Ước lượng sức chịu tải cọc bằng phương pháp phần tử hữu hạn

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 14 ƯỚC LƯỢNG SỨC CHỊU TẢI CỌC BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN TRƢƠNG NAM SƠN* HUỲNH QUỐC THIỆN, NGUYỄN MINH TÂM Estimating the capacity of pile by finite element method Abstract: Determining the ultimate bearing capacity of pile by using field experiment results such as CPT test and SPT test has been widely used in engineering practice. Therefore, this paper provides correlations between elastic modulus E, undrained shear strength Su and NSPT index. The correlations are derived from the field results of static loading test of 10 piles which were attached strain gauges at various elevations of pile length. The outcomes are actually applied to simulate and estimate the ultimate bearing capacity for 5 piles in different projects in Vietnam by finite element method (FEM). The result shows good agreements that estimating the capacity of pile by finite element method gives average error about 9% compared with estimating results obtained from the static loading test. 1. ĐẶT VẤN ĐỀ* Trong bối cảnh hiện nay, với s trợ giúp đắc l c từ hệ thống máy tính và các phần mềm tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH), rất nhiều bài toán địa kỹ thu t được giải quyết một cách chính xác hơn, giúp cho các thiết kế trở nên an toàn và tiết kiệm hơn. Ước lượng sức chịu tải của cọc bằng phương pháp PTHH không phải là vấn đề mới nhưng luôn cần có những nghiên cứu bổ sung. Do đó, bài báo cung cấp các tương quan giữa E – NSPT và Su – NSPT cho đất khu v c thành phố Hồ Chí Minh, sử d ng cho việc phân tích và tính toán sức chịu tải c c hạn của cọc khoan nhồi ở khu v c này. 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT THÍ NGHIỆM NÉN TĨNH CỌC CÓ GẮN CÁC ĐẦU ĐO IẾN DẠNG 2.1. Thí nghiệm nén tĩnh cọc Thí nghiệm nén tĩnh cọc được tiến hành bằng phương pháp dùng tải trọng tĩnh ép dọc tr c cọc sao cho dưới tác d ng của l c ép, cọc lún sâu * c viên cao h c hoa Thu t y D ng Tr ng Đ i c B ch hoa - Đ i c u c ia Thành Ph ồ Chí Minh Email: truongcongnamson@gmail.com thêm vào đất nền. Tải trọng tác d ng lên đầu cọc được th c hiện bằng kích thủy l c với hệ phản l c là dàn chất tải, neo hoặc kết hợp cả hai. Các số liệu về tải trọng, chuyển vị, biến dạng thu được trong quá trình thí nghiệm là cơ sở để phân tích đánh giá sức chịu tải và mối quan hệ tải trọng - chuyển vị của cọc trong đất nền. Theo truyền thống thì việc thử tải tĩnh được th c hiện bởi một hệ thống chống đỡ lại tải trọng hoặc bằng cọc neo hoặc thiết bị neo vào đất, do đó phương pháp này sẽ gặp khó khăn đối với những cọc có sức chịu tải lớn hoặc mặt bằng ch t hẹp. Những năm gần đây, phương pháp Osterberg load cell (O-cell) được sử d ng rộng rãi cho việc thử tải tĩnh cho các cọc bê tông cốt thép đổ tại chỗ có đường kính lớn. Tải trọng tĩnh dùng để thử được tạo ra bởi hộp tải (Osterberg Cell) đặt sẵn trong cọc khi thi công. Hộp tải hoạt động theo 2 chiều đối nhau: đẩy phần cọc trên hộp tải lên trên phá sức kháng cắt của đất nền quanh thân cọc của phần cọc này; đẩy phần cọc dưới hộp tải xuống dưới phá sức kháng nén của đất nền dưới mũi cọc cùng với sức kháng cắt của đất nền quanh thân cọc của phần cọc này. