Page 1

LỜI CẢM ƠN Em xin chaân thaønh caûm ôn quyù Thaày Coâ trong boä moân ñòa cô neàn moùng, quyù Thaày Coâ ñaõ truyeàn ñaït cho em nhöõng kieán thöùc quyù baùu trong ba hoïc kyø qua. Hoâm nay, vôùi nhöõng doøng chöõ naøy, em xin baøy toû loøng bieát ôn saâu saéc nhaát. Em xin chaân thaønh caùm ôn Thaày PGS. TS. Voõ Phaùn, ngöôøi Thaày ñaõ taän tình höôùng daãn, giuùp em ñöa ra höôùng nghieân cöùu cuï theå, hoã trôï nhieàu taøi lieäu, kieán thöùc quyù baùu trong quaù trình hoïc taäp vaø nghieân cöùu. Em xin chaân thaønh caùm ôn caùc Thaày GS. TSKH. Leâ Baù Löông, GS.TS. nguyễn Văn thơ, TS. Chaâu Ngoïc Aån, TS. Leâ Baù Vinh, TS. Buøi Tröôøng Sôn, TS. Nguyeãn Minh Taâm, TS. Traø Thanh Phöông, TS. Traàn Xuaân Thoï vaø caùc thaày coâ trong boä moân ñaày nhieät huyeát vaø loøng yeâu ngheà, ñaõ taïo ñieàu kieän toát nhaát cho em hoïc taäp vaø nghieân cöùu khoa hoïc, luoân taän taâm giaûng daïy vaø cung caáp cho em nhieàu tö lieäu caàn thieát. Xin chaân thaønh caùm ôn caùc Ban chuû nhieäm khoa Kyõ Thuaät Xaây Döïng, Phoøng Ñaøo taïo Sau Ñaïi hoïc ñaõ giuùp ñôõ vaø taïo moïi ñieàu kieän thuaän lôïi cho em trong suoát quaù trình hoïc taäp. Moät laàn nöõa xin göûi ñeán Quyù Thaày, Coâ vaø Gia ñình loøng bieát ôn saâu saéc. TP. Hoà Chí Minh, thaùng 11 naêm 2009 Học viên NGUYEÃN VOÕ NGOÏC HUY


TÓM TẮT

Xây dựng công trình trên nền đất yếu đặt ra cho kỹ sư ngành Địa kỹ thuật Xây dựng những thách thức lớn. đặc biệt là xây dựng những công trình chịu tải trọng lớn, tải trọng động như công trình cảng, công trình giao thông, các công trình bến bãi kho xưởng v.v… Giải pháp cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật để xử lý nền đất yếu xây dựng nhà kho, nhà xưởng. Học viên nghiên cứu cụ thể trên địa chất khu vực Hiệp Phước huyện Nhà Bè để tìm ra biểu đồ quan hệ giữa tải trọng với chiều cao đệm H, khoảng cách giữa các cọc s và kích thước mũ cọc a dựa trên phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) ứng dụng của phần mềm Plaxis 2D. Dùng phương pháp phần tử hữu hạn cho kết quả kinh tế nhất so với việc sử dụng các công thức giải tích lý thuyết để tìm ra lực căng lớn nhất trong vải địa kỹ thuật. Để thiên về an toàn, tác giả đề nghị sử dụng phương pháp của Jones để tìm ra chuyển vị tương đối giữa cọc và đất cũng như lực căng lớn nhất trong vải địa gia cường. Phương pháp lý thuyết theo Marston (BS8006, 1995) cho kết quả chênh lệch quá lớn so với các phương pháp còn lại, quá thiên về an toàn nhưng lãng phí, cần xem xét kỹ lưỡng khi sử dụng phương pháp này. Sử dụng kết quả nghiên cứu để chọn khoảng cách cọc s, mũ cọc a, chiều cao đệm H hợp lý cho phương án cọc bê tông cốt thép tiết diện nhỏ kết hợp vải địa gia cường đầu cọc. So sánh hiệu quả kinh tế với phương án gia tải trước bằng bấc thấm thì phương án cọc bê tông cốt thép kết hợp vải địa kỹ thuật là kinh tế hơn và thời gian thi công là ngắn hơn.


ABSTRACT

The design constructions on weak foundation soils is a challenge to the geotechnical engineer. Especially, with major load constructions, dynamic load such as port construction, traffic construction and station yard…. Method of the concrete piles with minor session include the geosynthetic reinforcement to handle by construction on weak foundation soils. Student research into geology of Hiep Phuoc – Nha Be district to find out the diagram between loading and height buffer H, space of piles and pile cap by using a finite element program – Plaxis 2D. By using a finite element method (FEM) take more economical results than using theory formulas. In order to safe, student suggest using Jones’s method to find out relative settlement between piles and weak soils, the maximun tensor straight of geosynthetic reinforcement. Marston’s method (BS8006, 1995) results more different than other method; it is more safe but wasting, need to be considered carefully when using this method. By using the results to choose space of piles, pile cap, height buffer H suitable for method of the concrete piles with minor session include the geosynthetic reinforcement, which is more economical and saving time than preloading using prefabricated vertical drains method.


MỤC LỤC

LỜI CẢM ƠN............................................................................................................ 1 MỤC LỤC ................................................................................................................. 4 MỞ ĐẦU ................................................................................................................... 1 CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN GIẢI PHÁP SỬ DỤNG CỌC BÊ TÔNG CỐT THÉP KẾT HỢP VẢI ĐỊA KỸ THUẬT XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU............................ 4 1.1. Giới thiệu chung: ..............................................................................................................4 1.2. Phương pháp phân tích mức độ hiệu ứng vòm: .............................................................10 1.3. Hệ số suy giảm ứng suất: ............................................................................................... 11 1.4. Hệ số tập trung ứng suất (Stress Concentration Ratio, n) ............................................. 12

CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ CỌC BÊ TÔNG CỐT THÉP (BTCT) TIẾT DIỆN NHỎ KẾT HỢP VẢI ĐỊA KỸ THUẬT ................................................13 2.1. Cọc BTCT tiết diện nhỏ: ............................................................................................... 13

2.1.1. Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý..........................................14 2.1.2. Sức chịu tải dọc trục của cọc theo vật liệu ...................................................15 2.1.3. Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền................15 2.1.4. Tính sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ học của đất nền. .........................16 2.1.5. Ma sát âm:...................................................................................................20 2.1.6. Kiểm tra ổn định của đất nền dưới mũi cọc..................................................21 2.2. Cơ sở lý thuyết về vải địa kỹ thuật: ............................................................................... 21

2.2.1. Kiểm tra điều kiện ổn định trượt đất đắp trên vải địa kỹ thuật:....................24 2.2.2. Sự liên kết giữa vải địa kỹ thuật với đất. ......................................................24 2.3. Cọc BTCT tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật........................................................... 25

2.3.1. Giới thiệu chung ..........................................................................................25 2.3.2. Nghiên cứu lý thuyết về hiệu ứng vòm trong đất: .........................................26 2.3.3. Cơ chế truyền lực: .......................................................................................39 2.3.4. Sự phân bố ứng suất: ...................................................................................41 2.3.5. Lý thuyết hiệu ứng màng: ............................................................................41 2.3.6. Thiết kế hệ cọc:............................................................................................54 2.4. Nhận xét..........................................................................................................................59


CHƯƠNG 3: SO SÁNH VÀ PHÂN TÍCH KẾT QUẢ THEO PHƯƠNG PHÁP LÝ THUYẾT VÀ PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN (FEM) CỌC BÊ TÔNG TIẾT DIỆN NHỎ KẾT HỢP VĐKT KHU VỰC NHÀ BÈ ...........................60 3.1. Giới thiệu........................................................................................................................ 60 3.2. Địa chất khu vực Hiệp Phước – Huyện Nhà Bè. ............................................................ 60

3.2.1 Giới thiệu chung:.........................................................................................60 3.2.2 Địa chất Hiệp Phước – Nhà Bè: ..................................................................60 3.3. Cọc Bê tông tiết diện nhỏ kết hợp VĐKT xử lý cho nền nhà kho nhà xưởng khu vực Hiệp Phước – Huyện Nhà Bè. .................................................................................66

3.3.1 Mô hình bài toán .........................................................................................66 3.3.2 Nghiên cứu phân tích tính toán bằng phần mềm Plaxis................................66 3.3.3 So sánh và phân tích kết quả tính toán.........................................................71 3.3.4 Nhận xét và kết luận về kết quả so sánh giữa phương pháp lý thuyết và phần mềm Plaxis..........................................................................................73 CHƯƠNG 4: PHÂN TÍCH KẾT QUẢ ĐỂ CHỌN GIẢI PHÁP TÍNH TOÁN CHO CỌC BÊ TÔNG TIẾT DIỆN NHỎ KẾT HỢP VĐKT Ở VÙNG ĐẤT HIỆP PHƯỚC NHÀ BÈ. ..........................................................................................75 4.1. Giới thiệu........................................................................................................................ 75 4.2. Phân tích và so sánh kết quả:..........................................................................................75

4.2.1. Phân tích kết quả giữa mối tương quan độ lún lệch ∆S với tải trọng ngoài q khi chiều cao H thay đổi. ..........................................................................75 4.2.2. Phân tích kết quả giữa mối tương quan độ lún lệch ∆S với H khi tải trọng ngoài q thay đổi...........................................................................................83 4.2.3. Phân tích mối tương quan giữa hệ số tập trung ứng suất n với tải trọng ngoài q tác động khi thay đổi chiều cao H ...................................................89 4.2.4. Nhận xét và kết luận ....................................................................................94 4.3. So sánh hiệu quả kinh tế với phương pháp gia tải trước kết hợp bấc thấm. ......... 95

4.3.1. Cơ sở lý thuyết tính toán bằng gia tải trước kết hợp bấc thấm:....................95 4.3.2. Tính toán gia tải trước kết hợp bấc thấm kho bãi Hiệp Phước – Nhà Bè : ...98 4.3.3. Tính toán cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật gia cố nền kho bãi khu vực Hiệp Phước – Nhà Bè bằng phần mềm plaxis: ........................103 4.3.4. So sánh hiệu quả kinh tế giữa phương pháp cố kết nền giả tải trước kết hợp bất thấm và phương pháp cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật ..........................................................................................................110


KẾT LUẬN KIẾN NGHỊ .......................................................................................112 I.

Kết luận ........................................................................................................................112

II.

Kiến nghị ......................................................................................................................113

TÀI LIỆU THAM KHẢO.......................................................................................114


-1-

MỞ ĐẦU 1.

Đặt vấn đề nghiên cứu: Việc xây dựng công trình trên nền đất yếu đặt ra cho kỹ sư ngành Địa Kỹ Thuật

những thách thức lớn, đặc biệt là xây dựng những công trình chịu tải trọng lớn, tải trọng động như công trình cảng, công trình giao thông, các công trình bến bãi kho xưởng v.v… Có nhiều phương pháp gia cố nền đất yếu như gia tải trước bằng cọc cát hoặc bất thấm, cọc cát, cọc đất trộn xi măng, cọc đất trộn vôi, cọc bêtông, sàn giảm tải v.v…, nhưng giải pháp cọc bê tông kết hợp vải địa kỹ thuật là chưa phổ biến ở Việt Nam, và cũng chưa có quy trình quy phạm để hướng dẫn áp dụng. Việc nghiên cứu giải pháp cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật để xây dựng nhà kho, nhà xưởng trên nền đất yếu với diện tích lớn, tác giả nghiên cứu cụ thể trên địa chất khu vực huyện Nhà Bè để tìm ra mối quan hệ tương hổ giữa tải trọng với độ lún lệch giữa cọc bê tông cốt thép tiết diện nhỏ và nền đất yếu xung quanh, cũng như các mối liên hệ giữa chiều cao đắp đến khoảng cách giữa các cọc, nghiên cứu hiệu quả truyền tải trọng của hiệu ứng vòm trong nền đất đắp tác dụng lên đầu cọc khi kết hợp vải địa kỹ thuật đặt trên đầu cọc. Để đánh giá hiệu quả của phương pháp cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật, tác giả sẽ so sánh hiệu quả kinh tế với một phương pháp khác như gia tải trước bằng bấc thấm để nền có thể chịu được tải trọng là 100kN/m2. 2.

Mục đích nghiên cứu của đề tài

• Nghiên cứu ứng xử và phân bố lại ứng suất trong nền đất yếu gia cố hệ cọc bê tông cốt thép tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật cường độ cao trên đầu cọc, từ đó phân tích ổn định và biến dạng của nền đất, xây dựng các mối quan hệ giữa tải trọng nền đắp với độ lún lệch, độ lún lệch với khoảng cách cọc v.v…


-2-

• Ứng dụng vào việc tính toán thiết kế ổn định nền cho các nhà kho, nhà xưởng, kho bãi xây dựng trên vùng đất Hiệp Phước - Nhà Bè. • So sánh hiệu quả kinh tế với phương án gia tải trước bằng bấc thấm chịu tải trọng công trình là 100kN/m2. 3.

Phương pháp nghiên cứu của đề tài Nghiên cứu cơ sở lý thuyết về việc tính toán và kiểm tra sức chịu tải của cọc

BTCT, tính toán ổn định nền công trình đắp và kiểm tra khả năng chịu kéo của vải địa kỹ thuật, về sự phận bố lại ứng suất trong nền cát gia cố cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật, từ đó áp dụng tính toán thiết kế gia cố nền nhà kho, nhà xưởng, bến bãi. Mô phỏng bằng phần mềm Plaxis để phân tích ổn định biến dạng của nền đất yếu gia cố bằng cọc tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật. Ứng dụng công cụ phần mềm máy tinh để so sánh hiệu quả kinh tế kỹ thuật với phương án sự dụng phương pháp gia tải nền đất yếu bằng gia tải trước bằng bấc thấm. 4.

Ý nghĩa khoa học của đề tài Việc bố trí lớp vải địa kỹ thuật trên đầu cọc phân cách lớp đất yếu với đệm cát

bên trên, hiệu ứng vòm trong đêm cát xuất hiện sẽ phân bố lại ứng suất giúp truyền tải trọng ngoài vào đầu cọc, giảm tải trọng tác dụng lên nền đất yếu. 5.

Giá trị thực tiễn của đề tài Phương pháp gia cố này sẽ giúp cho nền giảm sự lún lệch giữa cọc và nền, và

biến dạng của nền cho phép trong phạm vị nhất định. Quá trình thi công không phức tạp, hiệu quả kinh tế cao, nên khuyến khích áp dụng để gia cố nền đất yếu rộng rãi trong thời gian sắp tới ở nước ta và nói riêng ở vùng Hiệp Phước - Nhà Bè trong công cuộc xây dựng khu công nghiệp, khu dân cư, khu đô thị mới.


-3-

6.

Phạm vi nghiên cứu của đề tài Phương pháp gia cố nền bằng cọc tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật làm phân

bố lại ứng suất trong nền cát bên trên lớp vải địa kỹ thuật, truyền tải trọng bên trên lên đầu cọc xuống tầng đất tốt bên dưới, nhưng không làm tăng cố kết của nền đất bên dưới, nên việc lựa chọn phương pháp gia cố nền cần xem xét tính chất và quy mô của công trình bên trên. Trong phạm vi giới hạn của luận văn chỉ so sánh hiệu quả kinh tế kỹ thuật với phương pháp gia cố nền bằng gia tải trước bằng bấc thấm, không so sánh hiệu quả kinh tế kỹ thuật với các phương pháp gia cố nền khác, nên việc vận dụng lựa chọn phương pháp gia cố nền cần được xem xét và tính toán kỹ lưỡng.


-4-

CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN GIẢI PHÁP SỬ DỤNG CỌC BÊ TÔNG CỐT THÉP KẾT HỢP VẢI ĐỊA KỸ THUẬT XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU

1.1. Giới thiệu chung: Để thi công công trình nền đường đắp cao, kho xưởng bến bãi tải trọng lớn trên nền đất yếu có nhiều biện pháp cải tạo đất nền khác nhau như: phương pháp gia tải trước bằng cọc cát hoặc bấc thấm, phương pháp này đòi hỏi nhiều thời gian gia tải, chi phí gia tải là không nhỏ, phương pháp sử dụng cọc bê tông cốt thép kết hợp sàn giảm tải, phương pháp này chi phí xây dựng rất lớn, chỉ có thể áp dụng cục bộ cho một bộ phận công trình, như đường vào cầu, nhà kho với quy mô nhỏ. các phương pháp khác như cải tạo đất bằng cọc cát, cọc đất trộn xi măng, cọc đất trộn vôi, phương pháp này cần đảm bảo chất lượng của vật liệu và công nghệ thi công nên việc thực hiện cũng khó khăn và cần nghiên cứu kỹ v.v… Reid và Buchanan (1983) đã sớm sử dùng hệ cọc để truyền tải trọng nền đường xuống tầng đất có đủ khả năng chịu lực bên dưới, sử dụng hệ cọc này có nhiều lợi ích như xây dựng công trình nhanh chóng, hạn chế tối đa độ lún nền đấp, giảm tối thiểu bề rộng lề đường. Hewlett và Randolph (1988) đã phát triển và sử dụng tấm màng trải trên đỉnh cọc, giúp tăng khoảng cách giữa các cọc, tăng tối đa hiệu quả kinh tế. Tùy theo mức độ công trình mà có thể sử dụng hệ cọc là cọc bê tông, cọc đá, cọc vôi, cọc đất trộn ximăng, cọc gỗ v.v… Phương pháp sử dụng hệ cọc gia kết hợp vải địa kỹ thuật gia cường trên đầu cọc trong nền đất yếu đã đạt được nhiều thành công trên nhiều nước. Vải địa kỹ thuật gia cường với độ bền chịu kéo cao sẽ làm giảm độ lún lệch, tăng khả năng mang tải và ổn định mái dốc trong nền đất yếu. Hệ cọc kết hợp vải địa kỹ thuật (GRPS : Geosynthetic


-5-

Reinforced Pile Supported) sử dụng vải địa kỹ thuật gia cường cách ly là tăng hiệu suất của sự truyền tải vào cọc mà không làm tăng độ lún lệch giữa các mũ cọc. Han (1999), đã khảo sát một vài dự án và nhận thấy rằng tải trọng nền đắp truyền vào mũ cọc đạt từ 60-70%, trong hệ thống GRPS với số lượng cọc chiếm khoảng 10 20%, trong GRPS thì kích thước cọc sẽ giảm nhỏ, mũ cọc và khoảng cách cọc lớn, điều này làm giảm giá thành so với các phương án thi công khác và tiến độ thi công sẽ nhanh hơn. Sự truyền tải trọng từ nền đắp xuống nền có GRPS là sự kết hợp hiệu quả của hiệu ứng vòm trong nền đắp, sự gia tăng độ cứng và sự tập trung ứng suất. Hơn nữa, hiệu quả của sự truyền tải trọng này tùy thuộc vào số lượng lớp tấm gia cường, độ chịu kéo của tấm gia cường. Cơ chế truyền tải trọng được định nghĩa như sau: 1. Terzaghi (1943) đã định nghĩa hiệu ứng vòm trong nền đắp là sự truyền áp lực đất từ khối đất mềm hơn vào khối đất cứng hơn bên cạnh. Khi trong nền đất có hệ cọc thì khối đất bên trên có xu hướng chuyển dịch ứng suất vào vị trí trên đầu cọc, ứng suất cắt phát triển giữa khối đất đứng yên và khối đất có xu hướng chuyển gây ra sự truyền một phần tải trọng của nền đắp vào hệ cọc. 2. Sự tập trung ứng suất: do độ cứng khác nhau giữa cọc và đất yếu xung quanh cho kết quả là ứng suất tập trung trên đỉnh cọc theo phương thẳng đứng lớn hơn so với ứng suất truyền vào đất. Hệ số tập trung ứng suất (Stress Concentration Ratio_n), là một thông số quan trọng để đánh giá mức độ của hiệu ứng vòm và được Han và Gabr (2002) định nghĩa là tỷ số ứng suất thẳng đứng truyền vào cọc σp với tỷ số ứng suất thẳng đứng truyền vào đất nền σs. 3. Ứng suất kéo trong cốt gia cường: Ứng suất kéo phát triển trong vải địa kỹ thuật gia cường là kết quả của sự biến dạng phát triển khác nhau giữa độ lún của nền đất yếu và hệ cọc. Khi lực kéo gia tăng trong cốt gia cường, hiệu ứng màng sẽ giúp nâng đỡ lớp đắp bên trên và truyền tải trọng xuống hệ cọc.


