Báo cáo NCKH

BÁO CÁO NGHIÊN CỨU KHOA HỌC GVHD: ThS. NGUYỄN QUỐC TUYẾN

1

Lời cảm ơn


2

Mục LụcPhần 1: Dẫn nhập ............................................................................................................................ 3

I. Lý do chọn đề tài. ...................................................................................................................... 3

II. Tổng quan về lịch sử nguyên cứu và giới thiệu chung về đề tài. .............................................. 4

III. Giới hạn đề tài........................................................................................................................ 7

IV. Mục tiêu và nhiệm vụ nghiên cứu: ........................................................................................ 7

Phần 2: Nội dung nghiên cứu .......................................................................................................... 8

I. Tổng quan về hiện tượng ma sát âm.......................................................................................... 8

1. Định nghĩa.............................................................................................................................. 8

2. Nguyên nhân và các trường hợp xuất hiên. ........................................................................... 9

3. Các yếu tố ảnh hưởng đến ma sát âm. ................................................................................. 14

4. Những tác động của ma sát âm lên nền móng công trình. ................................................... 15

5. Các trường hợp cần xem xét đến ảnh hường của ma sát âm theo quy phạm nước ta.......... 17

II. Cơ sở lý thuyết và công thức tính toán. ................................................................................... 18

1. Theo Joseph E.Bolwes (Foundation analysis and design) ................................................... 18

2. Mô hình tính toán ma sát âm bằng phần mềm PTHH Plaxis............................................... 21

III. Ứng dụng lý thuyết tính toán vào thực tế địa chất quận 7. .................................................. 25

1. Phương pháp đại số.............................................................................................................. 25

2. Sử dụng phần mềm PTHH Plaxis. ....................................................................................... 28

IV. Các biện pháp khắc phục. .................................................................................................... 43

1. Khái quát chung về các giải pháp. ....................................................................................... 43

2. Các giải pháp thiết kế và thi công móng hạn chế ảnh hưởng của ma sát âm....................... 45

Phần 3: Kết luận, kiến nghị. .......................................................................................................... 46

I. Kết luận ................................................................................................................................... 46

II. Kiến nghị: ................................................................................................................................ 47

Phần 4: Phụ luc.............................................................................................................................. 48

Tài liệu tham khảo .............................................................................................................................. 51


3

Phần 1:Dẫn nhập

I. Lý do chọn đề tài.

1. Lý do khách quan

Như ta đã biết khu vực Q.7 hiện nay đang là một trong những khu vực đầy tiềm

năng, có tốc độ phát triển rất nhanh cả về kinh tế lẫn cơ sở hạ tầng, trong tương lai không

xa Q.7 sẽ trở thành một trung tâm kinh tế, một khu dân cư hiện đại của TP.Hồ Chí Minh.

Vì vậy, nhiều khu chung cư và cao ốc văn phòng đã, đang và sẽ được xây dựng ngày càng

nhiều trong khu vưc Q.7.

Tuy nhiên, xét về mặt địa chất, Q.7 được hình thành trên lớp trầm tích trẻ, với chiều

sâu của lớp đất yếu, chưa cố kết có thể lên đến hàng chục mét, dẫn đến khả năng chịu tải

của lớp đất nền tương đối yếu.Vì vậy khi thi công phần móng cho những công trình nhà cao

tầng ở đây, phương án thường được chọn là thi công móng cọc. Tuy nhiên đôi khi sử dụng

phương án này cũng xảy ra sự cố và một trong những sự cố thường gặp nhất chính là do

hiện tượng ma sát âm gây ra.

Khi tình toán và thiết kế một công trình, đặc biệt là đối với công trình nhà cao tầng,

thì việc tính toán phần móng bao giờ cũng là phần quan trọng nhất, nó có thể chiếm hơn

30% trong việc quyết định tính bền vững của công trình cũng như về kinh phí, nếu như

phần móng bị sự cố thì công trình sẽ có nguy cơ bị sụp đổ hoặc không thể sử dụng đươc,

ngoài ra chi phí cho việc sữa chữa phần móng cũng là rất lớn, điều đó sẽ anh hưởng không

nhò đến tính kinh tế của công trình.

Do điều kiện địa chất của Q.7 có những yếu tố gây nên hiện tượng ma sát âm, gây ra

những sự cố cho phần móng. Với tầm quan trong của công việc tính toán thiết kế móng thì

người kĩ sư thiết kế phải cân nhắc, lựa chọn phương án thiết kế và thi công thích hợp để

hạn chế hiện tượng này. Để làm được điều đó thì người kĩ sư cần phải có những hiểu biết

nhất định về bản chất của hiện tượng ma sát âm, cũng như một số biện pháp khắc phục.

Tuy nhiên hiện tương ma sát âm hiện nay vẫn còn khá mới mẻ ở nước ta, số tài liệu

và các nhà chuyên môn nghiên cứu về vấn đề này vẫn còn khá ít, ngay cả quy phạm vẫn

chưa đề cập một cách đầy đủ về vấn đề này, chủ yếu vẫn là sử dụng tài liệu tiếng nước

ngoài để tính toán. Do đó việc nghiên cứu về vấn đề này rất thiết thực, nó sẽ làm phong phú

thêm nguồn tài liệu về hiện tượng ma sát âm giúp cho các người nghiên cứu sau sẽ rút ra

được những kinh nghiệm để dần dần bổ sung và hoàn thiện việc nghiên cứu về bản chất của


4

hiện tượng ma sát âm, cũng như đề xuất một số cách tính và biện pháp khắc phục ma sát

âm ở khu vực Q.7.

2. Lý do chủ quan:

Nhóm nghiên cứu hiện cũng có niềm đam mê tìm hiểu về vấn đề này và đang theo

hoc chuyên ngành xây dưng dân dụng và công nghiệp tại trường ĐH SPKT TP.HCM nên

có mối quan tâm rất lớn đến vấn đề này để có thể áp dụng cho việc nghiên cứu hoặc cho

công việc sau này.

Đó là lý do nhóm nghiên cứu chọn đề tài “ Nghiên cứu hiện tượng ma sát âm trong

thi công cọc bêtông cốt thép cho công trình nhà cao tầng tại quận 7 – TPHCM”

II. Tổng quan về lịch sử nguyên cứu và giới thiệu chung về đề tài.

1. Tổng quan về lịch sử nghiên cứu:

a. Zeevaert (1959)

Đã đề nghị một phương pháp lý thuyết để xác định khả năng chịu lực của cọc chịu

mũi có kể đến MSA. Trong lý thuyết của mình, Zeevaert không quan tâm đến tải trọng đặt

vào cọc do lực MSA kéo xuống, thay vào đó ông đưa vào tính toán sự giảm áp lực duy trì

tại lớp chịu lực, nơi mà được cho là khuynh hướng lún của đất giảm.

Giả thuyết giảm bớt khả năng chịu tải của Zeevaert hoàn toàn hàm ý rằng độ trượt

giữa đất và cọc là không xảy ra. Do vậy, không có một sự thuyết phục nào về vật lý cơ bản

cho giả thuyết của ông.

b. Poulos & Mattes (1969)

Đề nghị phương pháp giải tích để dự đoán ảnh hưởng của MSA trên cọc không nén

tiết diện tròn. Đầu cọc được giả định đặt trên một nền cứng tuyệt đối, đất xung quanh cọc

được giả định là vật liệu đồng chất và đàn hồi đẳng hướng. Bằng cách dùng phương trình

Mindlin cho sự chuyển vị thẳng đứng của 1 điểm nằm trong khối nữa vô tận, ông đã tìm ra

giải pháp cho mối tương quan giữa biến dạng bề mặt của đất và lực kéo xuống gây ra trong


5

cọc. Ảnh hưởng của độ cứng tương đối của cọc, chiều dài cọc đến tỷ lệ đường kính, và ảnh

hưởng của hệ số Poison của đất đến mối tương quan trên đã được khám phá.

Trong công trình nghiên cứu của mình, hai ông đã đưa ra được công thức tính toán

lực kéo xuống tối đa do MSA. Tuy nhiên, vẫn tồn tại 1 số hạn chế, chẳng hạn như đặc tính

phụ thuộc thời gian chưa được kể đến trong phân tích tính toán. Để đưa ra một biện pháp

chặt chẽ hơn, một mô tả thực tế sơ lược về chuyển vị do cố kết nền cần phải được kể đến.

c. Fellenius (1972)

Đưa ra báo cáo rằng MSA liên quan đến vấn đề chuyển vị và không phải là không

tính toán được. Hơn nữa, báo cáo còn nhận xét rằng bằng cách gây ra một tải trọng tạm thời

trên đầu cọc, tải trọng kéo xuống sẽ được hạn chế với một lượng bằng với tải trọng đặt vào.

Tuy nhiên, khi tải trọng đã cân bằng, MSA sẽ được sinh ra một lần nữa cùng với sự lún.

Khi lực kéo xuống quá lớn hoặc chuyển vị cho phép của cọc rất nhỏ, MSA có thể

được hạn chế bằng cách áo cọc bằng một lớp bitum.

Fellenius (1989) chỉ ra rằng không chỉ những cọc đặt vào đất nén được, mà tất cả cọc

đều chịu MSA. Kết luận này dựa trên dữ kiện rằng bất kì một chuyển động dù khoảng 1-

2(mm) cũng hoàn toàn đủ để hình thành ma sát bề mặt.

Vì thế, một phương pháp thiết kế thống nhất được đưa ra, trong đó khả năng chịu lực

của cọc, kết cấu cọc, độ lún cọc đều được đưa ra cân nhắc.

d. Matyas & Santamarina (1994) phát triển 2 giải pháp để xác định lực kéo xuống và

vị trí điểm trung hòa. Giải pháp thứ nhất dựa trên mô hình mặt tiếp xúc cọc-đất là vật liệu

cứng-dẽo, trong khi giải pháp thứ 2 xem mặt tiếp xúc cọc-đất là vật liệu đàn hồi dẽo.

Bằng cách so sánh 2 giải pháp, hai ông đã nhận thấy giải pháp cứng-dẽo ước tính quá

cao giá trị lực kéo xuống (MSA) khoảng 50% hoặc hơn, và dự đoán vị trí điểm trung hòa

sâu hơn 30%.


6

e. Poorooshasb el al (1996)

Đã trình bày một phương pháp số dùng để xác định độ lớn và sự phân bố của MSA.

Phương pháp này còn có thể áp dụng với vật liệu phi tuyến tính, phụ thuộc vào thời gian, cả

cọc chịu mũi lẫn cọc treo. Sự phân tích số học bằng việc xây dựng biểu thức vi tích phân,

thứ có thể được giải quyết chính xác bằng lập trình máy tính.