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 15 ình 1. So s nh nguyên lý t c dụng của c c ph ơng ph p nén tĩnh thông th ng và ph ơng ph p osterberg 2.2. Thiết bị đo biến dạng và đo co ngắn cọc Thiết bị đo biến dạng: được lắp đặt trong bê tông dọc theo chiều dài cọc thử tĩnh với m c đích xác định biến dạng của cọc khi cọc chịu tải trọng nén, từ đó tính toán được tải trọng phân bố dọc theo thân cọc cũng như sức kháng hông và sức kháng mũi của cọc. Thiết bị đo biến dạng bao gồm một cảm biến biến dạng chuyển đổi các đại lượng v t lý thành các tín hiệu đầu ra phù hợp, hệ thống truyền tín hiện và hệ thống thu nh n tín hiệu. Nguyên tắc hoạt động cơ bản của đầu đo là d a trên s rung động của sợi dây bên trong đầu đo. S khác nhau của các sóng này là do s căng hoặc trùng của sợi dây và cũng chính là s biến dạng của đầu đo, đồng nghĩa với s biến dạng của cọc. Thiết bị đo co ngắn cọc: dùng để đo co ngắn đàn hồi của thân cọc. thiết bị được cố định bằng các neo gắn chặt vào phía trong ống sonic nhờ hệ thống khí. Cáp tín hiệu và thanh dẫn kim loại từ các transducer được nối với nhau từ đáy cọc lên đỉnh cọc và được kết nối vào hộp đọc t động lấy số liệu trong suốt quá trình thí nghiệm. ình 2. Lắp đặt đầu đo biến d ng ình 3. Đầu đo co ngắn c c 3. TƢƠNG QUAN GIỮA SỨC CHỐNG CẮT KHÔNG THOÁT NƢỚC SU VÀ MÔ ĐUN ĐÀN HỒI E THEO NSPT: Hiện nay, thí nghiệm nén tĩnh cọc cũng như thí nghiệm O-cell có gắn các đầu đo biến dạng đang dần phổ biến ở Việt Nam. Kết quả của thí nghiệm này là sức kháng ma sát hông của từng đoạn cọc và sức kháng của mũi cọc. Đây là dữ liệu quan trọng để phân tích cũng như đưa ra các tương quan dùng để tính toán sức chịu tải cọc. 3.1. Tƣơng quan giữa mô đun biến dạng E và chỉ số NSPT cho đất rời Mô đun biến dạng E được tính toán d a trên lý thuyết bán không gian đàn hồi như sau: 2 2(1 ) (1 )p p m m q B q B S E E S         Trong đó: Sm: độ lún mũi cọc; B: cạnh cọc qp: sức kháng mũi đơn vị ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 16 E : mô đun đàn hồi đất dưới mũi cọc : hệ số Poisson của đất ở mũi cọc : hệ số ph thuộc vào hình dáng cọc, được lấy theo bảng 1. ảng 1. Hệ số  khi xem mũi cọc là móng tuyệt đối cứng M = L/B  M = L/B  1 0,88 6 1,82 1,5 1,08 7 1,91 2 1,22 8 1,98 3 1,44 9 2,05 4 1,61 10 2,12 5 1,72 Móng tròn 0,79 Kết quả tính toán mô đun biến dạng E được trình bày trong bảng 2. 3.2. Tƣơng quan giữa sức chống cắt không thoát nƣớc Su và chỉ số NSPT Từ dữ liệu thu th p được từ thí nghiệm đo biến dạng, sức kháng đơn vị fs xung quanh cọc ở các lớp đất dính đã đạt đến c c hạn chính là sức chống cắt không thoát nước Su của đất (với giả thiết là sức chống cắt của đất/đất bằng với sức chống cắt của đất/cọc). Kết quả tổng hợp sức kháng đơn vị trên thân cọc (ở những cây cọc đã xuất hiện điểm uốn trên biểu đồ quan hệ P-s hoặc sức kháng đơn vị đã đạt tới đỉnh ở những chu kì trước đó và không tiếp t c tăng) được trình bày trong bảng 3. ảng 2. ảng tổng hợp mô đun biến dạng E Tên dự án Tiết diện (mm) L (m ) Ptest (T) P (T) qp tại P (kPa) sm tại P (mm) Lớp đất Độ sâ u E (kPa) N- SPT E/N- SP T Saigon- Bason HK18 800x 2800 60 220 0 284 6 920 7.65 Cát 60 13351 4 47 284 1 Saigon- Bason HK22 D1500 60 160 0 240 0 1650 10 Cát 60 17792 8 52 342 2 Lancaster Nguyễn trãi 800x 2800 62 238 0 482 0 1400 7.47 Cát 62 20807 