Nghiên cứu thực nghiệm về sự làm việc của móng bè cọc trong nền cát chịu tải trọng nén thẳng đứng

Chia sẻ: Boi Tinh Yeu | Ngày: | Loại File: PDF | Số trang:8

Thêm vào BST

Báo xấu

50
lượt xem 3
download

Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu thực nghiệm về sự làm việc của móng bè cọc trong nền cát chịu tải trọng nén thẳng đứng. Móng cọc mô hình gồm ba cọc, có và không có cọc xiên. Móng làm việc như móng bè cọc khi đáy bè tiếp xúc với nền đất và sẽ làm việc như móng nhóm cọc khi bè cọc không tiếp xúc với nền đất. Nền đất sử dụng trong thí nghiệm là nền cát khô có độ chặt tương đối là 80%.

Chủ đề:

Bình luận(0) Đăng nhập để gửi bình luận!

Lưu

Nội dung Text: Nghiên cứu thực nghiệm về sự làm việc của móng bè cọc trong nền cát chịu tải trọng nén thẳng đứng

Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2020. 14 (2V): 26–33 NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM VỀ SỰ LÀM VIỆC CỦA MÓNG BÈ CỌC TRONG NỀN CÁT CHỊU TẢI TRỌNG NÉN THẲNG ĐỨNG Vũ Anh Tuấna,∗ a Viện Kỹ thuật công trình đặc biệt, Học viện Kỹ thuật Quân sự, 236 đường Hoàng Quốc Việt, quận Bắc Từ Liêm, Hà Nội, Việt Nam Nhận ngày 01/04/2020, Sửa xong 21/04/2020, Chấp nhận đăng 04/05/2020 Tóm tắt Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu thực nghiệm về sự làm việc của móng bè cọc trong nền cát chịu tải trọng nén thẳng đứng. Móng cọc mô hình gồm ba cọc, có và không có cọc xiên. Móng làm việc như móng bè cọc khi đáy bè tiếp xúc với nền đất và sẽ làm việc như móng nhóm cọc khi bè cọc không tiếp xúc với nền đất. Nền đất sử dụng trong thí nghiệm là nền cát khô có độ chặt tương đối là 80%. Từ kết quả thực nghiệm rút ra các kết luận sau: Móng bè cọc có sức kháng lớn hơn nhiều so với móng nhóm cọc tương ứng; Sức kháng của móng cọc có cọc xiên lớn hơn sức kháng của móng cọc không có cọc xiên tương ứng; Bè cọc không chỉ tham gia đáng kể vào chịu lực mà còn là đóng một vai trò quan trọng trong tương tác bè-đất-cọc, sự truyền tải trọng từ bè xuống nền đất giúp tăng sức kháng của cọc trong móng bè cọc so với móng nhóm cọc; Sức kháng của cọc, bao gồm sức kháng mũi và sức kháng ma sát, thay đổi theo chuyển vị lún của móng và phụ thuộc vào loại móng cũng như vị trí của cọc trong móng. Từ khoá: móng bè cọc; nhóm cọc; thí nghiệm gia tải đứng; cọc xiên; tương tác; cát khô. EXPERIMENTAL STUDY ON PERFORMANCE OF PILED RAFT FOUNDATION IN SAND SUBJECTED TO VERTICAL COMPRESSIVE LOAD Abstract This paper presents experimental results on performance of piled raft foundation in sand subjected to vertical compressive load. Model pile foundations included three piles, with or without batter piles. They were piled raft foundations if the raft was in contact with the model ground while they were pile group foundations if the raft was not in contact with the model ground. The model ground was made of dry sand having a relative den- sity of 80%. The following conclusions are derived from the experimental results: Piled raft foundations have considerably larger resistance than the corresponding pile group foundations; The resistance of the foundations with batter piles is larger than that of the foundations without batter piles; The raft not only shares the load but also plays an important role in raft-soil-pile interaction, the pressure transferred from the raft to the ground increased the resistance of the piles in piled rafts; Pile resistances, including pile tip resistance and pile shaft resistance, change according with settlement of the foundation and depend on foundation type as well as the location of the piles. Keywords: piled raft; pile group; vertical load test; batter pile; interaction; dry sand. c 2020 Trường Đại học Xây dựng (NUCE) https://doi.org/10.31814/stce.nuce2020-14(2V)-03 1. Giới thiệu Trong những năm gần đây, ở các nước có công nghệ xây dựng phát triển, móng bè cọc được sử dụng ngày càng rộng rãi cho các công trình xây dựng và được xem là một trong những biện pháp tốt ∗ Tác giả đại điện. Địa chỉ e-mail: vuanhtuan@mta.edu.vn (Tuấn, V. A.) 26
