Tài liệu Phân tích sự làm việc của bè móng trên hệ cọc (tóm tắt)

PHẦN MỞ ĐẦU Sự cần thiết của nghiên cứu. Từ kết quả nghiên cứu và số liệu thống kê của 31 công trình xây dựng cao tầng của các tác giả trong nước và trên thế giới, cho thấy dường như chưa có sự quan tâm thích đáng đến sự làm việc tối ưu của bè, do đó kích thước của chúng thường có giá trị lớn. Cho nên, cần thiết phải làm sáng tỏ sự làm việc của bè, các yếu tố ảnh hưởng đến nó trong toàn bộ tương tác kết cấu bên trên – bè móng – nền, cọc. Mục đích của nghiên cứu (i) Giải thích được lý do mà các nhà tư vấn thường thiết kế chiều dày bè lớn. (ii) Từ đó đưa ra được phương pháp hoặc định hướng cho các nhà tư vấn để thiết kế hợp lý chiều dày bè, tiết kiệm nguồn lực kinh tế. Ý nghĩa lý thuyết của luận án là góp phần làm sáng tỏ sự làm việc của bè trong tương tác kết cấu – bè – nền cọc. Ý nghĩa thực tiễn của luận án là giúp tối ưu hóa được khối lượng vật tư sử dụng khi thiết kế bè móng, tiết kiệm không gian xây dựng, đáp ứng nhu cầu xây dựng ngày càng tăng của đất nước. Phương pháp nghiên cứu: Luận án sử dụng phương pháp phân tích và tổng hợp lý thuyết kết hợp với phương pháp thực nghiệm khoa học. Trước hết luận án phân tích thực tiễn thiết kế và lý thuyết về sự làm việc của bè từ các công trình, nghiên cứu đã được công bố. Tiếp theo luận án sử dụng phương pháp số và phương pháp thống kê để phân tích tách bạch, lặp lại, biến thiên từng yếu tố tác động và đánh giá, đo đạc sự biến đổi của từng yếu tố. Kết quả nghiên cứu sẽ được kiểm chứng bởi số liệu thống kê, quan trắc và kết quả nghiên cứu của một số tác giả khác. Giới hạn của nghiên cứu. Luận án tập trung phân tích sự làm việc của bè trên hệ cọc của các công trình cao tầng, có xét đến toàn bộ các tương tác với kết cấu bên trên và đất nền cũng như hệ cọc ở bên dưới. Luận án sẽ chú trọng vào sự làm việc của bè trong điều kiện tải trọng tĩnh và ứng xử đàn hồi, nhằm đảm bảo tính tương thích giữa ứng xử của bè và kết cấu bên trên và đất nền cũng như, để đơn giản khi chỉ xét đến tải trọng tĩnh. 1 Những đóng góp mới Đại đa số bè móng hiện nay chưa được quan tâm thiết kế tối ưu. Luận án đề xuất phương pháp đồ thị để xác định chiều dày bè hợp lý chỉ dựa trên 3 yếu tố là số lượng tầng, đất nền và hệ cọc. Ba yếu tố này được khẳng định là quan trọng nhất không được bỏ qua khi phân tích bè. Luận án có 5 chương, phần mở đầu, phần kết luận và các phụ lục. Các khái niệm Tyû leä taûi troïng do coïc chòu Qp/Qt hợp tổng quát của móng cọc đài bè; trong đó, móng bè và móng cọc là hai trường hợp đặc biệt, khi đó: hoặc là đất nền dưới bè hoặc là hệ cọc chịu toàn bộ tải trọng từ kết cấu bên trên. Hình 1.1 phân biệt móng bè, móng cọc và móng bè – cọc. Khái niệm về sự làm việc của cọc: Theo Randolph (1994) có 3 quan niệm về sự làm việc của cọc. Cọc 1.0 1.0 Sr =Chuyeån vò cuûa moùng beø Chuyeån vò cuûa heä moùng Moùng beø - coïc Moùng coïc Khái niệm về móng bè - cọc: Móng bè – cọc là trường 0.0 Moùng beø 1.1 TỔNG QUAN VỀ SỰ LÀM VIỆC CỦA BÈ MÓNG TRÊN HỆ CỌC Möùc ñoä giaûm chuyeån vò, Sr CHƯƠNG 1 Hình 1.1 Phân biệt móng bè, móng cọc và móng bè - cọc truyền thống làm việc ở 30 – 50% , cọc từ biến làm việc ở 70 – 80, còn cọc kiểm soát chuyển vị lệch làm việc tại 100% sức chịu tải cực hạn. Trong móng bè – cọc, cọc thường làm việc ở 80 – 100% sức chịu tải cực hạn. Quan niệm tính toán móng bè – cọc dựa trên 2 giả thiết: (i) Chuyển vị của cọc và của đất nền bằng nhau tại bè; (ii) α pr  k r α rp  k p do tính thuận nghịch. Ma trận lực – chuyển vị mô phỏng sự làm việc của móng bè – cọc được xác định bởi Randolph (1983): 2 Hình 1.2 Tương tác kết cấu – bè – nền, cọc (Pecker & Pender, 2000) Trong đó, kp wp    wp 1  k p α pr  k r  wr α rp  k p 1  k r : Chuyển vị của cọc; wr  Pp Pr : Chuyển vị của bè; : Tải trọng và độ cứng chống chuyển vị của hệ cọc; trọng và độ cứng chống chuyển vị của bè; α pr  (1) , α rp Pr , Pp , kr : Tải : Chuyển vị của cọc do lực đơn vị tác dụng tại bè và ngược lại (hệ số tương tác). Cơ chế hoạt động của bè: Bè là kết cấu