0 57 365 0 Lim Tower III 800x 2800 63 370 0 697 0 450 7.46 Cát 63 66969 39 171 7 Khu phức hợp Tân Cảng 800x 2800 65 180 0 405 0 814 5.89 Cát 65 15343 0 55 279 0 Lim Tower D1200 67 900 216 0 1244 15.28 Cát 67 70234 62 113 3 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 17 VCB D1500 71 140 0 245 0 864 14.81 Cát 71 62910 41 153 4 Hilton 1200x 2800 80 390 0 735 2 420 4.35 Cát pha 80 13558 9 49 276 7 Satra Tax Plaza 1000x 2800 80 384 0 960 0 450 5.52 Cát 80 10356 2 62 167 0 Landmark Tower 1000x 2800 85 320 0 630 2 1800 15.64 Cát 85 14620 5 58 252 1 Trung bình 240 4 ảng 3. ảng tổng hợp sức kháng đơn vị trên thân cọc STT Tên d án Địa điểm Độ sâu Loại đất NSPT Ma sát đơn vị fs fs/NSPT m kN/m 2 1 Lancaster Nguyễn Trãi Qu n 1 8-18 Á sét 12 40 3,3 2 Lancaster Nguyễn Trãi Qu n 1 46-48 Á sét 27 192 7,1 3 Lancaster Nguyễn Trãi Qu n 1 50-56 Sét 32 243 7,6 4 Saigon-Bason - HK22 Qu n 1 36-38 Á sét 20 121 6,1 5 Saigon-Bason - HK22 Qu n 1 44-47 Á sét 26 146 5,6 6 Saigon-Bason - HK19 Qu n 1 40-48 Sét 29 175 6,0 7 Hilton Qu n 1 46-52 Sét 44 177 4,0 8 Hilton Qu n 1 52-55 Á sét 40 263 6,6 9 Lim tower III Qu n 1 2-8 Sét 11 74 6,7 10 Lim tower III Qu n 1 46-56 Sét 41 252 6,1 11 Friendship Tower Qu n 1 2-10 Á sét 12 72 6,0 12 Friendship Tower Qu n 1 42-56 Sét 40 297 7,4 13 Satra Tax- Plaza Qu n 1 36-52 Sét 39 277 7,1 14 Landmark Tower Qu n Bình Thạnh 30-44 Á sét 21 149 7,1 15 Lim tower Qu n 1 2-5 Á sét 6 39 6,5 16 Lim tower Qu n 1 8-12 Á sét 11 44.2 4,0 17 Lim tower Qu n 1 38-46 Á sét 35 110 3,1 18 Vietcombank Qu n 1 4-8 Á sét 5 44.6 8,9 19 Khu phức hợp Tân cảng Qu n Bình Thạnh 34-38 Sét 15 69 4,6 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 18 ình 4. Biểu đồ quan hệ giữa sức h ng hông đơn vị fs và gi trị NSPT Từ bảng 2 cho thấy tỉ số E/NSPT có giá trị trong phạm vi từ 1133 – 3650 và trung bình là 2404. Kết quả này cũng phù hợp với nhiều nghiên cứu trước đó trên thế giới như theo Y.C.Tan C.M.Chow: E = 2000N; theo R. Yamaoka, H. Shimada, T. Sasaoka & M. Hirai: E = 2800N; theo C.G. Chinnaswamy: E = (2500-3000)N. Như v y, đối với đất cát ở khu v c thành phố Hồ Chí Minh có thể xác định giá trị mô đun biến dạng E theo NSPT sử d ng cho bài toán cọc như sau: E = 2400NSPT (kN/m 2 ). Từ hình 4 cho thấy sức kháng hông đơn vị fs và giá trị NSPT có quan hệ gần như tuyến tính. Như đã trình bày ở trên, sức kháng đơn vị fs được tổng hợp ở trên đã là sức kháng c c hạn nên ở bài toán tính toán sức chịu tải cọc có thể lấy tương quan giữa sức chống cắt không thoát nước Su và giá trị NSPT cho cọc khoan nhồi khu v c thành phố Hồ Chí Minh như sau: Su = 6NSPT (kN/m 2 ). Kết quả này cũng phù hợp với B.Look: cu = (2-8)N, trung bình là 5N; theo biểu đồ của Sower: cu = 4N cho đất có tính dẻo cao và tăng đến 15N cho đất có tính dẻo thấp; theo biểu đồ của Stroud và Butler (1975): cu = 4,5N với PI > 30% và tăng đến 8N với PI = 15%. 