Tuấn, V. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng nhất giúp giảm độ lún tổng thể và độ lún lệch của công trình [1–3]. Trên thế giới, một số công trình nghiên cứu thực nghiệm về ứng xử của móng bè cọc đã được tiến hành [4–7]. Các nghiên cứu số về sự làm việc của móng bè cọc cũng được các nhà khoa học trên thế giới tiến hành [8–11]. Tuy vậy, những nghiên cứu đó vẫn chưa giải quyết triệt để tất cả các vấn đề liên quan đến sự làm việc của móng bè cọc cũng như ứng xử cơ học của loại móng này. Trong nước, việc áp dụng (thiết kế, thi công) móng bè cọc đối với các công trình xây dựng còn rất mới mẻ. Hiện nay trong nước vẫn chưa có các tiêu chuẩn về thiết kế móng bè cọc. Các tiêu chuẩn thiết kế móng cọc của Việt Nam mới chỉ xét đến sự làm việc của móng nhóm cọc, trong đó bỏ qua sự làmhọc Tạp chí Khoa việc của Công nghệbè, Xâymặc dựng dù trong NUCE 2020 thực tế rất nhiều móng cọc làm việc như móng bè cọc [12–14]. Điều ISSN 2615-9058 này ảnh hưởng trực tiếp đến hiệu quả kinh tế của phương án thiết kế móng cũng như môi trường khi khối lượng vật liệu sử dụng thi công cọc tăng. Cho đến nay, các nghiên cứu trong nước về ứng xử cơ 2.1. Móng mô hình: học nói riêng và sự làm việc của móng bè cọc nói chung còn tương đối hạn chế, cả về số lượng và nội Hình dung 1 thể hiện kích cứu. nghiên thước của các móng mô hình được sử dụng trong nghiên cứu này. Các mô hình móng này cũng được sử dụng trong một nghiên cứu khác của tác giả [7]. Mục đích chính của nghiên cứu là nhằm so sánh ứng xử cơ học của các loại móng khác nhau Bè móng được làm từ dura có mô đun đàn hồi là 68,67 GPa, với kích thước như Hình 1 và (móng bè cọc có và không có cọc xiên; móng bè cọc và móng nhóm cọc tương ứng) trong cùng một có thể xem như là bè cứng. Móng gồm 3 cọc có hoặc không có cọc xiên, hoạt động như điều kiện đất nền và tải trọng, mà không nhằm mô phỏng một kết cấu thực nào. Vì vậy, phạm vi móng nhóm cọc (3PG và 3BPG) khi đáy bè không chạm đất, và sẽ là móng bè cọc (3PR của bài báo chỉ dừng ở nghiên cứu thực nghiệm mô hình kích thước nhỏ trong môi trường cát khô và 3BPR) khi đáy bè chạm đất. Trong đó: đồng nhất. - 3PG là móng nhóm cọc có 3 cọc và chỉ có cọc thẳng, không có cọc xiên; - 3BPG là móng nhóm cọc có 3 cọc và có cọc xiên; 2. Mô tả thí nghiệm - 3PR là móng bè cọc có 3 cọc và chỉ có cọc thẳng, không có cọc Tạp chí Khoaxiên; học Công nghệ Xây dựng NUCE 2020 ISSN 2615 2.1. Móng mô hình - 3BPR là móng bè cọc có 3 cọc và có cọc xiên. 40 80 80 40 40 80 80 40 30 30 50 40 40 50 40 40 1 2 3 1 2 3 She a r Mức1 level 1 She a r stra in Đầu đo biến 40 stra in dạng góc 240 240 ga uge ga uge Mức2 2 level 120 40 30 30 Mức3 3 level 80 80 80 80 285 40 Đơn vị (mm) A xia l Mức4 4 dạng dọc trục stra in level A xia l Đầu đo biến 1.1 1.1 255 ga uge stra in 40 ga uge Mức5 level 5 80 40 20 20 Mức6 level 6 35 35 P1 P2 P3 P1 P2 P3 (a) 3PR và 3PG (b) 3BPR và 3BPG 20 Đơn vị (mm) 20 Hình 1. Kích thước của các móng mô hình Hình 2. Kích thước cọc mô hình và vị trí bố trí đầu đo biến dạng Hình 1. Kích thước của các móng mô hình Hình 2. Kích thước cọc mô hình và vị trí bố Cọc đầu bịt mô hình được làm từ các ống nhôm có chiều dài 285 mm, đường kính trí đầu đo biến dạng ngoài 20 mm và chiều dày thành ống 1.1 mm (Hình 2). Phần 30 mm đầu cọc Bảng 1. Đặc tính của cọc sử dụng trong thí nghiệm sẽ được liên kết cứng với bè móng, vì vậy chiều dài làm việc của cọc là 255 mm. Khoảng cách Đặc tính Giá trị Hình giữa tim các cọc, 1 thể s, là 80 mm,hiện bằngkích 4 lần thước của các đường kính móng cọc. Góc môĐường nghiênghình được của cọc kínhxiênsửlà dụng (mm) ngoài，D trong nghiên cứu này. Các mô20 15 độ so với phương hình móng đứng. nàyMôcũngđunđược đàn hồisửcủa cọc,trong dụng Ep, được mộtxác định từcứu nghiên thí nghiệm khác của Vu và cs. [7]. Bè móng được làm1,1 Chiều dày，t (mm) uốn cọc. Mô hình cọc này được xây dựng dựa trên cơ sở mô hình