Để chứng minh cho khả năng của phương pháp số, một nghiên cứu về cách ứng xử

của MSA lên cọc treo và cọc chịu mũi đã được tiến hành. Nghiên cứu chỉ ra rằng độ sâu

của điểm trung hòa không chịu ảnh hưởng lớn bởi độ sâu của lớp đất đắp như lý thuyết mà

Bowles đã đưa ra trong biểu thức xác định độ sâu điểm trung hòa (L1) của mình. Nhưng sự

hiện diện của một lớp đất chịu lực tốt tại mũi cọc thì lại có ảnh hưởng rất lớn.

f. Bên cạnh những nổ lực để tìm hiểu bản chất của hiện tượng trong các công trình

nghiên cứu giới thiệu bên trên, còn rất nhiều những công trình khác cùng với nhiều phát kiến

của nhiều nhà nghiên cứu khác, chẳng hạn như Walker & Darvall (1970), Bozozuk (1972),

Feda (1976), Janbu (1976), Van Der Veen (1986), Wong & Teh (1995), Esmail (1996).

Từ kết quả nghiên cứu của những công trình trên, ta nhận thấy rằng vẫn còn khá

nhiều vấn đề tồn tại trong khâu xác định độ lớn ma sát âm cũng như vị trí của điểm trung

hòa, từ đó đặt ra yêu cầu cho những công trình nghiên cứu tiếp theo. Hơn nữa, từ những

nghiên cứu trên, ta có thể nhận ra rằng việc xác định độ sâu điểm trung hòa rất quan trọng

trong việc tính toán khả năng chịu lực và độ lún của cọc.

2. Giới thiệu chung về để tài:

Từ khi ma sát âm được biết đến trong sự làm việc của móng cọc, trên thế giới đã có

một số lượng đáng kể những nghiên cứu về vấn đề này. Phần lớn những công bố nghiên

cứu đều là kết quả của việc thí nghiệm ngay cả trên hiện trường và trong phòng thí nghiệm,

với mục đích khám phá ma sát âm, gây ra trên cọc đơn bởi rất nhiều lý do khác nhau.

Chẳng hạn sự cố kết của lớp sét cao do sự xuất hiện của cọc (Fellenious-1972), sự đắp nền

mới (Bozozuk-1972), do sự dao động của mực nước ngầm (Auvinet và Hanell-1981).

Không riêng gì thế giới, ở nước ta ma sát âm cũng đã ngày càng được quan tâm đến

nhiều hơn trong công tác thiết kế thi công móng sâu, đặc biệt là những vùng có nền đất yếu

như đồng bằng sông Cửu Long, và gần nhất là khu vực quận 7 – Tp HCM. Cùng với các đề

tài nghiên cứu và báo cáo chuyên đề đi trước, báo cáo nghiên cứu này mong muốn tìm hiểu

rõ hơn về ma sát âm cụ thể trong công tác thi công nền móng nhà cao tầng ở khu vực quận

7 – Tp HCM.


7

III.Giới hạn đề tài.

Nghiên cứu giải thích hiện tượng ma sát âm trên cơ sở kiến thức cơ học đất, nền

móng, cùng các kết quả nghiên cứu trước đây.

Do không đủ các điều kiện khách quan về cơ sở thực tiễn là các ảnh hưởng cụ thể

đến hoạt động của cọc trong dài hạn( số liệu quan trắc biến dạng, số liệu từ các thí nghiệm

địa chất xác định đúng ứng xử đất trong dài hạn) nên đề tài đi sâu nghiên cứu cơ sở lý

thuyết của hiện tượng trên.

Nghiên cứu ứng dụng lý thuyết tính toán và phần mền Plaxis giải quyết bài toán ma

sát âm với địa chất thực tế ở quận 7 từ đó đề ra các giải pháp trong thiết kế cọc ở địa bàn

quận 7 TP. Hồ Chí Minh.

IV. Mục tiêu và nhiệm vụ nghiên cứu:

a. Mục tiêu

Tìm hiểu bản chất của hiện tượng ma sát âm.

Khảo sát tình hình ảnh hưởng của ma sát âm đối với công tác thi công cọc bêtông cốt

thép cho công trình nhà cao tầng tại quận 7

Từ đó đưa ra một số phương pháp tính toán sự ảnh hưởng của ma sát âm đối với

móng cọc và đưa ra một số biện pháp khắc phục sự ảnh hưởng này.

b. Nhiệm vụ

Tổng hợp các trường hợp xuất hiện ma sát âm, giải thích các nguyên nhân trong từng

trường hợp cụ thể.

Các quy luật chi phối đến sự phát triển của ma sát âm khi cọc hoạt động.

Tính toán ma sát âm dựa trên lý thuyết của Bowles.

Vận dụng phần mền phần tử hửu hạn Plaxis để giải thích và tính toán ma sát âm trên

cơ sở lý thuyết phần tử hữu hạn và lý thuyết có kết thấm khảo sát sự phát triển ma sát âm

theo thời gian.

Khảo sát ảnh hưởng của ma sát âm đến sức kháng bên của cọc trong các giai đoạn

hoạt động của cọc (thi công cọc ép và trong hoạt động lâu dài của cọc đơn hay nhóm cọc)

với địa chất cụ thể ở Quận 7 TP. Hồ Chí Minh.

Kiến nghị các giải pháp giảm thiểu ảnh hưởng của ma sát âm khi thiết kế móng cọc ở

quận 7.


8

Phần 2:Nội dung nghiên cứu

I. Tổng quan về hiện tượng ma sát âm.

1. Định nghĩa.

Trước hết, cần nhận thấy rằng sự hình thành ma sát bề mặt ở cọc cũng tuân theo quy

luật hình thành lực ma sát giữa bất kì 2 vật thể nào trong tự nhiên. Để hình thành ma sát,

các vật thể phải có xu hướng chuyển động tương đối với nhau. Độ lớn của lực ma sát giữa

các vật thể phụ thuộc vào lực pháp tuyến (đối với cọc là áp lực ngang của đất), hệ số ma sát

giữa các vật thể và độ biến dạng trượt.

Khi cọc chịu tác động của tải trọng

nén, nó sẽ có xu hướng lún xuống. Trong

giai đoạn đầu, khi đang thi công cọc hoặc

vừa thi công cọc xong, nói chung đất xung

quanh cọc sẽ lún ít hơn độ lún của cọc. Do

đó, sức kháng bên giữa đất và cọc sẽ có

tác dụng kháng lại tải trọng ngoài, còn gọi

là ma sát dương.

Tuy nhiên, khi đất xung quanh thân

cọc lún nhiều hơn độ lún của cọc, chuyển

vị tương đối giữa cọc và đất sẽ có chiều

ngược lại, do đó sức kháng bên giữa cọc

và đất lúc này cũng có chiều ngược lại.

Sức kháng bên này không kháng lại tải

trọng ngoài mà còn góp phần đẩy cọc

xuống, đó gọi là sức kháng bên âm (tuy nhiên thuật ngữ quen sử dụng là “ma sát âm”, mặc

dù sức kháng bên bao gồm cả ma sát và lực dính).

Tùy vào từng trường hợp, ma sát âm sẽ tác dụng lên một phần thân cọc hay toàn bộ

chiều dài cọc, phụ thuộc vào chiều dày lớp đất yếu chưa cố kết. Lực ma sát âm có chiều

hướng thẳng đứng xuống dưới, có khuynh hướng kéo cọc đi xuống, do đó làm tăng lực tác

dụng lên cọc. Trong trường hợp ma sát âm tác dụng lên toàn bộ thân cọc thì rất nguy hiểm,

vì lúc này sức chịu tải cọc không những không kể đến sức chịu tải ma sát bên giữa đất và


8



1. Định nghĩa.





























8



1. Định nghĩa.





























9

cọc (ma sát dương), mà cọc còn chịu lực do ma sát âm kéo xuống. Sức chịu tải chỉ còn là

sức chịu tải tại mũi cọc, chống lên nền đất cứng hoặc đá.

Các thuật ngữ liên quan trong nghiên cứu ma sát âm:

Theo Fellenius (Pile dragload and downdrag considering liquefaction), một số thuật

ngữ liên quan trong nghiên cứu ma sát âm như sau:

Lực kéo xuống (dragload): là lực nén dọc trục gây ra trong các phần tử của cọc do

sự tích lũy ma sát âm khi đất có khuynh hướng dịch chuyển tương đối đi xuống so với cọc.

Biến dạng kéo xuống (downdrag): là sự dịch chuyển đi xuống của cọc do đất xung

quanh cọc chuyển vị đi xuống. Độ lớn của biến dạng kéo xuống bằng độ lún của đất tại mặt

mặt trung hòa.

Mặt phẳng trung hòa (neutral plane): là vị trí dọc theo cọc mà tại vị trí đó lực tác

dụng dài hạn (gồm tải công trình và lực kéo xuống do ma sát âm) cân bằng với tổ hợp lực

(gồm sức kháng bên theo chiều dương bên dưới mặt trung hòa và sức kháng mũi). Độ sâu

mặt trung hòa cũng chính là vị trí mà chuyển vị tương đối giữa cọc và đất bằng 0.

2. Nguyên nhân và các trường hợp xuất hiên.

a. Các trường hợp xuất hiện của ma sát âm theo tổng kết của Joseph E. Bowles:

Có 1 lớp đất đắp dính bên trên một lớp đất rời(cát, cát pha..). Lớp đất đắp trên sẽ sinh

ra sức kháng cắt( lực dính) giữa đất và cọc nhờ vào áp lực hông, vậy nên cọc bị kéo xuống

do quá trình cố kết của lớp đất đắp. Một ảnh hưởng nhỏ sinh ra cho lớp đất rời bên dưới là

trọng lượng của lớp đất đắp làm tăng áp lực hông. Điều này cung cấp sức kháng bề mặt

(thêm vào) chống lại sự lún sâu của cọc và nâng tâm của lực kháng gần lớp đất đắp hơn đối

với cọc chiu mũi.

Một lớp đất rời( đất cát) nằm trên lớp đất yếu, đất dính. Trong trường hợp này sẽ

xuất hiện một vài lực kéo xuống trong vùng đất đắp, nhưng lức kéo xuống chủ yếu sinh ra

trong vùng cố kết. Đối với cọc chống, bất kì sự lún nào của nhóm đều do lực nén dọc trục

của cọc. Đối với cọc treo, sự lún thêm sẽ xãy ra trừ khi cọc đủ dài để đoạn cọc bên dưới có

thể sinh ra một lực ma sát dương đủ lớn để cân bằng lực sinh ra do ma sát âm. Trường hợp

này một vị trí xấp xĩ cân bằng hay măt phẳng trung hòa có thể tồn tại.

Sự hạ thấp mực nước ngầm cùng với sự lún của đất.