-6-

Khi kết hợp vải địa kỹ thuật gia cường đầu cọc, thì hiệu ứng vòm và hiệu ứng màng giúp làm tăng hiệu quả của phương pháp này.

Hình 1.1 Sử dụng hệ cọc gỗ kết hợp vải địa kỹ thuật gia cường nền đường Kyoto

Hình 1.2: Thi công cọc gỗ nền đường ở Gorinchem, Hà Làn (2007)


-7-

Neàn ñaép Maët ñaát töï nhieân

Ñænh neàn cöùng

3 lôùp vaûi ñòa kyõ thuaät

1,0m

Muõ coïc

2,7m

Nhaø xöôûng

2,6÷3,0m

Coïc gia coá neàn

Hình 1.3 Gia cố nền nhà xưởng bằng hệ thống cọc bê tông cốt thép kết hợp vải địa kỹ thuật (Han và Akins, 2002)

Baûn maët caàu

Ñaát ñaép Vaûi ñòa kyõ thuaät Ñaát yeáu

Coïc gia coá neàn Coïc döôùi moá caàu

Coïc gia coá neàn

Hình 1.4 Gia cố đường vào cầu bằng hệ cọc kết hợp vải địa kỹ thuật (Reid và Buchanan, 1984)


-8-

Hình 1.5 Hệ cọc nền đường xe bus ở Hà Lan (2007)

Hình 1.6 Vải địa kỹ thuật gia cường trên đầu cọc – đường xe bus (HàLan 2007)


-9-

Hình 1.7 Đường xe lửa trên hệ thống cọc kết hợp vải địa kỹ thuật (Alexiew và gartung, 1999)

Hình 1.8 Trải VĐKT trên mũ cọc gia cố nền


- 10 -

1.2. Phương pháp phân tích mức độ hiệu ứng vòm: [6] Để đánh giá khả năng làm việc hệ cọc gia cố nền đất yếu kết hợp vải địa kỹ thuật trên đầu cọc thông qua hiệu ứng vòm của đất hoặc sự truyền tải trọng thẳng đứng trên cọc được nguyên cứu bởi bốn thông số cơ bản sau: • Hệ số ứng suất tác dụng lên cọc CSR = • Hệ số suy giảm ứng, SRR =

σ

σs σ

(1.1)

(1.2)

σp

• Hệ số tập trung ứng suất, n =

• Tính hiệu quả, E =

σp

(1.3)

σs

σ c as σ

(1.4)

Trong đó: σ = γH + q

(1.5)

σp : ứng suất tác dụng vào mũ cọc σs : ứng suất tác dụng vào đất nền σ : ứng suất của lớp đệm và tải ngoài tác động vào nền γ : dung trọng nền đắp H : chiều cao nền đắp q : tải trọng ngoài Tỷ số chuyển đổi diện tích : as =

Ap Ap + As

Ap : Diện tích cọc As : Diện tích của phần đất được liên kết với cọc

(1.6)


- 11 -

1.3. Hệ số suy giảm ứng suất: [6] Hệ số giảm ứng suất SRR nhằm đánh giá mức độ hiệu quả của việc sử dụng hệ cọc gia cố trong nền đất và đã được nhiều nhà nghiên cứu đưa ra nhiều công thức khác nhau và được tổng hợp ở bảng 1.1. Bảng 1.1 Các phương pháp xác định hệ số SRR Hệ số giảm ứng suất SRR (Stress Reduction Ratio)

Phương pháp

WT =

H > 1.4(s-a)

0.7(s-a) ≤ H ≤ 1.4(s-a) WT = BS8006 s2 σ p ≤ a 2 σ v' C a  = c  ' σv  H 

Swedish

 σ  s ⋅ σ v'  2 s − a 2  p'  2 2  (s − a )   σ v 

−4 H ⋅ a ⋅ K ⋅ tan (φ ' )   s2 − a2 2 2   S sr = 1 − e s −a  4 H ⋅ a ⋅ K ⋅ tan (φ ')  

 

Guido

)

2

a s

Đỉnh : Ssr = 1 −  Hewlett & Rendolph

(

WT = 0

σp

Terzaghi

1.4 ⋅ s ⋅ f fs ⋅ γ (s − a )  2 σ p  2  s − a  '  2 2 s −a  σ v  

(

2 K p −1

Đất: S sr =

SRR =

2(K p − 1)  (s − a ) 2(K p − 1) 1 − s ⋅ + ⋅  2 H (2 K p − 3)  2 H (2 K p − 3) 

)

 2 K p   a    1−  K + 1   s  p   s−a

3H 2 1

SRR = as +

E soil (1 − a s ) E col

(1− K p )

1 2   a   a  a − 1 − 1 + K p  + 1 − 2   s  s   s 


- 12 -

1.4. Hệ số tập trung ứng suất (Stress Concentration Ratio, n) [15] Hệ số tập trung ứng suất n là một thông số quan trọng để đánh giá mức độ của hiệu ứng vòm và được Han và Gabr (2002) định nghĩa là tỷ số giữa ứng suất tác dụng vào mũ cọc với ứng suất tác dụng vào đất nền được trình bày ở công thức (1.3) Khi n = 1 thì không có hiệu ứng vòm. Khi giá trị n càng lớn thì mức độ xuất hiện vòm đất càng lớn. Khi mức độ hiệu ứng vòm nhỏ thì phần lớn tải trọng nền đắp sẽ tác dụng vào đất nền, chuyển vị tương đối giữa cọc và nền đất ∆S lớn ảnh hưởng đến bề mặt đất nền, chênh lệch độ lún lớn ảnh hưởng đến quá trình sử dụng bình thường của công trình nền đắp. Tuy nhiên, giá trị hệ số tập trung ứng suất n quá lớn, thì hầu hết tải trọng nền đường sẽ truyền vào đầu cọc và giá thành xây dựng công trình sẽ cao. Ñænh neàn ñaép

τ τ

τ

Maët caét

∆S

Vaûi ñòa kyõ thuaät

τ

Muõ coïc

σp

σs Ñaát neàn

σp

Coïc

Hình 1.2 ứng suất cắt trong nền đắp có xu hướng truyền tải trọng vào mũ cọc


- 13 -

CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ CỌC BÊ TÔNG CỐT THÉP (BTCT) TIẾT DIỆN NHỎ KẾT HỢP VẢI ĐỊA KỸ THUẬT

2.1.Cọc BTCT tiết diện nhỏ: [8],[9],[10],[11] Cọc BTCT tiết diện nhỏ là cọc có chiều rộng b ≤ 250mm, được thi công bằng phương pháp đóng hoặc ép. Cọc BTCT đúc sẵn có mác không nhỏ hơn 250, trong điều kiện địa chất và thi công phức tạp nền dùng bê tông có mác từ 300 – 350. Được tính toán theo hai trạng thái giới hạn sau: • Trạng thái giới hạn thứ nhất theo khả năng chịu tải của cọc trong đất nền, độ bền của kết cấu cọc và đài cọc. Tính toán theo trạng thái này ứng với tải trọng tác dụng tính toán, có xét đến các chỉ tiêu tính toán của đất và cường độ tính toán của vật liệu làm cọc. • Trạng thái giới hạn thứ hai theo độ lún của móng cọc do tải trọng thẳng đứng gây ra, đặc biệt là độ lún lệch. Sự hình thành và mở rộng vết nứt trong cọc bê tông cốt thép, độ lún ảnh hưởng qua lại của công trình mới và công trình lân cận. Tính toán móng cọc và nền đất theo trạng thái giới hạn cần đảm bảo các điều kiện: • Khi tính toán theo trạng thái giới hạn thứ nhất: Pm ≤ Qa

(2.1)

Trong đó : Pm : tải trọng tính toán trên một cọc của công trình truyền xuống Qa : sức chịu tải tính toán của cọc


- 14 -

• Khi tính toán theo trạng thái giới hạn thứ hai: S ≤ Sgh

(2.2)

∆S ≤ ∆Sgh

(2.3)

i ≤ igh

(2.4)

Trong đó :S và Sgh

: độ lún và độ lún giới hạn

∆S và ∆Sgh : độ lún lệch và độ lún lệch giới hạn i và igh

: góc xoay và góc xoay giới hạn

2.1.1.Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý Sức chịu tải cho phép của cọc đơn, theo đất nền, được tính: Qa =

Qtc K tc

(2.5)

Trong đó: Qa - sức chịu tải cho phép tính toán theo đất nền Qtc - sức chịu tải tiêu chuẩn tính theo đất nền của cọc đơn; Ktc - Hệ số an toàn phụ thuộc vào số lượng cọc trong móng; Sức chịu tải tiêu chuẩn của cọc ma sát thi công bằng phương pháp đóng có bề rộng tiết diện đến 0,8m, chịu tải trọng nén, được xác định theo công thức: Qtc = m(mRqpAp + u∑mf. fsili) Trong đó: qp và fs - cường độ chịu tải ở mũi và ma sát bên của cọc,

(2.6)


- 15 -

mR, mf - Hệ số điều kiện làm việc của đất ở mũi cọc và ma sát ở mặt bên có kể đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc 2.1.2.Sức chịu tải dọc trục của cọc theo vật liệu Cọc làm việc như một thanh chịu nén đúng tâm, lệch tâm hoặc chịu kéo khi cọc bị nhổ, sức chịu tải của cọc có thể tính toán được theo công thức sau: QVL = ϕ.Ap.Rvl

(2.7)

Trong đó: QVL : sức chịu tải của cọc theo vật liệu Ap

: diện tích tiết diện ngang của cọc

Rvl : cường độ chịu nén tính toán của vật liệu làm cọc ϕ

: hệ số ảnh hưởng bởi độ mảnh cọc

Với cọc bê tông cốt thép, sức chịu tải cực hạn của cọc theo vật liệu xác định theo công thức thanh chịu nén có xét đến uốn dọc. Sự uốn dọc được xét như tính cột trong tính toán bê tông. Qa = ϕ(Ap.Rn + Aat.Rat)

(2.8)

Trong đó: Rat : sức chịu kéo hay nén cho phép của thép Rn : sức chịu nén cho phép của bêtông ϕ : hệ số xét đến ảnh hưởng của uốn dọc phụ thuộc độ mảnh 2.1.3.Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ của đất nền Sức chịu tải cực hạn (Qu) gồm tổng sức chống cắt cực hạn giữa đất và vật liệu làm cọc ở mặt bên cọc (Qs) với sức chịu cực hạn của đất ở mũi cọc (Qp)


- 16 -

Qu = Qs +Qp

(2.9)

L

Qs = u ∫ τ s dz

(2.10)

Qp = Ap qp

(2.11)

Hoặc Qu = As.fs + Ap.qp

(2.12)

0

Với As – diện tích xung quanh cọc tiếp xúc với đất Sức chịu tải cho phép của cọc Qa =

Qp Qs + FS s FS p

hoặc

Qa =

Qu FS

(2.13)

Với FS, FSs, FSs lần lượt là hệ số an toàn chung, an toàn cho mũi cọc và thân cọc, thường được chọn từ 2 ÷ 3, tùy theo loại tổ hợp tải trọng. 2.1.4.Tính sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ học của đất nền. [1] v SỨC CHỊU MŨI CỦA ĐẤT DƯỚI MŨI CỌC Qp a. Theo phương pháp Terzaghi Là phương pháp cổ điển nhất ước lượng sức chịu mũi do Terzaghi và Peck đề nghị sử dụng các công thức bán thực nghiệm, được phát triển trên cơ sở các công thức sức chịu tải của móng nông, với sơ đồ trượt của đất dưới mũi cọc tương tự như sơ đồ trượt của đất dưới móng nông. q p = πR p2 (1,3cN c + γD f N q + 0,6γR p N γ ) cho cọc tròn bán kính Rp

(2.14)

q p = D 2 (1,3cN c + γD f N q + 0,4γB p N γ ) cho cọc vuông cạnh Bp

(2.15)


- 17 -

Terzaghi đề nghị sử dụng các hệ số Nc, Nq, Nγ được thiết lập cho móng nông tiết diện tròn và vuông:   2 3π − ϕ  tgϕ   e  4 2  N c = cot gϕ  − 1  2 cos 2  π + ϕ       4 2   

Nq =

e

(2.16)

 3π ϕ  2 −  tgϕ  4 2

(2.17)

π ϕ  2 cos  +  4 2 2

 1  Kp N γ =  − 1tgϕ 2 2  cos ϕ 

(2.18)

Với Kp hệ số áp lực bị động của đất tác động lên mặt nghiêng của nêm nén chặt dưới đáy móng. Hầu hết các nghiên cứu thực nghiệm hoạt động của nền cọc cho thấy khu vực ảnh hưởng bởi lực ma sát của cọc lan rộng dần từ trên mặt đất đến chiều sâu tới hạn Zc và kéo dài xuống mũi cọc, ở mũi cọc phạm vi ảnh hưởng ngang khoảng bằng ba lần đường kính cọc và phạm vi nền của mũi cọc khoảng 2D dưới mũi cọc và 4D trên mũi cọc.

4D D

2D

Hình 2.1 Mô hình vùng phá hoại nền dưới mũi cọc thị nghiệm bởi Hansch trên mô hình Taylor - Schneebeli


- 18 -

b. Phương pháp Meyerhof: Đối với sức chịu tải đơn vị diện tích của phần đất nằm dưới đáy các móng sâu và móng cọc, công thức có xét tới hình dạng và chiều sâu chôn móng thường được diễn tả dưới dạng: q p = cN e' + q ' N q'

(2.19)

Sức chịu tải cực hạn đất nền ở mũi cọc có thể viết dưới dạng:

(

Q p = Ap q p = Ap cN c' + q ' N q'

)

(2.20)

Phương pháp Meyerhof xác định các hệ số N’c, N’q. Sức chịu tải ở mũi cọc trong đất nền, đặt biệt là cát, gia tăng theo chiều sâu cọc chôn trong lớp cát chịu tải và đạt cực đại khi tỷ số

Lb D

= ( DL )cr

Ñaát yeáu L

L=Lb D

D Lb

Hình 2.2 Sơ đồ chọn chiều dài cọc, ngàm vào đất Lb Với Lb D

: chiều sâu cọc cắm trong đất tốt : cạnh cọc.


- 19 -

c. Phương pháp Vesic: Vesic(1973) đã hiệu chỉnh các hệ số Nc, Nq, Nγ mà Terzaghi đã đưa ra trước đó. Điểm khác nhau giữa hai mô hình chứng minh của Vesic và Terzaghi là góc nghiêng của nêm nén chặt dưới đáy móng, theo Terzaghi thì góc này là α =ϕ, còn Vesic nhận xét từ thực nghiệm cho rằng a = 45o +ϕ/4. Hệ số sức chịu tải theo Vesic có dạng: ϕ  N q = tg 2  45 + eπtgϕ 2 

(2.21)

N c = (N q − 1)cot gϕ

(2.22)

N γ = 2(N q + 1)tgϕ

(2.23)

v THÀNH PHẦN CHỊU TẢI DO MA SÁT XUNG QUANH CỌC Qs: Thành phần Qs có thể xác định bằng cách tích phân lực chống cắt đơn vị fs của đất – cọc trên toàn bộ mặt tiếp xúc của cọc và đất, lực chống cắt này cho bởi biểu thức Coulomb: fs = ca + σ’htgϕa = ca + Koσ’vtgϕa Với

(2.24)

ca : lực bám dính giữa cọc và đất ϕa : góc ma sát giữa cọc và đất. σ’h : ứng suất pháp tuyến hữu hiệu tại mặt bên của cọc, tính theo công thức σ’h =Ksσ’v = Koγ’z Ko : hệ số áp lực ngang, hệ số này rất khó xác định chính xác. Có nhiều cách khác nhau trong việc ước lượng giá trị hệ số áp lực ngang:


- 20 -

Ngoài ra còn có các phương pháp khác như : Phương pháp α, phương pháp β, phương pháp λ, phương pháp Nordlund, phương pháp Coyle – Castillo, phương pháp xác định thành phần ma sát xung quanh cọc Qs theo thí nghiệm hiện trường, trong luận văn này không đi sâu vào tính sức chịu tải nên không đề cập đến. 2.1.5.Ma sát âm: Khi cọc đi qua lớp đất yếu và cắm vào trong lớp đất tốt hơn, khi mà lớp đất yếu đang trong quá trình cố kết do các tác nhân như gia tải, tải trong ngoài tác dụng lên hoặc giảm mực nước ngầm… nếu làm cho phần đất yếu có chuyển vị đứng nhiều hơn chuyển vị đứng của thân cọc thì phần đất yếu đó sẽ gây ra hiện tượng ma sát âm. Ngay cả đối với cọc treo trong lớp đất yếu thì hiện tượng ma sát âm cũng có thể xảy ra. Lực ma sát âm có khuynh hướng kéo cọc đi xuống trong khi cọc chịu nén. Lực ma sát âm này tỷ lệ với áp lực ngang của đất tác động lên cọc và tốc độ lún cố kết của đất, hiện tượng ma sát âm sẽ kết thúc khi độ lún cố kết chấm dứt, lúc bấy giờ ma sát của đất và cọc sẽ trở thành ma sát dương. Lực ma sát âm không chỉ tác dụng lên mặt bên của cọc, mà còn tác dụng lên mặt bên của đài cọc, mặt bên của mố cầu hay mặt tường chắn có tựa lên cọc. Khi tải trọng tác dụng lên công trình sẽ gây độ lún của cọc và giảm độ dịch chuyển tương đối giữa đất và cọc (đồng nghĩa giảm ma sát âm), ít nhất ở phần trên và nhiều hơn ở đoạn dưới, như vậy những tác động ma sát âm có nhiều ở khu vực gần đầu cọc. Trong thực tế tính toán, những tác động của hoạt tải ngắn hạn chỉ được xem xét khi nó gây ra được sự giảm ma sát âm. Để giảm ma sát âm, có thể quét lên mặt bên cọc một lớp nhựa bitum, trong trường hợp này, Ktgϕa được chọn lớn nhất là bằng 0,05.