tương tự của Iai [15]. từ dura có mô đun đàn hồi là 68,67 GPa, với kích thước Chiều như dàicọc, Hình làmmột 1 vàtừcó việc tính đáythể xem(mm) bè，L như là bè cứng.255 Dọc thân cọc được bố trí các đầu đo biến dạng. Để tăng sức kháng ma sát của Móng gồm 3 cọc có hoặc không có cọc xiên, hoạt lớp mỏng cát được gắn chặt dọc thân cọc. Các đặc tính hình học và cơMô động họcđun như móng đànđược của cọc nhóm hồi, Ep (N/mm ) cọc2 (3PG và 3BPG) khi đáy 70267 thể hiện trong Bảng 1. chạm bè không Hình 3đất, là ảnh vàchụp sẽ làcác móngbè móng môcọchình. (3PR vàHệ3BPR) số Poisson， khi đáy n bè chạm đất. Trong đó: 0,31 27 3
She a r Mức1 level 1 She a r stra in Đầu đo biến 40 stra in dạng góc ga uge ga uge Mức2 level 2 120 40 Mức3 3 level 285 40 A xia l Tuấn, V. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng Mức4 4 dạng dọc trục stra in level A xia l Đầu đo biến ga uge stra in 40 ga uge - 3PG là móng nhóm cọc có 3 cọc và chỉ có cọc thẳng, không có cọc xiên; Mức5 5 80 level 40 - 3BPG là móng nhóm cọc có 3 cọc và có cọc xiên; Mức6 6 level - 3PR là móng bè cọc có 3 cọc và chỉ có cọc thẳng, không có cọc xiên; 35 35 - 3BPR là móng bè cọc có 3 cọc và có cọc xiên. 20 Đơn vị (mm) 20 Cọc đầu bịt mô hình được làm từ các ống nhôm có chiều dài 285 mm, đường kính ngoài 20 mm và chiều dày thành ống 1,1 mm (Hình 2). Phần 30Hình mm2.đầu Kích thước cọc cọc môliên sẽ được hìnhkết và cứng vị trí bố tríbè với đầumóng, đo biếnvì dạng vậy chiều dài làm việc của cọc là 255 mm. Khoảng cách Bảnggiữa timtính 1. Đặc cáccủacọc, sử là cọc s, 80trong dụng mm,thíbằng 4 lần nghiệm đường kính cọc. Góc nghiêng của cọc xiên là 15 độ so với phươngĐặc tínhMô đun đàn hồi của cọc, đứng. Giá E trịp , Đường kính ngoài，D (mm) được xác định từ thí nghiệm uốn cọc. Mô hình cọc này được xây dựng dựa trên cơ sở mô hình tương 20 tự của Iai [15]. Dọc thân cọc được bố trí các đầuChiều dày，t đo biến (mm)Để tăng sức kháng ma sát của1,1 dạng. cọc, Chiều dài làm việc tính từ đáy bè，L (mm) 255 một lớp mỏng cát được gắn chặt dọc thân cọc. Các đặc tính hình học và cơ học của cọc được thể hiện Mô đun đàn hồi, Ep (N/mm2) 70267 trong Bảng 1. Hình 3 là ảnh chụp các móng mô hình. Hệ số Poisson，n 0,31 Bảng 1. Đặc tính của cọc sử dụng trong thí nghiệm Đặc tính Giá trị Đường kính ngoài, D (mm) 20 Chiều dày, t (mm) 1,1 Chiều dài làm việc tính từ đáy bè, L (mm) 255 2 Mô đun đàn hồi, E p (N/mm ) 70267 Hệ số Poisson, ν 0,31 Hình 3. Ảnh chụp của các móng mô hình Hình 3. Ảnh chụp của các móng mô hình 2.2. Nền đất mô hình: Nền đất mô hình được chế tạo từ cát khô có đặc tính như trong Bảng 2. Đất nền c 2.2. Nền đất mô hình độ chặt tương đối, Dr, vào khoảng 80% (rd = 15,04 kN/m3) được chế bị vào trong hộp đấ có kích Nền đất mô hình được chế tạo từ cát khô có thước đặc 800 mm Bảng× 500 mmtính 2. Đặc × 530của mm.cátĐể sửkiểm dụngsoát được trong thíđộnghiệm chặt của nền đất, tron tính như trong Bảng 2. Đất nền có độ chặt tương đối, Dr , vào khoảng 80% (ρd = 15,04 kN/m3 ) được 4 Đặc tính Giá trị chế bị vào trong hộp đất có kích thước 800 mm × 500 mm × 530 mm. Để kiểm soát được độ chặt Dung trọng riêng hạt, ρ s (kN/m3 ) 26,17 của nền đất, trong quá trình chế bị nền được chia Dung trọng khô lớn nhất, ρdmax (kN/m ) 15,74 3 nhỏ thành 11 lớp đất phân tố (10 lớp dày 50 mm và Dung trọng khô nhỏ nhất, ρdmin (kN/m3 ) 12,45 1 lớp dày 30 mm). Với mỗi lớp phân tố, một khối Hệ số rỗng lớn nhất, emax 1,103 lượng cát nhất định được đổ vào và đầm chặt đến Hệ số rỗng nhỏ nhất, emin 0,663 khi đạt độ chặt tương đối yêu cầu. Trình tự chế bị nền đất mô hình như sau: Bước 1: Lần lượt chế bị 5 lớp đất đầu tiên mỗi lớp dày 50 mm (tổng chiều dày là 250 mm) với độ chặt tương đối 80%. Bước 2: Cố định tạm thời móng mô hình vào vị trí đã xác định bằng các thanh thép vào bộ kẹp. Bước 3: Chế bị các lớp đất tiếp theo (5 lớp dày 50 mm và 1 lớp dày 30 mm) đến khi đạt được chiều dày 530 mm. 28