trung gian nằm giữa kết cấu bên trên và nền, cọc ở bên dưới (Hình 1.2). Toàn bộ tải trọng từ kết cấu bên trên truyền xuống nền và hệ cọc thông qua bè. Ngược lại, các biến dạng, chuyển vị của đất nền và hệ cọc cũng thông qua bè, truyền ngược lên hệ thống kết cấu bên trên. Trong các quá trình đó, bè có nhiệm vụ triệt tiêu các nội lực phát sinh trong bản thân nó để cân bằng sự làm việc của kết cấu bên trên và hệ kết cấu móng ở bên dưới. Dễ dàng nhận thấy có hai phương pháp để triệt tiêu các nội lực nói trên: hoặc là tăng chiều dày bè thật lớn để gánh chịu bất cứ nội lực nào phát sinh tại bè, hoặc là kết cấu bên trên và kết cấu hệ móng phải được thiết kế hợp lý sao cho nội lực trong bè không xuất hiện hoặc xuất hiện rất nhỏ. 1.2 Số liệu thống kê từ 31 công trình móng bè – cọc trong nước và trên thế giới Hình 1.3 thể hiện chiều dày bè của 31 công trình thống kê, chúng khá dày từ 1,5 đến 8 m. Có thể nhận thấy chiều dày bè của một số công trình lệch khá xa so với đường xu hướng. Rõ ràng, chiều dày bè phụ thuộc vào số lượng tầng và nhiều yếu tố khác. 3 5 MBC MB MC 0 100 200 Soá taàng 5 0 100 Soá taàng Hình 1.3 Chiều dày bè theo thống kê 1.3 10 Chieàu daøy beø (m) 10 Chieàu daøy beø (m) Chieàu daøy beø (m) 10 200 Hình 1.4 Chiều bè theo Diep T.T.(1995) 5 PP Poulos ñieàu chænh 0 100 Soá taàng 200 Hình 1.5 Chiều dày bè theo PP Poulos mở rộng Các phương pháp phân tích bè Các phương pháp giản lược Phương pháp này dựa trên 2 giả thiết (Lopes, 1994): (i) Áp lực tiếp xúc thay đổi tuyến tính dưới bè; (ii) Áp lực tiếp xúc phân quan niệm bè cứng, giả thiết (ii) phù hợp cho quan niệm bè mềm. Nhiều tác giả đã đưa ra các biểu thức để phân biệt bè cứng và bè mềm. Tuy nhiên một số biểu thức này chỉ dùng để xác định nội lực trong bè, nhưng không xác định được biến dạng của bè. Hình 1.4 thể hiện chiều dày bè của các công trình thống kê theo phương pháp của 0.6 Chuyeån vò leäch (%) bố đều trong phạm vi chân cột. Giả thiết (i) phù hợp cho Theo thoáng keâ 0.4 Theo PRAB 0.2 0.0 Diep (1995). Cho thấy đa số các công trình thống kê đều 2 4 6 8 Chieàu daøy beø (m) thiết kế bè cứng. Các phương pháp giải tích Cơ sở của các phương pháp này là lời giải phương trình vi phân chuyển vị  w  2  của bản mỏng khi chịu uốn: d d w EI 2  q  x − p x  3 dx dx (2) Trong đó q(x) là tải trọng bên ngoài tác dụng lên bè và p(x) là phản lực nền hoặc cọc. Có rất nhiều lời giải giải tích, đưa ra các biểu thức đơn giản để tính toán chiều dày bè. Ví dụ lời giải của Kany cho trường hợp biến dạng phẳng, của Bayer và Grasshoff cho trường hợp đối xứng. Các lời giải chi tiết tập trung ở các công trình của Selvadurai, Scott, 4 Hemsley, Hình 1.6 Hợp lý hóa chiều dày bè theo phương pháp số 1.4 Schleicher, Heténey và nhiều tác giả khác. Poulos (2001) đưa ra bốn tiêu chí đánh giá ứng xử cục bộ dưới chân cột, để xác định sự cần thiết bố trí cọc tại đó. Từ bốn tiêu chí này có thể mở rộng để xác định sơ bộ chiều dày bè trong móng bè cọc. Hình 1.5 cho thấy chiều dày bè xác định theo phương pháp này chưa giải thích được trường hợp bè mỏng của Dubai Tower hay bè dày của Messerturm Tower. Các phương pháp số Phương pháp số dùng để thiết kế chiều dày bè bao gồm: Phương pháp sai phân hữu hạn, Phương pháp phần tử hữu hạn, Phương pháp phần tử biên và Phương pháp lưới hữu hạn. Hình 1.6 thể hiện kết quả phân tích chiều dày bè hợp lý bằng chương trình PRAB, được viết trên cơ sở kết hợp giữa phương pháp phần tử hữu hạn và lý thuyết đàn hồi. Phương pháp này có thể xét đến hầu hết yếu tố ảnh hưởng (đất nền, hệ cọc) nên kết quả đáng tin cậy. Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến nội lực và biến dạng của bè Ảnh hưởng của kết cấu bên trên Meyerhof (1947) là người đầu tiên nhận thấy tầm quan trọng của độ cứng kết cấu bên trên khi thiết kế móng. Các nghiên cứu cụ thể tương tác giữa đất nền – bè – kết cấu bên trên đã được chú trọng trong suốt thế kỷ 20, đặc biệt sau khi phương pháp số và ứng dụng máy tính được hoàn thiện. Summer (1957) khẳng định rằng mô men uốn trong bè tăng khi tăng độ cứng của móng và giảm khi tăng độ cứng của kết cấu bên trên. Grasshof et al. (1957) đã chứng minh được rằng độ cứng kết cấu bên trên và điều kiện ngàm giữa cột và kết cấu móng, có ảnh hưởng đến mô men uốn và áp lực tiếp xúc. Các nghiên cứu về tương tác kết cấu – bè – nền cọc cũng được thực hiện bởi Lee & Harrison (1970), Stavridis (2002), Thangaraj & Ilamparuthi (2009) và nhiều tác giả khác. Ảnh hưởng của hệ cọc Có rất nhiều công trình nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của hệ cọc đến chuyển vị và chuyển vị lệch của móng, như: ảnh hưởng của cách sắp xếp cọc dưới bè (Rabiei 2009), số lượng cọc (Poulos 2001), số lượng cọc và khoảng cách giữa các cọc (Oh et al. 2006), khoảng cách lớn giữa các cọc (Chow et al. 2001), khoảng cách từ mép bè đến cọc (Maybaum et al. 2000), chiều dài 5 cọc (Vasudev & Unikrisnan 2009), liên kết giữa cọc và bè (Eslami và Malekshah 2011). Ảnh hưởng của đất nền Thangaraj & Ilamparuthi (2009) chứng minh được rằng mô đun đàn hồi của đất nền ảnh hưởng đáng kể đến chuyển vị lệch và chuyển vị tổng thể và mô men tại chân cột giảm khi chiều dày bè và mô đun đàn hồi của đất nền tăng. Các biểu thức giải tích của Poulos (2001) dùng để xác định nhu cầu cần thiết phải bố trí cọc dưới chân cột cũng cho thấy chiều dày của bè tỷ lệ nghịch với mô đun đàn hồi của đất nền. Oh et al. (2006) khi nghiên cứu về móng bè – cọc chứng minh được mối quan hệ giữa việc giảm chuyển vị lệch và độ cứng tương đối của bè nền. Tóm lại, các tác giả đều cho rằng mô đun đàn hồi của đất nền lớn có thể làm giảm chuyển vị lệch. 1.5 Nhận xét 1. Bè làm việc chủ yếu là triệt tiêu nội lực và biến dạng xuất hiện trong nó cũng như san đều nội lực và biến dạng trong các kết cấu của hệ tương tác kết cấu bên trên – bè – nền, cọc. 2. Có hai quan niệm thiết kế bè, đó là: bè mềm và bè cứng. Bè của đa số 31 công trình thống kê đều thiết kế theo quan niệm bè cứng, do đó chiều dày của chúng lớn, không kinh tế. Do đó có thể kỳ vọng áp dụng quan niệm bè mềm để lựa chọn chiều dày hợp lý. Lời giải của phương pháp gần đúng không có cơ sở lý thuyết để phân tích chiều dày bè hợp lý. Các lời giải của phương trình vi phân chuyển vị thường rời rạc, do có nhiều biến số. Còn phương pháp số cần nhiều thời gian công sức, nhiều chuyên môn khác nhau để xử lý số liệu và phối hợp tính toán, cần có sự phối hợp của kỹ sư kết cấu và kỹ sư địa kỹ thuật. 3. Ứng xử chịu lực và biến dạng của bè phụ thuộc vào ba nhóm yếu tố: đất nền, hệ cọc và kết cấu bên trên. 6 CHƯƠNG 2 PHƯƠNG PHÁP LUẬN, CƠ SỞ CỦA CHƯƠNG TRÌNH PRAB VÀ THIẾT LẬP MÔ HÌNH NGHIÊN CỨU 2.1 Phương pháp luận Từ các nghiên cứu có thể nhận thấy có hai nhóm yếu tố: (i) Thứ nhất, chiều dày bè ảnh hưởng đến sự phân phối nội lực và biến dạng của kết cấu bên trên, đất nền và hệ cọc và của chính bản thân bè; (ii) Thứ hai, kết cấu bên trên, đất nền và hệ cọc ảnh hưởng đến S khả năng chịu lực và biến dạng của bè. Do đó, chuyển vị lệch (biến dạng) t dày bè như sau: , có thể viết như là một hàm số phụ thuộc vào chiều  S  f st ,τ t  ,σ t , H t , E s t  , HC t , K kc t   (3) H t  ,E s t , HC t , K kc t  Trong đó lần lượt là mối quan hệ giữa số tầng, mô đun đàn hồi của đất nền, sơ đồ hệ cọc và độ cứng kết cấu bên trên với chiều st,τ t,σ t dày bè; là các hàm biến dạng, ứng suất cắt, ứng suất do uốn theo biến số chiều dày bè. Để đơn giản, có thể kiểm tra khả năng chịu cắt của bè riêng rẽ sau khi lựa chọn được chiều dày bè hợp lý trên cơ sở chuyển vị lệch cho phép. Do đó hàm (3) có thể viết gọn lại như sau:  S  f st  , H t  ,E s t  , HC  t  , K kc  (4) Chiều dày bè hợp lý về mặt lý thuyết có thể xác định được khi: S  S cp  0.2 TCVN  0.05  Burland ∧Wroth ,1975 (5) S cp là chuyển vị lệch tối đa cho phép. Phân tích chiều dày bè hợp lý là tìm nghiệm của phương trình (5). Lời giải sẽ được thực hiện bằng phương pháp đồ thị và sẽ được trình bày ở chương 4. 