Uy của nóc phẳng và nóc vòm có
cùng chiều dày d = 1m. Xét chuyển vị tại vị trí
tr c đối xứng của nóc, vị trí có giá trị max (cách
tường khoảng 4m) và vị trí cho giá trị min, ta có
bảng kết quả dưới đây.
STT Chuyển vị Nóc phẳng Nóc vòm Ghi chú
1 Chuyển vị max -0,071 -0,053 Cách xa tường 4m
2 Chuyển vị min 0,00 Cách xa tường 20m
0,00 Cách xa tường 17m
3 Chuyển vị tại tr c đối xứng 0,014 0,020
Khi càng xa ra khỏi tường hầm thì chuyển vị
càng tiến về giá trị ban đầu bằng 0, theo bảng số
liệu thì với hầm nóc phẳng, phạm vi an toàn cho
các công trình liền kề cần đảm bảo xa tường hơn
so với hầm nóc vòm. Trong thành phố ch t hẹp,
nhiều công trình gần kề thì việc l a chọn
phương án hầm nóc vòm có lợi hơn cần được
xem xét kỹ.
3. Hình 11 cho ta thấy khi thay đổi độ cứng
của vòm với các giá trị 1m, 0,8m, 0,6m
chuyển vị lún phía trên nóc vòm thay đổi, vòm
0,6m có chuyển vị lún lớn hơn vòm 0,8m và
lớn hơn vòm 1m, điểm có chuyển vị lún lớn
nhất có vị trí và giá trị khác nhau như trong
biểu đồ.
4. Hình 12 còn cho ta thấy khi thay đổi độ
dày nóc vòm, chuyển vị lún Uy của mặt đất
tại tr c đối xứng giảm đi rõ rệt từ -0,06 đến
-0,04. Vòm càng mỏng thì độ lún càng lớn, ở
vị trí ngoài tường ra xa khoảng 17m thì độ
lún của mặt đất là như nhau, không ph
thuộc chiều dày nóc hầm. Độ lún mặt đất lớn
nhất theo phương đứng cũng có tọa độ tại
X =33,0 m.
Khi độ cứng thay đổi cho cả hai phương án
mái phẳng và mái vòm, các chuyển dịch đều
thay đổi. Do đó cần phải tính toán với độ cứng
cần thiết đảm bảo sức mang tải của kết cấu và
từ đó kết lu n về độ lún của bề mặt.
5. Hình 13 cho ta thấy khi ta khảo sát
chuyển vị lún ở những độ sâu khác nhau thì độ
lún khác nhau, ở độ sâu 22m lún nhiều hơn ở
độ sâu 23,5m và 25m. Từ kết quả có thể thấy
được việc l a chọn độ sâu cần được phân tích
c thể. Khi độ sâu càng lớn thì độ lún càng nhỏ
nhưng giá thành công trình tăng cao do đó cần
có phân tích cho từng trường hợp để l a chọn
chiều sâu hợp lý.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Nguyễn Thế Phùng, “Công nghệ thi công
công trình ngầm bằng phương pháp tường trong
đất”, NXB Giao thông V n tải Hà Nội, 1998.
[2] Nguyễn Văn Quảng, “Chỉ dẫn thiết kế và
thi công cọc Baret, tường trong đất, neo trong
đất”, NXB Xây D ng, 2003.
[3] Đỗ Như Tráng, “Giáo trình công trình
ngầm”, NXB HV Kỹ thu t Quân s , 1995.
[4] Nguyễn Quốc Hùng, Nguyễn Thế Phùng,
“Thiết kế công trình hầm giao thông”, NXB
Giao thông V n tải Hà Nội, 2004.
[5] Nguyễn Bá Kế, “Thiết kế và thi công hố
móng sâu”, NXB Xây d ng, 2002.
Ng i phản biện: GS.TS. ĐỖ NHƯ TRÁNG
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 14
ƯỚC LƯỢNG SỨC CHỊU TẢI CỌC BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN
TRƢƠNG NAM SƠN*
HUỲNH QUỐC THIỆN, NGUYỄN MINH TÂM
Estimating the capacity of pile by finite element method
Abstract: Determining the ultimate bearing capacity of pile by
using field
experiment results such as CPT test and SPT test has been widely
used in
engineering practice. Therefore, this paper provides
correlations between
elastic modulus E, undrained shear strength Su and NSPT index.