- 21 -

2.1.6.Kiểm tra ổn định của đất nền dưới mũi cọc Để đảm bảo móng cọc có khả năng chịu được tác dụng của tải trọng công trình thì ứng suất ở mặt phẳng mũi cọc không được vượt quá áp lực tiêu chuẩn của nền đất thiên nhiên: Ptbtc =

∑N

tc

Fm

+

tc Pmax ≤ 1,2 RII ,

M tc ≤ R tc ≈ RII Wm

(2.25)

tc Pmin ≥0

Trong đó: ΣNtc : tổng tải trọng tiêu chuẩn thẳng đứng tác dụng lên mặt phẳng mũi cọc, gồm cả trọng lượng của khối móng quy ước. Mtc

: moment của tải trọng tiêu chuẩn đối với trọng tâm ở đáy đài.

Fm,Wm: diện tích và moment chống ước của khối móng quy ước (ở mặt phẳng đáy của khối móng quy ước) Rtc

: áp lực tiêu chuẩn lên đất nền tự nhiên của khối quy ước ở mặt phẳng mũi

2.2.Cơ sở lý thuyết về vải địa kỹ thuật: [12] Vải địa kỹ thuật (ĐKT) được sử dụng để gia cố nền đường hoặc công trình đắp, vải địa kỹ thuật được trải thảm lên mặt lớp đất nền mềm và đất đắp được đặt trực tiếp lên vải địa và được đầm chặt. Vải ĐKT có thể đan, dệt hoặc không dệt và có thể chia làm bốn loại chính sau: • Vải ĐKT thấm nước tốt, đảm bảo sự phân tán nước lỗ rỗng thặng dư trong quá trình cố kết, đồng thời chịu cắt tốt.


- 22 -

• Vải ĐKT lọc được đặt giữa 2 lớp đất mịn và thô, có nhiệm vụ giữ đất hạt mịn lại và chỉ cho nước thấm qua. • Vải ĐKT phân cách dùng để phân chia hoàn toàn hai lớp vật liệu. • Vải ĐKT gia cường đất loại này có sức chịu kéo rất tốt nhằm tăng cường khả năng chịu tải của đất nền. Sức chịu kéo căng tg của vải địa kỹ thuật phụ thuộc vào module Eg. tg = εgEg Trong đó: tg εg

(2.26)

: lực kéo căng trong vải địa kỹ thuật (kN/m rộng) : biến dạng kéo căng của vải

Eg : module biến dạng của vải địa kỹ thuật Khi bố trí vải địa kỹ thuật ở mặt phân cách giữa đất yếu và nền đất đắp, ma sát giữa đất đắp và mặt trên vải sẽ tạo ra một lực giữ khối trượt (F) và nhờ đó mức độ ổn định của nền đắp trên đất yếu tăng lên. O (Taâm tröôït nguy hieåm nhaá t)

R Y

II

h

I

h

i

F

(Vaûi ñòa kyõ thuaät )

l

1

l

2

Hình 2.3 Mô hình tính toán vải địa kỹ thuật I

- vùng hoạt động (khối trượt)

II - vùng bị động (vải địa kỹ thuật đóng vai trò neo giữ)

R


- 23 -

F - Lực kéo mà vải phải chịu Y - cánh tay đón của F đối với tâm trượt nguy hiểm nhất. Điều kiện : F ≤ Fcp : - Theo cường độ vải Fcp =

Fmax k

(2.27)

Trong đó: Fcp : lực kéo cho phép của vải rộng 1m Fmax : cường độ chịu đứt của vải khổ 1m (kN/m) k

: hệ số an toàn (vải PE - k=2 ; vải PP, PET – k = 5)

- Theo điều kiện về lực ma sát l1

Fcp = ∑ γ w hi f '

(2.28)

0

l2

Fcp = ∑ γ w hi f '

(2.29)

0

Trong đó: l1, l2 : như hình 2.3 γw

: dung trọng đất đắp (kN/m3)

hi

: chiều cao đất đắp trên vải

f’

: hệ số ma sát tính toán

ϕ

: góc nội ma sát của đất đắp

f '=

4 tgϕ 9


- 24 -

2.2.1.Kiểm tra điều kiện ổn định trượt đất đắp trên vải địa kỹ thuật: Fa < F

(2.30)

Trong đó: Fa : lực đẩy, tính theo công thức Fa =

1 K aγ w h 2 2

(2.31)

F : lực ma sát giữa đất và mặt vải ĐKT. Bỏ qua lực dính giữa đất đắp và vải F = G.f’

(2.32)

γw : dung trọng đất đắp (kN/m3) h : chiều cao nền đắp (m) Ka : hệ số áp lực chủ động Rankine

Ka =

1 − sin ϕ 1 − cos ϕ

ϕ : góc nội ma sát của đất đắp G : trọng lượng khối đất đắp trong phạm vi mái dốc 4 9

f’ : hệ số ma sát tính toán f '= tgϕ 2.2.2.Sự liên kết giữa vải địa kỹ thuật với đất. Ứng suất kéo trong vật liệu vải địa kỹ thuật được chuyển vào trong lớp đất xung quanh bằng cách phát triển một liên kết giữa vải địa kỹ thuật và lớp đất gần kề. Có 2 loại liên kết : bằng ma sát và bằng neo mép.


- 25 -

2.2.2.1.Liên kết do ma sát: Để duy trì sự cân bằng, liên kết ma sát phải chịu tải trọng kéo lớn nhất chịu bởi vật liệu vải địa kỹ thuật. Pr (max ) ≤ 2σ v .Lb .w.tgφsg

(2.33)

Trong đó: w : chiều rộng của vải địa kỹ thuật φsg : góc ma sát trong biểu kiến giữa vải ĐKT và lớp đất liền kề. Lb : chiều dài neo vải địa kỹ thuật 2.2.2.2.Liên kết do neo: Độ chịu neo được thực hiện bằng cách sử dụng hoặc xây dựng các mặt dọc theo chiều dài của vải địa kỹ thuật hay bằng cách dùng đầu neo tại mép của vải địa kỹ thuật. Đối với vải ĐKT có đầu neo tại mép, một vài sức kháng (do ma sát) có thể xuất hiện dọc theo chiều dài vải ĐKT. Tuy nhiên, điều này thường được giả thuyết bỏ qua, với tất cả sức kháng tạo ra tại một vị trí đầu neo. Tải trọng chịu được cao nhất trong cốt là Pr(max) liên hệ với kích thước của đầu neo bằng phương trình sau: Pr (max ) ≤ 2σ b' .ha .wa

Trong đó:

(2.34)

ha là chiều cao đầu neo, wa là bề rộng đầu neo; σ’b ứng suất neo

2.3. Cọc BTCT tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật 2.3.1. Giới thiệu chung Sử dụng hệ cọc kết hợp vải địa kỹ thuật gia cường gia cố nền trên đất yếu được mô tả như Hình 2.4. Hiệu ứng vòm trong nền đất và hiệu ứng màng trong vải địa xuất hiện sẽ làm tăng khả năng chịu tải của công trình.


- 26 -

Tải trọng bên trên được truyền vào nền đất tốt bên dưới thông qua hiệu ứng vòm tải trọng truyền vào các mũ cọc, phần còn lại tác dụng vào vải địa kỹ thuật làm vải căng và võng xuống nền đất yếu tạo thành hiệu ứng màng. Trong các phần sau sẽ nghiên cứu đến chiều cao đất đắp, khoảng cách cọc ảnh hưởng đến tải trọng bên trên nền tác dụng xuống cọc thông qua hiệu vứng vòm và hiệu ứng màng. Hieäu öùng voøm

Hieäu öùng maøng treân vaûi ÑKT Ñeâm caùt ñaàm chaët

Coïc BTCT 200X200 Ñaát yeáu daày 20m

Caùt trung

Hình 2.4 Sơ đồ làm việc của hệ cọc gia cố nền đất yếu kết hợp vải địa kỹ thuật 2.3.2. Nghiên cứu lý thuyết về hiệu ứng vòm trong đất:[13],[14],[16],[17] “Hiệu ứng vòm được định nghĩa là sự truyền áp lực đất từ một phần khối đất bị lún đến bên cạnh khối đất không bị lún” (Terzaghi,1943). Theo McNulty (1965) định nghĩa hiệu ứng vòm là “Sự truyền tải trọng ổn định của một vật liệu từ một vị trí đến một ví trí khác không đổi. Hình thành từ một hệ thống ứng suất cắt do quá trình truyền tải trọng”. Do độ cứng của cọc lớn hơn nhiều so với đất nền, khối đất đắp có xu hướng dịch chuyển xuống. Sự dịch chuyển này được giới hạn cục bộ bởi ứng suất cắt ,τ , trong khối đắp nền hướng vào mũ cọc. Ứng suất cắt này làm tăng áp lực lên mũ cọc nhưng


- 27 -

làm giảm áp lực đặt lên đất nền. Cơ chế truyềh lực như vậy được Terzaghi (1943) đặt tên là “hiệu ứng vòm đất” (soil arching effect). Hiệu ứng vòm còn có thể giải thích bằng thí nghiệm ngưỡng giữ của Terzaghi (hình 2.5). Một lớp cát khô với dung trọng γ, được đắp trên nền có ngưỡng giữ ‘ab’. Chiều cao của lớp cát bằng 2 lần chiều dài đoạn ‘ab’. Khi ngưỡng giữ đứng yên, áp lực trên ngưỡng giữ và phần nền xung quanh bằng γH trên một đơn vị diện tích. Khi cho ngưỡng giữ lún xuống, áp lực trên ngưỡng giữ giảm xuống một phần so với giá trị ban đầu, ngược lại áp lực trên phần nền xung quanh tăng lên. Điều này là do lực cắt dọc theo các biên bên ac và bd kháng lại sự hạ xuống của các lăng trụ cát trên ngưỡng giữ đang lún.

(a) Sơ đồ khảo sát hiệu ứng vòm của lớp đất trên ngưỡng giữ mềm trong mặt phẳng nằm ngang (b) Áp lực trên nền và ngưỡng giữ trước và sau khi giảm yếu của ngưỡng giữ Hình 2.5 Thí nghiệm ngưỡng giữ (Terzaghi, 1943)


- 28 -

Theo Terzaghi, thì việc nghiên cứu lý thuyết, kết quả thực nghiệm và kinh nghiệm về đường hầm cho thấy áp lực lớn nhất trên ngưỡng giữ khi đang lún độc lâp với chiều dày H của lớp cát đắp. Điều này chỉ đúng khi khoảng cách ‘ab’ cố định và độ sâu H vượt quá một giá trị đặc biệt, nằm phía trên đỉnh của vòm. Theo lý thuyết Marston, tải trọng trên các công trình ống dẫn ngầm đã xác định thành công hiệu ứng vòm. Xem xét ống ngầm được đặt trong một rãnh dưới mặt đất tự nhiên, lực cắt (tương tự như được mô tả trong thí nghiệm ngưỡng giữ) đóng vai trò quan trọng trong việc tạo ra tải trọng lên công trình. Trong trường hợp này, mặt phẳng dọc theo phương chuyển vị giả sử xuất hiện, và mặt phẳng nơi lực cắt hình thành là những mặt phẳng thẳng đứng mở rộng lên từ bên cạnh ống ngầm (hình 2.6) Sau đó, Marston đã xác định được biểu thức về lực đứng tại vị trí cống ngầm. cân bằng biểu thức biến dạng của các lăng trụ phía trong cống với độ lún của đỉnh ống dẫn bằng với tổng biến dạng của các lăng trụ ngoài và mặt lún tới hạn, từ đó tìm được công thức tính He. Lực trên cống ngầm được tính toán theo công thức sau: Wc = Cc.γ.Bc2

(2.35)

Trong đó: Wc : lực trên cống ngầm γ

: dung trọng của đất đắp

Bc

: chiều rộng của cống

Cc

: hệ số phụ thuộc vào H, He, Κ, µ − 2 Κµ

-

1− e 2Κµ

Khi He = H

Cc =

Khi He < H

− 1  H H e  ±2Κµ Bc e Cc = +  − ± 2Κµ  Bc Bc 

± 2 Κµ

-

H Bc

e

H Bc

(2.36) H

(2.37)


- 29 -

Trong đó: H

: chiều cao đất đắp trên cống

He

: chiều cao tầng đẳng lún

K

: hệ số áp lực ngang theo Rankine

µ = tanφ : hệ số ma sát của vật liệu đắp Chiều cao tầng đẳng lún He được tính theo công thức: − 2 Κµ

H

Bc  1  H − H e  rsd p  e − 1 1  H e  rsd p  H − H e  −2 Κµ Bc 1 H e H .H e H  −  −   ⋅ e −  −  − + = −rsd p  ⋅ 2 2 Κ µ B 3 − 2 Κ µ 2 B 3 B 2 Κ µ B B B c c c c c    c    

Trong đó: rsd

rsd =

2

H

(2.38)

: tỷ số độ lún (không thứ nguyên)

(s

m

+ s g ) − (s f + d c )

(2.39)

sm

: chiều cao của đất bị nén

sm=p.Bc

Ñænh ñaát ñaép

H-He D

Maët phaúng ñaúng luùn C

h dh

H He

sf+dc pBc

Maët ñaát töï nhieân

A

B

Bc

sm+sg Maët phaúng tôùi haïn

sg sf

Hình 2.6: Sơ đồ lực tác dụng lên cống ngầm


- 30 -

Lực trên cống ngầm này được tổng kết và sử dụng trong tiêu chuẩn BS8006 (1995), và đã phát triển thêm nhiều sự tương quan giữa hiệu ứng vòm và hiệu ứng màng cho vải địa kỹ thuật gia cường trên đầu cọc dưới đất đắp. (Hình 2.7)

Taûi troïng ngoaøi, ws

Vaät lieäu ñaép γ, φ'cv

Neàn ñaép H

WT

a

Trp

Trp vaûi ñòa kyõ thuaät

muõ coïc

coïc s

Hình 2.7: Sơ đồ lực tác dụng trong phương án nền gia cố cọc dưới đất đắp v Phương pháp của low et al. (1994) Low et al. (1994) đã cải thiện phương pháp tính vòm đất dựa trên mô hình nữa chóp bán cầu của Hewlett và Randolph (1988). Mô phỏng vòm cát hình bán trụ với bề dày bằng một nữa dầm mũ cọc đặt trong nền đắp (hình 2.8 ). Low et al. (1994) cho rằng phần tử cát đạt trạng thái cân bằng ở đỉnh vòm hoặc trên dầm mũ. Bán kính cân bằng của phần tử tại đỉnh vòm thỏa mãn biểu thức sau:


- 31 dσ r 2(σ r − σ θ ) + = −γ dr r

Trong đó: σr

(2.40)

: ứng suất bán kính

σθ

: ứng suất tiếp (σθ = Kpσr )

Kp =

(1 + sin φ ) , φ : góc ma sát vật liệu đắp (1 − sin φ )

γ

: dung trọng của vật liệu đắp

r

: bán kính của vòm đất Ñænh neàn ñaép

σs

Muõ coïc

σp

Voøm ñaát H

(s+ a )/2 s/ 2

σs

σs

σp

Ñaát neàn a

s

Coïc

a

Hình 2.8 Mô hình nữa bán trụ vòm dưới nền đắp (Low et al., 1994) Điều kiện biên tại đỉnh vòm: r=

s+a 2

(2.41)


- 32 -

(s + a )  σ r = γ H − 2   Trong đó: s

(2.42)

: Khoảng cách giữa mép mũ dầm

a

: kích thước mũ

H

: chiều cao nền đắp

Giải phương trình (2.40) tìm đường áp lực đất tác dụng lên nền đất được biểu diễn dưới biểu thức sau:  (K p − 1)(1 − δ )(S + a )  s+a s + a   K −1 σ s = αγ  + (1 − δ ) p h − −  2(K p − 2 ) 2 2(K p − 2 )   

Với δ =

(2.43)

a , α là hệ số phân bố áp lực đất lên nền đất có thể lấy α = 0,8 theo s+a

tính toán của Low et al. (1994) đề nghị. Áp lực đất phân bố trên mũ cọc được biểu diễn như sau: σp =

(s + a )Hγ − σ s s a

(2.44)

Hệ số tập trung ứng suất nhận được từ biểu thức (1.3) v Phương pháp Terzaghi (1943) Terzaghi (1943) đã phân tích lời giải dựa trên thí nghiệm ngưỡng giữ. Ông giả định 2 mặt phẳng ứng suất cắt thẳng đứng 1-2 và 3-4 (hình 2.9) xuất hiện khi “Trap door” đi xuống dần và ứng suất cắt xuất hiện trong khối đất bên trên “Trap door”.


- 33 -

2

4

σv

Kσvtanφ Kσ v

H

Kσvtanφ Kσv

dW

z

dz

σv+ d σv 1 Trap door

3 s

Hình 2.9 Mô hình ngưỡng giữ (Terzaghi, 1943). Cân bằng lực theo phương thẳng đứng cho phương trình vi phân của dz là: dσ v 2 Kσ v tan φ + =γ dz s

(2.45)

Trong đó γ trọng lượng khối đất đắp, φ góc ma sát khối đắp, và K là hằng số kinh nghiệm có thể lấy bằng 0,7 theo Terzaghi (1943). Giải phương trình vi phân tuyến tính với điều kiện biên σv = 0 tại z = 0, áp lực trung bình trên “Trap door” nhận được: σ vh = σ

v z=h

=

 sγ   H  1 − exp − 2 K   tan φ  2 K tan φ   s   

(2.46)

Biểu thức này áp dụng được khi H ≤ 2s Sự đi xuống của “Trap door” thì tương tự với độ lún của đất nền, và áp lực trên Trap door thì tương tự áp lực đất đặt lên đất nền. Áp lực đất trên mũ dầm được cho bởi công thức:


- 34 -

σp =

H (s + a )γ − σ vh s a

(2.47)

Trong đó H là chiều cao nền đắp, a là kích thước mũ. Hệ số tập trung ứng suất được tính bằng hệ số n =

σp σ vh

v Phương pháp theo tiêu chuẩn thiết kế anh BS8006 (1995) Phương trình Marston được chấp nhận trong tiêu chuẩn BS8006 (1995) để tính áp lực trung bình đặt lên mũ cọc (σp) bằng biểu thức: C a  σ p = σ v'  c   H 

2

σ v' = ( f fsγH + f q q )

Trong đó: σp : áp lực thẳng đứng trên các mũ cọc. γ : trọng lượng riêng của vật liệu đắp H : chiều cao nền đắp fq : hệ số riêng phần đối với tải trọng ngoài (bảng 2.1) q : tải trọng ngoài tác dụng. a : kích thước (hoặc đường kính) của mũ cọc Cc : hệ số tạo vòm (bảng 2.2)

(2.48)

(2.49)


- 35 -

Bảng 2.1 Hệ số riêng phần TTGH phá hoại

TTGH sử dụng

Khối lượng đơn vị của đất

ffs = 1,3

ffs = 1,0

Ngoại tải tĩnh

fff = 1,2

fff = 1,0

Ngoại tải động

fq = 1,3

fq = 1,0

Áp dụng cho tgϕ’cv

fms = 1,0

fms = 1,0

Áp dụng cho c’

fms = 1,6

fms = 1,0

Áp dụng cho cu

fms = 1,0

fms = 1,0

Các hệ số riêng phần Các hệ số tải trọng

Các hệ số vật liệu đất

Hệ số vật liệu vải Áp dụng cho cường độ cơ ĐKT

bản của vải địa kỹ thuật

Các hệ số tương

Trượt trên mặt vải ĐKT

Trị số fm phải tương ứng với vật liệu cốt được sử dụng và tuổi thọ

Sức chịu kéo tuột vải ĐKT

tác giữa vải và đất

yêu cầu đối với vải fs = 1,3

fms = 1,0

fq = 1,3

fms = 1,0

Bảng 2.2 Hệ số tạo vòm Cc đối với nền đắp đặt trên cọc có vải ĐKT Bố trí cọc

Hệ số tạo vòm

Cọc chống ( không chịu uốn)

C c = 1,95

H − 0,18 a

Cọc treo và các cọc khác (thông thường)

Cc = 1,50

H − 0,07 a

Áp lực trung bình tác dụng lên nền đất σs: σs =

(s + a )Hγ − σ p a s

(2.50)

Trong đó s là khoảng cách giữa 2 mũ cọc. Theo tiêu chuẩn BS8006 định nghĩa chiều cao giới hạn hc = 1,4s. Công thức (2.48 và 2.50) chỉ đúng khi H ≤ hc.Nền đất đắp trên hc và tải trọng ngoài sẽ được truyền hoàn toàn vào mũ cọc.