7 2.2 Cơ sở lý thuyết của chương trình PRAB Mô phỏng móng bè – cọc trong PRAB Chương trình PRAB được lập bởi Kitiyodom & Matsumoto (2002, 2003) trên cơ sở phát triển từ các mô hình của Clancy & Randolph (1993) và Poulos (1991, 1994). Hình 2.1 thể hiện mô hình tương tác giữa bè, cọc và nền, trong đó bè được rời rạc bằng các phần tử hữu hạn tứ giác, cọc được rời rạc thành các phần tử hữu hạn dạng thanh, và đất nền được mô phỏng bằng các lò xo tương tác. Mỗi nút bè hoặc cọc được liên kết với x 3 lò xo nền: phương , y. z . Ứng xử ứng suất – biến dạng của đất nền theo lý thuyết đàn hồi Độ cứng của các lò xo tại các nút của bè và mũi cọc được xác định theo lời giải đàn hồi của Muki (1961) cho trường hợp tải trọng phân bố trên bản cứng hình tròn nằm trên bán không gian đàn hồi. Độ cứng của các lò xo do ma sát dọc thân cọc xác định bởi lời giải đàn hồi của Randolph & Wroth (1978). Trường hợp đất nền nhiều lớp, sử dụng lời giải của Lee (1991). Tương tác giữa các lò xo (lực và chuyển vị tại các nút bè hoặc cọc) được mô phỏng bởi lời giải của Mindlin (1936). Độ cứng của lò xo nền theo phương đứng và phương ngang dưới bè và dưới mũi cọc (Muki, 1961): R Kz  R 4Gs a 6 1−ν s R Kx K y 32 1−ν s G s a 7 7−8 ν s Độ cứng của lò xo nền theo phương đứng và phương ngang dọc thân cọc xem Hình 2.2 (Randolph & Wroth, 1978): P  K z 2 π G s ∆ L  ln r m  r 0 8  (8) P x P y K  K  ζ E s Δ L 9  y b b y x Bè: Các phần tử phẳng tứ giác (PTHH) Cọc: Các phần tử dầm (PTHH) Đất nền: Các lò xo tương tác Hình 2.1 Mô phỏng đất nền xung quanh cọc (Randolph & Wroth, 1978) Hình 2.1 Mô phỏng móng bè – cọc (Kitiyodom, 2002) Ứng xử ứng suất – biến dạng dọc thân cọc theo lý thuyết đàn hồi Phương pháp Coyle & Reese (1966) còn có tên gọi là phương pháp truyền tải t - z, được sử dụng để mô phỏng ứng xử ứng suất biến dạng dọc thân cọc. Phương pháp phần tử hữu hạn mô phỏng ứng xử của móng bè – cọc Ma trận độ cứng tổng thể của hệ móng:  C  K  K   w    K   w    F  10 r  p Trong đó C là ma trận độ cứng do tương tác, K r là độ cứng của bè, Kp là độ cứng của cọc, w là ma trận chuyển vị, F là ngoại lực tác dụng lên bè. 2.3 Thiết lập mô hình nghiên cứu Để phân tích sự tác động của sự biến thiên các yếu tố ảnh hưởng đến chiều dày bè, luận án thiết kế nhiều mô hình có kích thước bè, sơ đồ bố trí cọc, tham số hệ cọc, và đặc trưng của đất nền thay đổi, tuy nhiên trong mỗi mô hình sức chịu tải của hệ cọc luôn luôn không đổi. 9 Lựa chọn công trình nguyên mẫu Treptower Berlin, Đức được đề xuất là công trình nguyên mẫu để thiết lập mô hình nghiên cứu. Kết cấu móng bè – cọc và hệ kết cấu bên trên của nguyên mẫu thể hiện trên Hình 2.3. 2.3.1 Thiết kế công trình mô hình Kết cấu bên trên Kết cấu bên trên là khung BTCT cao 30, 40, 50 tầng, thiết kế theo TCVN (Bảng 2.3). Nội lực và chuyển vị tại chân cột lấy từ kết quả tính toán bởi ETABS, chúng được sử dụng như là tải trọng đầu vào cho PRAB, để tính toán chuyển vị, nội lực trong bè, cọc và ứng suất trong nền. Hình 2.3 Nguyên mẫu công trình Treptower Ghi chú: H là số lượng tầng, t là chiều dày bè, Lc là khoảng cách cột, D p là đường kính cọc, Lp là chiều dài cọc, n là số lượng cọc, ES là mô đun đàn hồi của đất nền dưới bè. Kết cấu bè Bè trong mô hình được thiết kế có chiều dày thay đổi trong phạm vi từ 2 đến 8m tương ứng với chiều dày bè của các công trình thống kê. Mô hình nền Mô hình nền sử dụng trong nghiên cứu là mô hình nền Winkler. Tuy nhiên độ cứng của các lò xo nền và tương tác giữa các lò xo với nhau được tính toán theo lời giải đàn hồi của Muki (1961) và Mindlin (1936). Các đặc trưng chịu lực của đất nền tại Q1 TP HCM được sử dụng để thiết kế mô hình. Các đặc trưng này được tác giả của luận án tổng hợp từ các báo cáo khảo sát địa 10 chất của khách sạn New Star tại 36 Mạc Đĩnh Chi, tòa nhà Vietcom Bank, tòa nhà Vincom và thống kê của Châu Ngọc Ẩn. Lựa chọn chiều dài, đường kính và sơ đồ bố trí cọc Sức chịu tải cực hạn của cọc có thể xác định theo TCXD 45-78, TCVN 205-1998 và 1034:2014: (i) Theo chỉ tiêu cường độ, FSmasát = 2, FSmũi = 3; (ii) Theo Meyerhoff, FS = 2 – 3; (iii) Phương pháp của Nhật bản, FS = 2 – 3; (iv) Phương phăp  (Fellenius, 2011), FS = 2 – 3. Các mô hình (sơ đồ) móng được thiết lập trên cơ sở phương pháp Poulos – Davis – Randolph, sao cho thỏa mãn phương trình (11).  