The
correlations are derived from the field results of static
loading test of 10
piles which were attached strain gauges at various elevations of
pile
length. The outcomes are actually applied to simulate and
estimate the
ultimate bearing capacity for 5 piles in different projects in
Vietnam by
finite element method (FEM). The result shows good agreements
that
estimating the capacity of pile by finite element method gives
average
error about 9% compared with estimating results obtained from
the static
loading test.
1. ĐẶT VẤN ĐỀ*
Trong bối cảnh hiện nay, với s trợ giúp đắc
l c từ hệ thống máy tính và các phần mềm tính
toán theo phương pháp phần tử hữu hạn
(PTHH), rất nhiều bài toán địa kỹ thu t được
giải quyết một cách chính xác hơn, giúp cho các
thiết kế trở nên an toàn và tiết kiệm hơn. Ước
lượng sức chịu tải của cọc bằng phương pháp
PTHH không phải là vấn đề mới nhưng luôn cần
có những nghiên cứu bổ sung. Do đó, bài báo
cung cấp các tương quan giữa E – NSPT và Su –
NSPT cho đất khu v c thành phố Hồ Chí Minh,
sử d ng cho việc phân tích và tính toán sức chịu
tải c c hạn của cọc khoan nhồi ở khu v c này.
2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT THÍ NGHIỆM
NÉN TĨNH CỌC CÓ GẮN CÁC ĐẦU ĐO
IẾN DẠNG
2.1. Thí nghiệm nén tĩnh cọc
Thí nghiệm nén tĩnh cọc được tiến hành bằng
phương pháp dùng tải trọng tĩnh ép dọc tr c cọc
sao cho dưới tác d ng của l c ép, cọc lún sâu
* c viên cao h c hoa Thu t y D ng Tr ng
Đ i c B ch hoa - Đ i c u c ia Thành Ph
ồ Chí Minh Email: [email protected]
thêm vào đất nền. Tải trọng tác d ng lên đầu
cọc được th c hiện bằng kích thủy l c với hệ
phản l c là dàn chất tải, neo hoặc kết hợp cả hai.
Các số liệu về tải trọng, chuyển vị, biến dạng…
thu được trong quá trình thí nghiệm là cơ sở để
phân tích đánh giá sức chịu tải và mối quan hệ
tải trọng - chuyển vị của cọc trong đất nền.
Theo truyền thống thì việc thử tải tĩnh được
th c hiện bởi một hệ thống chống đỡ lại tải
trọng hoặc bằng cọc neo hoặc thiết bị neo vào
đất, do đó phương pháp này sẽ gặp khó khăn đối
với những cọc có sức chịu tải lớn hoặc mặt bằng
ch t hẹp. Những năm gần đây, phương pháp
Osterberg load cell (O-cell) được sử d ng rộng
rãi cho việc thử tải tĩnh cho các cọc bê tông cốt
thép đổ tại chỗ có đường kính lớn. Tải trọng
tĩnh dùng để thử được tạo ra bởi hộp tải
(Osterberg Cell) đặt sẵn trong cọc khi thi công.
Hộp tải hoạt động theo 2 chiều đối nhau: đẩy
phần cọc trên hộp tải lên trên phá sức kháng cắt
của đất nền quanh thân cọc của phần cọc này;
đẩy phần cọc dưới hộp tải xuống dưới phá sức
kháng nén của đất nền dưới mũi cọc cùng với
sức kháng cắt của đất nền quanh thân cọc của
phần cọc này.
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 15
ình 1. So s nh nguyên lý t c dụng của
c c ph ơng ph p nén tĩnh thông th ng và
ph ơng ph p osterberg
2.2. Thiết bị đo biến dạng và đo co
ngắn cọc
Thiết bị đo biến dạng: được lắp đặt trong bê
tông dọc theo chiều dài cọc thử tĩnh với m c
đích xác định biến dạng của cọc khi cọc chịu tải
trọng nén, từ đó tính toán được tải trọng phân bố
dọc theo thân cọc cũng như sức kháng hông và
sức kháng mũi của cọc. Thiết bị đo biến dạng
bao gồm một cảm biến biến dạng chuyển đổi
các đại lượng v t lý thành các tín hiệu đầu ra
phù hợp, hệ thống truyền tín hiện và hệ thống
thu nh n tín hiệu. Nguyên tắc hoạt động cơ bản
của đầu đo là d a trên s rung động của sợi dây
bên trong đầu đo. S khác nhau của các sóng
này là do s căng hoặc trùng của sợi dây và
cũng chính là s biến dạng của đầu đo, đồng
nghĩa với s biến dạng của cọc.