Dung trọng riêng hạt, rs (kN/m3) 26,17 Dung trọng khô lớn nhất, rdmax (kN/m3) 15,74 Dung trọng khô nhỏ nhất, rdmin (kN/m3) 12,45 Hệ số rỗng lớn nhất, emax 1,103 Hệ số rỗng nhỏ nhất, emin 0,663 Tuấn, V. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng 3. Biện pháp gia tải: 2.3. Biện pháp gia tải Để gia tải theo phương đứng, sử dụng kích thủy lực và điều khiển theo chuyển vị Để gia ới tốc độ gia tải khoảng tải theoGiá 2 mm/phút. phương trị lực đứng, được thu sửđược dụngtừ kích đầu đothủy lựctạivàtâm lực đặt điều khiển theo chuyển vị với tốc độ gia a mặt bè móng. tảiChuyển khoảngvị2lún của móngGiá mm/phút. đượctrịtính lựcthông đượcqua thu4 đầu được đotừchuyển đầu đo vị đặt lực đặt tại tâm của mặt bè móng. Chuyển Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng NUCE 2020 ISSN 2615-9058 4 góc bè móng vị (Hình 4).móng được tính thông qua 4 đầu đo chuyển vị đặt tại 4 góc bè móng (Hình 4). lún của Đầu đo đo lực Kích Kích thủy thủy lựclực Vertical Load, Tải trọng đứng,VV(N) (N) Đầu lực 00 1000 1000 2000 2000 3000 3000 4000 4000 5000 5000 Chuyển vị kế 0 0 0.0 0,0 Chuyển vị kế w/D 2 0,1 đối, w/D 0.1 3BPR 3BPR (mm) settlement, Độ lún, ww(mm) 4 0,2 0.2 Độ lún tương Settlement, 6 3PR 3PR 0,3 0.3 Normalised 8 0,4 0.4 3BPG 3BPG 3PG 3PG 10 0,5 0.5 Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng NUCE 2020 ISSN 2615-9058 12 0,6 0.6 Hình 4.Hình Bố trí4.đầu Bốđo trítrong đầu thí đo nghiệm gianghiệm trong thí tải tĩnh theo tĩnh đứngHìnhHình phương gia tải 5. Đường cong Tải trọng - Độ lún của móng 5. Đường cong Tải trọng - Độ lún của móng Kết quả cho thấy 100 theo phương đứng 100 rằng móng bè cọc sử dụng cọc xiên (3BPR) có sức kháng và độ Kết quả thí nghiệm carried by raft and piles (%) của cứng lớn nhất, tiếp đến90 là móng bè cọc thường (3PR), móng 3PR nhóm 3PR cọc có cọc xiên load Hình 5 thể hiện đường cong quan hệ Tải trọng-Độ lún cho(3BPG) các trường và cuốihợp cùngmóng là80móng nhóm cọc thườngPiles Cọc Sức kháng của móng cọc có (3PG). tải đứng 3. Kết quả thí nghiệm (%) 70 của móng cọc chỉ có cọc thẳng. Tỉ lệ phânofbốvertical ô hình (3PG, 3BPG, 3PR và 3BPR). cọc xiên lớn hơn sức kháng Hình 5 thể hiện đường cong quan hệ Tải trọng-Độ 60 Kết quả cũng cho thấy các lún cho ưu thếtrường vượt trộihợp của móng móng bèmô cọc hình so với(3PG, bè móng nhóm cọc 50 và 3BPG, 3PR và 3BPR). Kết quả cho thấy rằng tươngmóng ứng. Sức bèkháng cọc củasử móng dụngbècọc cọc xiên (3BPR) (3PR và 3BPR) lớn cóhơnsứcnhiều khángso vớivàsức kháng 40 cọc 5 là móng bè cọccủa móng nhóm cọcmóng tương ứng (3PGcọc và 3BPG), có cọcvàxiên độ lún của móng vàbècuối cọc luôn nhỏ Proportion độ cứng lớn nhất, tiếp đến thường (3PR), nhóm (3BPG) hơn kháng độ lún của móng 30 cọc tại bất kỳ giá trị tải nào tương ứng. nhóm cùng là móng nhóm cọc thường (3PG). Sức của móng cọc có cọc xiên lớn Raft Bèhơn sức kháng của 20 Cọc 3 piles móng cọc chỉ có cọc thẳng. Hình 6 thể hiện tỉ lệ10phân bố tải đứng của cọc và bè đối với trường hợp móng 3PR. Bè Raft Kết quả cũng cho thấy ưu thế vượt trội Hình của7 làmóng kết quảbètương cọcứng00sođốivớivớimóng trườngnhóm hợp móng cọc3BPR. tương Nhận thấy,Sức ứng. tại thời điểm khi mới bắt đầu gia tải, hầu 0.0 0,0 hết tải trọng 0.1 là do cọc 0,1 0.2chịu (chiếm 0,2 0.3 khoảng 0,4 0,3 90% tổng tải 0.4 kháng của móng bè cọc (3PR và 3BPR) lớn hơn nhiều so với sức kháng của móng Normalised nhómw/D cọc tương Tạp chí Khoa học Công nghệ và Xây3BPG), dựng NUCE trọng của móng). Sau đó, tỉ lệ tải do Chuyển lúnsettlement, cọc chịuvịgiảm dần khiđối, tương độ lún w/Dtăng và có xu hướng ứng (3PG và 2020 độ lún của móngổnbèđịnhcọcISSNluôn2615-9058 nhỏ hơn độ lún của móng nhóm cọc tại bất kỳ ở mức khoảng 50% khi chuyển vị lún tương đối w/D lớn hơn 0,2. Như đã đề giá trị tải nào tương ứng. cập ở trênHình trong 6. mục Tỉ2lệvềphân bố tải các bước chếđứng bị môcủa hìnhcọc đất và nền,bè, lớptrường đất nềnhợp móngđược trên cùng 3PR. chế bị sau khi cố định tạm mô hình móng bằng bộ phận gá. Vì vậy, phần nền đất trên 100 100 100 100 cùng ngay dưới đáy bè khó có thể đầm chặt và