0.7−1.0 ∑ P p , ult  P r ,ult Tải trọng công trình MN  11  Trong đó Pp, ult là sức chịu tải cực hạn do cọc chịu, Pr, ult là sức chịu tải cực hạn do nền dưới bè chịu. Tham số của các mô hình nghiên cứu đã được lập thành bảng. 2.4 Nhận xét 1. Phương pháp luận của nghiên cứu dựa trên giả thiết: chiều dày bè hợp lý là chiều dày mà tại đó chuyển vị lệch tương đối có giá trị khoảng 0,2%. Tại chuyển vị lệch này nội lực và biến dạng của kết cấu bên trên và nền, cọc ở bên dưới không bị phân phối lại so với giả thiết ban đầu, tránh nguy cơ phá hoại các kết cấu. 2. Chương trình PRAB là sự kết hợp giữa phương pháp phần tử hữu hạn và lý thuyết đàn hồi, có thể tính toán được nội lực và biến dạng trong bè, trong cọc cũng như ứng suất của đất nền xung quanh cọc, phù hợp để phân tích sự làm việc của bè trên hệ cọc. 3. Các mô hình được thiết kế nhằm mục đích để kiểm chứng đánh giá của các tác giả đề cập ở chương 1, về sự làm việc của bè và các yếu tố ảnh hưởng đến sự làm việc đó. So sánh kết quả tính toán bởi phương pháp PDR và chương trình PRAB, cho thấy các mô hình được xây dựng và chương trình PRAB là đáng tin cậy, có giá trị để sử dụng cho nghiên cứu tiếp theo. 11 CHƯƠNG 3 NGHIÊN CỨU ĐÁNH GIÁ CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN SỰ LÀM VIỆC CỦA BÈ BẰNG PRAB Phân tích ảnh hưởng của các tổ hợp tải trọng đến chuyển vị và nội lực trong bè 3.1 Hình 3.1 cho thấy ảnh hưởng của các tổ hợp tải trọng đến phân bố chuyển vị và nội lực trong bè là không lớn, ngoại trừ trường hợp tải trọng ngang tĩnh có giá trị bằng 10% tải trọng thẳng đứng, mà điều này ít khi xảy ra. Do đó, phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến chiều dày bè chỉ cần giới hạn trong điều kiện tải trọng thẳng đứng, bỏ qua các ảnh hưởng không lớn của tải trọng động đất và gió. 1.0 0.5 0.0 (b) MC qua taâmbeø 1.0D+1.0L 1.0D+1.0W 0.9D+0.65L+0.65E 1.0D+1.0F S / Smax N / Nmax 0.5 (a) 1.0D+1.0L 1.0D+1.0W 0.9D+0.65L+0.65E 1.0D+1.0F 1.0 M / Mmax 1.0 1.0D+1.0L 1.0D+1.0W 0.9D+0.65L+0.65E 1.0D+1.0F 0.9 0.0 (c) MCqua taâmbeø MCqua taâmbeø Ghi chú: D là tĩnh tải, L là họat tải, W là tải gió, E là tải động đất, F là tải ngang tĩnh tại bè (~ 10% tải đứng. Hình 3. 1 Phân bố nội lực và chuyển vị khi công trình chịu tải trọng khác nhau 3.2 Phân tích ảnh hưởng của chiều dày bè đến nội lực và biến dạng Ảnh hưởng của chiều dày bè đến mô men uốn H 3.3, 3.4 cho thấy mô men uốn trong bè tăng khi chiều dày của bè tăng và rất khó khăn để chọn được sơ đồ bố trí cọc hợp lý để đảm bảo mô men uốn nhỏ nhất. Nhưng khi sơ đồ bố trí cọc (chiều dài, số lượng, đường kính) hợp lý (H3.2, 3.5) thì mô men uốn xuất hiện trong bè nhỏ, do đó không cần thiết phải tăng chiều dày bè. Tóm lại, khi sơ đồ bố trí cọc hợp lý, chiều dày bè không cần thiết kế dày, do không cần thiết phải tăng chiều dày bè để giảm chuyển vị lệch. Ảnh hưởng của chiều dày bè đến biến dạng Hình 3.6 cho thấy khi chiều dày bè tăng chuyển vị lệch giảm về giá trị “0”. Có thể nhận thấy vai trò chiều dày bè làm giảm chuyển vị lệch tương đối hay biến dạng của nó là rất lớn. Điều này giải thích vì sao chiều dày bè thường được thiết kế lớn. 12 0 0 t = 3m t = 5m t = 8m t=2m t=4m t=6m -150 -200 Dp = 2m -450 MC qua taâmbeø Hình 3.2 Sự phân phối Mx theo sơ đồ bó trí cọc 169 coïc,D1m 25 coïc,D2m 25 coïc,D2.5m Mx (MNm) 300 t=3m t=5m t=8m 0 -100 -300 -200 MC qua taâmbeø Hình 3.3 Sự phân phối Mx tại SĐ1theo ( t ) 49 coïc,D2m 49 coïc,D2.5m 25 coïc,D3m MC qua taâmbeø Hình 3.4 Sự phân phối Mx tại SĐ1theo( t ) S max - Smin (mm) -400 t = 2m t= 4m t = 6m Mx (MNm) SÑ2 SÑ4 Mx (MNm) Mx (MNm) 200 SÑ1 SÑ3 SÑ5 0 ÑK2m, SÑ4 ÑK2m, SÑ1 ÑK1m, SÑ4 ÑK1m, SÑ3 ÑK1m, SÑ2 ÑK1m, SÑ1 200 150 0 400 -150 4 8 Chieàu daøy beø (m) MCqua taâmbeø Hình 3.5 Phân bố Mx tại SĐ 4 theo np Hình 3.6 Ảnh hưởng của ( t ) đến DS/L 3.3 Phân tích ảnh hưởng của kết cấu bên trên Ảnh hưởng của độ cứng kết cấu bên trên Hình 3.7 cho thấy khi có xét đến độ cứng kết