Thiết bị đo co ngắn cọc: dùng để đo co
ngắn đàn hồi của thân cọc. thiết bị được cố
định bằng các neo gắn chặt vào phía trong ống
sonic nhờ hệ thống khí. Cáp tín hiệu và thanh
dẫn kim loại từ các transducer được nối với
nhau từ đáy cọc lên đỉnh cọc và được kết nối
vào hộp đọc t động lấy số liệu trong suốt quá
trình thí nghiệm.
ình 2. Lắp đặt đầu đo biến d ng
ình 3. Đầu đo co ngắn c c
3. TƢƠNG QUAN GIỮA SỨC CHỐNG
CẮT KHÔNG THOÁT NƢỚC SU VÀ MÔ
ĐUN ĐÀN HỒI E THEO NSPT:
Hiện nay, thí nghiệm nén tĩnh cọc cũng như
thí nghiệm O-cell có gắn các đầu đo biến dạng
đang dần phổ biến ở Việt Nam. Kết quả của
thí nghiệm này là sức kháng ma sát hông của
từng đoạn cọc và sức kháng của mũi cọc. Đây
là dữ liệu quan trọng để phân tích cũng như
đưa ra các tương quan dùng để tính toán sức
chịu tải cọc.
3.1. Tƣơng quan giữa mô đun biến dạng E
và chỉ số NSPT cho đất rời
Mô đun biến dạng E được tính toán d a trên
lý thuyết bán không gian đàn hồi như sau: 2 2(1 ) (1 )p p
m
m
q B q BS E
E S
Trong đó:
Sm: độ lún mũi cọc; B: cạnh cọc
qp: sức kháng mũi đơn vị
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 16
E : mô đun đàn hồi đất dưới mũi cọc
: hệ số Poisson của đất ở mũi cọc
: hệ số ph thuộc vào hình dáng cọc, được
lấy theo bảng 1.
ảng 1. Hệ số khi xem mũi cọc
là móng tuyệt đối cứng
M = L/B M = L/B
1 0,88 6 1,82
1,5 1,08 7 1,91
2 1,22 8 1,98
3 1,44 9 2,05
4 1,61 10 2,12
5 1,72 Móng tròn 0,79
Kết quả tính toán mô đun biến dạng E được
trình bày trong bảng 2.
3.2. Tƣơng quan giữa sức chống cắt không
thoát nƣớc Su và chỉ số NSPT
Từ dữ liệu thu th p được từ thí nghiệm đo
biến dạng, sức kháng đơn vị fs xung quanh cọc
ở các lớp đất dính đã đạt đến c c hạn chính là
sức chống cắt không thoát nước Su của đất (với
giả thiết là sức chống cắt của đất/đất bằng với
sức chống cắt của đất/cọc). Kết quả tổng hợp
sức kháng đơn vị trên thân cọc (ở những cây cọc
đã xuất hiện điểm uốn trên biểu đồ quan hệ P-s
hoặc sức kháng đơn vị đã đạt tới đỉnh ở những
chu kì trước đó và không tiếp t c tăng) được
trình bày trong bảng 3.
ảng 2. ảng tổng hợp mô đun biến dạng E
Tên dự án
Tiết
diện
(mm)
L
(m
)
Ptest
(T)
P
(T)
qp
tại P
(kPa)
sm
tại P
(mm)
Lớp
đất
Độ
sâ
u
E
(kPa)
N-
SPT
E/N-
SP
T
Saigon-
Bason
HK18
800x
2800 60
220
0
284
6 920 7.65 Cát 60
13351
4 47
284
1
Saigon-
Bason
HK22
D1500 60 160
0
240
0 1650 10 Cát 60
17792
8 52
342
2
Lancaster
Nguyễn
trãi
800x
2800 62
238
0
482
0 1400 7.47 Cát 62
20807
0 57
365
0
Lim Tower
III
800x
2800 63
370
0
697
0 450 7.46 Cát 63 66969 39
171
7
Khu phức
hợp Tân
Cảng
800x
2800 65
180
0
405
0 814 5.89 Cát 65
15343
0 55
279
0
Lim Tower D1200 67 900 216
0 1244 15.28 Cát 67 70234 62
113
3
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 17
VCB D1500 71 140
0
245
0 864 14.81 Cát 71 62910 41
153
4
Hilton 1200x
2800 80
390
0
735
2 420 4.35
Cát
pha 80
