PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG của MA sát âm đến sức CHỊU tải của cọc đơn THEO mức độ cố kết của nền ANALYSING THE INFLUENCE OF NEGATIVE SKIN FRICTION ON PILE CAPACITY AT THE DEGREE OF CONSOLIDATION OF THE GROUN

K ết quả phân tích của nghiên cứu thể hiện rằng giá trị lực ma sát âm trong cọc đơn tăng nhanh khi độ cố kết của nền nhỏ hơn 60% và gần như không đổi khi độ cố kết của nền đạt trong c ọ

PHÂN TÍCH NH H NG C A MA SÁT ÂM

Đ N S C CH U T I C A C C Đ N THEO M C Đ C K T C A N N

ANALYSING THE INFLUENCE OF NEGATIVE SKIN FRICTION ON PILE CAPACITY AT THE DEGREE OF CONSOLIDATION OF THE GROUND

PGS TS VÕ PHÁN, KS LÊ PH NG

Đại học Bách khoa TP HCM

TS VÕ NG C HÀ, Đại Học Tiền Giang

TÓM T ẮT

Bài báo này phân tích ảnh hư ng của ma sát âm đối với cọc đơn công trình kho lạnh LPG – Thị

V ải với địa chất điển hình là chiều dày lớp bùn sét lên đến 20m Sự phát triển ma sát âm trong

phân tích k ết hợp giữa nguyên lý truyền tải trong cọc của Fellenius và lý thuyết cố kết thấm của

Terzaghi K ết quả phân tích của nghiên cứu thể hiện rằng giá trị lực ma sát âm trong cọc đơn tăng nhanh khi độ cố kết của nền nhỏ hơn 60% và gần như không đổi khi độ cố kết của nền đạt

trong c ọc đến giá trị cực đại và giá trị này có thể lớn hơn sức chịu tải của cọc

ABSTRACT

This paper focused on analysing influence of negative skin friction on single pile of LPG Refrigerated Storage Tanks in Thi Vai – Vung Tau City where the thickness of soft ground is

about 20m The development of dragload and downdrag on single pile at a degree of consolidation in consolidating ground is investigated in this study with a model that combines the load transfer method (Fellenius) and one dimensional consolidation theory (Terzaghi) Based on the analysis result of this study, it is shown that the dragload on single pile promptly grow when the degree of consolidation of the soil mass (DCSM) is about 60% and nearly unchanged when DCSM is about 85% When DCSM is 100% dragload increase the internal force in pile to the maximum value which recorded is equal to pile capacity.

1 Đ T V N Đ

Ma sát âm là một hiện tượng đã gây ra rất nhiều sự cố móng cọc nhiều nơi trên thế giới như Mỹ (Moore 1947; Garlander 1974), Pháp (Florentin & L’Heriteau 1948), Canada (Stermac 1968), v.v nước cũng đã có những sự cố móng cọc công trình do ma sát âm gây ra một số khu vực miền Nam như Vũng Tàu, Đồng bằng Sông Cửu Longầ Đã có rất nhiều phương pháp tính toán xác định giá trị ma sát âm được đề xuất

Thông qua quá trình đánh giá tổng quan các nghiên c u hiện trư ng với kích thước thật c a các cọc trong th i gian lâu dài c a các tác giả như Bjerrum, Endo, Fellenius [5] tác giả nhận thấy phương pháp thiết kế thống nhất dựa trên nguyên lý truyền tải trọng được đề xuất b i Fellenius phản ánh được ng xử thực tế c a cọc khi chịu ma sát âm Nguyên lý c a phương pháp thiết kế

thống nhất là nền tảng c a phương pháp giải tích và mô phỏng ph n tử hữu hạn xác định giá trị

lực ma sát âm trong cọc được đề xuất trong nghiên c u này

Mặt khác ma sát âm phát triển theo quá trình cố kết c a nền hay theo th i gian sử dụng c a cọc, để xác định rõ hơn m c độ ảnh hư ng c a ma sát âm trong quá trình cố kết, tác giả lựa chọn hướng nghiên c u: phân tích sự phát triển c a ma sát âm theo quá trình cố kết c a nền dựa trên phương pháp truyền tải trọng có xét đến m c độ cố kết c a nền Phương pháp này là sự kết hợp

c a phương pháp truyền tải trọng c a Fellenius và lý thuyết cố kết thấm c a Terzaghi