10

Gia đoạn đóng cọc (và thử tải) làm phát sinh ứng suất âm trong đoạn cọc phía trên,

khi dỡ tải thân cọc nở lên trên. Sự trượt và sức kháng bên âm do nguyên nhân trên phải cân

bằng với sức kháng bên dương ở đoạn dưới của cọc hay lực chống mũi cọc.











b. Dựa trên tổng hợp các nguyên cứu của TS. Đậu Văn Ngọ và các bài tiểu luận về ma

sát âm trước đây ma sát âm thường xuất hiện trong các trường hợp sau ở nước ta:

Một điều dễ dàng nhận thấy rằng, mặc dù ở đây thậm chí tồn tại lún tại lớp đất xung

quanh cọc, lực kéo xuống (ma sát âm) sẽ không xuất hiện nếu sự dịch chuyển xuống phía

Hình I.2: Các trường hợp xuất hiện ma sát

âm


10



















âm


10



















âm


11

dưới của cọc dưới tác dụng của tĩnh tải lớn hơn sự lún của đất nền. Vì vậy, mối quan hệ

giữa biến dạng lún của nền và biến dạng lún của cọc là nền tảng cơ bản để lực ma sát âm

xuất hiện. Quá trình xuất hiện ma sát âm được đặc trưng bởi độ lún của đất gần cọc và độ

lún tương ứng của đất lớn hơn độ lún và tốc độ lún của cọc xảy ra do tác động của tải trọng.

Trong trường hợp này đất gần như buông khỏi cọc, còn tải trọng thêm sẽ cộng vào tải trọng

ngoài tác dụng lên cọc.

Thông thường hiện tượng này xảy ra trong trường hợp cọc xuyên qua đất có tính cố

kết và độ dày lớn; khi có phụ tải tác dụng trên mặt đất quanh cọc.

Khi nền công trình được tôn cao, gây ra tải trọng phụ tác dụng xuống lớp đất phía

dưới làm xảy ra hiện tượng cố kết cho lớp nền bên dưới; hoặc chính bản thân lớp nền đắp

dưới tác dụng của trọng lượng bản thân cũng xảy ra quá trình cố kết. Ta có thể xem xét cụ

thể trong các trường hợp sau:

Trường hợp (a): khi có một lớp đất sét đắp phía trên một tầng đất dạng hạt mà cọc sẽ

xuyên qua nó, tầng đất đắp sẽ cố kết dần dần. Quá trình cố kết này sẽ sinh ra một lực ma sát

âm tác dụng vào cọc trong suốt quá trình cố kết.

Trường hợp (b): khi có một tầng đất dạng hạt đắp ở phía trên một tầng đất sét yếu,

nó sẽ gây ra quá trình cố kết trong tầng đất sét và tạo ra một lực ma sát âm tác dụng vào

cọc.


âm


11


















cọc.


âm


11


















cọc.


âm


12

Trường hợp (c): khi có một tầng đất dính đắp ở phía trên một tầng đất sét yếu, nó sẽ

gây ra quá trình cố kết trong cả tầng đất đắp và trong tầng đất sét và tạo lực ma sát âm tác

dụng vào cọc.

Trong trường hợp các cọc được tựa trên nền đất cứng và có tồn tại tải trọng bề mặt,

có thể xảy ra các trường hợp sau:

Trường hợp (d): với tầng cát lỏng sẽ có biến dạng lún tức thời, đặc biệt khi đất nền

chịu sự rung động hoặc sự dao động của mực nước ngầm; sự tác động của tải trọng bề mặt

sẽ tạo ra sự biến dạng lún.

Trường hợp (e): đối với nền sét yếu, khuynh hướng xảy ra biến dạng lún có thể rất

nhỏ nếu như không chịu tác động của tải trọng bề mặt. Nhưng dù sao khi khoan tại lỗ sẽ

gây ra sự cấu trúc lại của nền sét vì vậy biến dạng lún (nhỏ) của nền sét sẽ xảy ra dưới tác

dụng của trọng lượng bản thân của nền sét.

Trường hợp (f): điều hiển nhiên là gần như bất kỳ sự đắp nào sẽ xảy ra biến dạng lún

theo thời gian dưới tác động của trọng lực.

Khi xây dựng các công trình mới cạnh công trình cũ

Tải trọng phụ lớn đặt trên nền kho bãi làm cho lớp đất nền bên dưới bị lún xuống.

Phụ tải của nền gần móng (đối với các công trình xây chen). Nguyên tắc xác định

ảnh hưởng của các tải trọng đặt gần nhau là dựa trên đường đẳng ứng suất (ứng sấy hướng

thẳng đứng nếu xét về biến dạng lún hoặc ứng suất hướng ngang nếu xét về biến dạng

trượt). (Xem phụ lục I)


âm


12



dụng vào cọc.



















âm


12



dụng vào cọc.



















âm


13

Mực nước ngầm bị hạ thấp

Việc hạ thấp mực nước ngầm làm tăng ứng suất thẳng đứng có hiệu tại mọi điểm

của nền đất. Vì vậy, làm đẩy nhanh tốc độ lún cố kết của nền đất. Lúc đó, tốc độ lún của đất

xung quanh cọc vượt quá tốc độ lún của cọc dẫn đến xảy ra hiện tượng kéo cọc đi xuống

của lớp đất xung quanh cọc.

Hình I.6: Ma sát âm xuất hiện khi hạ mực nước ngầm

Hình I.5: Ma sát âm xuất hiện trong quá trình xây chen


13









13









14

Hiện tượng này được giải thích như sau: Khi hạ thấp mực nước ngầm thì:

Phần áp lực nước lỗ rỗng u giảm

Phần áp lực có hiệu thắng đứng ’h lên các hạt rắn của đất tăng.

Xem biểu đồ tương quan giữa u và ’h trong trường hợp bài toán nén một chiều

và tải trọng ngoài q phân bố kín đều khắp.

Hình I.7. Biểu đồ tương quan giữa áp lực nước lỗ rỗng u và áp lực có hiệu thẳng

đứng lên hạt rắn của đất ’h trong trường hợp bài toán nén một chiều chịu tải

trọng q

Trong đó:

z= q = const: Ứng suất toàn phần.

Ha: vùng hoạt động của ứng suất phân bố trong đất.

Đất bình thường: Ha tương ứng với chiều sâu mà tại đó z = 0.2bt

Đất yếu: Ha tương ứng với chiều sâu mà tại đó z = 0.1bt

bt: Ứng suất do trọng lượng bản thân của lớp đất có chiều dày Ha.

3. Các yếu tố ảnh hưởng đến ma sát âm.

Ma sát âm là một hiện tượng phức tạp vì nó phụ thuộc nhiều yếu tố như:

Loai cọc, chiều dài cọc, phương pháp hạ cọc, mặt cắt ngang của cọc, bề mặt tiếp xúc

giữa cọc và đất nền.

Đặc tính cơ lý của đất, chiều dày lớp đất yếu, tính trương nở của đất,

Tải trọng chất tải ( chiều cao đất nền, phụ tải ).


14








trọng q

Trong đó:













14








trọng q

Trong đó:













15

Thời gian chất tải cho đến khi xây dựng công trình.

Độ lún của nền đất sau khi đóng cọc, độ lún của móng cọc.

Quy luật phân bố ma sát âm trên cọc.

Trị số của lực ma sát âm có sự liên quan tới sự cố kết của đất, phụ thuộc trực tiếp vào

ứng suất có hiệu của đất chung quanh cọc. Như vậy lực ma sát âm phát triển theo thời gian

và có trị số lơn nhất khi kết thúc cố kết.

Bất kỳ một sự dịch chuyển nào xuống phía dưới nền đất đối với cọc đều sinh ra ma

sát âm. Tải trọng này có thể truyền hoàn toàn từ đất nền cho cọc khi mối tương quan về

chuyển vị khoảng từ 3mm đến 15mm hoặc 1% đường kính cọc. Khi chuyển vị của đất tới

15mm thì ma sát âm được phát huy đầy đủ. Một điều thường được giả thuyết trong việc

thiết kế khi cho rằng toàn bộ lực ma sát âm sẽ xảy ra khi mà có một sự chuyển dịch tương

đối giữa cọc và đất.

4. Những tác động của ma sát âm lên nền móng công trình.

Khi cọc ở trong đất thì sức chịu tải của cọc được thể hiện qua thành phần ma sát

dương xung quanh cọc và sức kháng mũi cọc. Khi cọc chịu ảnh hưởng của ma sát âm thì

sức chịu tải giảm do nó phải gánh chịu một lức kéo xuống mà thường gọi là ma sát âm.

Ngoài ra do quá trình cố kết của lớp đất yếu đã gây nên khe hở giữa đài cọc và lớp

đất dưới đài, và khi đó toàn bộ tải trọng đài móng sẽ được truyền sang cọc bên dưới đài và

có thể thay đổi moment uốn trong đài móng. Từ đó gây thêm ứng lực phụ tác dụng lên cọc.

Lực kéo xuống này có thể làm phá vở cọc.


16

Trong một số trường hợp lực ma sát âm khá lớn, có thể vượt qua tải trọng tác dụng

lên đầu cọc ( có thể làm cọc bị hư hỏng ), nhất là đồi với cọc có chiều dài lớn. Chẳng hạn

năm 1972, Fellenius đã đo quá trình phát triển lực ma sát âm của hai cọc bêtông cốt thép

Hình I.8: Cọc bị phá hủy do lực kéo xuống của ma sát âm vượt quá tại thiết kế


17

được đóng qua lớp đất sét mềm dẻo dày 40m và lớp cát dày 15m cho thấy: sự cố kết lại của

lớp đất sét mềm bị xáo trộn do đóng cọc đã tạo ra lực kéo xuống 300kN trong thời gian 5

tháng và 16 tháng sau khi đóng cọc thì mỗi cọc chịu lực kéo xuống là 440kN.

Ngoài ra trong trường hợp cọc chủ yếu chịu mũi ( mũi cọc đặt trên lớp đá cứng ) thì

ma sát âm có thễ gây ra một lực kéo xuống lảm tăng ứng suất ở mũi cọc ( khả năng này đã

được kiểm chứng thông qua công trình nghiên cứu của Johanessen và Bjerrum, hai ông đã

theo dõi và nhận ra ứng suất ở mũi cọc có thể đạt đến 190kN/m2 ). Nếu là cọc thép thì có

khả năng cọc sẽ xuyên thủng lớp đá, còn nếu là cọc bêtông cốt thép thì đầu cọc sẽ bị vỡ, cả

hai trường hợp trên đều sẽ khiến cho sức chịu tải của cọc bị giảm rất nhiều, dẫn đến gây

nguy hiểm cho công trình.

Đối với việc sử dụng giếng cát: ma sát âm làm hạn chế quá trình cố kết của nền đất

yếu sử dụng giếng cát. Hiện tượng ma sát âm gây ra hiệu ứng treo của đất xung quanh

giếng cát làm cản trở độ lún và cản trở quá trình làm tăng khả năng chịu tải của đất nền

xung quanh giếng cát.

Như vậy tác dụng chính của lưc ma sát âm là làm tăng lực nén dọc trục cọc, làm tăng

độ lún của cọc, ngoài ra do lớp đất đắp bị lún tạo ra khe hở giữa đài cọc và lớp đất bên dưới

đài có thể làm thay đổi moment uốn tác dụng lên đài cọc. Lực mà sát âm làm hạn chế quá

trình quá trình cố kết thoát nước của nền đất yếu khi có gia tải trước và dùng giếng cát, cản

trở quá trình làm tăng khà năng chịu tải của đất nền xung quanh giếng cát.