tiếp xúc hoàn toàn với đáy bè. Chính vì piles (%) 90 của 90 của piles (%) 3PRvậy, khi mới bắt đầu gia 90 3BPR 3BPR load 3PR load tải thì hầu hết tải trọng của móng là do cọc chịu. Khi tải trọng 80 Cọc Piles 80 80 tải đứng tải đứng lên móng tăng, độ lún tăng dần khiến cho đáy bè Cọctiếp xúc hoàn toàn với nền đất, và tải 70 bè (%) 70 Tỉ lệ phânofbốvertical bè (%) Piles Tỉ lệ phânofbốvertical 70 trọng được phân bố lại giữa cọc và bè. 60 60 vàand vàand 60 50 50 50 cọcraft cọcraft 40 40 40 Proportion Proportion carried by carried by 30 30 30 Raft Raft Bè Bè Cọc 3 piles 20 20 20 Cọc 3 piles Bè Raft 10 Bè Raft 10 10 00 00 6 0.0 0,0 0.1 0,1 0.2 0,2 0.3 0,3 0.4 0,4 0.0 0,0 0.1 0,1 0.2 0,2 0.3 0,3 0.4 0,4 Normalised Normalised settlement, w/D Chuyển vị lúnsettlement, tương đối, w/D w/D Chuyển vị lún tương đối, w/D HìnhHình 6. Tỉ6. lệ Tỉ phân bố tảibố lệ phân đứng của cọc tải đứng củavàcọc bè,và trường hợp móng bè, trường 3PR. Hình Hình 7. Tỉ lệ 7. phân Tỉ lệ bố tải bố phân đứng tải của đứngcọccủa vàcọc bè, trường hợp móng 3BPR. và bè, trường hợp móng 3PR hợp móng 3BPR 100 100 Hình 8 thể hiện sự thay đổi tải trọng đầu cọc của cọc giữa (cọc P2) và cọc 90 (trung bình cọccủa vàcọc bè P1 đốivàvớiP3)trường theo chuyển vị lún3PR. tươngHình đối, đối 7 làvới kếttrường hợp m của ried by raft and piles (%) Hình 90 6 thể hiện tỉ lệ phân bố tải3BPR đứng 3BPR của hợp móng load 8080 3PR và 3PG. Đối với trường hợp móng nhóm cọc (3PG), tải trọng lên cọc giữa tư tải đứng quả tương ứng đối với trường Cọc hợp móng 3BPR. Nhận thấy, tại thời điểm khi mới bắt đầu gia tải, hầu 70 (%) Piles ỉ lệ phânofbốvertical 70 đồng với giá trị trung bình tải trọng lên các cọc bên. Còn đối với trường hợp móng 60 60 29 cọc (3PR), tải trọng lên cọc giữa lớn hơn rõ rệt so với giá trị trung bình tải trọng lên bè 50 50 và 4040 cọc bên. Kết quả thí nghiệm cũng chỉ ra rằng tải trọng lên mỗi cọc trong móng bè cọc oportion 3030 Raft lớn hơn rõ rệt so với tải trọng lên cọc tương ứng trong móng nhóm cọc. Lý do của h Bè Cọc 3tượng piles này cũng như cơ chế chịu lực của các cọc sẽ được làm rõ trong phần tiếp t 20 20 Bè Raft
Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng NUCE 2020 ISSN 2615-9058 1200 3PR 3PG 3PR 3PG (Cọc giữa) P2 (centre pile) cọc (N) 1000 1000 P1&P3 (edge (Cọc piles, averaged) bên, trung bình) Tuấn, V. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng đầu(N) 800 hết tải trọng là do cọc chịu (chiếm khoảng 90% tổng tải trọng của móng). Sau đó, tỉ lệ tải do cọc chịu trọngload giảm dần khi độ lún tăng và có xu hướng ổn định ở mức600khoảng 50% khi chuyển vị lún tương đối Tải Pile w/D lớn hơn 0,2. Như đã đề cập ở trên trong mục 2 về các 400bước chế bị mô hình đất nền, lớp đất nền trên cùng được chế bị sau khi cố định tạm mô hình móng bằng bộ phận gá. Vì vậy, phần nền đất trên 200 cùng ngay dưới đáy bè khó có thể đầm chặt và tiếp xúc hoàn toàn với đáy bè. Chính vì vậy, khi mới bắt đầu gia tải thì hầu hết tải trọng của móng là do cọc chịu. 00 Khi tải trọng lên móng tăng, độ lún tăng 0,0 0,1 0,2 0,3 và bè. 0,4 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 dần khiến cho đáy bè tiếp xúc hoàn toàn với nền đất, và tải trọng được phân bốsettlement, Normalised lại giữa cọc w/D Chuyển vị lún tương đối, w/D Hình 8 thể hiện sự thay đổi tải trọng đầu cọc của cọc giữa (cọc P2) và cọc bên (trung bình của cọc P1 và P3) theo chuyển vị lún tương đối, đối với Hình trường8. Quan hợp hệmónggiữa 3PR Tải trọng đầu cọc-Chuyển và 3PG. Đối với trườngvị lún tương hợp đối móng nhóm cọc (3PG), tải trọng lên cọc giữa Hìnhtương 9 thểđồng vớithay hiện sự giáđổi trị sức trung bìnhhuy kháng tảiđộng trọng lên từng trong các cọc cọc của móng 3P bên. Còn đối với trường hợp móng bè theo cọc chuyển (3PR), vịtảilúntrọng lên cọc giữa lớn hơn rõ rệt so tương đối, trong đó sức kháng ma sát, sức kháng với giá trị mũi và sức khán trung bình tải trọng lên các cọc bên. Kết quả tổng đềuthí nghiệm được cũng thể hiện. chỉ sức Ở