So sánh các kết quả phân tích xác định s c chịu tải cọc đơn với kết quả thí nghiệm thử tĩnh

cọc và thí nghiệm PDA để đánh giá độ tin cậy c a phương pháp phân tích cũng như các thông số

đ u vào được sử dụng trong nghiên c u Phạm vi nghiên c u giới hạn trong việc xác định giá trị

ma sát âm và mặt phẳng trung hòa bằng phương pháp giải tích và mô phỏng

2.1 Xác đ nh đ lún s c p c a n n theo lý thuy t c a Janbu

Độ lún sơ cấp c a nền có thể được xác định theo quan hệ e-p hoặc e-logp, trong nghiên c u này tác giả đề xuất sử dụng phương pháp xác định độ lún sơ cấp theo quan hệ phi tuyến giữa ng

suất và biến dạng được đề xuất b i Nilmar Janbu [4] Mối tương quan được Janbu đề xuất được suy ra từ định nghĩa module tiếp tuyến, Et=/:

' m

r t

r



    

Trong đó:

  – biến dạng phát sinh b i ng suất hữu hiệu

 ’ – ng suất hữu hiệu

 j – hệ số mũ ng suất

 Er – module c a đất ng suất tham chiếu r

 r – ng suất tham chiếu (thư ng lấy bằng 100kPa)

 Đối với đất cát và đất bụi – j=0.5 và r=100kPa

1

5

o o

r

 Đối với đất dính – j=1 và r=100kPa



2.2 Xác đ nh đ ng phân b đ lún c a n n theo đ sâu đ c k t trung bình U t

Xác định đư ng phân phối độ lún c a nền độ cố kết trung bình U i

Chia nền dày H thành n lớp với chiều dày Li

Xác định phân bố áp lực nước lỗ rỗng thặng dư c a các phân tố trong nền U i bằng công

th c (4) và (5) [1],[8]:

TH1: Thốt nước 2 biên:

2 4

z

H



TH2: Thốt nước 1 biên và ng suất hữu hiệu giảm tuyến tính theo độ sâu:

2

8

z

H



Trong đĩ Tv là nhân tố th i gian được xác định từ phương trình:

 Khi Ut<60%: 2

v

 Khi Ut60%

TH1:

2 2

8

4

16

4

(7)

Xác định ng suất hữu hiệu c a phân tố n từ cơng th c 8:

Xác định độ lún c a từng phân tố

, 1 , 0

100

i

E





Phân phối độ lún c a nền theo độ sâu

1

n i

i





Vẽ đư ng phân phối độ lún c a nền độ cố kết trung bình U i

2.3 Xác đ nh đ ng truy n t i trong c c

Đư ng truyền tải trọng trong cọc (hình 1a) ngay

sau khi chất tải được xác định từ cơng th c (11), dựa

trên nguyên lý tải trọng tác dụng đ u cọc bị khử d n

b i ma sát bên c a cọc khi chuyển vị c a cọc lớn hơn

đất nền xung quanh

Với:

 P – tải trọng tác dụng đ u cọc

 fsi – ma sát đơn vị

 Li – chiều dài c a đoạn cọc th i

Ma sát đơn vị fsi được xác định bằng từ cơng

th c

'

Trong đĩ:

 k – hệ số kể đến m c độ huy động c a ma sát bên (k=0.7-1)

P Tải trọng

Độ lún - sp

Hình 1 a.Đư ng cong truyền tải

 Ks– hệ số áp lực ngang, thư ng lấy K s  (1 sin ') OCR

2.4 Xác đ nh đ lún c a c c đ n dựa theo đ ng truy n t i trong c c

Dựa trên phương pháp xác định độ lún c a cọc đơn được Vesic [2] đề xuất tác giả đề nghị phương pháp xác định độ lún c a cọc đơn gồm 5 bước như sau:

Bước 1: xác định đư ng cong truyền tải trọng trong cọc

Bước 2: chia cọc thành n đoạn xác định lực dọc trung bình trong đoạn cọc

Bước 3: xác định độ lún đàn hồi c a từng đoạn cọc như cấu kiện chịu nén đúng tâm (hình 1b) Độ lún đàn hồi là tổng c a tất cả các đoạn cọc

1

zi

Q

EA



Bước 4: xác định độ lún c a mũi cọc theo cơng th c (14), xem vùng nền dưới mũi cọc là bán khơng gian đàn hồi:

 2

1

t t

s

q B S

E

 

qt- S c kháng mũi đơn vị tải trọng làm việc qt.Ap=Qt

B - Đư ng kính cọc trịn hoặc cạnh cọc vuơng

 - Hệ số Poisson c a đất dưới mũi cọc

Esb- Mơđun biến dạng c a đất dưới mũi cọc

 - Hệ số tuỳ thuộc hình dạng cọc, =0.79 với cọc vuơng; =0.88 với cọc trịn; hoặc cĩ thể lấy =0.85 với mọi loại cọc

Bước 5: xác định độ lún tổng cộng c a cọc là tổng c a độ lún đàn hồi dọc thân cọc và độ lún c a mũi cọc

2.5 Xác đ nh m t phẳng trung hịa và ma sát âm trong c c

Trong quá trình sử dụng, các tải trọng

bề mặt c a cơng trình gây độ lún cố kết cho

lớp đất bên dưới Những khu vực mà độ lún

c a nền lớn hơn độ lún c a cọc sẽ chịu một

lực kéo xuống (Hình 2)

Dựa trên nguyên lý c a phương pháp

thiết kế thống nhất [6], và phương pháp thiết

kế được đề xuất b i Gary L Kuhns [7] tác

giả đề xuất phương pháp phân tích ảnh

hư ng c a ma sát âm trong cọc và phương

pháp xác định vị trí mặt phẳng trung hịa

dựa trên 2 điều kiện sau:

 Mặt phẳng trung hịa là vị trí mà

nội lực trong cọc lớn nhất

P

Độ lún - s

Mặt phẳng trung hòa

Độ lún của nền Độ lún của cọc

Hình 3 ng xử c a cọc khi chịu ma sát âm

 Mặt phẳng trung hòa là vị trí mà chuyển vị c a đất lớn hơn chuyển vị c a nền

Để xác định được vị trí mặt phẳng trung hòa được xác định từ tính toán lặp như sau:

 B1: Xác định phân bố độ lún c a cọc (không kể đến ma sát âm)

 B2: Xác định phân bố độ lún c a nền

 B3: Giả sử mặt phẳng trung hòa nằm vị trí H1 bất kì trong cọc (thư ng chọn đáy lớp đất yếu)

 B4: Tính toán lại đư ng truyền tải trọng trong cọc ph n trên mặt phẳng trung hòa là ma sát âm, dưới mặt phẳng trung hòa là ma sát dương

 B5: Tính toán lại phân bố độ lún c a cọc theo độ sâu như B1

 B6: Từ đồ thị phân bố độ lún c a cọc và nền xác định vị trí mặt phẳng trung hòa H2

 So sánh giá trị H1 và H2 Nếu 2 vị trí này chênh lệch nhau không lớn (nhỏ hơn 1m) thì đây là mặt phẳng trung hòa c a cọc Nếu hai vị trí chênh lệch lớn thì thì lặp lại bước B3 với vị trí MPTH là H3=0.5x(H1+H2)

Giá trị lực ma sát âm trong cọc là tổng s c kháng âm tính từ đ u cọc đến MPTH

Phương trình cân bằng lực trong cọc tại vị trí mặt phẳng trung hòa như sau:

0

NP n

i



(1 sin ') ( tan ') '

q    OCR   c là ma sát âm đơn vị

3 Xác đ nh s c ch u t i vƠ ma sát đ n v c a móng c c công trình LPG – Th V i 3.1 Tổng quan v đ a ch t công trình kho l nh LPG – Th V i

Nghiên c u được thực hiện khu vực Thị Vải – Tp Vũng Tàu với một số đặc trưng địa chất được trình bày trong hình 5

Hình 3 Mặt cắt địa chất và chỉ số SPT – Giới hạn Atterberg

Số liệu thí nghiệm các chỉ tiêu cơ lý c a đất được trình bày trong bảng 1,2

L ớp cát san lấp

L ớp bùn sét

L ớp cát lẫn bụi

Bảng 1 Tổng kết các kết quả thí nghiệm trong phòng

Thông

s (kN/mγunsat3) γsat

Cắt trực tiếp Nén 3 trục

kx

(m/day)

ky

(m/day) OCR

c (kN/m2) φ (0) c'

(kN/m2)

φ' (0)

Lớp 2 15.04 15.24 3.6 6.3 10.7 22.6 1.1x10-4 5.5 x10-5 1

Bảng 2 Các thông số về đặc trưng nén lún sử dụng trong mô phỏng ph n tử hữu hạn

Thông s hình Mô ng xử E50ref

(kN/m2)