cấu bên trên, chuyển vị lệch giảm từ 4 – 15% tùy theo chiều dày của bè. Ngoài ra, lực dọc tại chân cột xung quanh chu vi bè ngoại trừ cột ở góc bè giảm đến 8%, các cột ở tâm bè tăng đến 12%, tức là xu hướng san đều lực dọc tại các chân cột. Khi tỷ số chiều dày bè và chiều cao công trình ( tH ) lớn hơn 4% (các trường hợp bè dày), độ cứng kết cấu bên trên ảnh hưởng không đáng kể đến chuyển vị lệch. Do đó, có thể bỏ qua ảnh hưởng của độ cứng kết cấu bên trên khi phân tích chiều dày bè của các công trình móng bè – cọc. Ảnh hưởng của chiều cao công trình Hình 3.8 cho thấy: i) Nếu tăng số lượng tầng từ 30 đến 200, thì chuyển vị lệch tăng; ii) Chuyển vị lệch luôn luôn giảm về giá trị bằng “0” khi chiều dày bè tăng, điều này đúng cho mọi công trình dù cao 200 tầng hay chỉ 30 tầng. Có thể nhận thấy chiều dày bè phụ thuộc vào số 13 lượng tầng đúng như khẳng định của Chen & Diep (1990), Tomlinson (1994), Möùc giaûm chuyeån vò leäch khi xeùt ñeán ñoä cöùng keát caáu beân treân 10 5 0 4 t / H (%) 8 Hình 3.7 Ảnh hưởng của Kkc đến DS 100 30 taàng 40 taàng 50 taàng 200 taàng 200 300 2 4 6 8 Chieàu daøy beø (m) Hình 3.8 Ảnh hưởng của H đến DS Smax - Smin mm 0 15 Smax - Smin (mm) Möùc giaûm % Diep T. T. (1995), do đó số lượng tầng là yếu tố rất quan trọng khi phân tích bè. t=8m t=6m t=5m t=4m 0 20 t=3m 40 60 t=2m 6 9 12 Böôùc coät (m) Hình 3.9 Ảnh hưởng của Lc đến DS Ảnh hưởng của bước cột Hình 3.9 cho thấy: (i) Khi khoảng cách cột tăng chuyển vị lệch tăng, tuy nhiên không đáng kể; (ii) Ảnh hưởng của khoảng cách cột đến chuyển vị lệch có thể được bù đắp nếu chiều dày bè đủ lớn. Nói cách khác có thể bỏ qua ảnh hưởng của khoảng cách cột khi phân tích chiều dày bè trong móng bè, móng cọc và móng bè – cọc, do chiều dày bè thường được thiết kế lớn. 3.4 Ảnh hưởng của đất nền đến chuyển vị lệch Ảnh hưởng của lớp đất nền ngay dưới bè Từ các phân tích ở chương 3 cho thấy vùng đất nền nằm tiếp giáp với bè chịu ứng suất rất lớn. Hình 3.10 chỉ rõ khi tăng mô đun đàn hồi của lớp đất có chiều dày khoảng 10% - 20% lần bề rộng bè nằm ngay dưới bè từ 30 đến 200 MPa, thì chuyển vị lệch giảm về giá trị gần bằng “0” và do đó có thể làm giảm chiều dày bè. Như vậy vai trò của mô đun đàn hồi của lớp đất nền nằm ngay dưới bè là một trong các yếu tố quan trọng không thể bỏ qua khi phân tích chiều dày bè. Hình 3.11 cho thấy: i) Nếu khoảng cách giữa mũi cọc và tầng đất cứng đủ lớn (> 2 m), chuyển vị lệch giảm nhưng chuyển vị trung bình tăng; ii) Nếu mũi cọc nằm trong phạm vi cách nền đất cứng từ 0 đến 2 m, ứng xử chuyển vị của cọc rất nhạy cảm. Từ đó cho thấy, cần đặc biệt lưu ý khi thiết kế chiều dày bè trong trường hợp quan niệm thiết kế móng cọc đặc biệt là cọc chống. Khi nền đất chịu lực dưới mũi cọc không đồng đều (bao gồm cả cao độ và tính chất cơ lý), có thể 14 làm gia tăng chuyển vị lệch, do đó cần tăng dự phòng chiều dày bè để cân bằng 0 Smax - Smin (mm) Smax - Smin (mm) các nội lực và chuyển vị phát sinh trong quá trình làm việc của bè. 50 100 L=6.2 m L=9.3 m L=3.1m 150 0 100 Es (MPa) 50 E=200 MPa 100 E=1000, 1500 MPa 150 0 10 20 30 200 dn (m) Hình 3.11 Ảnh hưởng của Es đất nền dưới mũi cọc đến DS Hình 3.10 Ảnh hưởng của Es dưới bè đến DS 3.5 0 Ảnh hưởng của hệ cọc đến chuyển vị lệch Ảnh hưởng của sơ đồ bố trí cọc Hình 3.12 – 3.15 cho thấy, sơ đồ bố trí cọc có ảnh hưởng mạnh mẽ đến chuyển vị và chuyển vị lệch. Để chọn sơ đồ tối ưu đồng thời thỏa mãn chuyển vị tổng thể nhỏ nhất và chuyển vị lệch nhỏ nhất là tương đối khó khăn. Tương tự, để chọn sơ đồ tối ưu duy nhất cho mọi công trình lại càng khó hơn. Tuy nhiên ứng với mỗi một công trình cụ thể có thể tìm được sơ đồ bố trí cọc hợp lý nhất. Đối với công trình nghiên cứu, sơ đồ 4 – cọc phân bố đều được xem là hợp lý nhất Ảnh hưởng của số lượng cọc Hình 3.16, 3.17 cho thấy, việc gia tăng số lượng cọc luôn luôn giảm được chuyển vị lệch cho dù thay đổi chiều dài hay tăng đường kính cọc. Khi thiết kế móng, có thể chọn cọc có đường kính nhỏ với chiều dài (số lượng) cọc hợp lý, thì có thể giảm chuyển