đây, ra rằng khángtảimũi trọng lên mỗi cọc được xác cọc định trong bằng lực dọc trục c móng bè cọc lớn hơn rõ rệt so với tải trọng cọc tại lênmức cọc6,tương và sứcứng khángtrong móng ma sát đượcnhóm cọc.bằng xác định Lý hiệu do củacủahiện sức kháng tổng x tượng này cũng như cơ chế chịu lực củađịnh cáctại cọc sẽ được làm rõ trong phần tiếp theo của bài báo. mức 1 và sức kháng mũi xác định tại mức 6 (xem Hình 2). Hình 10 thể hiện k Hình 9 thể hiện sự thay đổi sức kháng quảhuytương ứng trong động của móngtừng3PR. cọc của móng 3PG theo chuyển vị lún tương đối, trong đó sức kháng ma sát, sức kháng Đối với móng 3PG (Hìnhtổng mũi và sức kháng đềukháng 9), sức đượcmũi thểcọchiện. Ở nhanh tăng đây, sức khi chuyển vị lú kháng mũi cọc được xác định bằng lực dọc trục của cọc tại mức 6, và sức kháng ma sát được xác định tương đối tăng từ 0 đến 0,25. Sau đó sức kháng mũi cọc có xu hướng ổn định khi chuy Tạp chí Khoa học Cônghiệu bằng nghệcủa Xây sức dựng kháng NUCE 2020 tổng xác định vịtạitương mức đốiISSN 1 vàtừ2615-9058 sức 0,25kháng mũiSức đến 0,40. xáckháng định matại sát mức sau6 khi (xemtăngHình 2). trị cực đỉnh đến giá Hình 10 thể hiện kết quả tương ứng củachuyểnmóngvị3PR. lún tương đối khoảng 0,08 thì có xu hướng giảm dần đến giá trị ổn định. pile (N) (N) 1200 1200 3PR 3PG 3PR 3PG 1200 (Cọc giữa) P2 (centre pile) P2 P1&3 (trung bình) (averaged) 3PG each cọc 3PG cọc (N) 1000 1000 P1&P3 (edge (Cọc piles, averaged) bên, trung bình) 1000 1000 Total Tổng Shaft Ma sát huy độngintrong Tip Mũi đầu(N) 800 800 800 800 trọngload 600 600 resistance 600 Tải Pile 400 400 400 Sức kháng 200 200 200 Mobilised 00 00 0,0 0.0 0,1 0.1 0,2 0.2 0,3 0.3 0,4 0.4 0,00 0,05 0,10 0.00 0.05 0.10 0,15 0.15 0,20 0.20 0,25 0,30 0.35 0.25 0.30 0,35 0.40 0,40 Normalised Normalised settlement, w/D Chuyển vị lún tương đối, w/D settlement, w/D Chuyển vị lún tương đối, w/D Hình Hình 8. Quan hệ giữahệTải 8. Quan giữatrọng Tảiđầu cọc-Chuyển trọng vị Hình vị lún tương đầu cọc-Chuyển 9. Sức đốiHình 9. kháng huy động Sức kháng huy trong động cọc, trường trong cọc, hợp móng trường hợp3PG. lún tương đối Hình 9 thể hiện sự thay đổi sức kháng huy động trong từngĐối cọcvới củamóng móng3PR, móng 3PG 3PG(Hình 10), sức kháng mũi tăng đều khi chuyển vị lún tăn o chuyển vị lún tương đối, trong đó sức kháng ma sát, sức kháng mũi và sức kháng Đối với móng 3PG (Hình 9), sức kháng mũi cọc tăng nhanh khi chuyển vị lún tương đối tăng từ 0 ng đều được thể hiện. Ở đây, sức kháng mũi cọc được xác định bằng lực dọc trục của đến 0,25. Sau đó sức kháng mũi cọc có xu hướng ổn định khi chuyển vị tương 8 đối từ 0,25 đến 0,40. c tại mức 6, và sức kháng ma sát được xác định bằng hiệu của sức kháng tổng xác Sức kháng ma sát sau khi tăng đến giá trị cực đỉnh tại chuyển vị lún tương đối khoảng 0,08 thì có xu nh tại mức 1 và sức kháng mũi xác định tại mức 6 (xem Hình 2). Hình 10 thể hiện kết hướng ả tương ứng của mónggiảm 3PR.dần đến giá trị ổn định. Đối với móng 3PR, (Hình 10), sức kháng mũi tăng đều khi chuyển vị lún tăng. Sức kháng ma sát Đối với móng 3PGtăng sau khi (Hìnhđến 9), giá sứctrị kháng cực mũi đỉnhcọc tạităng nhanh chuyển vị khi lúnchuyển vị lún tương đối là khoảng 0,09 thì giảm nhẹ và ổn định ơng đối tăng từ 0 đến 0,25. Sau đó sức kháng mũi cọc có xu hướng ổn định khi chuyển khi w/D thay đổi trong phạm vi từ 0,14 đến 0,25. Sau đó sức kháng ma sát tiếp tục tăng khi chuyển tương đối từ 0,25 đến 0,40. Sức kháng ma sát sau khi tăng đến giá trị cực đỉnh tại vị lún tăng. uyển vị lún tương đối khoảng 0,08 thì có xu hướng giảm dần đến giá trị ổn định. Từ kết quả Hình 9 và 10, nhận thấy rõ ràng rằng cả sức kháng ma sát và sức kháng mũi của các pile (N) (N) cọc1200 trong móng bè cọc (3PR) đều lớn hơn sức kháng ma sát và sức kháng mũi của móng nhóm cọc 1200 (3PG). Điều 3PGnày là do áp lực truyền P2 từ(trung P1&3 đáybình) bè xuống nền đất (trong trường hợp móng bè cọc) làm tăng (averaged) each cọc 3PG 1000 1000 Total Tổng ứng suất trong nền đất xung sátquanh cọc, dẫn đến tăng độ cứng của nền, và kết quả làm tăng sức kháng Shaft Ma huy độngintrong Tip Mũi 800 800 30 600 resistance 600 400 400 dng 200 200