Eoedref

(kN/m2)

Eurref

(kN/m2) m E

ref  Rinter

3.2 Phân tích xác đ nh s c ch u t i c a cực h n vƠ đ ng truy n t i trong c c bằng

ph ng pháp gi i tích và phần m m Plaxis 3D Foundation

Tiến hành mô phỏng ph n tử hữu hạn bằng ph n mềm Plaixs 3D và tính toán đư ng truyền

tải bằng phương pháp giải tích ta được các kết quả trình bày trong hình 4.a và 4b

Hình 4 Biểu đồ so sánh kết quả mô phỏng và thử tĩnh cọc

Hình 4a so sánh đư ng quan hệ ng suất biến dạng giữa kết quả thí nghiệm thử tĩnh cọc và

mô hình Plaxis 3D Hình 4b so sánh đư ng truyền tải từ kết quả thí nghiệm thử động PDA, kết

quả mô phỏng bằng Plaxis 3D và phân tích đư ng truyền tải bằng phương pháp giải tích được tác giả đề xuất

Kết quả so sánh cho thấy mô hình phân tích giải tích và mô phỏng được đề xuất trong nghiên c u có độ tin cậy và phản ánh được ng xử thực tế c a cọc và nền

4 Phân tích nh h ng c a ma sát ơm đ n s c ch u t i c a c c đ n

4.1 Ph ng pháp gi i tích

 Dựa trên cơ sơ lý thuyết trình bày trong mục 2, tiến hành phân tích ảnh hư ng c a ma sát âm trong cọc các m c độ cố kết c a nền theo quy trình sau:

B1: Xác định đư ng phân phối độ lún c a nền độ cố kết trung bình U i

B2: Xác định đư ng truyền tải trọng trong cọc khi chịu tải trọng N (không kể đến ảnh

hư ng c a ma sát âm)

B3: Vẽ đư ng phân bố độ lún c a cọc theo độ sâu theo đư ng truyền tải trọng c a cọc B4: Xác định mặt phẳng trung hòa

B5: Xác định giá trị ma sát âm

 Kết quả phân tích

Hình 5 Kết quả phân tích ảnh hư ng ma sát âm trong cọc đơn bằng phương pháp giải tích

a Đư ng phân bố độ lún c a nền - b Đư ng truyền tải trong cọc – c Xác định mặt

4.2 Mô ph ng ng xử c a c c đ n bằng phần m m Plaxis 3D

Ph n mềm Plaxis cung cấp tính năng phân tích cố kết thấm theo th i gian, dựa vào tính năng này ta mô phỏng ảnh hư ng c a ma sát âm đối với cọc theo m c độ cố kết thông qua th i gian để nền đạt độ cố kết Ut Th i gian ng với độ cố kết Ut được xác định theo công th c: 2

v

v

H T

t

C

 Từ kết quả báo cáo khảo sát địa chất ta có Cv= 0.266x10-3cm2/s

Lập bảng tính toán th i gian ng với m c độ cố kết Utta được kết quả trong bảng

Bảng 3 Kết quả tính toán th i gian nền đạt độ cố kết trung bình U t

4.2.2 Quy trình mô ph ng 4.2.3 K t qu phân tích

Để xác định ảnh hư ng c a ma sát âm

theo m c độ cố kết trung bình c a nền ta tiến

hành mô phỏng theo quy trình sau

0 Thiết lập điều kiện ban đ u (Initial

condition) theo lộ trình K0

1 Chất tải đất đắp

2 Cho nền cố kết một th i gian t=90 ngày,

để kể đến quá trình cố kết c a nền trước

khi thi công cọc

3 Thi công cọc và chất tải trọng thử tĩnh

để kiểm tra thông số đ u vào sử dụng

4 Chất tải trọng làm việc c a cọc

5 Cho nền cố kết với th i gian T1 là th i

gian nền đạt độ cố kết U1

6 Cho nền cố kết tiếp tục cố kết với th i

gian T2= t2 – T1, là th i gian tăng thêm

để nền đạt độ cố kết U2

7 Cho nền cố kết tiếp tục cố kết với th i

gian Ti= ti – Ti-1, là th i gian tăng thêm

để nền đạt độ cố kết U2 Hình 6. Biểu đồ so sánh đư ng truyền tải c a

cọc theo độ cố kết c a nền

4.3 So sánh k t qu tính toán gi i tích và mô ph ng

Bảng 4 tổng hợp các kết quả phân tích và tính toán hệ số làm việc (HSLV=Pmax/Pvl) c a cọc

và hệ số ảnh hư ng (HSAH=Qn/ Pvl) c a cọc khi chịu ma sát âm S c chịu tải cực hạn c a cọc được chọn bằng với giá trị s c chịu tải theo vật liệu làm cọc Pvl=2898kN