- 36 -

v Phương pháp theo Hewlett và Randolph (1988) Hewlett và Randolph (1988) phân tích hiệu ứng vòm bằng các xem xét sự cân bằng giới hạn của ứng suất trong các vòm cát giữa các đầu cọc bố trí theo sơ đồ hình vuông (hình 2.10). Phân tích này dựa trên kinh nghiệm rút ra từ các thí nghiệm mô hình. Các phần sau đây chỉ nêu lên các bước phát triển công thức tính toán tính hiệu quả của hệ thống mũ cọc.

Ñænh voøm

Chieàu cao voøm Maët neàn hieän höõu P4

P1

P3

P2

Hình 2.10: Hình dạng của hiệu ứng vòm Vòm được xem xét làm hai phần chính: Phần đỉnh của vòm bao gồm xem xét sự cân bằng bán kính ở phần đỉnh vòm của vòm tại mặt cắt qua các mũ cọc và vòm lồi, ứng suất bên dưới bề mặt vòm, tổng áp lực lên vòm, từ đó xác định được tỉ lệ trọng lượng của đất đắp được chống bởi các cọc tức là hiệu quả của gối đỡ. Ứng suất bên dưới bề mặt vòm là σi:

[

σ i = γ (1 − δ )

(

2 K p −1

) 

]⋅ H − 

s  K p − 2  γ (s − b ) +   2  2 K p − 3  2 (2 K p − 3)

(2.51)


- 37 -

Trong đó: δ =

b : tỷ số giữa bề rộng b và khoảng cách s giữa các cọc s

Kp =

1 + sin φ : hệ số áp lực đất bị động theo Rankine 1 − sin φ

φ : góc ma sát trong của đất Tổng áp lực vòm lên nền: σs = σi +

γ (s − b ) 2

(2.52)

Giả thiết rằng các áp lực vòm phân bố đều trên nền đất, tỉ lệ trọng lượng của đất đắp được chống đỡ bởi các cọc (hiệu quả của gối đỡ) là: E =1−

s2 − b2 σs s 2γH

(2.53)

(

(2.54)

)

E = 1 − 1 − δ 2 ( A − AB + C )

(

A = 1−δ 2

)(

2 K p −1

)

(2.55)

B=

s 2H

 2K p − 2     2K − 3  p  

(2.56)

C=

s −b 2H

 2K p − 2     2K − 3  p  

(2.57)

Phần trên mũ cọc bao gồm xem xét trạng thái cân bằng bán kính trong nêm kín hẹp trên mũ cọc, kết hợp ứng suất tiếp tuyến σθ xuyên qua mũ cọc, xác định tổng lực tác dụng được chống đỡ bởi mũ cọc, từ đó sẽ tính được tính hiệu quả của hệ thống cọc và đất đắp.


- 38 -

Trạng thái cân bằng bán kính trong nêm kín hẹp trên mũ cọc ở mặt cắt P1-P2:  2r  σ r = K p ⋅σ s    s −b

K p −1

(2.58)

Do đó, kết hợp ứng suất tiếp tuyến σθ xuyên qua mũ cọc, tổng lực tác dụng có thể được đỡ bởi mũ cọc và được thể hiện:

P=4

s 2

∫ (

( s −b )

)

 2r  K ⋅σ s    s −b 2 p

K p −1

(s − 2r )dr

(2.59)

2

P=

2K p K p +1

[

s 2 ⋅ σ s (1 − δ )

1− K p

]

− (1 − δ )(1 + δK p )

(2.60)

Tuy nhiên, cân bằng tất cả các lực không xét đến khu vực khác của cọc ngoại lệ quy định: Cân bằng:

(

s 2γH = P + σ s s 2 − b 2

)

(2.61)

Do vậy, tính hiệu quả của hệ thống cọc và đất đắp sẽ là E=

P β = s γH 1 + β

(2.62)

2

Trong đó: β=

[

]

1 (1 − δ )−K p − (1 + δK p ) K p +1 1+ δ 2K p

(2.63)


- 39 -

Randolph và Hewlett (1988) đã nghiên cứu các dữ liệu của Reid và Buchanan (1983). Trong dữ liệu này, đã xem xét đến việc sử dụng tấm màng trải trên đỉnh cọc, tấm màng này sẽ đóng vai trò tăng hiệu quả của gối đỡ. Sau cùng, mô hình thực nghiệm và sự đo đạc tại hiện trường cho thấy phần lớn trọng lượng của khối đất đắp hơn 60% tác dụng lên các cọc. Phân tích sự uốn vòm trên các đầu cọc dựa trên các kinh nghiệm thu được từ việc quan sát các “vòm” cát trong các mô hình thí nghiệm. sự phân tích chuyên sâu về tính hiệu quả, về khả năng chống đỡ của cọc khi tải trọng đắp tác dụng thẳng lên cọc. Trong thiết kế, vải địa kỹ thuật trải lên đầu cọc sẽ tăng hiệu quả gia cường và ngăn cản sự chuyển vị của cọc. Randolph và Hewlett (1988) cũng đề nghị một cơ sở cho cọc dưới nền đất đắp. bởi sự phá hoại, cho dù là sự sụp vòm hay sự phá hoại do tải trọng, chỉ ảnh hưởng đến phần dưới của đất đắp. do đó, rất thuận lợi khi xây dựng phần dưới của đất đắp bằng loại đất có cấp phối tốt và được đầm nén tốt, điều đó sẽ làm tăng hiệu quả chống đỡ của cọc. Randolph và Hewlett đã cho nhận xét tốt hiệu ứng vòm trong khối đất đắp trên nền gia cố cọc. tuy nhiên, đỉnh của vòm được xem là đường đẳng độ lún trong hiệu ứng vòm Marston và tác dụng của màng trong việc nâng cao hiệu quả gia cường. 2.3.3. Cơ chế truyền lực: Khi khối đắp được đắp lên trên nền gia cố cọc kết hợp vải ĐKT gia cường bên trên các mũ cọc, khối đất giữa hai mũ cọc bị lún xuống. Do đó, tấm vải địa kỹ thuật bị võng xuống đồng thời sinh ra hai thành phần lực, lực kéo trong vải địa kỹ thuật và phản lực của nền đất yếu σs, quá trình dịch chuyển của khối đất sẽ hình thành ứng suất cắt trong khối đắp trên mũ cọc. Ứng suất cắt này sinh ra hiệu ứng vòm trong khối đắp và làm giảm tải trọng tác dụng lên tấm vải địa kỹ thuật gia cường nhưng làm tăng tải trọng do vòm tác dụng vào mũ cọc. cơ cấu truyền lực này được mô phỏng theo hiệu ứng vòm của Terzaghi (1943)


- 40 -

W2

W2 T

σc

H

τ

τ Wt

σs

T

σc

Vaûi ÐKT

s-a s

Hình 2.11: Nguyên lý truyền lực lên cọc và vải ĐKT (Li., 2002) Trong đó T là lực kéo sinh ra trong vải ĐKT So sánh với các trường hợp không gia cường vải địa kỹ thuật trên các mũ cọc, vải địa kỹ thuật gia cường trên mũ cọc có tác dụng làm giảm chuyển vị của đất đắp giữa các cọc. Làm giảm chuyển vị đồng nghĩa với việc giảm ứng suất cắt bên trong khối đất đắp. Do đó, hiệu ứng vòm trong đất đắp cũng được giảm nhỏ nhất và tải trọng truyền lên đầu cọc do vòm cũng giảm đi. Tuy nhiên, tải trọng trên các đầu cọc sẽ gia tăng do lực kéo bên trong vải địa kỹ thuật hình thành các tổ hợp lực đứng. Khi gia cường một lớp vải địa kỹ thuật sẽ ứng xử như một tấm màng chịu kéo, khi nhiều tấm vải địa kỹ thuật gia cường được đặt theo từng lớp xen kẽ với lớp đất đắp sẽ ứng xử như một tấm có độ cứng (như một dầm) do có sự liên kết chặt chẽ bề mặt tiếp xúc giữa vải địa kỹ thuật và các lớp đất. Giroud (1990) và tiêu chuẩn BS8006 (1995) đã đề nghị sự hợp lý tương tự cho việc ước lượng lực kéo trong vải địa kỹ thuật như là lực kéo của màng. Wang (1969) đã xem xét sự làm việc của nhiều lớp vải địa kỹ thuật gia cường trong đất trong điều kiện lực dính biểu kiến.


- 41 -

Tóm lại, cơ cấu truyền lực có thể được xem xét như một tổ hợp của vòm đất và lực kéo của màng hay độ cứng ảnh hưởng của tấm, và quan hệ độ cứng giữa cọc và đất. Cơ cấu truyền lực dựa vào một số các nhân tố bao gồm: độ cứng về khả năng chịu kéo của các lớp vải địa kỹ thuật, thông số đất đắp và đất nền, mô đun của cọc và đất. 2.3.4. Sự phân bố ứng suất: Tỷ số phân bố ứng suất là thông số được dùng để định lượng sự phân bố của tải trọng tác dụng. Nó được định nghĩa là tỷ số của ứng suất trên mũ cọc với ứng suất của đất ở giữa các mũ cọc, n =

σp σs

. Tỷ số tập trung ứng suất là chỉ số chung mà nó bao

hàm cả cơ cấu của vòm đất, lực kéo hay lực dính biểu kiến và độ cứng của cọc – đất khác nhau. Ooi (1987) chỉ ra rằng giá trị n cho các cọc thông thường dưới đất đắp không có vải ĐKT thay đổi trong khoảng từ 1 đến 8. Tỷ số này gia tăng với sự gia tăng tỷ số giữa chiều cao đắp với khoảng cách 2 cạnh gần nhất của các mũ cọc. dựa trên nghiên cứu của Reid (1993) và Maddison (1996) giá trị n của hệ thống nền gia cố cọc kết hợp vải ĐKT gia cường dưới đất đặp sử dụng cọc bê tông thì giá trị n thay đổi từ 8 đến 25, sự gia tăng của n là do có sự đóng góp của vải ĐKT. Giá trị n phụ thuộc vào độ cứng hay độ bền của móng. 2.3.5. Lý thuyết hiệu ứng màng: Các phương pháp hiện tại nghiên cứu hiệu ứng màng bao gồm các phân tích được phát triển bởi Delmas (1979); Perrier (1983) và Kinney (1987) cho hình dạng và điều kiện lực đơn giản. Tuy nhiên, hầu hết các vần đề bao gồm các hình dạng và điều kiện lực phức tạp thì cần sử dụng phương pháp số. Thiết kế vải ĐKT gia cường trên nền gia cố cọc dưới đất đắp được thay thế cho phương pháp thông thường là tấm bê tông cốt thép đặt trên nền cọc. với vải ĐKT gia cường sẽ chuyển phản lực do trọng lượng khối đắp bên dưới vòm thành lực kéo. Biến dạng và sự truyền tải trọng của vải ĐKT cũng như hiệu ứng vòm và ứng suất bên trong


- 42 -

khối đất đắp cần phải được đánh giá. Do đó, thiết kế vải ĐKT cần xem xét các vấn đề sau: 1. Ứng suất thẳng đứng trên vải ĐKT sau khi hiệu ứng vòm của lớp đất xảy ra giữa khoảng trống hai mũ cọc đã được xác định. 2. Lực kéo được phát triển trong vải ĐKT gia cường do áp lực thẳng đứng của đất đắp. 3. Lực kéo được phát triển trong vải ĐKT gia cường do hiện tượng trượt ngang của khối đắp. Phương pháp thiết kế được thảo luận ở đây gồm: tiêu chuẩn BS8006, lý thuyết Terzaghi, lý thuyết của Hewlett và Randolph, phương pháp của Jones và lý thuyết của Guido. Phương pháp phần tử hữu hạn sử dụng chương trình plaxis. Hầu hết các tính toán theo công thức lý thuyết thường bỏ qua phần gối đỡ của nền bên dưới lớp vải ĐKT. Như trong tính toán thường xem bên dưới vải ĐKT là một lỗ trống, an toàn trong thiết kế. Xét cọc bố trí theo hình vuông

Diện tích (s2-a2)

Hình 2.12: Ô đơn vị (Russell vả Pierpoint, 1997)


- 43 -

Mỗi ô đơn vị được đỡ bởi mũ cọc, (Russell và Pierpoint, 1997). Diện tích của ô lưới là s2 và diện tích không nằm trong phạm vi được chống đỡ trực tiếp bởi mũ cọc là (s2 – a2). Một phần tư của tải trọng được giả thuyết là truyền vào vải ĐKT gia cường. 2.3.5.1. Hệ số giảm ứng suất: Qua so sánh kết quả các phương pháp tính toán khác nhau, tỷ số giảm ứng suất được định nghĩa là tỷ số của ứng suất thẳng đứng trung bình trên vải ĐKT và áp lực do trọng lượng bản thân của đất đắp. S sr =

2WT (s − a ) γH s 2 − a 2

(

)

(2.64)

Trong đó: WT : tải trọng phân bố đều tác dụng lên vải ĐKT s

: khoảng cách giữa 2 tim cọc.

a

: kích thước mũ cọc.

H

: chiều cao đất đắp

γ

: dung trọng đất đắp

2.3.5.2. Mô hình vòm đất trên cống ngầm. Lý thuyết Marston về tải trọng trên các công trình ống dẫn ngầm đã xác định thành công hiệu ứng vòm và được tiêu chuẩn BS8006 sử dụng cho đất đắp trên nền đất yếu được gia cố. Đây là phương pháp thiết kế được cho là an toàn. Tải trọng phân bố trên vải ĐKT gia cường giữa các mũ cọc là WT được xác định như sau:

Nếu H > 1.4(s-a)

WT =

1.4 ⋅ s ⋅ f fs ⋅ γ (s − a )  2 σ p  2  s − a  '  2 2 s −a  σ v  

(

)

(2.65)


- 44 -

Nếu 0.7(s-a) ≤ H ≤ 1.4(s-a) WT =

s2 σ p Nếu 2 ≤ ' a σv

 σ p  s ⋅ σ v'  2 s − a 2  '  2 2  s −a   σ v 

(

)

WT = 0

(2.66)

(2.67)

Trong đó: σ’v : ứng suất trung bình thẳng đứng tại vị trí đặt vải ĐKT σ v' = f fs ⋅ γ ⋅ H + f q ⋅ ws

q

: hoạt tải phân bố đều

σp

: ứng suất thẳng đứng trên mũ cọc.

ffs

: hệ số tải trọng cục bộ cho trọng lượng đơn vị của đất.

fq

: hệ số tải trọng cục bộ do các tải trọng ngoài.