5. Các trường hợp cần xem xét đến ảnh hường của ma sát âm theo quy phạm nước ta

a. Theo tiêu chuẩn thiết kế móng cọc theo TCXD 205-1998:

Sự cố kết chưa kết thúc của trầm tích hiện đại và trầm tích kiến tạo;

Sự tăng độ chặt của đất dưới tác dụng của động lực;

Sự lún ướt của đất khi bị ngập nước;

Mực nước ngầm hạ thấp làm cho ứng suất có hiệu trong đất tăng lên, dẫn đến

tăng nhanh tốc độ cố kết của nền đất;

Nền công trình được nâng cao với chiều dày lớn hơn 1m trên đất yếu;

Phụ tải trên nền với tải trọng lớn từ 2T/m2 trở lên;

Sự giảm thể tích đất do chất hữu cơ trong đất bị phân hủy…

b. Theo tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN 272:

Ở những nơi cọc nằm dưới lớp đất sét, bùn hoặc than bùn;


18

Ở những nơi đất đắp mới được đắp lên bề mặt;

Khi mực nước ngầm bị hạ đáng kể.

Tải trọng kéo xuống dưới phải được xem như là tải trọng khi sức kháng đỡ và độ lún

của móng được khảo sát.

Có thể tính tính toán tải trọng kéo xuống như trình bày trong điều 10.7.33(tính toán

sức kháng bên của cọc) với hướng của lực ma sát bề mặt đảo lại. Tải trọng kéo xuống tính

toán phải được cộng thêm vào tải trọng tải thẳng đứng tính toán áp dụng cho móng sâu khi

đánh giá khả năng chịu tải theo trạng thái giới hạn cường độ.

Phải cộng tải trọng kéo xuống vào tảo trọng thẳng đứng dùng cho các móng sâu khi

đánh giá độ lún ở trạng thái giới hạn sử dụng.

II. Cơ sở lý thuyết và công thức tính toán.

1. Theo Joseph E.Bolwes (Foundation analysis and design)

Ông cho rằng để lực ma sát âm phát triển một cách đáng kể thì một phần của cọc

phải được cố định chống lại chuyển vị đứng, như mũi cọc được tựa trên lớp đá, đất cứng

hoặc được ngàm vào trong lớp cát chặt. Nếu toàn bộ cọc đều di chuyển xuống cùng với ảnh

hưởng của quá trình cố kết, sẽ không xảy ra hiện tượng ma sát âm.

a. Đối với cọc đơn, ma sát âm có thể được xác định qua các trường hợp cụ thể sau:

Hình I.1: Các trường hợp xuất hiện ma sát âm


18




















18




















19

TH1: Cọc được đóng qua lớp đất đắp cố kết có tính dính ở bên trên, bên dưới là lớp

đất cát rời. (hình a)

Lực ma sát âm: P = α . p . q. K. dz Trong đó:

α’ : hệ số ảnh hưởng áp lực ngang (q.K) tới sức chống cắt theo chu vi cọc, α’= tgδ

(δ=0.5-0.9φ)

p’ : chu vi cọc (m)

K : hệ số áp lực ngang, K=1-sin φ

q : ứng suất hữu hiệu tại độ sâu z, q = q + γ . z (kPa)

qo : áp lực phụ tải (do lớp đất đắp) (kPa)

TH2: Cọc đóng qua lớp đất sét cố kết nằm bên dưới lớp đất đắp là đất rời. (hình b)

Lực ma sát âm: P = ∫ α . p . q. K. dz (1)

Bên dưới điểm trung hòa (nếu có), lực ma sát dương sẽ phát triển đến mũi cọc.

Lực ma sát dương: P = ∫ α . p . q. K. dz + P (2)

Trong đó:

Pnp : giá trị sức kháng bề mặt dương tại mũi cọc (kN)

L1: độ dài đoạn cọc chịu ma sát âm, từ đáy lớp đất đắp đến điểm trung hòa (m)

L: chiều dài đoạn cọc tính toán trong vùng chịu lực (bỏ qua lớp đất đắp), thường

không phải là chiều dài cọc Lp (m)


20

Nếu đất phân thành nhiều tầng, cần thiết phải điều chỉnh các cận tích phân trên từng

tầng đất để tính toán lực ma sát âm.

Nếu ta chọn α = α , và đối với cọc ma sát Pnp= 0, cân bằng 2 biểu thức (1) và (2)

sau khi lấy tích phân, ta được:α . p . q . L + γ . L2 . K = α . p . q (L − L ). K + α . p . γ . (L − L ). K2 Trong đó, L1 là khoảng cách tới điểm trung hòa:L = LL L2 + qγ − 2qγ Nếu qo = 0 thì: L = L√2 Những nổ lực gần đây nhất để chính xác hóa vị trí của mặt trung hòa và tìm ra công

thức định lượng của lực ma sát âm là nghiên cứu của Matyas và Santamarina (1994). Tuy

Hình II.2: Vị trí mặt phẳng trung hòa.


20








20








21

nhiên công trình của họ đã không được công nhận bởi có quá nhiều giả thiết, dự đoán trong

quan điểm tính toán. Nhưng từ công trình của họ, điểm trung hòa thường xuất hiện trong

khoảng L/2 – L/3 tính từ mũi cọc trở lên. Điểm L/3 dường như được áp dụng đặc biệt khi

mũi cọc chịu hầu hết tải thiết kế.

b. Khi cọc làm việc trong nhóm, lực ma sát âm có thể tác dụng một cách hiệu quả trên

chi vi nhóm cọc hơn là từng cọc đơn. Có 2 trường hợp ứng suất cần thiết phải khảo sát:

Ma sát âm trên nhóm cọc bằng tổng các lực ma sát âm ở từng cọc riêng lẽ:Q = ƩP (4)

Ma sát âm trong nhóm cọc dựa trên ứng suất chống cắt và trọng lượng của nhóm

cọc: Q = f . L . p + γ. L . A (5)

Với

γ : trọng lượng riêng của đất xung quanh cọc tới độ sâu Lf .

A : diện tích nhóm cọc trong chu vi p (A=L.B).

f = α . q. K : ma sát hữu hiệu trên chu vi nhóm cọc.

p : chu vi nhóm cọc.

Giá trị max của biểu thức (4) và (5) nên dùng để tính toán, dự đoán ma sát âm có thể

sinh ra.

2. Mô hình tính toán ma sát âm bằng phần mềm PTHH Plaxis

a. Tổng quan

Phương pháp phần tử hữu hạn là một phương pháp phổ biến nhất trong khoa học kỹ

thuật. Nó đã được ứng dụng rất thành công vào giải quyết nhiều vấn đề trong nhiều lĩnh

vực khác nhau. Sự phát triễn của phương pháp PTHH trong lĩnh vực xây dựng đã tạo ra

nhiều bước tiến đáng kể: giải quyết những bài toán giải tích mà những phương pháp giải

tích thông thường không thể giải được.

Plaxis là một phần mềm phần tử hữu hạn tính toán địa kỹ thuật với nhiều tính năng

vượt trội như:

Mô phỏng sự làm việc chung của đất và kết cấu móng qua hệ thống lưới phần tử hữu

hạn và các phần tử tiếp xúc giúp cho việc mô phỏng tương giác giữa đất và cọc gần với làm

việc thực tế hơn. Xét đến quan hệ giữa lực và chuyển vị trong bài toán chuyển vị nút từ đó

tính toán các thông số nội lực các phần tử thành phần.


22

Mô hình tính toán theo quá trình thi công: mỗi giai đoạn thi công ứng xử đất và cọc

có nhiều điểm khác biệt so với thiết kế ban đầu nên có thể xãy ra những tác động đến công

trình dang thi công cũng như công trình lân cận tính năng này giúp người thiết kế đánh giá

được tính hợp lý phương pháp thi công và hoàn thiện hơn bước thiết kế nền móng.

Tính toán bài toán cố kết thấm theo thời gian dựa trên các lý thuyết cố kết thấm

phần mềm giải bài toán cố kết thấm và lún cố kết với các thông số đất nền do người dùng

nhập vào và các thông số ứng suất biến dạng từ các bước tính toán phần tử hữu hạn ở các

bước trên. Nhờ đó ta xét được những ảnh hưởng của quá trình cố kết tác động đến công

trình.

Xét đến những ảnh hưởng của việc tăng giảm mực nước ngầm.

Nhận xét: với các tính năng trên Plaxis là một phần mềm rất phù hợp giải quyết bài

toán địa kỹ thuật nói chung và bài toán thiết kế móng cọc nói riêng. Qua các bước tính toán

theo tiến độ thi công cũng như tính toán cố kết thấm ta xét được tất cả các ảnh hưởng tác

động lên cọc, chuyển vị tương đối giữa cọc và đất, các ứng suất phát sinh trong cọc theo

thời gian từ đó đưa ra phương án thiết kế khả thi nhất.

b. Mô hình tính toán đất nền.

Đất nền được mô hình ứng xử như một vật liệu đàn hồi tuyến tính và tuyệt đối dẻo

(linear elastic –perfect plastic material) và phương trình mặt dẻo của nó được định nghĩa

theo tiêu chuẩn của Mohr Coulomb.

Đây là một mô hình tính toán đất nền được ứng dụng rỗng rãi trong thực tế với bộ

thông số được xác định từ các thí nghiệm địa chất.

Ứng xử thoát nước (long-term) và không thoát nước của đất (short-term)

Xem xét sự phát triễn ma sát âm trong cọc thông qua quá trình cố kết của đất do đó

việc tính toán ứng xử của đất phải là một quá trình dài hạn (ứng xử thoát nước).

Trong phần mềm Plaxis hai ứng xử trên có thể được mô hình theo 2 trạng thái tính

toán Drained (single analysis) và Undrained (double analysis). Ta sử dụng ứng sử dụng ứng

sử Undrained cho tính toán các lớp đất sét, đối với các lớp cát sử dụng ứng xử Drained vì

cát thoát nước nhanh sau khi chất tải.

Các thông số của mô hình Mohr Coulomb: được xác định dựa trên phương pháp

phân tích ứng suất hữu hiệu (thông số của chính bản thân khung hạt khi nước đã thoát hoàn

toàn do cố kết).


23

Thông số sức kháng cắt hữu hiệu của đất: lực dính c’, góc ma sát ’ đặc trưng cho

sức chống cắt và góc ma sát của chính khung hạt đất. Hai thông số này xác định từ thí

nghiệm nén ba trục (CU,CD) tuy nhiên trong giới hạn đề tài không có đầy đủ các thông số

từ những thí nghiệm trên nên chỉ dùng các số liệu từ thí nghiệm cắt trực tiếp.

Thông số về độ cứng E’ xác định từ thí nghiêm nén 3 trục CD tuy nhiên thí nghiệm

CD hầu như không được thực hiên vì phức tạp và tốn thời gian do đó giá trị độ cứng E’ xác

định thông qua thí nghiệm UU hay thi nghiệm nén cố kết.