Bảng 4 Bảng so sánh hai phương pháp phân tích

Phương pháp giải tích

HSLV=Pmax/Pvl (%) 87.30% 90.51% 92.34% 93.69%

HSAH=Qn/ Pvl (%) 35.54% 38.75% 40.58% 41.93%

Phương pháp mô phỏng

HSLV=Pmax/Pvl (%) 66.49% 87.24% 97.54% 100.39%

HSAH=Qn/ Pvl (%) 14.73% 35.48% 45.78% 48.63%

Hình 7 Biểu đồ so sánh kết quả giữa phương pháp giải tích và mô phỏng

Từ kết quả so sánh biểu đồ 7 ta rút ra một số nhận xét như sau:

 Kết quả tính toán ma sát âm bằng phương pháp giải tích cho giá trị g n như không đổi theo m c độ cố kết c a nền Điều này ch ng tỏ giá trị ma sát âm huy động được lựa chọn chưa

phản ánh được ảnh hư ng c a quá trình cố kết đến s c chịu tải c a cọc

Từ kết quả mô phỏng ta rút ra một số nhận xét như sau:

 Ma sát phát triển theo m c độ cố kết c a nền: giá trị lực ma sát âm tăng nhanh khi độ cố kết c a nền nhỏ hơn 60%, và g n như không thay đổi khi độ cố kết nền đạt 85%

 Giá trị lực ma sát âm lớn nhất trong cọc đạt 48.7% so với s c chịu tải theo vật liệu, khi

đó nội lực lớn nhất trong cọc đạt 100% so với s c chịu tải theo vật liệu

5 K T LU ẬN

(1) Ma sát âm phát triển theo th i gian và đạt giá trị lớn nhất khi kết thúc quá trình cố kết

c a nền

(2) Giá trị ma sát âm tăng nhanh khi độ cố kết c a nền nhỏ hơn 60% và thay đổi không đáng kể khi độ cố kết c a nền đạt từ 85% tr lên

(3) Trong trư ng hợp chiều dày lớn đất yếu lớn hơn 40% chiều dài cọc lực kéo xuống do

ma sát âm gây ra làm gia tăng lực dọc trong cọc, giá trị nội lực lớn nhất có thể lớn hơn s c chịu tải theo vật liệu c a cọc

(4) Căn c vào kết quả tính toán và mô phỏng nhóm tác giả kiến nghị chỉ xét ảnh hư ng

c a ma sát âm trong cọc khi độ cố kết c a nền đạt 85%

TÀI LI ỆU THAM KH O

[1]. Châu Ngọc n “Cơ Học Đất” NXB Đại học Quốc gia TP Hồ Chí Minh, 2010

[2] Võ Phán, Hoàng Thế Thao “Phân tích và tính toán móng cọc,” NXB Đại học Quốc gia TP

Hồ Chí Minh, 2010

[3] Võ Phán “Các phương pháp khảo sát hiện trư ng và thí nghiệm đất trong phòng” NXB Đại

học Quốc gia TP Hồ Chí Minh, 2012

[4]. Fellenius, B H (2009, November) “Basics of Foundation Design” Electronic Edition

[5]. Fellenius, B.H 1999 “Recent advances in the design of piles for axial loads, dragloads, downdrag, and settlement ” Proceedings of a Seminar by ASCE, Wisconsin Section,

Appleton, September 25 and 25, 1999, 19 p

[6]. Fellenius, B H “Unified design of piles and pile groups” Transportation Research Record

1169, National Research Council, Washington, 1988 D C pp 75~82

[7]. Gary L Kuhns, P.E “Downdrag in Pile Design: The Positive Aspects of Negative Skin

Friction” Proceedings of Conference From Research to Practice in Geotechnical

Engineering

[8]. Tho x Tran, Tam M Nguyen “Negative skin friction on concrete piles in soft subsoil on the ba sis of the shifting rate of piles and the settlement rate of surrounding soils”, Slovak

Journal of Civil Egineering, 2003 Pp 13- 20