13558
9 49
276
7
Satra Tax
Plaza
1000x
2800 80
384
0
960
0 450 5.52 Cát 80
10356
2 62
167
0
Landmark
Tower
1000x
2800 85
320
0
630
2 1800 15.64 Cát 85
14620
5 58
252
1
Trung bình 240
4
ảng 3. ảng tổng hợp sức kháng đơn vị trên thân cọc
STT Tên d án Địa điểm Độ sâu Loại
đất NSPT
Ma sát
đơn vị fs fs/NSPT
m kN/m2
1 Lancaster Nguyễn Trãi Qu n 1 8-18 Á sét 12 40 3,3
2 Lancaster Nguyễn Trãi Qu n 1 46-48 Á sét 27 192 7,1
3 Lancaster Nguyễn Trãi Qu n 1 50-56 Sét 32 243 7,6
4 Saigon-Bason - HK22 Qu n 1 36-38 Á sét 20 121 6,1
5 Saigon-Bason - HK22 Qu n 1 44-47 Á sét 26 146 5,6
6 Saigon-Bason - HK19 Qu n 1 40-48 Sét 29 175 6,0
7 Hilton Qu n 1 46-52 Sét 44 177 4,0
8 Hilton Qu n 1 52-55 Á sét 40 263 6,6
9 Lim tower III Qu n 1 2-8 Sét 11 74 6,7
10 Lim tower III Qu n 1 46-56 Sét 41 252 6,1
11 Friendship Tower Qu n 1 2-10 Á sét 12 72 6,0
12 Friendship Tower Qu n 1 42-56 Sét 40 297 7,4
13 Satra Tax- Plaza Qu n 1 36-52 Sét 39 277 7,1
14 Landmark Tower
Qu n
Bình
Thạnh
30-44 Á sét 21 149 7,1
15 Lim tower Qu n 1 2-5 Á sét 6 39 6,5
16 Lim tower Qu n 1 8-12 Á sét 11 44.2 4,0
17 Lim tower Qu n 1 38-46 Á sét 35 110 3,1
18 Vietcombank Qu n 1 4-8 Á sét 5 44.6 8,9
19 Khu phức hợp Tân cảng
Qu n
Bình
Thạnh
34-38 Sét 15 69 4,6
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 18
ình 4. Biểu đồ quan hệ giữa sức h ng hông đơn vị fs và gi trị
NSPT
Từ bảng 2 cho thấy tỉ số E/NSPT có giá trị
trong phạm vi từ 1133 – 3650 và trung bình là
2404. Kết quả này cũng phù hợp với nhiều
nghiên cứu trước đó trên thế giới như theo
Y.C.Tan C.M.Chow: E = 2000N; theo R.
Yamaoka, H. Shimada, T. Sasaoka & M.
Hirai: E = 2800N; theo C.G. Chinnaswamy:
E = (2500-3000)N. Như v y, đối với đất cát ở
khu v c thành phố Hồ Chí Minh có thể xác
định giá trị mô đun biến dạng E theo NSPT
sử d ng cho bài toán cọc như sau: E =
2400NSPT (kN/m2).
Từ hình 4 cho thấy sức kháng hông đơn vị
fs và giá trị NSPT có quan hệ gần như tuyến
tính. Như đã trình bày ở trên, sức kháng đơn
vị fs được tổng hợp ở trên đã là sức kháng c c
hạn nên ở bài toán tính toán sức chịu tải cọc
có thể lấy tương quan giữa sức chống cắt
không thoát nước Su và giá trị NSPT cho cọc
khoan nhồi khu v c thành phố Hồ Chí Minh
như sau: Su = 6NSPT (kN/m2). Kết quả này
cũng phù hợp với B.Look: cu = (2-8)N, trung
bình là 5N; theo biểu đồ của Sower: cu = 4N
cho đất có tính dẻo cao và tăng đến 15N cho
đất có tính dẻo thấp; theo biểu đồ của Stroud
và Butler (1975): cu = 4,5N với PI > 30% và
tăng đến 8N với PI = 15%.
4. MÔ HÌNH PHÂN TÍCH CỌC ẰNG
PHƢƠNG PHÁP PTHH:
Cọc được mô phỏng bằng phần mềm plaxis
2D V8.6, sử d ng bài toán đối xứng tr c và mô
hình Mohr - Coulomb.
Đối với đất rời, sử d ng phương pháp phân
tích drained với sức chống cắt có được từ thí
nghiệm cắt tr c tiếp và mô đun biến dạng E
được xác định theo tương quan E = 2400NSPT.