Xác định E’ từ thí nghiệm UU

Từ đồ thị xác định được Eu50. Suy ra E’ theo công thức

5.0,)'1(2

'

)1(2

u

u

u EEG

5.1

)'1('

uE

E

’ hệ số Poisson do không có thí nghiệm xác định hệ số trên nên ta lấy theo công

thức kinh nghiệm:

’=0.25+0.00225PI , PI là chỉ số dẻo.

Xác định modun đàn hồi E’oed từ thì nghiệm nén cố kết: cũng dựa trên đồ thị như

hình trên xác định E’oed.

Công thức tương quan giữa E’oed và E’:

Xác định hệ số thấm kx,ky từ thí nghiệm nén cố kết thông qua biểu đồ chuyển vị của

mẫu theo thời gian.

Hình II.3: Biểu đồ quan hệ ứng suất biến dạng


23










5.0,)'1(2

'

)1(2

u

u

u EEG

5.1

)'1('

uE

E



’=0.25+0.00225PI , PI là chỉ số dẻo.








23










5.0,)'1(2

'

)1(2

u

u

u EEG

5.1

)'1('

uE

E



’=0.25+0.00225PI , PI là chỉ số dẻo.








24

Từ đồ thị xác định hệ số cố kết cv

Từ đó suy ra hệ số thấm k theo công thức:12

12);1

(

ee

ae

aCk v

o

vnv

c. Các thông số về cọc.

Chọn cọc là phần tử plate với các thông số độ cứng chống uốn EI, và kéo nén EA

cho bề rộng 1m.

Do đó giá trị thông số của cọc nhập vào phần mêm Plaxis 2D là giá trị EI và EA

tương đương xác định như sau:

Đối với cọc ép tiết diện hình vuông cạnh D: giá trị EI, EA xác định theo moment

quán tính tương đương 3

max

443max

1212 L

Dh

DhLI td

tdtd

Lmax: khoảng cách lớn nhất giữa 2 cọc, từ đó tính EA và EI cho bề rộng 1m

Hình II.4: Biểu đồ phát triển độ lún cố kết theo thời gian -lg(t)


24



12);1

(

ee

ae

aCk v

o

vnv



cho bề rộng 1m.





max

443max

1212 L

Dh

DhLI td

tdtd




24



12);1

(

ee

ae

aCk v

o

vnv



cho bề rộng 1m.





max

443max

1212 L

Dh

DhLI td

tdtd




25

Đối với cọc nhồi tiết diện hình tròn đường kính D.

3

max

443max

16

3

6412 L

Dh

DhLI td

tdtd

, từ đó tính EA và EI cho bề rộng 1m

Khối lượng trên một m dài: w=(concrete-soil)xhtd

d. Để mô hình chính xác chuyển vị cọc và đất ta sử dụng phần tử tiếp xúc với chức năng

chia nhỏ lưới phần tử tại vị trí tiếp xúc giữa cọc và đất vì chuyển vị dọc trục cọc nhỏ trong

khi chuyển vị đất lớn nếu không có phần tử này các nút có cùng chuyển vị kết quả nội lực sẽ

không chính xác.

III. Ứng dụng lý thuyết tính toán vào thực tế địa chất quận 7.

1. Phương pháp đại số.

Ứng dụng lý thuyết của Bolwes tính toán lực ma sát âm tác dụng lên cọc dài 22m,

d=0.3m, với địa chất thực tế quận 7, mặt cắt:

Lmax

htd


25


3

max

443max

16

3

6412 L

Dh

DhLI td

tdtd






không chính xác.





Lmax

htd


25


3

max

443max

16

3

6412 L

Dh

DhLI td

tdtd






không chính xác.





Lmax

htd


26

Tải trọng đất đắp tại mặt trên lớp 1:

qo = γf.Lf = 18 . 1.8 = 32.4 (kPa)

Chiều dài tính toán cọc:

L = Lp – Lf = 22 – 1.8 = 20.2 (m)

Xác định L1 : L = LL L2 + qγ − 2qγ Giả sử điểm trung hòa N ở lớp 1 (đk: 0 ≤ L1 ≤ 12.9), với các thông số:

L = 20.2 (m)

qo = 32.4 (kPa)

γ’ = 4.7 (kN/m3)

Thế vào, ta có:

Hình III.1 Các thông số cơ bản về cọc


26


qo = γf.Lf = 18 . 1.8 = 32.4 (kPa)


L = Lp – Lf = 22 – 1.8 = 20.2 (m)


L = 20.2 (m)

qo = 32.4 (kPa)

γ’ = 4.7 (kN/m3)

Thế vào, ta có:



26


qo = γf.Lf = 18 . 1.8 = 32.4 (kPa)


L = Lp – Lf = 22 – 1.8 = 20.2 (m)


L = 20.2 (m)

qo = 32.4 (kPa)

γ’ = 4.7 (kN/m3)

Thế vào, ta có:



27

= 20.2 20.22 + 32.44.7 − 2 32.44.7→ L = 343.27L − 13.79→ + 13.9 − 343.27 = 0→ L = 12.87 (m) (thõa mãn)L = −26.66 (m) (loại) Vậy, L1 = 12.87 (m)

Tính Pnf : P = α . p . q. K. dz Trong đó:

α’= 0.667tg3o48’ = 0.044

p’ = 0.3 x 4 = 1.2 (m)

K = 1 – sinφ = 0.93

q = q + γ . z (kPa)

Thế vào biểu thức ta được:P = α. . p . (q + γ . z ). K. dz→ P = α. . p . K. (q + γ . z ). dz + α.

. . p . K. (q + γ . z ). dz→ P = 0.044 × 1.2 × 0.93 32.4 × z + 14.6 × z2 /0.50 +

+ 0.044 × 1.2 × 0.93 32.4 × z + 4.7 × z2 /12.870.5→ P = 0.885 + 39.59 - 0.82 = 39.655 (kN)


28

2. Sử dụng phần mềm PTHH Plaxis.

a. Các chỉ tiêu cơ lý các lớp đất nền ở quận 7


28




28




29

Mohr-Coulomb

1

Bùn sét bụi

lẫn hữu cơ

2

Sét lẫn cát

sám trắng-

nâu vàng

4B

Sét lẫn cát

sám đen

4

Lớp sét

xám đen

dẻo cứng

5 Cát pha,

xám trắn

chặt vừa.

Type Undrained Undrained Undrained Undrained Drained

unsat [kN/m³] 14.6 19.200 19.43 18.000 18.100

sat [kN/m³] 17.7 19.400 18.900 18.200 20.900

kx [m/day] 3.500E-03 9.300E-06 8.300E-06 8.300E-06 1.700E-06

ky [m/day] 2.000E-03 7.780E-06 6.700E-06 6.700E-06 1.700E-06

Eref [kN/m²] 1972.000 7500.000 9300.000 1.100E+04 3.405E+04

[-] 0.337 0.480 0.300 0.300 0.260

Gref [kN/m²] 737.557 2906.977 3576.923 4230.769 1.351E+04

Eoed [kN/m²] 3000.000 9828.000 1.252E+04 1.481E+04 4.167E+04

cref [kN/m²] 3.70 36.000 23.000 24.300 10.300

[°] 3.800 16.100 12.300 12.400 24.600

[°] 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

Rinter. [-] 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00

b. Mô hình một số trường hợp xuất hiện ma sát âm.

Một lớp đất sét đắp phía trên một tầng đất dạng hạt.

Móng cọc được thi trên nền đất đấp cao 4m được mô hình như hình a.

Các “pha”(Phases) mô hình tính toán

Hình III.2

Lớp 1: sét đấp

Lớp 2: cát chặt vừa

Lớp 3: cát chặt


29

Mohr-Coulomb

1

Bùn sét bụi

lẫn hữu cơ

2

Sét lẫn cát

sám trắng-

nâu vàng

4B

Sét lẫn cát

sám đen

4

Lớp sét

xám đen

dẻo cứng

5 Cát pha,

xám trắn

chặt vừa.


unsat [kN/m³] 14.6 19.200 19.43 18.000 18.100

sat [kN/m³] 17.7 19.400 18.900 18.200 20.900

kx [m/day] 3.500E-03 9.300E-06 8.300E-06 8.300E-06 1.700E-06

ky [m/day] 2.000E-03 7.780E-06 6.700E-06 6.700E-06 1.700E-06

Eref [kN/m²] 1972.000 7500.000 9300.000 1.100E+04 3.405E+04

[-] 0.337 0.480 0.300 0.300 0.260

Gref [kN/m²] 737.557 2906.977 3576.923 4230.769 1.351E+04

Eoed [kN/m²] 3000.000 9828.000 1.252E+04 1.481E+04 4.167E+04

cref [kN/m²] 3.70 36.000 23.000 24.300 10.300

[°] 3.800 16.100 12.300 12.400 24.600

[°] 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

Rinter. [-] 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00





Hình III.2





29

Mohr-Coulomb

1

Bùn sét bụi

lẫn hữu cơ

2

Sét lẫn cát

sám trắng-

nâu vàng

4B

Sét lẫn cát

sám đen

4

Lớp sét

xám đen

dẻo cứng

5 Cát pha,

xám trắn

chặt vừa.


unsat [kN/m³] 14.6 19.200 19.43 18.000 18.100

sat [kN/m³] 17.7 19.400 18.900 18.200 20.900

kx [m/day] 3.500E-03 9.300E-06 8.300E-06 8.300E-06 1.700E-06

ky [m/day] 2.000E-03 7.780E-06 6.700E-06 6.700E-06 1.700E-06

Eref [kN/m²] 1972.000 7500.000 9300.000 1.100E+04 3.405E+04

[-] 0.337 0.480 0.300 0.300 0.260

Gref [kN/m²] 737.557 2906.977 3576.923 4230.769 1.351E+04

Eoed [kN/m²] 3000.000 9828.000 1.252E+04 1.481E+04 4.167E+04

cref [kN/m²] 3.70 36.000 23.000 24.300 10.300

[°] 3.800 16.100 12.300 12.400 24.600

[°] 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

Rinter. [-] 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00





Hình III.2





30

Phase 1: Đấp lớp sét đấp thứ nhất cao 2m

Phase 2: cho nền cố kết 30 ngày

Phase 3,4: đấp lớp sét thứ 2 và chờ cố kết 30.

Phase 5: tiến hành thi công cọc với tải trọng đạt vào là P=-600kN/m

Phase 7: cho nền cố kết đến áp lực nước lỗ rỗng cực tiểu(kết thúc cố kết)

Hình III.3 Thi công lớp đất đấp.



30









30









31

Các kết quả tính toán.

Chuyển vị thẳng đứng và ứng suất tiếp xung quanh cọc ngay sau khi chất tải:

Chuyển vị và ứng suất tiếp trong cọc sau quá trình cố kết.


31





31





32

Giá trị sức kháng âm đơn vị của cọc và vị trí mặt phẳng trung hòa được xác định

trong bản bên dưới. Ta thấy trong trường hợp nguy hiểm nhất ma sát âm xuất hiện

gần hết lớp đất đấp vị trí mặt trung hòa y=3.1m do chuyển vị của cọc nhỏ nên lớp

đất đấp xung quanh chuyển vị nhìu hơn điề này dễ dẫn đến khe hở giữa đất và đài

cọc phát sinh những ứng suất nguy hiểm như Bowles đã đề cập.