Trong phương pháp này xem các mũ cọc như là cống ngầm cố định. Ứng suất thẳng đứng lấy theo công thức của Marston cho các dự án cống ngầm, xác định theo công thức (2.48). Dựa trên các biểu thức trên tỷ số giảm ứng suất được xác định theo công thức sau:

S sr =

 2.8s  2 2  pc   s − a  '   2 (s + a ) H   σ v 

(2.68)

2.3.5.3. Phương pháp của Terzaghi. Phương pháp của Terzaghi (1943) được dựa trên thi nghiệm ngưỡng giữ (trap door). Terzaghi xem xét cường độ lực cắt dọc theo lăng trụ đất mà được mô phỏng từ


- 45 -

chiều cao đắp đã được xác định tại các mặt phẳng có độ lún bằng nhau. Tỷ số giảm ứng suất được xác định theo công thức sau:

S sr =

−4 H ⋅ a ⋅ K ⋅ tan (φ ' )   s2 − a2  1 − e s 2 − a 2  4 H ⋅ a ⋅ K ⋅ tan (φ ')  

(2.69)

Trong đó: K là tỷ số áp lực ngang với áp lực đứng. Theo Terzaghi lấy K=1 2.3.5.4. Lý thuyết của Hewlett và Randolph(1998). Hewllet và Randolph đã nêu ra lý thuyết vòm cho các hạt rời dựa theo các thí nghiệm mô hình thoát nước tự do. Nó được giả thuyết vòm đất như là một chuỗi các vòm hình bán cầu được chống đỡ bởi các mũ cọc. Trong trường hợp đó, các vị trí giới hạn phá hoại có thể ở đỉnh vòm hay ở các mũ cọc. hệ số giảm ứng suất được đánh giá sử dụng giới hạn cân bằng dẻo xem hình 2.10 Tỷ số giảm ứng suất ở đỉnh của vòm được xác định theo công thức:  a S sr = 1 −   s

(

2 K p −1

2(K p − 1)  (s − a ) 2(K p − 1) 1 − s ⋅ + ⋅   ( ) (2K p − 3) 2 − 3 K 2 2 H H p  

)

(2.70)

Tỷ số giảm ứng suất trên các mũ cọc được xác định theo công thức: S sr =

 2 K p   a    1−  K + 1   s   p 

Trong đó: Kp

(1− K p )

1 2  a  a   a  − 1 − 1 + K p  + 1 − 2   s  s   s 

(2.71)

:áp lực đất bị động

Trong hai trường hợp trên, giá trị Ssr lớn nhất sẽ được chọn để tính toán, đó là trường hợp bất lợi nhất. 2.3.5.5. Lực kéo trong vải địa kỹ thuật


- 46 -

Theo tiêu chuẩn Anh BS8006 (1995) đề nghị công thức tính lực kéo trong vải ĐKT gia cường như sau: Lực kéo trên một mét dài của vải ĐKT gia cường được xác định thông qua lực phân bố đều WT trên vải ĐKT. Trp =

WT (s − a ) 1 1+ 2a 6ε

Trong đó: Trp ε

(2.72)

: là lực kéo trong vải ĐKT gia cường. : là biến dạng trong vải ĐKT

Lực kéo trong vải ĐKT gia cường được tính toán xét đến khả năng biến dạng cho phép lớn nhất. Biến dạng 6% là biến dạng giới hạn dưới cho việc truyền tải trọng vào các mũ cọc. Đường cong tải trọng và biến dạng sẽ được nghiên cứu ứng với các mức tải trọng khác nhau. Dọc theo các khe rỗng, biến dạng tập trung ở bề mặt của đất đắp, biến dạng dọc phải được giữ nhỏ nhất. biến dạng từ biến lớn nhất được cho phép là 2% đối với kết cấu cố định. Lực kéo phát triển cùng với biến dạng của vải ĐKT trong suốt quá trình đắp bên trên. Nếu vải ĐKT không biến dạng trong suốt quá trình đắp thì lực kéo cũng không phát triển. Jones (1987) cho rằng, có sự tương tự giữa một cáp treo tải trọng phân bố đều và vải ĐKT. Điều này cho thấy hình dạng lúc bị biến dạng của vải ĐKT giống như đường võng dạng móc xích hơn là một cung tròn hình 2.13


- 47 -

Taûi troïng treân maøng sau khi xem xeùt hieäu öùng voøm T

T

0,15γH Phaûn löïc cuûa neàn ñaát yeáu

a

∆Sr

bn=s-a s

Vaûi ÐKT

Hình 2.13: Sơ họa về biến dạng mốc xích, sơ đồ lực theo Jones(1987) Nếu giả thiết rằng phản lực gối tựa WB = 0,15γH thì hàm tiêu chuẩn cho móc xích này sẽ là:

Trp =

2 1 (WT − Wb )bn 1 + bn 2 2 16∆S r

(2.73)

εG =

1 16∆S r2  bn   4∆S r2  16∆S r2      1+ ln + 1 + +  −1  8∆S 2   b  2 bn2 bn2   n   r 

(2.74)

Trong đó: εG

: biến dạng trong vải ĐKT gia cường

∆Sr : chuyển vị lớn nhất của vải ĐKT gia cường Trp : lực kéo trong vải ĐKT gia cường. WT : ứng suất trung bình thẳng đứng phân bố trên vải ĐKT gia cường WB : ứng suất thẳng đứng (phản lực nền) bên dưới lớp vải ĐKT


- 48 -

Mặt khác, T = εG.J được áp dụng trong trường hợp ∆Sr thường là chưa biết và phải được xác định trong thiết kế. Ứng suất trung bình thẳng đứng trên vải ĐKT gia cường có thể dựa vào phương pháp tính toán nêu trên. Jones (1987) đã giả thiết phản lực của nền đất yếu: Ws = 0,15γH Quá trình xác định biến dạng và lực kéo trong vải ĐKT gia cường lần lượt theo các bước sau: a. Giả thuyết một chuyển vị lớn nhất trong vải ĐKT gia cường ∆Sr. b. Dùng công thức 2.74 để tính toán biến dạng εG trong vải ĐKT gia cường. c. Tính toán lực kéo Trp trong vải ĐKT theo công thức 2.73 d. Sử dụng lực kéo tính toán và biểu đồ quan hệ biến dạng và lực kéo của vải ĐKT gia cường đã được xác định trong phòng thí nghiệm (hình 2.14) để tính toán biến dạng. e. Thực hiện tính lặp, cho giá trị của chuyển vị lớn nhất thay đổi và tính lặp cho đến khi giá trị biến dạng tính toán trong bước b và bước d trùng khớp với nhau.

Löïc keùo (kN/m)

Tr

J 1

εr

Bieán daïng

Hình 2.14: Biểu đồ thí nghiệm kéo trên vải ĐKT gia cường


- 49 -

2.3.5.6. Phản lực đất Thông thường trong các nghiên cứu trước thường bỏ qua phản lực của nền, do đó bài toán thiết kế trở nên rất an toàn. Trong thực tế một phần phản lực do nền bên dưới lớp vải ĐKT cần phải được xem xét. Reid và Buchman (1984) nghiên cứu và cho rằng phản lực nền bên dưới lớp vải ĐKT là 0,18γH. Jones (1987) đã nghiên cứu cho rằng phản lực đất nền bằng 0,15γH, sau đó 1990 sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) về mô hình nền gia cố cọc kết hợp vải ĐKT dưới đất đắp, kết quả tính toán bằng chương trình Plaxis được thể hiện trong hình 2.15. [17]

Hình 2.15 Quan hệ giữa lực kéo trong vải ĐKT dưới đất đắp và khoảng cách cọc (Jones và cộng sự. (1990) được thực hiện ở Han (1999)) 2.3.5.7. Lực kéo trong vải địa kỹ thuật do trượt Ngoài việc nghiên cứu lực kéo trong vải ĐKT do ứng suất trung bình thẳng đứng của trọng lượng bản thân đất đắp mà còn phải xem xét về lực kéo sinh ra do ảnh hưởng biến dạng tại khu vực mái đất đắp và chuyển vị ngang cho phép của cọc. Lực kéo Tds


- 50 -

của vải ĐKT gia cường (tính cho 1 m dài) cần thiết để có thể chịu đẩy ngang do vật liệu đắp nền gây ra, theo tiêu chuẩn BS86006 (1995) được tính theo công thức: Tds = 0,5 K a ( f fsγH + 2 f q ws )H

(2.75) 

φcv'   2 

Trong đó: Ka

: hệ số áp lực đất chủ động, K a = tan 2  45 −

ws

: hoạt tải phân bố đều trên bề mặt đất đắp.

ffs

: hệ số tải trọng cục bộ của đất đắp.

fq

: hệ số tải trọng cục bộ của hoạt tải bên trên

Tải trọng phát sinh lực kéo do đất đắp không được vượt ra ngoài biên của vải ĐKT. Chiều dài của vải ĐKT kéo dài ở mái đất đắp được tính toán theo công thức sau: Le ≥

0,5 K a H ( f fsγH − 2 f qωs ) f s f n α ' tgφcv' γh f ms

(2.76)

Trong ñoù: fs : heä soá rieâng phaàn veà söùc choáng tröôït cuûa vaûi ÑKT (baûng2.1) fn : heä soá rieâng phaàn xeùt ñeán haäu quaû phaù hoaïi veà kinh teá (baûng 2.1 ) h : chieàu cao trung bình cuûa vaät lieäu ñaép trong chieàu daøi Le α’ : heä soá töông taùc lieân quan ñeán goùc neo baùm giöõa ñaát vaø vaûi ÑKT aùp duïng cho tgφ’cv; φ’cv : goùc ma saùt trong ñieàu kieän bieán daïng lôùn cuûa vaät lieäu ñaép neàn xaùc ñònh trong caùc ñieàu kieän öùng suaát höõu hieäu;


- 51 -

fms

: heä soá vaät lieäu rieâng phaàn aùp duïng cho tgφ’cv (baûng 2.1 ) Taûi troïng ngoaøi, ws

ÖÙng suaát caét höôùng ra phía ngoaøi Le

Vaät lieäu ñaép γ, φ'cv H

Pfill

Lb Lp

Neàn ñaát yeáu

Vaûi ñòa kyõ thuaät Tds muõ coïc coïc

Hình 2.16: Ổn định trượt của mái dốc đất đắp và vải ĐKT(BS8006,1995) 2.3.5.8. Biến dạng của vải ĐKT gia cường Theo tiêu chuẩn BS8006, biến dạng giới hạn cho phép lớn nhất trong vải ĐKT gia cường phải đảm bảo không xảy ra các biến dạng khác nhau trên bề mặt đất đắp. tuy nhiên trong trường hợp đắp thấp, biến dạn khác nhau có thể xảy ra do vòm đất chưa hình thành đầy đủ. Biến dạng kéo ban đầu phải đảm bảo yêu cầu truyền tải trọng đến các cọc yêu cầu khoảng 6% để đảm bảo rằng tất cả tải trọng được truyền đến các cọc. Giới hạn này có thể giảm xuống cho trường hợp đắp thấp để ngăn cản xảy ra hiện tượng lún khác nhau. Để đảm bảo rằng, dọc theo các vị trí chuyển vị bên dưới vải ĐKT không xảy ra hiện tượng lún không đều trên bề mặt đất đắp phải khống chế biến dạng trong vải ĐKT là nhỏ nhất. Biến dạng từ biến cho phép lớn nhất là 2% đối với vải ĐKT gia cường. 2.3.5.9. Các trạng thái giới hạn theo tiêu chuẩn BS8006 Các trạng thái giới hạn được xét đến là các trạng thái sau:


- 52 -

§ Khả năng chịu tải của nhóm cọc (Hình 2.17 a) § Phạm vi bố trí nhóm cọc (Hình 2.17 b) § Tải trọng thẳng đứng phân bố trên mũ cọc (Hình 2.17c) § Ổn định trượt ngang của vật liệu đắp (Hình 2.17d) § Ổn định tổng thể của nền đắp đặt trên cọc (Hình 2.17e)

Muõ coïc

Muõ coïc

Seùt meàm

Seùt meàm coïc

Vaûi ñòa kyõ thuaät

coïc

Vaûi ñòa kyõ thuaät

a. Khả năng chịu tải của nhóm cọc

b. Phạm vi bố trí nhóm cọc Vaät lieäu ñaép dòch chuyeån ngang

Neàn ñaép

Neàn ñaép Muõ coïc

Muõ coïc

Seùt meàm

Seùt meàm

coïc

Khoâng oån ñònh meùp

Neàn ñaép

Neàn ñaép

Vaûi ñòa kyõ thuaät

coïc

c. Phân bố tải trọng thẳng đứng

Vaûi ñòa kyõ thuaät

d. Trượt ngang

Neàn ñaép Muõ coïc Seùt meàm coïc

Vaûi ñòa kyõ thuaät

e. Ổn định tổng thể Hình 2.17 Các trạng thái giới hạn phá hoại đối với nền đắp đặt trên cọc có vải địa kỹ thuật tăng cường Các trạng thái giới hạn sử dụng được xét đến:


- 53 -

- Dãn quá mức trong cốt tăng cường (Hình 2.18 a) - Lún móng cọc (Hình 2.18 b) Neàn ñaép

Neàn ñaép Muõ coïc

Muõ coïc

Seùt meàm

Seùt meàm

coïc

Vaûi ñòa kyõ thuaät

coïc

a. Dãn cốt tăng cường

Vaûi ñòa kyõ thuaät

b. Lún móng

Hình 2.18 Các trạng thái giới hạn sử dụng đối với nền đất đắp đặt trên cọc Lực kéo lớn nhất Tr ở trạng thái giới hạn phá hoại trên 1m dài nền đắp trong vải ĐKT được xác định như sau: a) Theo hướng dọc chiều dài nền đắp, lực kéo lớn nhất phải là lực kéo cần có để chuyển tải trọng đắp thẳng đứng lên các mũ cọc Trp. b) Theo hướng ngang chiều rộng nền đắp, lực kéo lớn nhất phải là tổng của lực kéo cần có để chuyển tải trọng thẳng đứng lên các mũ cọc Trp cộng với lực kéo cần có để chống lại trượng ngang. Để đảm bảo không đạt tới trạng thái giới hạn phá hoại về kéo đứt vải ĐKT trong suốt thời kỳ tính toán, cần phải tuân theo điều kiện sau: TD ≥ Tr fn

Trong đó: TD fn

(2.77)

: cường độ thiết kế của vải ĐKT : hệ số riêng phần đối với hậu quả phá hỏng về mặt kinh tế.


- 54 -

fn = 1 : đối với nền đắp và công trình khi phá hoại sẽ gây tổn hại ở mức độ vừa phải, giảm khả năng phục vụ của công trình ở mức độ vừa phải. fn = 1.1 : đối với mố trụ cầu, những kết cấu trực tiếp chịu tải trên đường cao tốc, đường huyết mạch, đường bộ chính yếu, đường sắt hay trong nhà ở, đê đập, tường chắn và mái dốc vùng biển, tường chắn và mái dốc dọc sông. 2.3.6. Thiết kế hệ cọc: Hiệu ứng vòm giúp truyền hoạt tải và tải trọng bản thân khối đất đắp xuống tầng đất chịu lực phía dưới thông qua hệ thống cọc gia cường, đồng thời khối đất đắp làm sinh ra áp lực ngang trên đầu cọc. Trong hệ thống cọc kết hợp vải ĐKT gia cường dưới đất đắp, lớp vải ĐKT làm việc như một tấm màng trên các mũ cọc, lực kéo sinh ra trong tấm vải ĐKT truyền tải trọng lên các mũ cọc ngăn cản sự hình thành áp lực gây chuyển vị ngang của đất đắp. Trong thiết kế cọc cần lưu ý các vấn đề chính như sau: 1) Chuyển vị ngang của cọc. 2) Moment của cọc do sự chuyển vị ngang. 3) Khả năng chịu tải của cọc. 4) Lún của cọc. Trong thiết kế cần phải xét tới ảnh hưởng của nhóm cọc. Khoảng cách giữa các cọc phải được tính toán sao cho bước cọc là lớn nhất. Khoảng cách bố trí lưới ô vuông lớn nhất theo BS8006 được tính theo công thức sau:

s=

(f

Qp

fs

γH + f q ω s )

(2.78)


- 55 -

Trong ñoù: Qp

: khaû naêng chòu taûi cho pheùp cuûa moãi coïc trong nhoùm coïc.

ffs : heä soá rieâng phaàn ñoái vôùi troïng löôïng ñôn vò cuûa ñaát (baûng 2.1) γ

: troïng löôïng rieâng cuûa vaät lieäu ñaép

H : chieàu cao ñaép fq

: heä soá rieâng phaàn ñoái vôùi taûi troïng ngoaøi (baûng 2.1)

ωs : taûi troïng ngoaøi taùc duïng. 2.3.6.1.

Phạm vi bố trí nhóm cọc:

Theo tiêu chuẩn BS8006, vùng đóng cọc phải được mở rộng đến một khoảng cách vượt ra ngoài mép vai nền đắp để đảm bảo bất kì sự lún lệch nào hoặc mất ổn định nào ở bên ngoài vùng đóng cọc. Giới hạn biên của hàng đóng cọc ngoài cùng được xác định theo công thức sau: L p = H (n − tan θ p )

(2.79)

Trong đó: Lp : khoảng cách nằm ngang giữa mép ngoài của mũ cọc đến mép ngoài cùng của chân đất đắp. H : chiều cao nền đắp n : độ dốc của mái đất. θp : góc so với phương thẳng đứng của đường nối mép ngoài mũ cọc ngoài cùng với vai nền đắp.


- 56 -

2.3.6.2.

Chuyển vị ngang của cọc và moment uốn trong cọc.

Hệ cọc trong nền đất có tác dụng ngăn ngừa chuyển vị của nền đất yếu, khối đất đắp và các ứng suất theo phương ngang tác dụng lên đầu cọc. Hình dạng biến dạng của khối đất đắp phụ thuộc vào sự thay đổi các yếu tố như độ cứng của cọc, điều kiện về đất đắp, lớp đất nền tại vị trí mũi cọc, chiều dày và độ cứng của lớp đất yếu. Tải trọng tác dụng lên cọc sẽ sinh ra chuyển vị ngang và xoay ở cao trình mũi cọc. do đó, chuyển vị đứng của cọc và môment trong cọc là những vấn đề luôn được quan tâm. Các vấn đề liên quan đến ứng xử của cọc gồm: 1) Cường độ của đất. 2) Quan hệ giữa độ cứng và biến dạng của đất. 3) Đường kính cọc 4) Chiều dài cọc. 5) Độ cứng của cọc. 6) Mặt bằng bố trí cọc và khoảng cách cọc. 7) Sự ngàm theo phương ngang giữa các lớp. 8) Quan hệ giữa áp lực đất trên cọc và cường độ của đất. 9) Tốc độ chuyển vị của đất Có nhiều phương pháp khác nhau để xác định chuyển vị ngang của cọc. 1) Các quan hệ kinh nghiệm 2) Phân tích phần tử hữu hạn 3) Dựa trên các phương pháp phân tích chuyển vị 4) Dựa trên các phương pháp phân tích áp lực. 5) Dựa trên các thí nghiệm mô hình.


- 57 -

2.3.6.3.

Sự tương tác giữa hiệu ứng vòm và hiệu ứng màng.

Thí nghiệm mô hình và phân tích lý thuyết đã được tiến hành để nghiên cứu sự tạo vòm trong đất đắp trên nền đất yếu được gia cố bằng cọc và dầm mũ, hoặc cọc và vải địa kỹ thuật, bằng cách cải tiến và dùng kết cấu võng hình vòm do Hewlett và Randolph (1998) đề nghị. Trong mô hình thí nghiệm đầu tiên, cát đã được đắp trên những dầm mũ và nền đất yếu để mô phỏng. Trong mô hình thí nghiệm thứ hai, một lớp vải ĐKT được trải lên dầm mũ và nền đất yếu trước khi đắp cát. Low đã giới thiệu các điều kiện sau để đánh giá mức độ hiệu ứng vòm trong cát đắp. Tính hiệu quả =

PL × 100% AγH

Tỷ số khối lượng =

PL aγH

Tỷ lệ giảm ứng suất =

Trong đó: PL

SL ( A − a )γH

: lực trên một dầm mũ cọc

A

: diện tích phụ thuộc của một dầm mũ cọc.

a

: diện tích của một dầm mũ cọc.