Đối với đất dính, sử d ng phương pháp phân
tích undrained B với sức chống cắt không thoát
nước có được theo tương quan Su = 6NSPT và
mô đun biến dạng thoát nước E’ được xác định
theo Stroud và các cộng s (được nêu trong
Handbook of geotechnical investigation and
design tables, B.Look) như sau:
ảng 4. ảng xác định E’ theo Stroud
PI (%) E’/cu
10-30 270
20-30 200
30-40 150
40-50 130
50-60 110
Cọc được mô phỏng bằng v t liệu “non
porous” với ứng xử đàn hồi và không có lỗ
rỗng. Thông số về mô đun đàn hồi của cọc cũng
rất quan trọng, cần phải kể đến s có mặt của
cốt thép trong cọc vì cọc thử thường được bố trí
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 19
hàm lượng cốt thép khá lớn, điều này làm ảnh
hưởng đến biến dạng đàn hồi của cọc.
ình 5. Mô hình mô phỏng c c TP1 d n
Lakeside Tower
5. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN
ình 6. Biểu đồ quan hệ P-S th c tế và ết quả
mô phỏng c c TP1 d n La eside Tower
ình 7. Biểu đồ quan hệ P-S th c tế và ết quả
mô phỏng c c TP2 d n La eside Tower
ình 8. Biểu đồ quan hệ P-S th c tế và ết quả
mô phỏng c c TP4 d n Viva Riverside
ình 9. Biểu đồ quan hệ P-S th c tế và ết quả
mô phỏng c c TP2 d n Etown Cộng òa
ình 10. Biểu đồ quan hệ P-S th c tế và ết quả
mô phỏng c c TP1 d n Vietcomreal Tower
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 20
ảng 5. ảng so sánh sức chịu tải cực hạn tính toán
đƣợc từ Plaxis với thí nghiệm nén tĩnh hiện trƣờng
STT D án Tên cọc
Tiết diện Chiều dài Nén tĩnh Plaxis
mm m Qu(T) Qu(T) Sai s
(%)
1 Lakeside Tower TP1 D1500 80 2880 2665 -7
2 Lakeside Tower TP2 D1200 80 2358 2275 -4
3 Viva Riverside TP4 D1200 80 3000 2600 -13
4 Etown Cộng Hòa TP2 D1800 65 4635 4030 -13
5 Vietcomreal Tower TP1 D1200 80 2955 2750 -7
Trung bình -9
Từ bảng tổng hợp trên cho thấy, khi so sánh
với sức chịu tải c c hạn từ thí nghiệm nén tĩnh
hiện trường được xác định theo m c 7.3 -
TCVN 10304:2014 thì kết quả tính toán d a
trên mô phỏng bằng phần mềm Plaxis 2D cho
sai số từ 4% đến 13% và trung bình là 9%, khá
nhỏ và thiên về an toàn.
6. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
Đối với đất rời khu v c địa bàn thành phố Hồ
Chí Minh có thể xác định mô đun biến dạng
E sử d ng cho bài toán cọc theo tương quan
E = 2400NSPT (kN/m2).
Đối với cọc khoan nhồi khu v c thành phố
Hồ Chí Minh, khi tính toán sức kháng ma sát
hông đơn vị fs cho các lớp đất dính, có thể sử
d ng tương quan fs = 6NSPT (kN/m2).
Xác định sức chịu tải c c hạn của cọc
bằng phương pháp phần tử hữu hạn là một
phương pháp khá toàn diện khi có xét đến
sức kháng hông, sức kháng mũi của đất và độ
lún của cọc.
Mô phỏng cọc bằng phần mềm Plaxis 2D, sử
d ng mô hình Mohr - Coulomb với bộ thông số
được lấy theo tương quan với chỉ số SPT. Đối
với đất rời: E = 2400NSPT kN/m2. Với đất dính:
Su = 6NSPT kN/m2 và E’ = 200-270Su cho kết
quả sức chịu tải c c hạn khá sát với th c tế thí
nghiệm nén tĩnh, sai số trung bình là 9% thiên
về an toàn.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] B. Look, Handbook of geotechnical
investigation and design tables, London: Taylor
& Francis Group, 2007.
[2] Bowles J.E, Foundation analysis and
design, New York: McGraw-Hill, 2002.
[3] PGS.TS. Võ Phán, ThS. Hoàng Thế Thao
(2010), Phân tích và tính toán móng cọc, TP. Hồ
Chí Minh.
[4] T. V. Việt, Cẩm nang dùng cho kỹ sư địa
kỹ thu t, Hà Nội, Nhà xuất bản Xây D ng.
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 21
Ng i phản biện: GS.TS. NGUYỄN CÔNG MẪN
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 22
-
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 23