32






X Y τ Negat ive

[m] [m] [kN/m2] [kN/m]

20.2837 0.0000 -0.5217 -15.571020.2837 -0.2475 -1.393120.2837 -1.1238 -5.012120.2837 -2.0000 -4.883720.2837 -2.2475 -3.753920.2837 -3.1238 -0.006520.2837 -4.0000 2.458120.2837 -4.9705 6.2887


32






X Y τ Negat ive

[m] [m] [kN/m2] [kN/m]

20.2837 0.0000 -0.5217 -15.571020.2837 -0.2475 -1.393120.2837 -1.1238 -5.012120.2837 -2.0000 -4.883720.2837 -2.2475 -3.753920.2837 -3.1238 -0.006520.2837 -4.0000 2.458120.2837 -4.9705 6.2887


33

Quá trình thi công cọc ép cọc:

Mô hình một nhóm 3 cọc chịu ảnh hưởng ma sát âm trong giai đoạn ép cọc với địa

chất quận 7 như trên lớp đất đấp xem như tải phân bố với độ lớn q=1.8x18=32.4 kN/m/m.

Quá trình thi công được thể hiện qua các phase sau:

Phase 1: thi công cọc thứ nhất với tải tác dụng là P1=45 kN

Phase 2: dỡ tải tác dụng cọc 1, ép 5m đầu của cọc thứ 2 với tải ép P21=60 kN.

Phase 3: tiếp tục thi công 5m tiếp theo của cọc với tải tăng đến P22=120kN

Phase 4,5 tương tự cho các đoạn cọc tiếp theo, tăng dần tải trọng đến P25=450kN

Phase 6: thi công cọc thứ 3 tương tự Phase 1.

Phase 7: thi công đài cọc.

Tổng hợp một số kết qua tính toán

Chuyển vị và ứng suất

tiếp của cọc 1 sau khi

vừa ép cọc.

Phase 1 Phase 2 Phase 7Phase 1


33














vừa ép cọc.



33














vừa ép cọc.



34

Chuyển vị và ứng suất tiếp của cọc 1 sau khi cọc 2 ép được 5m:



34




34




35

Chuyển vị và ứng suất tiếp của cọc 1 sau khi cọc 2 ép xong:

Nhận xét: từ thí dụ trên ta thấy quá trình thi công cọc ép đối với địa chất sét yếu như

ở quận 7 lực ma sát âm ảnh hưởng rất lớn đến quá trình thi công ép cọc:

Một cọc sau khi dỡ tải nếu tiếp tục ép tiếp cọc tiếp theo bên cạnh cọc cũ thì sự lún

do quá trình ép làm thay đổi ứng suất tiếp bên cọc cũ lực ma sát âm bắt đầu xuất hiện và

lớn dần trong cọc cũ. Ảnh hưởng này có thể chuyển toàn bộ ma sát dương trước đó thành

ma sát âm gây ra lực nhổ cọc lên. Ảnh hưởng gây sai lệch vị trí bố trí cọc so với thiết kế,

này không đủ lớn phá hủy cọc nhưng gây khó khăn cho thi công cũng như ảnh hưởng lớn

đến sức chịu tải và sự hoạt động bình thường của cọc sau này.

c. Ảnh hưởng của ma sát âm đối với cọc nhồi.

Cọc khoan nhồi với đặc điểm chiều dài và đường kính lớn nên ảnh hưởng của ma sát

âm đến loại cọc này rất đáng kể.


35














35














36

Mô hình ứng xử thực tế của cọc nhồi rất phức tạp ví dụ sau đây mô hình cọc nhồi về

bài toán phẳng (2D) để xem xét các biến đổi ứng suất tiếp giữa cọc và đất xung quanh quá

trình cố kết.

Các thông số về cọc

Đường kính cọc D= 1 m

Khoảng cách giữa 2 cọc Bmax= 8 m

Đường kính tương đương Dtd= 0.42 m

Monđun đàn hồi E= 2.9E+07 kN/m2

Moment quán tính Itd= 0.00617 m4

Độ cứng kéo nén EA= 1.2E+07 kN/m

Độ cứng chống uốn EI= 179046 kN.m2/mKhối lương cọc(/1m rộng) W= 6.3 kN/m/mLực tập trung đầu cọc P= 2000 kNÁp lực đầu cọc σ=P/A 2546 kN/m

Lực p.bố t.đương q=σxDtd= 1070 kN/m

Chỉ tiêu cơ lý của đất được thống kê như trên.

Các phases tính toán như sau:

Phase 1: kiểm tra sức chịu tải của cọc dựa vào biểu đồ S-P, cọc được đặt vào tải

q=3000kN/m để xác định sức chịu tải (mô hình thí nghiệm nén tĩnh).

Biểu đồ quan hệ ứng lực và chuyển vị S-P


37

Vị trí chuyển vị Uy=10%D=0.1m ứng với tổng bước tính toán của của chương

trình Sum-Mstage =0.7 . Tức là sức chịu tải của cọc là

Qu=0.7x3000=2100(kN/m); suy ra Qa=0.5xQu1200kN/m (tương đương với với

2200kN) vậy chọn tải tác dụng lên cọc là P=2000kN từ đó tính lại q=1070kN/m.

Phase 2: Mô phỏng hoạt động của cọc ngay sau khi chất tải q=1070kN/m.

Phase 3: nền cố kết 1 năm.

Hình bên trái là chuyển vị đứng tổng cộng của cọc và đất, hình bên phải chuyển vị

gia tăng ( bằng chuyển vị từ phase 2 – chuyển vị phase 1). Ta thấy rằng cọc hầu

như không lún thêm trong khi đó đất nền lún nhiều do cố kết.

Chuyển vị tương đối đó là phát sinh ứng suất tiếp âm mặt bên cọc. Sức kháng bên

của cọc


37











của cọc


37











của cọc


38

X Y τ Negat ive

[m] [m] [kN/m2] [kN/m]

40.36 0.00 -1.51 -37.0140.36 -1.97 -6.7140.36 -3.93 -8.8540.36 -4.44 -8.8740.36 -6.46 -4.9840.36 -8.48 -2.3840.36 -8.48 -2.3740.36 -9.07 -1.7640.36 -11.03 0.4340.36 -13.00 2.3840.36 -16.33 9.9440.36 -18.50 8.97

Tổng chuyển vị Chuyển vị gia tăng.


39

Phase 4: nền cố kết đến khi áp lực nước lỗ rỗng lớn nhất.

X Y t Negative

[m] [m] [kN/m2] [kN/m]40.72 0.00 -0.07 -87.1040.72 -1.77 -5.3540.72 -3.54 -6.3640.72 -4.55 -7.9040.72 -6.42 -9.0440.72 -8.29 -9.6540.72 -9.46 -8.1340.72 -11.23 -5.9340.72 -13.00 -5.3040.72 -15.99 -8.6140.72 -16.84 -7.8440.72 -20.16 -5.1140.72 -21.01 -4.4740.72 -24.00 -2.4040.72 -27.06 -0.7140.72 -27.82 -0.2440.72 -28.89 0.4240.72 -28.89 0.4240.72 -31.80 2.23


40

Nhận xét:

Đối với cọc có chiều dài lớn (với địa chất quận 7) như cọc nhồi thì ảnh hường của

ma sát âm đến sức kháng bên của cọc rất đáng kể: có thể ảnh hưởng từ 10-20 % sức kháng

bên của cọc. Mặt phẳng trung hòa xuất hiện trong khoảng (1/3-1/2) chiều dài cọc.

Trong vài năm đầu của quá trình cố kết ma sát âm xuất hiện với giá trị tương đối

nhỏ (10% sức kháng bên), tạo ra ứng suất kéo hướng xuống trong cọc (dragload), giá trị

này rất nhỏ với khả chịu nén (chịu kéo) của vật liệu làm cọc, mặc khác mũi cọc được đặt

trên lớp đất tốt nên trường hợp này ma sát âm có tác dụng tích cực như một phần dự ứng

lực trong cọc có tác dụng chống lại các một số chuyển vị ngang không mong muốn tác

dụng lên cọc.

Ở trường hợp ma sát âm phát triễn lớn nhất ( kết thúc quá trình cố kết) mặt phẳng

trung hòa ở giữa cọc, sức kháng bên cọc giảm 20% tuy chiều dài tác động của ma sát âm

lớn nhưng ảnh hưởng nó gây ra không đáng kể đến sức chịu tải tổng cộng của cọc (sức chịu

tải giảm ko nhiều) vì phần ứng suất âm phát sinh phần lớn nằm trong lớp đất yếu nơi có sức

kháng bên nhỏ nên khi chuyển thành ma sát âm gây ảnh hưởng không nhiều đến sức kháng

bên, khi sức chịu mũi của cọc không đổi.

Do đó xét về mặt tổng thể nếu vật liệu cọc đảm bảo cường độ về vật liệu thì ma sát

âm trong trường hợp này có nhiều tác động tích cực đến hoạt động của cọc, điều này phù

hợp với những nghiên cứu trước đây của Fellenius về khái niệm “Dragload” của ông. Theo

Fellenius “Dragload” không ảnh hưởng gì đến khả năng chịu tải của cọc. Vì vậy sức chịu

tải của cọc không được trừ đi giá trị lực Dragload khi xác định tải trọng cho phép, cũng như

cũng không được cộng vào tải trọng thiết kế khi kiểm tra điều kiện sức chịu tải. Chỉ một

điều kiện là tải trọng thiết kế + “dragload” gây ra ứng suất kéo nén không được vượt quá

khả năng chịu nén (kéo) trong vật liệu làm cọc.

d. Ảnh hưởng của ma sát âm đối với cọc ép ( cọc đơn)

Với cách mô hình tương tự như cọc nhồi với các thông số như sau.


41

Chiều dài cọc L= 60 mĐường kính cọc D= 0.3 m

Khoảng cách giữa 2 cọc Bmax= 0.9 m




Độ cứng kéo nén EA= 6090000 kN/m

Độ cứng chống uốn EI= 22380.8 kN.m2/mKhối lương cọc(/1m rộng) W= 3.15 kN/m/mLực tập trung đầu cọc P= 300 kNÁp lực đầu cọc σ=P/A 3333 kN/m


Các phase tính toán:

Phase 1: Chất tải đất đắp.

Phase 2: Thi công và chất tải lên cọc

Phase 3: Cho nền cố kết 5 năm.

Phase 5: Cho nền cố kết đến áp lực nước lỗ rỗng nhỏ nhất.

Một số kết quả tính toán.

Chuyển vị và ứng suất tiếp của cọc sau khi chất tải


41

















41

















42

Ứng xử cọc sau khi cọc hoat động 1 năm.

Sau khi kết thúc cố kết.