γ

: dung trọng của cát san lấp

H

: chiều dày của phần đắp bên trên dầm mũ cọc

(2.80)

(2.81)

(2.82)


- 58 -

Tính hiệu quả là phần trăm theo trọng lượng của cát đắp được dầm mũ chịu. Tỷ số khối lượng là tỷ lệ của tải trọng trên dầm mũ so với trọng lượng cột đất có cùng chiều rộng với dầm mũ. Tỷ lệ giảm ứng suất là tỷ lệ của ứng suất đứng trung bình trên nền đất yếu so với giá trị của γH. Nếu không có hiệu ứng vòm, tính hiệu quả bằng với a × 100% , tỷ số khối lượng và tỷ lệ giảm ứng suất bằng 1. A

Đất được dùng trong thí nghiệm mô hình là cát thạch anh với góc ma sát trong φmax = 45o và sử dụng vải ĐKT thương mại không dệt với độ cứng dọc trục bằng 400kN/m. tóm lược kết quả thí nghiệm mô hình như trong bảng 2.3 Bảng 2.3 Tổng kết các kết quả thí nghiệm mô hình theo Low Tỷ số bề rộng mũ cọc

Tỷ số diện

Tính hiệu

Tỷ số khối

Tỷ lệ giảm ứng

với khoảng cách (a/s)

tích (%)

quả lớn nhất

lượng lớn nhất

suất (SSR)

1:4 (không vải ĐKT)

20

80

4,0

0,25

1:4 (có vải ĐKT)

20

95

4,8

0,06

1:5 (không vải ĐKT)

16,7

70

4,2

0,36

1:5 (có vải ĐKT)

16,7

81

4,9

0,23

1:7 (không vải ĐKT)

12,1

55

4,5

0,50

1:7 (có vải ĐKT)

12,1

72

6,0

0,32

1:9 (không vải ĐKT)

10

55

5,5

0,50

1:9 (có vải ĐKT)

10

68

6,8

0,36

Thí nghiệm mô hình cho thấy, tính hiệu quả tăng cùng với tỷ lệ diện tích của dầm mũ. Ứng với mỗi tỷ lệ diện tích cho trước, tính hiệu quả tăng với giá trị lớn nhất khi tỷ lệ của độ dày lớp đất đắp so với khoảng các giữa dầm mũ là lớn. Phương pháp giải tích cho thấy sự ổn định của đất trong đỉnh của vòm nguy hiểm hơn trên dầm mũ. Vải ĐKT có mặt trong mô hình đã chứng tỏ lợi ích trong ba khía cạnh nêu trong bảng 2.3


- 59 -

2.4. Nhận xét Phương pháp lý thuyết của Marston dựa trên nghiên cứu các công trình ngầm để mô phỏng vòm đất, do đó ứng suất tác dụng thẳng đứng lên cống ngầm sẽ lớn hơn nhiều khi mô phỏng ứng suất vòm trong đất nền phương pháp tính toán này thiên về an toàn. Tiêu chuẩn BS8006 (1995) thiên về an toàn nên đã sử dụng kết quả của Marston để tính toán. Phương pháp của Terzaghi nghiên cứu dựa trên mô phỏng thí nghiệm ngưỡng giữ, ông giả định 2 mặt phẳng ứng suất cắt thẳng đứng xuất hiện khi cho “cửa xập” đi xuống, phương pháp này không xét đến phản lực đất nên nên cũng thiên về an toàn. Phương pháp lý thuyết của Hewlett và Randolph (1988) phân tích vòm đất băng xem xét sự cân bằng giới hạn ứng suất trong vòm cát, kết quả được kiểm chứng dựa trên kinh nghiệm rút ra từ các thí nghiệm mô hình. Trong mô hình này không xét đến sự làm việc đồng thời của vải địa kỹ thuật trên đầu cọc, nên phương pháp này cũng thiên về an toàn khi áp dụng để tính toán cho giải pháp cọc kết hợp vải địa kỹ thuật gia cường đầu cọc. Phương pháp của Jones (1987) giả thiết phản lực đất nền WB = 0.15γH dựa trên các kết quả thực nghiệm và mô hình, nhưng giả thiết này cần được kiểm chứng lại thực tế đối với từng loại đất nền.


- 60 -

CHƯƠNG 3: PHÂN TÍCH VÀ SO SÁNH KẾT QUẢ THEO LÝ THUYẾT VÀ PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN (FEM) CỌC BÊ TÔNG TIẾT DIỆN NHỎ KẾT HỢP VĐKT KHU VỰC NHÀ BÈ 3.1. Giới thiệu Sử dụng kết quả tính toán theo các phương pháp lý thuyết được giới thiệu trong chương 2 và kết quả tính toán từ các mô hình trong Plaxis để so sánh và phân tích hệ thống cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật trong chương này. 3.2. Địa chất khu vực Hiệp Phước – Huyện Nhà Bè. 3.2.1 Giới thiệu chung: Xã Hiệp Phước, Huyện Nhà Bè với diện tích trên 3600Ha là vùng kinh tế trọng điểm được Thành Phố quan tâm phát triển theo hướng Đông – Nam đưa Thành Phố ra biển đông với nhiều dự án đang được triển khai như khu đô thị cảng, khu công nghiệp Hiệp Phước, khu cảng biển v.v… Địa chất vùng được phủ bởi trầm tích Holoxen có nguồn gốc sông biển, đầm lầy với thành phần vật chất chủ yếu là bùn sét màu xám đen, xám tro lẫn nhiều bùn thực vật. Lớp bùn sét dao động khoảng từ 20m có sức chịu tải nhỏ hơn 0,5 kG/cm2. Trên bề mặt trầm tích Holoxen gặp hiện tượng lầy hóa. Bên dưới trầm tích Holoxen là trầm tích Pleistocen với thành phần cấu tạo là sét pha, cát pha. Việc xây dựng các kho bãi nhà xưởng phục vụ cho khu công nghiệp và cảng trên nền đất yếu là những thách thức lớn cho kỹ sư ngành địa kỹ thuật. Trong khuôn khổ luận văn này tác giả nghiên cứu giải pháp gia cố nền kho xưởng cho khu vực Hiệp Phước – Nhà Bè bằng cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật. 3.2.2 Địa chất Hiệp Phước – Nhà Bè: 3.2.2.1. Cấu tạo địa chất: Qua kết quả khảo sát địa chất khu vực Hiệp Phước gồm 5 lớp như sau:


- 61 -

1. Lớp đất số 1 : Trên mặt là lớp đất sét hữu cơ và đất sét rất mềm, khả năng chịu lực thấp, độ lún nhiều, bề dày trung bình 22m. Đây là lớp đất rất yếu, không thuận lợi cho việc xây dựng công trình. a) Lớp đất số 1a : Đất sét lẫn bột, ít hữu cơ và ít cát mịn, màu xám đen đến xám, độ dẻo cao, trạng thái rất mềm, trị số chùy tiêu chuẩn N≈0. b) Lớp đất số 1b : Đất sét lẫn bột và ít cát mịn, màu xám đen, độ dẻo cao, trạng thái rất mềm, trị số chùy tiêu chuẩn N≈0. 2. Lớp đất số 2 : Cát trung màu xám vàng, xám trắng, lẫn ít sạn sỏi, bột sét, trạng thái chặt vừa đến chặt, trị số chùy tiêu chuẩn N = 16 đến 37. Bề dày từ 4,5m đến 10,5m đã đủ khả năng chịu lực đối với một số loại công trình, đối với nhà kho nhà xưởng thì lớp này đã đủ khả năng chịu lực. 3. Lớp đất số 3 : Sét màu xám vàng, nâu vàng, nâu đỏ, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng, trị số chùy tiêu chuẩn N = 17 đến 29. 4. Lớp đất số 4 : Cát vừa đến mịn lẫn bột và ít sét, màu xám vàng, trạng thái chặt vừa đến chặt, trị số chùy tiêu chuẩn N = 15 đến 37. 5. Lớp đất số 5 : Sét màu nâu đỏ loang lỗ vàng xanh, trạng thái cứng, trị số chùy tiêu chuẩn N >50


- 62 -

3.2.2.2. Một số mặt cắt địa chất khu vực MAËT CAÉT ÑÒA CHAÁT COÂNG TRÌNH

Xaõ Hieäp Phöôùc - Huyeän Nhaø Beø - Tp. Hoà Chí Minh Ñöùng : 1/250 Tyû leä : Ngang : 1/500

Cao Ñoä +0.0

~

~

~

~

~

~

~

~

~

~

~

~

1a 1a

-10.0

~

~ ~

~

~

~

~

~

~

~

~

~

~

~

~

~

-17.4 18.3

-19.5 20.4

~

-20.0

1b

~

~

~

~

~

-19.4 18.1

~

-20.1 19.4

~

~

-18.9 19.8

1b

-20.5

~

~ 21.4

-21.0 19.7

2

2

-24.9 23.6 -26.1 25.4

-30.0

-29.9 30.8

-29.0 29.9

-28.6 27.9 3b

3a 3b

-31.3 32.2

-30.9 29.6

-30.9 30.2 -32.3 31.6

3a

-33.5 34.4 -35.1

36.0

-35.7 36.6 4a 4a

-38.1

-38.1 37.4

36.8

-40.0 -41.6 42.5 -42.7 43.6

4b

4b

-47.5 46.2 -49.1 50.0

-49.1

-48.4 47.7 4a

-50.0 -50.7 50.0

-49.2 47.9 5 -51.3 50.0

50.0

4b


- 63 -

~ ~

1a

Buøn seùt maøu xaùm ñen laãn taøn tích höõu cô

1b

Buøn seùt caùt maøu xaùm ñen, laãn taøn tích höõu cô

2

Caùt trung maøu xaùm vaøng, xaùm traéng, laãn ít saïn soûi, boät seùt, traïng thaùi chaët vöøa ñeán chaët

3a

Seùt maøu xaùm vaøng, naâu vaøng, naâu ñoû, traïng thaùi deûo cöùng - nöûa cöùng

3b

Seùt caùt maøu xaùm vaøng, naâu vaøng, naâu ñoû, traïng thaùi deûo cöùng

4a

Caùt thoâ maøu xaùm vaøng ñeán vaøng xaäm, traïng thaùi chaët vöøa ñeán chaët

4b

Caùt seùt maøu xaùm vaøng, xaùm traéng, laãn saïn soûi, traïng thaùi deûo

5

Seùt maøu naâu ñoû loang loã vaøng xanh, traïng thaùi cöùng Ranh giôùi lôùp xaùc ñònh (treân) Ranh giôùi lôùp giaû ñònh (döôùi)

-17.2

10.2

Cao ñoä ñaùy lôùp (traùi) Ñoä saâu ñaùy lôùp (phaûi)


- 64 -

M AËT C A ÉT NG ANG Ñ ÒA C H AÁT C OÂN G TR ÌNH K H U C OÂN G N G H IEÄP H IEÄP PH Ö Ô ÙC - G IA I Ñ O AÏN I X A Õ LON G TH Ô ÙI, H IEÄP PH Ö Ô ÙC - H U Y E ÄN NH A Ø BEØ - TH A ØN H PH O Á H OÀ C H Í M IN H 0

B H 18

B H 19

B H 17

CH1 2

N =0

4

1a

6

8

10

OH N =0

12

1b

14

16

18

20

22

SM N =16-37

24

2

26

28

30

3

CH2 N =17-29

32

34

36

4

38

SM 40

N =28-57

OH - SEÙT HÖÕU CÔ

SM - CAÙT HAÏT VÖØA ÑEÁN MÒNH

CH1- SEÙT MEÀM NHAÕO

CH2 - SEÙT PHA CAÙT


- 65 -

3.2.2.3. Chỉ tiêu cơ lý đất


- 66 -

3.3. Cọc Bê tông tiết diện nhỏ kết hợp VĐKT xử lý cho nền nhà kho nhà xưởng khu vực Hiệp Phước – Huyện Nhà Bè. 3.3.1 Mô hình bài toán

a (s-a) a (s-a) a

Ñeâm caùt H = 0,8; 1; 1,2; 1,5; 1,7; 2 (m)

a

a = 0,4; 0,5; 0,6 (m) Coïc BTCT 200x200 Maùc 350 Buøn seùt daày 20m

s

Caùt trung

s

s=1; 1,5; 2 (m)

Hình 3.1 : Mô hình bài toán Bảng 3.1 Các thông số thay đổi trong tính toán KH

ĐVị

Chiều cao đất đắp

H

m

0.8

1

1.2

1.5

Khoảng cách các cọc

s

m

1

1.5

2

2.5

Kích thước mũ cọc

a

m

0.4

0.5

0.6

Hoạt tải

q

kN/m2

10

20

30

Thông số

Giá trị thay đổi

40

1.7

2

50

70 90 150

3.3.2 Nghiên cứu phân tích tính toán bằng phần mềm Plaxis Sử dụng phần mềm Plaxis để tính toán ứng suất tác dụng lên đầu cọc và đất nền xung quanh, chuyển vị của cọc và đất xung quanh, xác định lực căng trong vải địa kỹ thuật (VĐKT) gia cường trên đầu cọc.


- 67 Dùng mô hình đàn dẻo Mohr- Coulomb (MC) cho lớp cát, mô hình Soft Soil (SSM) cho lớp đất yêu và mô hình đàn hồi cho cọc bê tông tiết diện nhỏ. Các ký hiệu trong bảng 3.2 như sau: γ

: dung trọng của đất

k

: hệ số thấm của đất

c, φ

: lực dính và góc ma sát của đất

Eref

: mô đun đàn hồi

ν

: hệ số Poisson

Cc

:chỉ số nén ;

Cr

: chỉ số nở

λ* =

Cc 2.303(1 + eo )

(3.1)

κ* =

Cr 2.303(1 + eo )

(3.2)

Bảng 3.2 Các thông số đất dùng tính theo phương pháp phần tử hữu hạn Lớp đất Lớp đắp Bùn sét Cát trung

γ

hình

kN/m

MC

kx 3

ky

Cc

Cr

λ*

κ*

kN/m

1

30

7500

0.25

5.6

6.78

1377

0.25

3.6

29.98

30000

0.25

m/ngày

kN/m

19

0.1

0.1

SSM

14.7

7.13x10-5

4.75x10-5

MC

19.55

0.1

0.1

0.164

0.132

0.023

ν

Eref

độ

m/ngày

0.923

φ

c 2

2

Phần mềm plaxis 2D giải quyết các bài toán 2 chiều, do đó sẽ khó khăn trong việc tìm lời giải cho bài toán về sự làm việc giữa đất và cọc (do cọc và đất không cùng chuyển vị


- 68 ngang). Vì vậy để tìm lời giải trong bài toán 2 chiều cần đưa về mô hình tương đương trong phương pháp phần tử hữu hạn (FEM): a. Xem mỗi hàng cọc trong đất như một tường cọc bản tương đương b. Tường cọc bản này có độ cứng trên một đơn vị bề rộng được xem như là độ cứng của đất xung quanh cọc và của bản thân cọc tính cho một đơn vị rộng

(EI)p

(EI)s

+

=

Piles

Soil

(EI)w

Equivalent sheet pile wall

Hình 3.2 Quan niệm về độ cứng chung giữa đất và cọc Mô đun (EI)tđ được khai báo trong Plaxis gần đúng như sau EI tđ =

(EI

p

+ EI s ) s

Trong đó: s : khoảng cách giữa 2 cọc EIp

: độ cứng chống uốn của cọc

EIs

: độ cứng chống uốn của đất nằm giữa 2 cọc

(3.3)


- 69 EItđ

: độ cứng chống uốn tương đương giữa cọc và đất

Do EIs của đất rất nhỏ so với EIp của cọc nên có thể bỏ qua, từ đó suy ra

EAtđ =

E p . Ap

EAtđ =

Ep

EI tđ =

EI p

Atđ

=

E p .b 2 b.s.b

=

Ep

(3.4)

s

(3.5)

s

(3.6)

s

Trong đó b là cạnh cọc vuông Bảng 3.3 các thông số cho cọc và mũ cọc s

a1

a2

A

E

I

EA

EI

EAtđ

EItđ

m

m

m

m2

kN/m2

m4

kN

kNm2

kN

kNm2

1

0.2

0.2

0.04

3x107

0.00013 1.20x106

4.00x103

3.0x107

4.00x103

0.2

0.2

0.04

3x107

0.00013 1.20x106

4.00x103

2.0x107

2.67x103

2

0.2

0.2

0.04

3x107

0.00013 1.20x106

4.00x103

1.5x107

2.00x103

1

0.4

0.15

0.06

3x107

0.00011 1.80x106

3.38x103

3.0x107

3.38x103

1

0.5

0.15 0.075

3x107

0.00014 2.25x106

4.22x103

3.0x107

4.22x103

1

0.6

0.15

0.09

3x107

0.00017 2.70x106

5.06x103

3.0x107

5.06x103

1.5

0.4

0.15

0.06

3x107

0.00011 1.80x106

3.38x103

2.0x107

2.25x103

1.5

0.5

0.15 0.075

3x107

0.00014 2.25x106

4.22x103

2.0x107

2.81x103

Mũ cọc

1.5

0.6

0.15

0.09

3x107

0.00017 2.70x106

5.06x103

2.0x107

3.38x103

M350

2

0.4

0.15

0.06

3x107

0.00011 1.80x106

3.38x103

1.5x107

1.69x103

2

0.5

0.15 0.075

3x107

0.00014 2.25x106

4.22x103

1.5x107

2.11x103

2

0.6

0.15

0.09

3x107

0.00017 2.70x106

5.06x103

1.5x107

2.53x103

2.5

0.4

0.15

0.06

3x107

0.00011 1.80x106

3.38x103

1.2x107

1.35x103

2.5

0.5

0.15 0.075

3x107

0.00014 2.25x106

4.22x103

1.2x107

1.69x103

2.5

0.6

0.15

3x107

0.00017 2.70x106

5.06x103

1.2x107

2.03x103

Cọc

200x200 1.5 M350

0.09


- 70 Bảng 3.4 Thông số vải địa kỹ thuật Vải địa kỹ thuật gia cường

Tên sản phẩm chất liệu

Polyester

loại

GML10

GML15

GML20 GML30 GML40

100

150

200

300

400

≤ 12

≤ 12

≤ 12

≤ 12

≤ 12

45

45

45

45

45

≤ 12

≤ 12

≤ 12

≤ 12

≤ 12

≥ 250

≥ 300

≥ 400

≥ 300

≥ 300

chỉ tiêu cơ lý

cường độ chịu kéo

Cường độ chịu kéo tới hạn chiều dọc (kN/m) Độ giãn dài chiều dọc (%) Cường độ chịu kéo tới hạn chiều ngang (kN/m) Độ giãn dài chiều ngang (%) Trọng lượng (g/m2)

EA =

F 400 = = 3333(kN / m ) ∆l 0.12 l 1m

Hình 3.3 : Vải địa kỹ thuật cường độ cao


- 71 -

3.3.3 So sánh và phân tích kết quả tính toán Lực căng của VĐKT gia cường trên đầu cọc được thực hiện tính toán theo lý thuyết và công thức thực nghiệm bao gồm lý thuyết mô hình vòm trên cống ngầm của Marston (1973) (BS8006,1995), phương pháp của Terzaghi (1943), lý thuyết của Hewlett và Randolph (1988), và phương pháp của Jones (1987), các kết quả tính toán được trình bày trong phụ lục B, biểu đồ được thể hiện ở phụ lục C.4.1 và C.4.2 Phân tích kết quả lập từ các phương pháp khác nhau, nhận thấy phương pháp của Marston cho kết quả lực căng trong vải địa lớn nhất so với các phương pháp tính toán khác, kết quả của Marston có chênh lệch rất lớn với các phương pháp khác và lớn hơn 4 đến 36 lần so với các phương pháp khác. Công thức của Marston xác định ứng suất thẳng đứng dựa trên các dự án cống ngầm để mô phỏng hiệu ứng vòm trong đất nên cho giá trị ứng suất lớn, giá trị ứng suất lớn tạo lực căng lớn, còn mô hình ngưỡng giữ của Terzaghi nghiên cứu hiệu ứng vòm đất dựa trên 1 khe rỗng để tìm ra sự phân bố lại ứng suất, mô hình này giống thực tế hơn, do vậy để thiên về an toàn thì sử dụng mô hình của Marston (1987) nhưng quá lãng phí cần xem xét kỹ lưỡng Các phương pháp còn lại cho kết quả gần giống nhau và chênh lệch từ 1.5 đến 2.7 lần, giải theo phương pháp phần tử hữu hạn luôn cho kết quả nhỏ nhất và chênh lệch kết quả với phương pháp Jones từ 2.8 đến 7.3 lần Để thiên về an toàn không nhất thiết sử dụng phương pháp của Marston, theo phân tích kết quả thì chỉ cần sử dụng phương pháp của Jones (1987) thì đã thiên về an toàn. Kết quả tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn cho kết quả lực căng trong vải địa là thấp nhất và kinh tế nhất, điều này cũng hợp lý là do các công thức lý thuyết không xét được các điều kiện làm việc của vật liệu, của đất nền. Đối với phương pháp Jones có xét đến phản lực đất nền nhưng cũng chỉ là ước lượng cục bộ đối với loại đất nền mà ông thí nghiệm.