Sức kháng ma sát sau khi tăng đến giá trị cực đỉnh tại chuyển vị lún tương đối là khoảng 0,09 thì giảm nhẹ và ổn định khi w/D thay đổi trong phạm vi từ 0,14 đến 0,25. Sau đó sức kháng ma sát tiếpTuấn, tục V. tăng A. /khi Tạpchuyển vịhọc chí Khoa lúnCông tăng.nghệ Xây dựng (N) cọc (N) 1200 1200 3PR 3PR P2 P1&3 (trung bình) (averaged) each pile Total Tổng 1000 1000 Shaft Ma sát in trong Tip Mũi 800 800 huy động 600 resistance 600 Sức kháng 400 200 Mobilised 00 0,00 0.00 0,05 0.05 0,10 0.10 0,15 0.15 0,20 0.20 0,25 0.25 0,30 0.30 0,35 0.35 0,40 0.40 Normalised settlement, w/D Chuyển vị lún tương đối, w/D Hình Hình10. 10.Sức Sứckháng khánghuy huyđộng động trong trong cọc, cọc, trường hợp móng trường hợp móng3PR 3PR. Từ kết quả Hình 9 và 10, nhận thấy rõ ràng rằng cả sức kháng ma sát và sức kháng của cọc trong móng bè cọc so với móng nhóm cọc. Đồng thời, chính sự truyền áp lực từ đáy bè xuống mũi của các cọc trong móng bè cọc (3PR) đều lớn hơn sức kháng ma sát và sức kháng nền đất làm cho ứng suất trong nền xung quanh cọc giữa (P2) lớn hơn xung quanh các cọc bên (P1 mũi của móng nhóm cọc (3PG). Điều này là do áp lực truyền từ đáy bè xuống nền đất vàTạp P3),chí khiến Khoachohọcsức kháng Công huyXây nghệ động củaNUCE dựng cọc giữa lớn hơn sức kháng huy độngISSN 2020 của cọc bên trong 2615-9058 trường hợp (trong móngtrường hợpCác bè cọc. móngkếtbèquả cọc) làmcũng này tănghoàn ứng suất toàntrong nền tương đất xung đồng quanh với các kết cọc, quả dẫn trong nghiên đến tăngvà cứu của Unsever độcs. cứng [6].của nền, và kết quả làm tăng sức kháng của cọc trong móng bè cọc so với móng nhóm cọc. Đồng thời, chính sự truyền áp lực từ đáy bè xuống nền đất làm cho ứng suất trong nền xung quanh cọc giữa (P2) lớn hơn xung quanh các cọc bên (P1 và P3), khiến cho sức kháng huy động của cọc giữa lớn hơn sức kháng huy động của cọc bên trong trường hợp móng bè cọc. Các kết quả này cũng hoàn toàn tương đồng với các kết quả trong nghiên cứu của Unsever cùng cộng sự [6]. Để minh chứng cho lời giải thích ở trên về cơ chế truyền tải trọng từ đáy bè xuống nền đất, tác giả đã tiến hành mô phỏng số bằng phần mềm PLAXIS3D. Chi tiết về nội dung mô phỏng số được trình bày trong tài liệu [16]. Hình 11 thể hiện ứng suất trong nền tại chuyển vị lún w= 4 mm (w/D= 0,02) đối với móng 3PG. Hình 12 thể hiện kết quả tương ứng đối với móng 3PR. Kết quả chỉ ra rằng ứng suất trong nền đất dưới đáy bè và xung quanh cọc đối với trường hợp 3PR lớn hơn đáng kể so với trường hợp 3PG. Hình 11. Ứng suất trong nền tại chuyển vị9 lún w = 4 mm (w/D = 0,02), móng 3PG Hình 11. Ứng suất trong nền tại chuyển vị lún w= 4 mm (w/D= 0,02), móng 3PG Để minh chứng cho lời giải thích ở trên về cơ chế truyền tải trọng từ đáy bè xuống nền đất, tác giả đã tiến hành mô phỏng số bằng phần mềm PLAXIS3D. Chi tiết về nội dung mô phỏng số được trình bày trong tài liệu [16]. Hình 11 thể hiện ứng suất trong nền tại chuyển vị lún w = 4 mm (w/D = 0,02) đối với móng 3PG. Hình 12 thể hiện kết quả tương ứng đối với móng 3PR. Kết quả chỉ ra rằng ứng suất trong nền đất dưới đáy bè và xung quanh cọc đối với trường hợp 3PR lớn hơn đáng kể so với trường hợp 3PG. 31
Hình 11. Ứng suất trong nền tại chuyển vị lún w= 4 mm (w/D= 0,02), móng 3PG Tuấn, V. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng Hình 12. Ứng suất trong nền tại chuyển vị lún w = 4 mm (w/D = 0,02), móng 3PR Hình 12. Ứng suất trong nền tại chuyển vị lún w= 4 mm (w/D= 0,02), móng 3PR 4.4.Kết Kếtluận luận Từnhững Từ những kếtkết quả quả của nghiên của nghiên cứu cứu này, rút này, rútcác ra được rakết được luậncác sau:kết luận sau: - Móng bè cọc có sức kháng lớn hơn nhiều so với móng nhóm cọc tương ứng nhờ có sự tham gia cùng- chịu Móngtải bè củacọc có sức bè cọc. Đối kháng lớnhợp với trường hơncụnhiều songhiên thể của với móng nhóm cứu này, tỉ lệ cọc tương mang ứng tải của nhờ bè cọc cóchiếm sự tham từ 10%giađến cùng 50%chịu tổngtải tải của trọngbècủa cọc. ĐốiSức móng. vớikháng trường của hợp cụ thể cọc trong móngcủabènghiên cọc lớncứu hơn này, sức tỉ kháng lệ mang tải trong của cọc của bè cọcnhóm móng chiếm cọc.từ 10% đến 50% tổng tải trọng của móng. Sức kháng - Đối với cả hai trường hợp móng bè cọc và móng nhóm cọc, sức kháng của móng cọc có cọc xiên củalớncọc hơn trong móng sức kháng củabè cọccọc móng lớnkhông hơn cósứccọckháng của cọc xiên tương ứng. trong móng nhóm cọc. - Bè cọc đóng một vai trò quan trọng trong cơ chế chịu lực của móng bè cọc. Bè cọc không chỉ tham gia đáng kể vào chịu lực cùng với cọc mà còn là đóng một vai trò quan trọng trong tương tác 10 bè-đất-cọc. Chính sự truyền tải trọng từ bè xuống nền đất giúp tăng sức kháng của cọc trong móng bè cọc so với móng nhóm cọc. - Sức kháng của cọc, bao gồm sức kháng mũi và sức kháng ma sát, thay đổi theo chuyển vị lún của móng; phụ thuộc vào loại móng (móng bè cọc hay móng nhóm cọc) và vị trí của cọc trong móng (cọc giữa hay cọc bên). Lời cảm ơn Tác giả xin gửi lời cảm ơn chân thành đến giáo sư Matsumoto Tatsunori của đại học Kanazawa, Nhật Bản vì những góp ý quý báu cũng như sự hỗ trợ trong quá trình thực hiện thí nghiệm. Tài liệu tham khảo [1] Poulos, H. G., Davids, A. J. (2005). Foundation design for the emirates twin towers, Dubai. Canadian Geotechnical Journal, 42(3):716–730. 32
Tuấn, V. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng [2] Poulos, H. G., Small, J. C., Chow, H. (2011). Piled raft foundations for tall buildings. Geotechnical Engineering, 42(2):78–84. [3] Long, P. D. (2010). Piled raft—a cost-effective foundation method for high-rises. Geotechnical Engineer- ing, 41(1):149. [4] Matsumoto, T., Fukumura, K., Pastsakorn, K., Horikoshi, K., Oki, A. (2004). Experimental and analytical study on behaviour of model piled rafts in sand subjected to horizontal and moment loading. International Journal of Physical Modelling in Geotechnics, 4(3):01–19. [5] Yamashita, K., Yamada, T., Hamada, J. (2011). Investigation of settlement and load sharing on piled rafts by monitoring full-scale structures. Soils and Foundations, 51(3):513–532. [6] Unsever, Y. S., Matsumoto, T., Shimono, S., Ozkan, M. Y. (2014). Static cyclic load tests on model foundations in dry sand. Geotechnical Engineering, 45(2):40–51. [7] Vu, A.-T., Matsumoto, T., Kobayashi, S.-I., Nguyen, T.-L. (2018). Model load tests on battered pile foundations and finite-element analysis. International Journal of Physical Modelling in Geotechnics, 18 (1):33–54. [8] Kitiyodom, P., Matsumoto, T. (2002). A simplified analysis method for piled raft and pile group founda- tions with batter piles. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 26 (13):1349–1369. ¨ [9] Unsever, Y. S., Matsumoto, T., Ozkan, M. Y. (2015). Numerical analyses of load tests on model founda- tions in dry sand. Computers and Geotechnics, 63:255–266. [10] Vu, A. T., Pham, D. P., Nguyen, T. L., He, Y. (2014). 3D finite element analysis on behaviour of piled raft foundations. Applied Mechanics and Materials, 580:3–8. [11] Sơn, N. T. (2013). Móng bè - cọc (CPRF) - Giải pháp hiệu quả cho thiết kế nhà cao tầng & siêu cao tầng tại Việt Nam. Tạp chí Khoa Học Công Nghệ Xây Dựng (KHCNXD) - ĐHXD, 7(3):84–91. [12] TCVN 10304:2014. Móng cọc - Tiêu chuẩn thiết kế. [13] TCVN 10400:2015. Công trình thủy lợi - Đập trụ đỡ - Yêu cầu thiết kế. [14] TCVN 10834:2015. Móng cọc ông thép dạng cọc đơn dùng cho công trình cầu. [15] Iai, S. (1989). Similitude for shaking table tests on soil-structure-fluid model in 1g gravitational field. Soils and Foundations, 29(1):105–118. [16] Vu, A. T., Matsumoto, T. (2017). Three- dimensional numerical study on the interaction behaviours of pile group and piled raft foundations. International Conference Pile, Bali, Indonesia, F2-1-F2-10. 33