42



X Y τ Negat ive

[m] [m] [kN/m2] [kN/m]

40.39 0.00 -4.59 -51.2940.39 -2.88 -7.3740.39 -3.38 -8.5240.39 -4.86 -9.5140.39 -6.34 -8.3540.39 -6.80 -7.5240.39 -9.61 -3.0540.39 -10.12 -2.3940.39 -13.00 4.4140.39 -14.62 5.7040.39 -16.25 7.9740.39 -16.86 8.7740.36 -31.65 9.0140.36 -34.98 9.59


42



X Y τ Negat ive

[m] [m] [kN/m2] [kN/m]

40.39 0.00 -4.59 -51.2940.39 -2.88 -7.3740.39 -3.38 -8.5240.39 -4.86 -9.5140.39 -6.34 -8.3540.39 -6.80 -7.5240.39 -9.61 -3.0540.39 -10.12 -2.3940.39 -13.00 4.4140.39 -14.62 5.7040.39 -16.25 7.9740.39 -16.86 8.7740.36 -31.65 9.0140.36 -34.98 9.59


43

Nhận xét:

Đối với địa chất quận 7 toàn bộ cọc ép là cọc ma sát vì chiều dày lớp đất yếu rất lớn,

hơn 50m. Do đó sức chịu tải của cọc nhỏ chủ yếu tập trung ở sức kháng bên. Ma sát âm

xuất hiện trong trường hợp này nếu không được xét đến sẽ gây ra nhiều nguy hiểm cho

công trình.

Chuyển vị của cọc khá nhỏ so với chuyển vị đất xung quanh coc trong những năm

đầu của quá trình cố kết. Điều này làm xuất hiện những khe hở giữa đất và đài cọc, phát

sinh những ứng suất mà quá trình tính toán không kể đến, cộng với lực kéo xuống

(downdrag) sinh ra (giá trị từ 10 đến 17% sức kháng bên của cọc trong ví dụ trên) có thể

gây phá hủy cọc.

Quá trình cố kết phát triển thì các lớp đất ở mũi cọc cũng bắt đầu cố kết và toàn bộ

hệ thống nền móng đều lún xuống và dễ dàng vượt qua giá trị cho phép (vì lớp sét yếu dày

hơn 50m đặt trên một lớp cát thoát nước nhanh) làm ảnh hưởng lớn đến kết cấu bên trên.

Do đó khi chọn giải pháp thiết kế cọc ép ở điều kiện địa chất quận 7 cho nhà cao

tầng cần hết sức thận trọng và xem xét kỹ các ảnh hưởng của ma sát âm để có những giải

pháp phù hợp đảm bào tính bền vững của công trình.

IV. Các biện pháp khắc phục.

1. Khái quát chung về các giải pháp.

Từ thực nghiệm hiện trường đã chỉ ra rằng lực ma sát âm tác dụng lên các cọc ngắn

có chiều dài không vượt quá 8m là nhỏ, nên có thể được bỏ qua (M.G.Khare và

S.R.Gandhi).

Đối với cọc có chiều dài trung bình, ma sát âm có thể được xét đến và giải pháp khắc

phục có thể được chọn là tăng khả năng chịu tải của cọc (bằng cách tăng chiều dài cọc hoặc

giảm khoảng cách các cọc).

Tuy nhiên, khi ma sát âm quá lớn, giải pháp tăng sức chịu tải của cọc không còn kinh

tế hay đạt hiệu quả, thì cần sử dụng một biện pháp giảm ma sát âm. Xuất phát từ ngồn gốc

và sự hình thành ma sát âm, các biện pháp khắc phục ma sát âm có thể được chia thành 2

nhóm chính:

Nhóm 1: giảm tối đa độ lún cũng như tốc độ lún của nền đất trước khi công cọc bằng các

biện pháp xử lý nền như gia tải trước bằng đất đắp, tăng nhanh quá trình cố kết bằng cọc

cát hay bấc thấm….Ở đây, cũng cần chú ý rằng quá trình bơm hút nước ngầm ở các công


44

trình lân cận cũng sinh ra quá trình cố kết trong nền, từ đó cũng phát sinh ma sát âm tác

dụng lên cọc. Vì vậy, cần hết sức tránh hiện tượng bơm hút nước ngầm xung quanh công

trình móng cọc mà không kiểm soát được phạm vi cũng như mức độ ảnh hưởng của nó đối

với công trình móng.

Biện pháp làm tăng nhanh tốc độ cố kết của đất nền:

Đối với công trình có thời gian thi công không gấp và có hệ móng cọc trong đất yếu

chưa cố kết, để làm giảm ma sát âm, ta có thể bố trí các phương tiện thoát nước theo

phương thẳng đứng (giếng cát hoặc bấc thấm), từ đó nước cố kết ở các tầng đất yếu dưới

tác dụng của đất đắp sẽ có điều kiện thoát nhanh (theo phương nằm ngang ra giếng cát hoặc

bấc thấm rồi theo chúng thấm lên mặt đất tự nhiên). Tuy nhiên, để đảm bảo phát huy hiệu

quả thoát nước của phương pháp này thì chiều cao nền đắp tối thiểu nên là 4m, do đó nếu

nền đắp không đủ lớn thì ta kết hợp với gia tải trước.

→Ưu điểm của phương pháp này là có thể áp dụng cho cả cọc đóng và cọc nhồi. Tuy

nhiên thời gian thi công lâu và cần có mặt bằng lớn (nếu có đắp gia tải).

Nhóm 2: giảm ma sát, sự bám dính bề mặt giữa đất và cọc trong vùng xuất hiện ma sát

âm. Trong nhóm giải pháp này gồm nhiều phương án đã được nghiên cứu, chứng minh và

báo cáo trong các bài báo của nhiều tác giả.

Một trong những biện pháp điển hình làm giảm ma sát âm giữa đất và cọc trong vùng

ma sát âm là tạo lớp phủ mặt ngoài để ngăn ngừa sự tiếp xúc trực tiếp giữa cọc và đất xung

quanh. Bitumen thường là vật liệu được dùng để phủ xung quanh cọc bởi đặc tính dẽo nhớt

của nó. Những thành công trong việc sử dụng bitumen để làm giảm lực kéo xuống phụ

thuộc nhiều vào các yếu tố như loại và tính chất của bitumen, mức độ thâm nhập của hạt

đất vào bitumen, sự phá hỏng của bitumen khi đóng cọc, nhiệt độ môi trường.

Theo kết quả nghiên cứu ảnh hưởng của lớp phủ bitument làm giảm ma sát âm trong

cọc của Brons(1969), kết quả nghiên cứu cho thấy rằng lực ma sát âm giảm khoảng 90%

so với trường hợp không dùng lớp phủ mặt ngoài.

Theo kết quả nghiên cứu của Bjerrum (1969), đối với cọc dùng lớp phủ bitumen và

dùng betonite để bảo vệ khi hạ cọc thì lực kéo xuống giảm 92%. Trong trường hợp cọc

dùng bentonite để giữ ổn định thì lực kéo xuống giảm 15%, vì vậy có thể kết luận lớp phủ

bitumen có tác dụng làm giảm lực kéo xuống khoảng 75%. Tuy nhiên, nếu không có bùn

bentonite khi hạ cọc thì tác dụng của bitumen chỉ còn khoảng 30%, do lớp phủ bitumen bị


45

phá hỏng trong quá trình hạ cọc. Do đó, chiều dày lớp phủ bitumen nên vào khoảng 4-5mm

để ngăn ngừa cho trường hợp bị xước khi hạ cọc.

→Ưu điểm của biện pháp này là thi công đơn giản, kinh phí thấp, tuy nhiên chỉ có thể áp

dụng cho cọc đóng, không áp dụng được cho cọc khoan nhồi.

Ngoài ra, ta còn có thể khoan tạo lỗ có kích thước lớn hơn kích thước cọc trong vùng

chịu ma sát âm, sau đó thi công cọc mà vẫn giữ nguyên khoảng trống xung quanh và được

lấp đầy bằng bentonite.

2. Các giải pháp thiết kế và thi công móng hạn chế ảnh hưởng của ma sát âm.

Giải pháp cọc ép với địa chất quận 7 cho thấy nhiều yếu điểm:

Với lớp địa tầng đất yếu khá dày nên sức chịu tải theo đất nền của cọc ép thu được

là khá nhỏ, điều này làm cọc không phá huy được hết sức chịu tải theo vật liệu (rất dễ lãng

phí vật liệu vì cần thiết kế cọc cóc chiều dài cao trong khi SCT không đạt được lớn).

Hơn nữa, với địa chất quận 7, phương án cọc đóng hoặc ép cho nhà cao tầng để có

thể đạt được hiệu quả cao về mặt chịu lực thì cọc cần có chiều dài lớn, dễ gây mất ổn định

và không kiểm soát được chất lượng điểm nối cọc.

Mặc khác phương án này lại dễ đưa đến việc bố trí cọc dày đặc “ruộng cọc” mà quá

trình thi công cọc ép cũng đã xuất hiện ma sát âm như ví dụ phân tích phía trên nên quá

trình thi công cọc sẽ rất khó khăn và khó đảm bảo chất lượng thi công cọc.

Như những phân tích ở trên chọn giải pháp cọc nhồi vì thiết kế móng cọc nhồi rất

phù hợp với địa chất quận 7. Phương án này không những làm giảm những ảnh hưởng của

ma sát âm mà còn có thể phát triễn thành phần lực trên theo hướng tích cực như một dự

ứng lực trong cọc.

Với phương án thiết kế cọc nhồi kết hợp với thi công sử dụng bùn bentonite sẽ giảm

thiểu được ảnh hưởng ma sát âm tác dụng lên cọc. Các kết quả thí nghiệm của Brons et al

(1969) và Bjerrum et al (1969) chỉ ra rằng bentonite có thể làm giảm lực dính giữa đất và

cọc.

So với cọc ép cọc khoan nhồi có sức chịu tải cao hơn nhiều vì huy động được thành

phần kháng bên và chịu mũi của những lớp đất tốt bên dưới, rất phù hợp để chịu các tải

trọng lớn của nhà cao tầng, phát huy được sức chịu tải của vật lệu nhờ đó khối lượng vật

liệu sử dụng có thể nhỏ hơn so với cọc ép ở cấp tải trọng tương đối lớn (hơn 2000KN).


46

Phương án thiết kế móng cọc nếu kết hợp với các giải pháp thiết kế tầng hầm sẽ

mang lại hiệu quả kinh tế cao vì:

Chiều dài tác dụng của ma sát âm trong các ví dụ trên cũng như trong kết quả của

các công trình nghiên cứu trước đây thì trong khoàng (1/3-1/2) chiều dài cọc chủ yếu nằm

trong lớp đất yếu chưa cố kết. Đối với địa chất quận 7 lớp đất yếu nguy hiểm là lớp bùn sét

hữu cơ chiều dày khoảng 14 m. Lớp đất này hầu như không có ảnh hưởng đến sức chịu tải

cọc mà chủ yếu gây ra ma sát âm tác dụng lên cọc.

Giải pháp tầng hầm làm giảm đáng kể chiều dài tác dụng của ma sát âm, tiết kiệm

được vật liệu làm cọc tận dụng được không gian phục vụ hạ tầng kỹ thuật; tăng nhanh quá

trình cố kết của lớp đất yếu bên dưới trong quá trình thi công tầng hầm do đó giảm thời

gian đưa vào sử dụng của công trình nên mang lại hiệu quả kinh tế cao.