vị lệch hiệu quả hơn. Ảnh hưởng của khoảng cách giữa các cọc Hình 3.18, 3.19 cho thấy khi tăng khoảng cách giữa các cọc, thì chuyển vị lệch tăng. Khoảng cách giữa các cọc trong hệ cọc, nằm trong mối ràng buộc với số lượng, chiều dài, đường kính và sơ đồ bố trí. Vì thế, trong năm yếu tố này, chỉ cần quan tâm đến sơ đồ bố trí cọc và chiều dài cọc để phân tích chiều dày bè. 15 SÑ2 SÑ4 300 350 400 D=1m, t = 3m SÑ1 SÑ3 SÑ5 0 SÑ2 SÑ4 75 100 SÑ2 SÑ4 300 MCqua taâmbeø MCqua taâmbeø SÑ1 SÑ3 SÑ5 200 150 450 D=2m, t= 3m Chuyeån vò (mm) SÑ1 SÑ3 SÑ5 Chuyeån vò (mm) Chuyeån vò (m) Dp=2.5m, t= 3m MC qua taâmbeø SÑ4 SÑ5 300 350 MCqua taâmbeø 0 20 40 60 80 0 Khaùc Dp 50 100 150 np (coïc) Smax - Smin (mm) 250 Dp = 3m, t = 3m Smax - Smin (mm) Chuyeån vò (m) Hình 3.12 Ảnh hưởng Hình 3.13 Ảnh hưởng Hình 3.14 Ảnh hưởng của của sơ đồ bố trí cọc đến của sơ đồ bố trí cọc sơ đồ bố trí cọc đến S (Dp S (Dp = 2.5m) = 2m) đến S (Dp = 1m) 20 Khaùc Lp 30 40 50 20 np 40 Hình 3.16 Ảnh Hình 3.17 Ảnh hưởng của Hình 3.15 Ảnh hưởng hưởng của n đến S số lượng cọc đến n đến S p p của sơ đồ bố trí cọc đến (D thay đổi) (Lp thay đổi) p S (Dp = 3m) Ảnh hưởng của đường kính cọc Việc lựa chọn đường kính cọc ngoài các yếu tố về đất nền dưới mũi cọc, thì khả năng chịu lực ngang và mô men phải được đảm bảo. Lựa chọn đường kính cho cọc sao cho chiều dài, số lượng và sơ đồ bố trí của chúng hợp lý. Hình 3.16, 3.17, 3.21 cho thấy chiều dài chứ không phải đường kính cọc có khả năng giảm chuyển vị. Ảnh hưởng của chiều dài cọc Hình 3.22 cho thấy, khi tăng chiều dài cọc, thì chuyển vị chuyển vị lệch tương đối giảm. Chiều dài cọc lớn, sơ đồ cọc tương đối hợp lý, có thể làm giảm đồng thời chuyển vị tổng thể và chuyển vị lệch. Chiều dài hiệu quả để giảm chuyển vị là 0.833 ~ 1.25 lần chiều rộng bè, đúng như nhận xét của Vasudev và Unnikrisnan (2009). Ảnh hưởng của độ cứng hệ móng Hình 3.23 cho thấy chuyển vị tổng thể của công trình tăng khi độ cứng của hệ móng giảm. Thực tế, độ cứng của hệ móng 16 chủ yếu phụ thuộc vào hệ cọc. Do đó, hệ cọc có vai trò rất quan trọng trong việc 100 SÑ4 Max Min TB 200 2 4 dp (x D) 6 40 50 Lp khaùc nhau 2 4 dp (x D) 6 50 2 Dp (m) 3 Hình 3.21 Ảnh hưởng của Dp đến DS 1.0 SÑ4, Lp= 31 m, np thay ñoåi 100 200 Min TB Max 300 1 2 3 4 Hình 3.20 Ảnh hưởng của Dp đến S Hình 3.19 Ảnh hưởng của của dp đến DS 300 0.31% 200 0.5 0.65% 1 0 Dp (m) 0.0 0 100 Khaùc n p 3.6 30 SD/L (%) S max - Smin (mm) Hình 3.18 Ảnh hưởng của dp đến S 20 Chuyeån vò (mm) Khaùc Lp Dp = 2 m Chuyeån vò TB (mm) 0 S max - Smin (mm) Chuyeån vò (mm) giảm chuyển vị tổng thể và hậu quả cuối cùng là làm giảm chuyển vị lệch. 100 0.833 - 1.25B û 30 Lp (m) 60 Hình3.22 Ảnh hưởng của Lp đến S 0 4 6 8 Ñoä cöùng moùng (GPa) Hình 3.23 Ảnh hưởng của Kpr đến S Nhận xét 1. Ảnh hưởng kết hợp của tải trọng động đất và gió đến nội lực và biến dạng trong bè tương tự như tải trọng tĩnh. Do đó có thể yên tâm phân tích chiều dày bè khi công trình chỉ chịu tải trọng tĩnh. 2. Biến dạng của bè (nội lực có thể bỏ qua khi chiều dày bè đủ lớn) quyết định đến sự làm việc của toàn hệ tương tác kết cấu – bè – nền cọc, đặc biệt là khi công trình có số lượng tầng lớn, đất yếu và hệ cọc không hợp lý. Ngoài ra chiều dày bè lớn có thể phân phối đồng đều tải trọng chân cột, nội lực ở đầu cọc, nội lực dọc thân cọc và ứng suất trong nền xung quanh cọc. 3. Cần chú trọng ba yếu tố chính khi phân tích biến dạng của bè (chuyển vị lệch của móng), đó là: (i) hệ cọc (chiều dài, sơ đồ), (ii) kết cấu bên trên (số lượng 17 tầng, độ cứng của kết cấu bên trên), và (iii) mô đun đàn hồi của đất nền. Có thể bỏ qua ảnh hưởng của các yếu tố khác đã đề cập trong chương này. CHƯƠNG 4 THIẾT LẬP PHƯƠNG PHÁP ĐỒ THỊ ĐỂ ƯỚC TÍNH CHIỀU DÀY BÈ 4.1 Phương pháp A, chỉ xét đến số lượng tầng Hình 4.1 thể hiện mối quan hệ chiều dày bè và chiều cao công trình, theo kết quả tính toán bằng PRAB cho các mô hình trên Bảng 4.1 và theo các kết quả thống kê. Cho thấy chiều dày bè xác định theo PRAB tại chuyển vị lệch tương đối 0,2% (sau đây gọi tắt là Phương