- 72 -

2

Bieåu ñoà quan heä giöõa löïc caêng T(kN/m) vaø taûi troïng ngoaøi q(kN/m ) öùng vôùi s=2(m); a=0.6(m); H=2(m) 600 Marton Terzaghi

500

Hewlett & Randolph John

400

T(kN/m)

Plaxis 2D 300

200

100

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 3.4. Biểu đồ quan hệ giữa lực căng T và tải trọng ngoài (ứng với s=2m; a=0,6m; H=2m) 2

Bieåu ñoà quan heä giöõa löïc caêng T(kN/m) vaø taûi troïng ngoaøi q(kN/m ) öùng vôùi s=2(m); a=0.5(m); H=2(m) 800 Marton 700

Terzaghi

600

Hewlett & Randolph John

T(kN/m)

500 Plaxis 2D 400

300

200

100

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 3.5. Biểu đồ quan hệ giữa lực căng T và tải trọng ngoài (ứng với s=2m; a=0,5m; H=2m)


- 73 -

2

Bieåu ñoà quan heä giöõa löïc caêng T(kN/m) vaø taûi troïng ngoaøi q(kN/m ) öùng vôùi s=2(m); a=0.4(m); H=2(m) 1400 Marton Terzaghi

1200

Hewlett & Randolph

1000

T(kN/m)

John Plaxis 2D

800

600

400

200

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 3.4. Biểu đồ quan hệ giữa lực căng T và tải trọng ngoài (ứng với s=2m; a=0,4m; H=2m) Việc tăng kích thước mũ cọc có ảnh hưởng rất lớn đến kết quả tính toán và hiệu quả kinh tế khi sử dụng phương pháp gia cố hệ cọc trong nền đất yếu có sử dụng vải địa kỹ thuật, sẽ được phân tích kỹ hơn trong chương sau. Trong chương sau sẽ sử dụng chương trình plaxis để tính toán phân tích và so sánh các kết quả sử dụng phương pháp hệ cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật gia cường trên đầu cọc để gia cố nền đất cho vùng đất Hiệp Phước – Nhà Bè.

3.3.4 Nhận xét và kết luận về kết quả so sánh giữa phương pháp lý thuyết và phần mềm Plaxis •Phân tích bài toán theo phương pháp của Marston (BS8006, 1995) cho kết quả lực căng trong vải địa lớn nhất, các phương pháp lý thuyết và thực nghiệm khác cho kết quả nhỏ hơn và bằng 2.76% đến 28.8% so với phương pháp của Marston , Công thức của Marston xác định ứng suất thẳng đứng dựa trên các dự án cống ngầm để mô


- 74 -

phỏng hiệu ứng vòm trong đất nên cho giá trị ứng suất lớn, giá trị ứng suất lớn tạo lực căng lớn. •Phân tích bài toán theo mô hình ngưỡng giữ của Terzaghi được nghiên cứu hiệu ứng vòm đất dựa trên 1 khe rỗng để tìm ra sự phân bố lại ứng suất, mô hình này giống thực tế hơn nhưng bỏ qua phản lực đất nền, do vậy để thiên về an toàn thì sử dụng mô hình của Marston (1987) nhưng quá lãng phí cần xem xét kỹ lưỡng •Các phương pháp còn lại cũng bỏ phản lực đất nền nên cho kết quả gần giống nhau và chênh lệch từ 1.5 đến 2.7 lần. •Giải theo phương pháp phần tử hữu hạn luôn cho kết quả nhỏ nhất và chênh lệch kết quả với phương pháp Jonh từ 2.8 đến 7.3 lần •Kết quả tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn cho kết quả lực căng trong vải địa là thấp nhất và kinh tế nhất, điều này cũng hợp lý là do các công thức lý thuyết không xét được các điều kiện làm việc của vật liệu, của đất nền. Đối với phương pháp Jones có xét đến phản lực đất nền nhưng cũng chỉ là ước lượng cục bộ đối với loại đất nền mà ông thí nghiệm. •Hạn chế của luận văn này là chưa có kiểm chứng thực tế với các phương pháp so sánh.


- 75 CHƯƠNG 4 PHÂN TÍCH KẾT QUẢ ĐỂ CHỌN GIẢI PHÁP TÍNH TOÁN CHO CỌC BÊ TÔNG TIẾT DIỆN NHỎ KẾT HỢP VĐKT Ở VÙNG ĐẤT HIỆP PHƯỚC NHÀ BÈ.

4.1. Giới thiệu Trong chương này sẽ sử dụng phần mềm plaxis để so sánh các trường hợp tính toán nhằm tìm ra các mối liên hệ giữa khoảng cách cọc s (m), mũ cọc a(m), chiều cao đắp H(m) và tải trọng ngoài q (kN/m2). Dựa trên kết quả thu được sẽ đưa ra các giải pháp chọn lựa khoảng cách cọc, mũ cọc, chiều cao đắp, tương ứng với tải trọng ngoài tác dụng lên công trình trong điều kiện đất yếu ở khu vực Hiệp Phước, huyện Nhà Bè. 4.2. Phân tích và so sánh kết quả: Từ kết quả tính toán thu được trình bày trong phụ lục lập ra các tương quan 4.2.1. Phân tích kết quả giữa mối tương quan độ lún lệch ∆S(m) với tải trọng ngoài q(kN/m2) khi chiều cao H(m) thay đổi. Khi khoảng cách giữa các cọc s=1 biểu đồ quan hệ giữa độ lệch lún giữa đất và cọc ∆S với tải trọng ngoài q ứng với các trường hợp chiều cao đệm H được biểu diễn biểu đồ hình 4.1 cho thấy tải trọng ngoài đạt được là 150kN/m2 thì độ chênh lệch lún ∆S rất nhỏ DSmax=0.027m nên vẫn đảm bảo độ biến dạng ổn định của nền đất. Trường hợp này rất lãng phí nên cần tăng khoảng cách cọc lên. Tác giả đề nghị chỉ xem xét sử dụng khoảng cách cọc s =1m khi tải trọng ngoài tác dụng lớn hơn 150kN/m2.


- 76 -

Baûng ñoà quan heä giöõa ñoä cheânh leäch luùn ∆S vaø taûi troïng ngoaøi q (ÖÙng vôùi s=1m; a=0.4m) 0.03 H=8m 0.025

H=1m H=1.2m

∆S(m)

0.02

H=1.5 H=1.7m

0.015 H=2m

0.01

0.005

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2 q(kN/m )

Hình 4.1 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với tải trọng ngoài (khi s=1m; a=0,4m) Khi khoảng cách giữa các cọc s = 1.5m thì độ lún lệch giữa cọc và đất liên hệ với tải trọng ngoài q ứng với các trường hợp a = 0.4m; 0.5m; 0.6m được biểu diễn dưới dạng biểu đồ hình 4.2; 4.3; 4.4, lúc này thì độ lún lệch giữa cọc và đất gia tăng nhưng vẫn đảm bảo độ biến dạng ổn định ∆Smax = 8.6cm tải trọng ngoài đạt được q≤ 150kN/m2. Ngoại trừ trường hợp H=0.8m, a≤0.5m thì độ lún lệch ∆S phát triển nhanh khi tải trọng ngoài lớn hơn 40kN/m2 và để đảm bảo biến dạng ổn định thì tải trọng ngoài đạt được là q=90kN/m2. Vậy với khoảng cách s =1.5m khi H≥1m khi này sự thay đổi kích thước mũ cọc không làm ảnh hưởng lớn đến độ lún lệch giữa cọc và đất nên chọn a = 0.4m.


- 77 -

2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) ÖÙng vôùi s= 1.5m; a= 0.4m 0.35 H=0.8m 0.3

H=1m H=1.2m

0.25 H=1.5m H=1.7m

∆S

0.2

H=2m 0.15

0.1

0.05

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 4.2 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với tải trọng ngoài (khi s=1.5m; a=0,4m) 2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) ÖÙng vôùi s= 1.5m; a= 0.5m 0.35 H=0.8m 0.3

H=1m H=1.2m

0.25 H=1.5m H=1.7m

∆S

0.2

H=2m 0.15

0.1

0.05

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 4.3 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với tải trọng ngoài (khi s=1.5m; a=0,5m)


- 78 -

2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) ÖÙng vôùi s= 1.5m; a= 0.6m 0.1 H=0.8m 0.09 H=1m 0.08 H=1.2m 0.07 H=1.5m

∆S

0.06

H=1.7m

0.05

H=2m

0.04 0.03 0.02 0.01 0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 4.4 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với tải trọng ngoài (khi s=1.5m; a=0,6m)

Xét khi khoảng cách giữa các cọc s = 2m, độ lún lệch giữa cọc và đất ∆S liên hệ với tải trọng ngoài q ứng với các trường hợp a = 0.4; 0.5; 0.6m được biểu diễn dưới dạng biểu đồ hình 4.5; 4.6; 4.7. Mức độ gia tăng độ lún lệch phát triển nhanh ứng với trường hợp đệm

H ≤ 1m. Khi H=0.8m, a ≤ 0.5m để đảm bảo biến dạng ổn định nền thì tải trọng ngoài đạt được q<50kN/m2, khi tăng mũ cọc lên a=0.6 thì tải trọng này cũng tăng lên và đạt được 65kN/m2, tải trọng ngoài đạt được tăng hơn 30% khi tăng kích thước mũ từ 0.5m lên 0.6m. Tăng đệm H từ 0.8m lên 1m, a ≤ 0.5m thì tải trọng ngoài đạt được là 75kN/m2 tăng 40% so với khi đệm H = 0.8m. Khi mũ cọc a=0.6 thì tải trọng này cũng tăng lên và đạt được 95kN/m2 tăng 50% so với khi đệm H = 0.8m. Khi H = 1.2m, tải trọng ngoài đạt được là 110kN/m2 ứng với mũ cọc a=0.4m, và 120kN/m2 ứng với mũ cọc a = 0.5m thì độ biến dạng ổn định của đất nền vẫn đảm bảo.


- 79 -

2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) ÖÙng vôùi s= 2m; a= 0.4m 0.8 H=0.8m 0.7 H=1m 0.6

H=1.2m H=1.5m

0.5

∆S

H=1.7m 0.4

H=2m

0.3

0.2

0.1

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 4.5 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với tải trọng ngoài (khi s=2m; a=0,4m) 2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) ÖÙng vôùi s= 2m; a= 0.5m 0.8 H=0.8m 0.7

H=1m H=1.2m

0.6

H=1.5m 0.5

∆S

H=1.7m 0.4

H=2m

0.3

0.2

0.1

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 4.6 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với tải trọng ngoài (khi s=2m; a=0,5m)


- 80 -

Khi đệm H ≥1.5m thì tải trọng ngoài đạt được là 150kN/m2 và sự thay đổi kích thước mũ cọc không làm ảnh hưởng lớn đến độ biến dạng giữa cọc BTCT và đất nền nên trong trường hợp s=2m, đệm H =1.5 và kích thước mũ a =0.4m thì tải trọng ngoài đạt được là 150kN/m2 vẫn đảm bảo độ biến dạng ổn định. 2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) ÖÙng vôùi s= 2m; a= 0.6m 0.6 H=0.8m H=1m

0.5

H=1.2m 0.4

H=1.5m

∆S

H=1.7m 0.3

H=2m

0.2

0.1

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 4.7 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với tải trọng ngoài (khi s=2m; a=0,6m)

Xét khi khoảng cách giữa các cọc s = 2.5m, độ lún lệch giữa cọc và đất liên hệ với tải trọng ngoài q ứng với các trường hợp a = 0.4; 0.5; 0.6m được biểu diễn dưới dạng biểu đồ hình 4.8; 4.9; 4.10. Mức độ gia tăng độ lún lệch giữa cọc và đất nền phát triển nhanh khi

H ≤1.2m. Khi đệm H =0.8m thì tải trọng ngoài để đảm bảo ổn định nền đạt được rất nhỏ khoảng 30kN/m2 lúc này kích thước mũ thay đổi vẫn không làm cho độ biến dạng lệch thay đổi nhiều.


- 81 -

2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) ÖÙng vôùi s= 2.5m; a= 0.4m 1.4 H=0.8m 1.2

H=1m H=1.2m

1 H=1.5m H=1.7m

∆S

0.8

H=2m 0.6

0.4

0.2

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 4.8 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với tải trọng ngoài (khi s=2.5m; a=0,4m) 2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) ÖÙng vôùi s= 2.5m; a= 0.5m 1.4 H=0.8m 1.2

H=1m H=1.2m

1 H=1.5m H=1.7m

∆S

0.8

H=2m 0.6

0.4

0.2

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 4.9 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với tải trọng ngoài (khi s=2.5m; a=0,5m)


- 82 -

2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) ÖÙng vôùi s= 2.5m; a= 0.6m 1.4 H=0.8m 1.2

H=1m H=1.2m

1 H=1.5m H=1.7m

∆S

0.8

H=2m 0.6

0.4

0.2

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 4.10 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với tải trọng ngoài (khi s=2.5m; a=0,6m)

Khi tăng đệm H từ 0.8m lên 1m thì tải trọng ngoài đạt được tăng thêm khoảng 25%, và khi tăng H = 1.2m thì tải trọng ngoài đạt được tăng thêm 50% vẫn đảm bảo độ biến dạng ổn định. Khi đệm H =1.5m, ứng vơi a = 0.4m thì tải trọng ngoài đạt được là 90kN/m2, khi tăng kích thước mũ từ 0.4m lên băng 0.5m thì tải trọng ngoài đạt tăng thêm được 11%, kích thước mũ tăng lên bằng 0.6m thì tải trọng ngoài tăng thêm là 28% . Khi đệm H= 1.7m, để đảm bảo độ biến dạng ổn định nền thì tải trọng ngoài đạt được là 120kN/m2 ứng với kích thước mũ cọc a=0.4m, đạt được 130kN/m2 (tăng 25%) khi a =0.5m, đạt được 150 kN/m2 khi a = 0.6m. Khi đệm H = 2m thì tải trọng ngoài đạt được là 150kN/m2 độ biến dạng ổn định của nền vẫn đảm bảo trong khi sự thay đổi kích thước mũ cọc làm làm ảnh hưởng lớn đến độ biến dạng. Do đó trong trường hợp khoảng cách s=2.5m, h=2m chọn a = 0.4m thì tải trọng ngoài đạt được là 150kN/m2.


- 83 -

Từ mối tương quan giữa độ lún lệch ∆S với tải trọng ngoài q, tổng hợp kết quả cho ở bảng 4.1 là điều kiện cần để đạt được tải trọng ngoài q vẫn đảm bảo được biến dạng ổn định làm việc của nền. Bảng này chỉ cho kết quả tham khảo do chỉ xét đến độ lún lệch của cọc và nền chưa xét đến biến dạng của cọc gây ra trong nền có trong phạm vị làm việc của nền không. Bảng 4.1 Bảng kết quả chọn lựa khoảng cách s, mũ cọc a và đệm H nhằm đảm bảo độ ổn định nền khi chịu tải trọng ngoài q vùng đất Hiệp Phước – Nhà Bè s(m) h(m) 1.5 2

2.5

0.8 1 0.8 1 1.2 1.5 0.8 1 1.2 1.5 1.7 2

q(kN/m2) a=0.4(m) a=0.5(m) a=0.6(m) 90 150 150 45 50 65 75 77 95 110 120 150 150 150 30 30 35 45 45 48 55 60 65 95 100 115 115 130 150 150 150

4.2.2. Phân tích kết quả giữa mối tương quan độ lún lệch ∆S(m) với H(m) khi tải trọng ngoài q(kN/m2) thay đổi Như mục 4.2.1 biểu đồ hình 4.11, 4.12, 4.13 khi khoảng cách giữa các cọc s =1.5m thì độ biến dạng nền ổn định đảm bảo với cấp tải trong ngoài đạt được 150kN/m2. Ngoại trừ trường hợp đệm H = 0.8m thì tải trọng ngoài tối đa đạt được nhỏ hơn 150kN/m2 thì đảm bảo được độ biến dạng ổn định nền. Độ lệch lún ∆S giảm nhanh trong khoảng tăng đệm H từ 0.8m đến 1m, và độ lún lệch này nhỏ lại trong khoảng đệm H>1m.


- 84 -

Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 1.5m; a =0.4m) 0.35 q=10(kN/m2) q=20(kN/m2)

0.3

q=30(kN/m2) 0.25

q=40(kN/m2) q=50(kN/m2)

0.2

∆S

q=70(kN/m2) q=90(kN/m2)

0.15

q=150(kN/m2) 0.1

0.05

0 0.5

0.7

0.9

1.1

1.3

1.5

1.7

1.9

2.1

H(m)

Hình 4.11 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với đệm H (khi s=1.5m; a=0,4m) Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆S(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 1.5m; a =0.5m) 0.35 q=10(kN/m2) q=20(kN/m2)

0.3

q=30(kN/m2) 0.25

q=40(kN/m2) q=50(kN/m2)

0.2

∆S

q=70(kN/m2) q=90(kN/m2)

0.15

q=150(kN/m2) 0.1

0.05

0 0.5

0.7

0.9

1.1

1.3

1.5

1.7

1.9

2.1

H(m)

Hình 4.12 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với đệm H (khi s=1.5m; a=0,5m)


- 85 -

Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 1.5m; a =0.6m) 0.1 q=10(kN/m2) 0.09 q=20(kN/m2) 0.08

q=30(kN/m2)

0.07

q=40(kN/m2) q=50(kN/m2)

∆S

0.06

q=70(kN/m2) 0.05 q=90(kN/m2) 0.04

q=150(kN/m2)

0.03 0.02 0.01 0 0.5

0.7

0.9

1.1

1.3

1.5

1.7

1.9

2.1

H(m)

Hình 4.13 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với đệm H (khi s=1.5m; a=0,6m) Xét khi đệm H = 2m ứng với kích thước mũ cọc a=0.4;0.5;0.6m thể hiện ở biểu đồ hình 4.14; 4.15; 4.16 quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với đệm H với các trường hợp tải trọng ngoài thay đổi. Hình 4.14 và 4.15 cho thấy khi kích thước mũ cọc a≤ 0.5m thì tải trọng ngoài đạt được 150kN/m2 khi đệm H ≥1.4m. Hình 4.16 cho thấy khi kích thước mũ cọc a= 0.6m thì tải trọng ngoài đạt được là 150kN/m2 khi đệm H >1.2m.