Lớp đất phía dưới tầng hầm chịu lực tốt hơn (do có áp lực tiền cố kết lớn) có thể đưa

ra nhiều phương án thiết kế móng mang lại hiệu quả kinh tế tối ưu như móng bè trên nền

cọc nhồi.

So với các phương pháp khắc phục ma sát âm bằng các phương pháp gia cố nền thì

phương pháp này mang lại hiệu quả cao hơn vì việc gia cố nền có thể tăng thời gian xây

dựng có thể giàm chi phí thiết kế công phát sinh thêm chi phí gia cố.

Ngày nay việc tính toán thiết kế và lập phương án thi công tầng hầm ở nước có

nhiều tiến bộ với sự phát triễn của công tác khảo sát địa chất và các phần mềm PTHH mô

hình tốt hơn ứng xử thực tế của đất tạo được độ tin cậy cao trong thiết kế. Giá thành thi

công ngày càng có tính cạnh tranh khi xem xét toàn bộ khối lượng tổng thể trong trình thì

phương án này mang lại hiệu quả kinh tế cao hơn.

Phần 3:Kết luận, kiến nghị.I. Kết luận

Từ những kết quả thu được ta rút ra các kết luận sau:

Ma sát âm hay sức kháng bên âm là một thành phần lực sinh ra trong các trường hợp

độ lún của lớp đất xung quanh cọc lớn hơn độ lún của cọc.

Có rất nhiều yếu tố ảnh hưởng đến ma sát âm (chỉ tiêu cơ lý của đất, mực nước

ngầm, loại cọc, các kích thước của cọc, độ cố kết thời gian cố kết của đất…) cho nên việc

xây dựng một mô hình tính toán tổng quát cho bài toán này rất phức tạp. Tuy nhiên giá trị

ma sát âm thiên về an toàn có thể xem bằng ma sát dương và vùng ảnh hưởng của nó được


47

xác định qua vị trí lớn nhất mặt phẳng trung hòa (Vị trí cân bằng giữa chuyển vị của cọc và

của đất xung quanh khi công trình đạt độ lún ổn định).

Xác định vị trí mặt phẳng trung hòa là quá trình phức tạp nhất trong việc tính toán

ma sát âm nó dòi hỏi phải xem xét tất cả yếu tố ảnh hưởng trong đó lún cố kết của đất là

yếu tố đầu tiên cần xét đến. Vị trí mặt phẳng này phát triển theo thời gian cố kết của cọc.

Xem xét ảnh hưởng của độ lún cọc đơn và lún cố kết là phương pháp xác định vị trí này.

Trong đề tài đề xuất thuật toán của Bowles trong việc xác định vị trí của mặt phẳng

trung hòa tuy phương pháp này chưa thể hiện được hết các quá trình phát triễn của mặt

phẳng trung hòa nhưng nó là một thuật toán đơn giản dễ ứng dụng vào thực tế tính toán

theo quy phạm nước ta.

Một cách khác để xác định vị trí mặt phẳng trung hòa và sự phát triễn của nó theo

thời gian là sử dụng phần mềm phần tử hữu hạn Plaxis; nó có thể xem xét một cách tổng

thể các yếu tố tác động cũng như sự phát triễn của sức kháng bên của cọc theo thời gian.

Tuy nhiên mô hình ứng xử của cọc theo mô hình phẳng (2D) ta chưa xém xét được hết ảnh

hưởng của các yếu tố như chu vi của cọc nên kết quả phân tích có thể chênh lệch so với

thực tế.

II. Kiến nghị:

Trong thiết kế nếu có xét đến ảnh hưởng của ma sát âm cần tính toán cả hai ứng xử

thoát nước và không thoát nước của đất vì phân tích ảnh hưởng của ma sát âm là quá trình

phân tích ứng xử dài hạn (ứng xử thoát nước) của đất nên đòi hỏi phải có đầy đủ các thông

số ứng xử thoát nước từ các thí nghiệm địa chất. Nếu chỉ sử dụng các thông số từ các thí

nghiệm đơn giản như cắt trực tiếp thí nghiệm nén nhanh thì những kết quả thu được sẽ

không chính xác đem lại cái nhìn không đúng về ma sát âm tăng chi phí thiết kế nhưng

không mang lại hiệu quả.

Cần xem xét ảnh hưởng của ma sát âm trong các trường hợp sau:

Cọc xuyên qua các lớp đất yếu với độ cố kết còn bé như sét yếu, bùn, than bùn…

Ở những nơi nền công trình được nâng cao với với chiều dày lớn hơn 1m trên lớp

đất yếu hay phụ tải nền với tải trọng lớn từ 20kPa trở lên.

Mực nước ngầm bị hạ thấp đáng kể do quá trình thi công công trình mới hay do khai

thác nước ngầm trong thành phố.


48

Quá trình thi công cọc ép của một số công trình xây chen có thể gây ra ma sát âm

đối các cọc biên của công trình cũ.

Thiết kế cọc nổi trên nền đang cố kết.

Với địa chất đặc thù ở quận 7, hiện tượng ma sát âm trong thi công móng cọc là rất

phổ biến. Do đó, trong công tác thiết kế và thi công móng cọc ở địa bàn này, cần lưu ý đến

ảnh hưởng của ma sát âm đến nền móng công trình để đề ra những giải pháp hiệu quả và

kinh tế tùy vào từng công trình. Trong đó phương án cọc nhồi và cọc nhồi kết hợp với tầng

hầm mang lại nhiều hiệu quả hơn các phương pháp khác trong thiết kế ở khu vực này. Tuy

nhiên việc kết hợp hợp lý các phương án thiết kế sẽ mang lại hiệu quả cao nhất phù hợp với

yêu cầu thiết kế của công trình đảm bảo khả năng chịu lực của kết cấu.

Do còn tồn tại những hạn chế về mặt kiến thức cũng như thời gian nghiên cứu, đề tài

này chỉ đi sâu về mặt lý thuyết, định nghĩa, bản chất và nguyên nhân giải pháp khắc phục

hiện tượng ma sát âm, tuy nhiên khâu tính toán xác định giá trị cụ thể của ma sát âm vẫn

chưa được làm rõ để có thể phục vụ thiết kế, từ đó đặt ra yêu cầu cho những đề tài nghiên

cứu tiếp theo về vấn đề này.

Do tính phức tạp của đối tượng nghiên cứu trong giới hạn đề tài nghiên cứu chỉ xem

xét phát triễn của ma sát âm đối với mô hình Morh Coulumb nhưng mô hình này lại có rất

nhiều hạn chế trong tính toán ứng xử của đất yếu. Những đề tài tiếp theo có thể phát triễn

theo các mô hình hiên đại như Hardening Soid hay Modified Cam-clay.

Phần 4:Phụ luc.

I. Đường đẳng ứng suất.

1. Biểu đồ xác định đường đẳng ứng suất.


49

Hình 1. Các đường đẳng ứng suất đối với ứng suất thằng đứng

a) móng hình tròn: b) móng băng

2. Nếu ta vẽ những đường đi qua các điểm có cùng một giá trị ứng suất trong một mặt

cắt thì sẽ nhận được các đường đẳng ứng suất dạng bầu Hình 1 chi ra các đường đảng

ứng suất dạng bấu vẽ cho các loại móng khác nhau. ở đây ứng suất được cho dưới

dạng phân lượng của tải trọng tác dụng và vẽ theo chiều rộng móng. Phạm vi đường

đẳng ứng suất ở một giá trị đã cho rất thuận tiện khi muốn biết phạm vi nào của khối

đất dưới móng sẽ chịu phạm vi theo chiều sâu và bề ngang của các đường đang ứng

suất bểu thị các giá trị 0,2q và 0,1q Hai trường hợp cuối cùng này được thể hiện ở

bảng dưới đây, còn tải trọng phân bố đều trên diện chữ nhật sẽ cho những giá trị trung

gian. Sử dụng bảng 6-4 và 6-6 có thể nhận được các giá trị gần đúng cho chiều sâu và

bê rộng của các đường đẳng ứng suất 0,2q và 0,lq như dưới đây:


50

Tải trọng tiết diện

tròn phân bố đều

Tải trọng băng

phân bố đều

0.2q 0.1q 0.2q 0.1q

Chiều sâu lớn nhất của đường đẳng ứng

suất phía dưới trung tâm của móng. Nửa

chiều rộng lớn nhất của đường đẳng ứng

suất (nghĩa là khoảng cách ngang từ trung

tâm của móng)

1.3B

0.7B

1.9B

0.9B

3.2B

1.1B

6.6B

2.1B

3. Kích thước đường đẳng ứng suất cho ta chỉ dẫn ích lợi để quyết định phạm vi khảo sát

cần thực hiện. Chiếu sâu tối thiểu của những hố khoan khảo sát thường được lấy bằng

l,5B. Nhưng trong một số trường hợp điều đó có thể không thỏa đáng như các hình vẽ

trên chi dẫn. Cũng cấn nhấn mạnh rằng các đường đẳng ứng suất kết hợp của các

móng lân cận sẽ sâu hơn các đường đó của một móng riêng biệt. Trong hình 2 đã chỉ ra

kết quả ảnh hưởng do cả chiều rộng đáng kể như đối với móng (a) Nhưng lại phải chịu

ứng suất lớn hơn 0,2q như móng (b) và cũng do hậu quả kết hợp (d) của các móng

cạnh nhau (c).

Hình 2. Các đường đẳng ứng suất chỉ ra chiều sâu tới đó đất chịu ứng đất đáng kể


51

Tài liệu tham khảo

Vũ Công Ngữ và Nguyễn Thái, Móng cọc phận tích và thiết kế, nhả xuất bản khoa học và kỹ

thuật.

TS. Đậu Văn Ngọ, Nghiên cứu ảnh hưởng của ma sát âm đến công trình và các biện pháp

làm giảm thiểu ma sát âm, Science & Technology Development, Vol 12, No.06 – 2009.

Trần Văn Việt, Cẩm nang dùng cho kỹ sư địa kỹ thuật, Nhà xuất bản xây dựng.

TS. Nguyễn Minh Tâm, Bài giảng ứng dụng Plaxis trong tính toán địa kỹ thuật.

Nguyễn Hiếu Nghị “Nhóm 3 ĐKTXD2008” , Báo cáo tiểu luận môn học Móng cọc – Ma sát

âm. Tháng 6/2009.

Tiêu chuẩn thiết kế móng cọc - TCXDVN 205-1998.

Tiêu chuẩn thiết kế cầu - 22 TCN 272.

Joseph E.Bolwes, Foundation analysis and design – fifth edition.

Richard P. Long & Kent A. Healy, tháng 3/1974, final report Negative skin friction on pile.

Dr Bengt H. Fellenius, 1984, Negative skin friction and Settlement on pile.

Ali Sharif, Negative skin frition on single pile in clay to direct and indirect loading, 1998.

Documents

Báo cáo NCKH