pháp A) gần như trùng khớp với đường xu hướng của kết quả thống kê. Điều này là hợp lý do hầu hết các công trình thống kê cũng có mô đun đàn hồi 50 MPa. Bè của một số công trình có mô đun đàn hồi lớn hơn hoặc nhỏ hơn hoặc trường hợp móng cọc, nằm lệch ra khỏi đường xu hướng này. Như vậy, có thể kỳ vọng mối quan hệ chiều dày bè – số tầng theo PRAB, sẽ phản ánh đúng thực tế, nếu cập nhật sự thay đổi mô đun đàn hồi của đất nền dưới bè và ảnh hưởng của hệ cọc. 4.2 Phương pháp B, có xét đến ảnh hưởng đồng thời của đất nền và số lượng tầng Hình 4.2, 4.3, 4.4, 4.5 thể hiện mối quan hệ chiều dày bè – số lượng tầng tính toán theo PRAB tại các giá trị mô đun đàn hồi của lớp đất dưới đáy bè có chiều dày 0,2B (B là bề rộng của bè) lần lượt là 30, 50, 100, 150 MPa. Tổng hợp đồ thị của các hình này tại chuyển vị lệch tương đối 0,2% là các đường cong tương tác để xác định chiều dày bè các công trình khi biết số lượng tầng và mô đun đàn hồi của đất nền, sau đây gọi tắt là phương pháp B hay đồ thị tương tác, xem Hình 4.6. 18 0 E = 50 MPa 100 Soá taàng 200 Hình 4.1 Phương pháp A Chieàu daøy beø (m) 10 E=100 MPa MC MB MBC 100 200 Soá taàng Hình 4.4 Phương pháp B, E=100MPa 100 200 Soá taàng E=30MPa Hình 4.2 Phương pháp B, E=30MPa MBC MC MB 5 0 E=150 MPa 100 200 Chieàu daøy beø (m) MC MB MBC 0 10 5 0 5 5 MBC MB MC 0 E=50 MPa 100 200 Soá taàng Hình 4.3 2 Phương pháp B, E=50MPa 10 Chieàu daøy beø (m) Chieàu daøy beø (m) 5 10 10 Chieàu daøy beø (m) Chieàu daøy beø (m) 10 DS/L=0.2% 5 0 Soá taàng 100 Soá taàng 200 Hình 4.5 Phương pháp Hình 4.6 Chiều dày bè B, E=150MPa theo E và số tầng Sử dụng các đường cong tương tác trên Hình 4.6 để xác định chiều dày bè của 31 công trình thống kê, xem bảng 5.2 và các hình vẽ trong Luận án. Cho thấy: (i) Chiều dày bè của các công trình móng bè - cọc theo phương pháp này và kết quả thống kê là tương đối phù hợp. (ii) Chiều dày bè của các công trình móng cọc theo phương pháp này lớn hơn so với kết quả thống kê. Lý do là cọc trong móng cọc có độ cứng lớn hơn cọc trong mô hình (móng bè - cọc). (iii) Chiều dày bè của các công trình móng bè theo phương pháp này mỏng hơn so với kết quả thống kê, do móng bè không có cọc trong khi mô hình được thiết kế là móng bè - cọc. Từ nhận xét trên cho thấy cần phải bổ sung cho phương pháp B ảnh hưởng của hệ cọc, đặc biệt là ảnh hưởng của chiều dài cọc. 19 4.3 Phương pháp có xét đến ảnh hưởng đồng thời của số lượng tầng, mô đun đàn hồi của đất nền và hệ cọc. Phương pháp đồ thị. Từ Bảng 4.2 và 4.3, phương pháp đồ thị có thể phát biểu: Chiều dày bè xác định được theo phương pháp B ở mục 4.2 trên đây sẽ được điều chỉnh bởi hệ số ảnh hưởng do hệ cọc “K”. Hệ số K được xác định trên cơ sở chiều dài cọc hợp lý (0,833 – 1,25B) như phân tích ở chương 3, như sau: • Đối với các công trình có tỷ số chiều dài cọc lớn hơn 1,25B, hệ số điều chỉnh lấy K < 1,0. Giá trị nhỏ nhất của hệ số điều chỉnh là trường hợp móng cọc từ 0,5 ~ 0,77 lần (Bảng 4.2). Bảng 4.2 Công trình Bitexco Việtcombank tower Sailing tower Saigon Pearl Hyde Park Calvary Bảng 4.3 Chiều dày bè của các công trình móng cọc ttk tppB k = 0,2% tppB k= 0,05% Lc /B Tỷ số ttk/tppB 4,0 2,75 2,5 2,5 1,52 6,0 5,0 3,3 4,9 2,0 8,9 8,5 6,7 8,4 4,75 2,2 – 2,5 1,35* 2,85 2,3 0,92** 0,67 0,55 0,76 0,51 0,76 Chiều dày bè của các công trình được thiết kế dạng móng bè Công trình IHC Commerz Bank, Franfurt Bảo gia, HCM DRB - FBC H (tầng) ttk (m) tppB (2%) ( m) Tỷ số ttk/tppB 15 27 27 37 2,0 3,0 2,5 4,0 1,6 2,4 2,4 3,1 1,25 1,25 1,04 1,29 Ghi chú: ttk: chiều dày thiết kế; tPRAB+đ: chiều dày bè theo phương pháp PRAB có xét đến đất nền, H: số lượng tầng. • Với các công trình có chiều dài cọc nhỏ hơn giá trị 0,833B, chiều dày bè được điều chỉnh bằng hệ số K từ lớn hơn 1,0. Giá trị lớn nhất của hệ số này là K > 1,25 đó là trường hợp móng bè (Bảng 4.3). • Đối với các công trình móng bè – cọc, có tỷ số chiều dài cọc và bề rộng bè từ 0,833B đến 1,25B, hệ số điều chỉnh lấy xung quanh giá trị K 1,0 đó là trường hợp móng bè – cọc hợp lý; 20 1,0. K =