4. MÔ HÌNH PHÂN TÍCH CỌC ẰNG PHƢƠNG PHÁP PTHH: Cọc được mô phỏng bằng phần mềm plaxis 2D V8.6, sử d ng bài toán đối xứng tr c và mô hình Mohr - Coulomb. Đối với đất rời, sử d ng phương pháp phân tích drained với sức chống cắt có được từ thí nghiệm cắt tr c tiếp và mô đun biến dạng E được xác định theo tương quan E = 2400NSPT. Đối với đất dính, sử d ng phương pháp phân tích undrained B với sức chống cắt không thoát nước có được theo tương quan Su = 6NSPT và mô đun biến dạng thoát nước E’ được xác định theo Stroud và các cộng s (được nêu trong Handbook of geotechnical investigation and design tables, B.Look) như sau: ảng 4. ảng xác định E’ theo Stroud PI (%) E’/cu 10-30 270 20-30 200 30-40 150 40-50 130 50-60 110 Cọc được mô phỏng bằng v t liệu “non porous” với ứng xử đàn hồi và không có lỗ rỗng. Thông số về mô đun đàn hồi của cọc cũng rất quan trọng, cần phải kể đến s có mặt của cốt thép trong cọc vì cọc thử thường được bố trí ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 19 hàm lượng cốt thép khá lớn, điều này làm ảnh hưởng đến biến dạng đàn hồi của cọc. ình 5. Mô hình mô phỏng c c TP1 d n Lakeside Tower 5. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN ình 6. Biểu đồ quan hệ P-S th c tế và ết quả mô phỏng c c TP1 d n La eside Tower ình 7. Biểu đồ quan hệ P-S th c tế và ết quả mô phỏng c c TP2 d n La eside Tower ình 8. Biểu đồ quan hệ P-S th c tế và ết quả mô phỏng c c TP4 d n Viva Riverside ình 9. Biểu đồ quan hệ P-S th c tế và ết quả mô phỏng c c TP2 d n Etown Cộng òa ình 10. Biểu đồ quan hệ P-S th c tế và ết quả mô phỏng c c TP1 d n Vietcomreal Tower ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 20 ảng 5. ảng so sánh sức chịu tải cực hạn tính toán đƣợc từ Plaxis với thí nghiệm nén tĩnh hiện trƣờng STT D án Tên cọc Tiết diện Chiều dài Nén tĩnh Plaxis mm m Qu(T) Qu(T) Sai s (%) 1 Lakeside Tower TP1 D1500 80 2880 2665 -7 2 Lakeside Tower TP2 D1200 80 2358 2275 -4 3 Viva Riverside TP4 D1200 80 3000 2600 -13 4 Etown Cộng Hòa TP2 D1800 65 4635 4030 -13 5 Vietcomreal Tower TP1 D1200 80 2955 2750 -7 Trung bình -9 Từ bảng tổng hợp trên cho thấy, khi so sánh với sức chịu tải c c hạn từ thí nghiệm nén tĩnh hiện trường được xác định theo m c 7.3 - TCVN 10304:2014 thì kết quả tính toán d a trên mô phỏng bằng phần mềm Plaxis 2D cho sai số từ 4% đến 13% và trung bình là 9%, khá nhỏ và thiên về an toàn. 6. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ Đối với đất rời khu v c địa bàn thành phố Hồ Chí Minh có thể xác định mô đun biến dạng E sử d ng cho bài toán cọc theo tương quan E = 2400NSPT (kN/m 2 ). Đối với cọc khoan nhồi khu v c thành phố Hồ Chí Minh, khi tính toán sức kháng ma sát hông đơn vị fs cho các lớp đất dính, có thể sử d ng tương quan fs = 6NSPT (kN/m 2 ). Xác định sức chịu tải c c hạn của cọc bằng phương pháp phần tử hữu hạn là một phương pháp khá toàn diện khi có xét đến sức kháng hông, sức kháng mũi của đất và độ lún của cọc. Mô phỏng cọc bằng phần mềm Plaxis 2D, sử d ng mô hình Mohr - Coulomb với bộ thông số được lấy theo tương quan với chỉ số SPT. Đối với đất rời: E = 2400NSPT kN/m 2 . Với đất dính: Su = 6NSPT kN/m 2 và E’ = 200-270Su cho kết quả sức chịu tải c c hạn khá sát với th c tế thí nghiệm nén tĩnh, sai số trung bình là 9% thiên về an toàn. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] B. Look, Handbook of geotechnical investigation and design tables, London: Taylor & Francis Group, 2007. [2] Bowles J.E, Foundation analysis and design, New York: McGraw-Hill, 2002. [3] PGS.TS. Võ Phán, ThS. Hoàng Thế Thao (2010), Phân tích và tính toán móng cọc, TP. Hồ Chí Minh. [4] T. V. Việt, Cẩm nang dùng cho kỹ sư địa kỹ thu t, Hà Nội, Nhà xuất bản Xây D ng.