- 86 -

Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆S(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 2m; a =0.4m) 0.8 q=10(kN/m2) 0.7

q=20(kN/m2) q=30(kN/m2)

0.6

q=40(kN/m2) q=50(kN/m2)

0.5

∆S

q=70(kN/m2) q=90(kN/m2)

0.4

q=150(kN/m2) 0.3

0.2

0.1

0 0.5

0.7

0.9

1.1

1.3

1.5

1.7

1.9

2.1

H(m)

Hình 4.14 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với đệm H (khi s=2m; a=0,4m) Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆S(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 2m; a =0.5m) 0.8 q=10(kN/m2) 0.7

q=20(kN/m2) q=30(kN/m2)

0.6

q=40(kN/m2) q=50(kN/m2)

0.5

∆S

q=70(kN/m2) q=90(kN/m2)

0.4

q=150(kN/m2) 0.3

0.2

0.1

0 0.5

0.7

0.9

1.1

1.3

1.5

1.7

1.9

H(m)

Hình 4.15 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với đệm H (khi s=2m; a=0,5m)

2.1


- 87 -

Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 2m; a =0.6m) 0.6 q=10(kN/m2) q=20(kN/m2) 0.5 q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) 0.4

q=50(kN/m2)

∆S

q=70(kN/m2) q=90(kN/m2)

0.3

q=150(kN/m2)

0.2

0.1

0 0.5

0.7

0.9

1.1

1.3

1.5

1.7

1.9

2.1

H(m)

Hình 4.16 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với đệm H (khi s=2m; a=0,6m)

Xét khi đệm H = 2.5m ứng với kích thước mũ cọc a=0.4;0.5;0.6m thể hiện ở biểu đồ hình 4.17; 4.18; 4.18 quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với đệm H với các trường hợp tải trọng ngoài thay đổi. Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆ S(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 2.5m; a =0.4m) 1.4 q=10(kN/m2) q=20(kN/m2)

1.2

q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) 1 q=50(kN/m2) q=70(kN/m2) 0.8

∆S

q=90(kN/m2) q=150(kN/m2)

0.6

0.4

0.2

0 0.5

0.7

0.9

1.1

1.3

1.5

1.7

1.9

2.1

H(m)

Hình 4.17 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với đệm H (khi s=2.5m; a=0,4m)


- 88 -

Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆S(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 2.5m; a =0.5m) 1.4 q=10(kN/m2) q=20(kN/m2)

1.2

q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) 1 q=50(kN/m2) q=70(kN/m2) 0.8

∆S

q=90(kN/m2) q=150(kN/m2)

0.6

0.4

0.2

0 0.5

0.7

0.9

1.1

1.3

1.5

1.7

1.9

2.1

H(m)

Hình 4.18 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với đệm H (khi s=2.5m; a=0,5m) Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn ∆S(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 2.5m; a =0.6m) 1.4 q=10(kN/m2) q=20(kN/m2) 1.2 q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) 1 q=50(kN/m2) q=70(kN/m2) 0.8

∆S

q=90(kN/m2) q=150(kN/m2)

0.6

0.4

0.2

0 0.5

0.7

0.9

1.1

1.3

1.5

1.7

1.9

2.1

H(m)

Hình 4.19 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch ∆S với đệm H (khi s=2.5m; a=0,6m)


- 89 -

Từ các biểu đồ tương quan giữa ∆S và H để tìm ra khoảng cách cọc s, mũ cọc a, đệm H tương ứng với tải trọng ngoài đạt được và tổng hợp được bảng 4.2 Bảng 4.2 Tải trọng q đạt được ứng với các thông số s, a, H s(m) h(m) 1.5 2

2.5

0.8 1 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.4 0.8 1 1.1 1.4 1.5 1.6 1.8 2

q(kN/m2) a=0.4(m) a=0.5(m) a=0.6(m) 90 150 150 40 50 50 70 70 90 90 150 150 30 30 30 40 40 40 50 90 90 150 150 150

Bảng 4.1 trong phân tích 4.2.1 và bảng 4.2 trong phân tích mục 4.2.2 là tương đương nhau do trong phân tích 4.2.2 không nội suy được những điểm tải trọng trung gian không có trong tính toán, trong 2 phân tích trên chỉ vẽ lại biểu đồ ở dạng khác. Nhưng trong mục 4.2.2 cho thấy được chiều cao H hợp lý ứng với tải trọng ngoài thì tại đó độ lún lệch thay đổi là nhỏ. 4.2.3. Phân tích mối tương quan giữa hệ số tập trung ứng suất n với tải trọng ngoài q(kN/m2) tác động khi thay đổi chiều cao H Theo biểu đồ hình 4.20; 4.21; 4.22; 4.23; 4.24; 4.25; 4.26 thì hệ số tập trung ứng suất n tăng khi tải trong ngoài q tăng lên ứng với chiều cao lớp đệm H đủ lớn, hệ số n


- 90 -

càng tăng thì hiệu quả sử dụng cọc được tăng do ứng suất truyền vào cọc tăng. Khi tiếp tục tăng tải trọng mà chiều cao H không đủ thì hệ số tập trung ứng suất có xu hướng không tăng điều này chứng tỏ tải trọng ngoài tăng thêm truyền nhiều vào đất. Tại mức tải trọng q làm thay đổi độ dốc của đường quan hệ là tại điểm làm gia tăng ứng suất tác động vào đất nền do đó độ lún lệch ∆S sẽ lớn. Điều này phù hợp với lại kết luận của mục 4.2.1 và 4.2.2

2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 1.5m; a= 0.4m 12 H=0.8m H=1m

10

H=1.2m 8

H=1.5m

n

H=1.7m 6

H=2m

4

2

0 0

20

40

60

80

100

120

140

2

q(kN/m )

Hình 4.20 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =1,5m; a =0,4m)

160


- 91 -

2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 2m; a= 0.4m 14 H=0.8m 12

H=1m H=1.2m

10

H=1.5m H=1.7m

8 n

H=2m 6

4

2

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 4.21 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =2m; a =0,4m) 2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 2m; a= 0.5m 12 H=0.8m H=1m

10

H=1.2m H=1.5m

8

n

H=1.7m H=2m

6

4

2

0 0

20

40

60

80

100

120

140

2

q(kN/m )

Hình 4.22 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =2m; a =0,5m)

160


- 92 -

2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 2m; a= 0.6m 12 H=0.8m 10

H=1m H=1.2m

8

H=1.5m

n

H=1.7m 6 H=2m

4

2

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 4.23 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =2m; a =0,6m) 2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 2.5m; a= 0.4m 12 H=0.8m H=1m

10

H=1.2m H=1.5m

8

n

H=1.7m H=2m

6

4

2

0 0

20

40

60

80

100

120

140

2

q(kN/m )

Hình 4.24 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =2.5m; a =0.4m)

160


- 93 -

2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 2.5m; a= 0.5m 14 H=0.8m 12

H=1m H=1.2m

10

H=1.5m H=1.7m

8 n

H=2m

6

4

2

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

2

q(kN/m )

Hình 4.25 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =2.5m; a =0.5m) 2

Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m ) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 2.5m; a= 0.6m 12 H=0.8m H=1m

10

H=1.2m H=1.5m 8 H=1.7m

n

H=2m 6

4

2

0 0

20

40

60

80

100

120

140

2

q(kN/m )

Hình 4.26 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =2.5m; a =0.6m)

160


- 94 -

4.2.4. Nhận xét và kết luận Với khoảng cách giữa các cọc s = 1m thì chọn a = 0,4m thì tải trọng ngoài có thể đạt tới 150kN/m2 vẫn đạm đảm bảo biến dạng ổn định của nền hoặc chịu được tải trọng hơn 150kN/m2, mà trong luận văn này không xét đến. Trường hợp này lãng phí cần xem xét kỹ lưỡng khi áp dụng hoặc tăng khoảng cách cọc lên. Với khoảng cách giữa các cọc s = 1.5m. Khi chiều cao đệm H = 0.8m ứng với a≤0.5m thì tải trọng ngoài đạt được là 90kN/m2. Khi tăng mũ cọc từ 0.4m lên 0.6m thì tải trọng ngoài tăng lên thêm 67% tải trọng khi a≤0.5m là q=150kN/m2. Khi tăng đệm H = 1m thì tải trọng đạt được tăng lên đang kể cụ thể ứng với a =0.4m thì tải trọng ngoài đạt được tăng thêm 67% từ 90 kN/m2 lên 150 kN/m2. Với khoảng cách giữa các cọc s=2m, ứng với chiều cao H = 0.8m thì tải trọng ngoài đạt được rất nhỏ q=45kN/m2 khi a = 0.4m, khi tăng kích thước mũ lên 0.6m thì tải trọng ngoài đạt được tăng lên đạt 44%. Với chiều cao đệm H = 1m thì tải trọng ngoài đạt được là 75kN/m2 khi a = 0.4m, khi kích thước mũ tăng lên 0.6m thì tải trọng ngoài đạt được tăng lên 27%. Với chiều cao đệm H = 1.2m thì tải trọng ngoài đạt được là 110kN/m2 khi a = 0.4m, khi kích thước mũ tăng lên 0.6m thì tải trọng ngoài đạt được tăng lên 36%. Với khoảng cách giữa các cọc s=2.5m, ứng với chiều cao H=0.8m thì tải trọng ngoài đạt được là 30kN/m2 khi a =0.4m, khi tăng kích thước mũ lên 0.6m thì tải trọng ngoài đạt được tăng lên không đáng kể 17%. Tăng chiều cao đệm H từ 0.8m lên 1m thì tải trọng đạt được tăng thêm 50%, tăng đệm H từ 1m lên 1.2m thì tải trọng ngoài đạt được tăng thêm 33%. Nhưng khi tăng đệm H từ 1.2m lên 1.5m thì tải trọng ngoài đạt được tăng lên 73% giá trị, khi này tăng kích thước mũ cọc từ 0.4m lên 0.6m thì tải trọng ngoài đạt được lớn hơn 100kN/m2 Từ kết luận trên có thể rút ra biểu đồ quan hệ giữa q=f(H,s,a) nhằm sơ bộ chọn các thông số đệm H, khoảng cách cọc s, kích thước mũ a như sau:


- 95 -

Bieåu ñoà quan heä q=f(H,s,a) 160

140

Taûi troïng ngoaøi q(kN/m2)

120

100

80 s=2.5m; a=0.4m s=2.5m; a=0.5m

60

s=2.5m; a=0.6m s=2m; a=0.4m

40

s=2m; a=0.5m s=2m; a=0.6m

20

s=1.5m; a=0.4m 0 0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

1.6

1.7

1.8

1.9

2

2.1

Chieàu cao lôùp ñeä H(m)

Hình 4.27 Biểu đồ quan hệ giữa tải trọng q=f(H,s,a)

4.3. So sánh hiệu quả kinh tế với phương pháp gia tải trước kết hợp bấc thấm. 4.3.1. Cơ sở lý thuyết tính toán bằng gia tải trước kết hợp bấc thấm: 4.3.1.1. Khái niệm: Dưới tác dụng của tải trọng, hệ số rỗng trong đất giảm làm cho nền đất bị biến dạng. Trong đất bão hòa nước, quá trình giảm thể tích lỗ rỗng phụ thuộc vào khả năng thoát nước trong lỗ rỗng ra ngoài. Khả năng thoát nước lỗ rỗng phụ thuộc vào 2 yếu tố chính là khả năng thấm của đất thể hiện qua hệ số thấm và gradient thủy lực của dòng thấm là một đại lượng tỷ lệ thuận với giá trị tải trọng và tỷ lệ nghịch với chiều dài đường thoát nước. Trong tự nhiên, nước chỉ có thể thoát ra mặt thoáng trên mặt đất hoặc đến các lớp đất có tính thấm cao. Trong các dạng công trình nói chung, giá trị tải trọng được xác định cụ thể. Thời gian thoát nước nhanh hay chậm và do đó thời gian lún ngắn hay dài có thể được thay đổi nếu có tác động vào 2 yếu tố cơ bản trên. Sự


- 96 -

dụng bấc thấm là một kỹ thuật nhằm tạo ra biên thoát nước cho phép nước thấm theo phương ngang, làm giảm chiều dài đường thoát và do đó tăng được tốc độ cố kết; sử dụng gia tải trước làm cho quá trình giảm thể tích lỗ rỗng trong đất xảy ra và kết thúc sớm, đất trở nên quá cố kết trước khi xây dựng công trình. Gia tải trước kết hợp bấc thấm làm tăng nhanh tốc độ lún của nền. Gia taûi

Ñeäm thoaùt nöôùc Baác thaám Ñaát yeáu

Caùt trung

Hình 4.28 Gia tải trước bằng bấc thấm Độ lún của công trình sau một thời gian gia tải t là St: S t = U .S ∞

(4.1)

Trong đó U là mức độ cố kết sau một thời gian gia tải, S∞ độ lún ổn định của nền 4.3.1.2. Độ lún ổn định của nền theo quan hệ e-logp của thí nghiệm nén cố kết. Tính lún ổn định cho đất nền theo phương pháp e-logp : Khi po+∆p < σp:

S=

Cr p + ∆p H o log o 1 + eo po

(4.2)

Khi po < σp < po+∆p

S=

σp C p + ∆p Cr H o log + c H o log o 1 + eo p o 1 + eo σp

(4.3)

Khi σp < po < po+∆p

S=

Cc p + ∆p H o log o 1 + eo po

(4.4)


- 97 -

Trong đó: σp

: áp lực tiền cố kết (xác định trong biểu đồ nén cố kết e-logp)

po

: áp lực do trọng lượng bản thân ở giữa lớp đất

∆p : ứng suất thẳng đứng (gia tải). eo

: hệ số rỗng ban đầu của lớp sét ứng với thời điểm trước khi gia tải

Cc

: chỉ số nén; Cr : chỉ số nở

Ho

: chiều dầy lớp bùn sét trước khi gia tải.

4.3.1.3. Mức độ cố kết xác định theo phương trình Carolli, (1942) U = 1 – (1 – Uh)(1 – Uv)

(4.5)

Trong đó: Uv

: mức độ cố kết theo phương đứng Uv = f(Tv)

Uh

: mức độ cố kết theo phương ngang Uh = f(Th;F(n))

Xác định giá trị Uh _ Barron (1948):  8T  U h = 1 − exp − h   F (n ) 

Với

n2 3n 2 − 1 Ln ( n ) − n2 − 1 4n 2

(4.7)

Ch t : nhân tố thời gian De2

(4.8)

F (n ) =

Th =

(4.6)


- 98 -

Trong đó n =

De dw

(4.9)

De = 1,13S

(sơ đồ bố trí hình vuông)

(4.10)

De = 1,05S

(sơ đồ bố trí hình tam giác)

(4.11)

S : khoảng cách giữa các bấc thấm dw : đường kính tương đương của bấc thấm Hansbo đề nghị dw =

a+b 2

(4.12)

a, b : bề rộng và bề dày của bấc thấm Ch : hệ số cố kết theo phương ngang Khi n =

De ≥ 20 thì dw

F (n ) = Ln(n) −

3 4

Xác định giá trị Uv _ Terzaghi Ứng với trường hợp sơ đồ 0 – tải trọng hình chữ nhật (tải trọng gia tải phân bố đều khắp) Uv = 1 −

Với

 π 2Tv  8  −  exp π2 4  

Th =

Cvt : nhân tố thời gian h2

(4.13)

(4.14)

Thoát nước 2 chiều : h = 0.5H (H chiều dầy lớp bùn sét) 4.3.2. Tính toán gia tải trước kết hợp bấc thấm kho bãi Hiệp Phước – Nhà Bè :


- 99 -

4.3.2.1. Bài toán: Gia cố nền đất yếu khu vực Hiệp Phước – Nhà Bè để xây dựng kho bãi với diện tích 100m x 300m chịu được tải trọng 100kN/m2 sao cho độ lún ổn định sau khi gia tải Sôđ < 15cm, thời gian xử lý nền tối đa 12 tháng. 4.3.2.2. Xác định áp lực tiền cố kết

Hình 4.29 Biểu đồ quan hệ e – lopP trong thí nghiệm nén cố kết lớp 1 Bảng 4.3 Áp lực tiền cố kết σp, chỉ số nén Cc, chỉ số nở Cr từ biểu đồ e-logP Cc Cr σp(kN/m2) 51.9 0.8857 0.1704


- 100 -

Bảng 4.4 Thông số đất nền c kN/m2 5.6

ϕ độ 6.78

γ kN/m3 14.7

H

Cv = Ch

m 22

cm2/s 4.57x10-4

4.3.2.3. Xác định độ lún ổn định của lớp bùn sét σp kN/m2 51.9

∆p kN/m2 100

po = 0.5γH kN/m2 161.7

po+∆p kN/m2 261.7

Dựa vào biểu đồ e-logP hình 4.23 xác định hệ số rỗng ban đầu khi po = 161.7 kN/m2 thì eo = 1.8 Do σp < po < po+∆p nên dùng công thức (4.4) để xác định độ lún ổn định S=

Cc p + ∆p H o log o 1 + eo po

Cc

eo

0.8857

1.8

Ho m 22

∆p kN/m2 100

po kN/m2 161.7

S∞ (m) 1.46

Mức độ cố kết để độ lún ổn định sau gia tải còn lại là <15cm U=

1.46 − 0.15 = 0.9 1.46

4.3.2.4. Xác định khoảng cách cắm bấc thấm Xác định Uv ứng với t = 12 tháng Ch=Cv m2/tháng 0.118

h m 11

t tháng 12

Tv 1.17 x10-2

Uv (%) 16,6


- 101 -

Xác định khoảng cách cắm bấc thấm S để t = 12 tháng thì mức độ cố kết U=0.9 Bấc thấm có kích thước a = 100mm, b = 3mm Đường kính tương đương dw = (100+3)/2 = 51,5mm = 0,0515m Chọn De = 1.2m; 1.6m; 2m ; 2.5m ;3m. Khoảng các S = De/1.13 (sơ đồ bố trí hình vuông). n=

De ≥ 20 dw

nên xác định F(n) bằng công thức F (n ) = Ln(n) −

3 4

Sử dụng các công thức mục 4.3.1.3 để xác định mức độ cố kết Kết quả được lập thành bảng sau: S m 1.062 1.416 1.77 2.212 2.655 3.097 3.54 4.425

De (m) 1.2 1.6 2 2.5 3 3.5 4 5

n

F(n)

Th

23.301 31.068 38.835 48.544 58.252 67.961 77.67 97.087

2.3985 2.6862 2.9093 3.1325 3.3148 3.4689 3.6025 3.8256

0.98712 0.55526 0.35536 0.22743 0.15794 0.11604 0.08884 0.05686

Uh (%) 96.28 80.87 62.36 44.06 31.69 23.48 17.90 11.21

U (%) 96.90 84.03 68.60 53.32 43.01 36.15 31.50 25.91


- 102 -

1

0.9

0.8

0.7

U (%)

0.6

0.5

0.4

0.3

0.2

0.1

0 0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

S (m)

Hình 4.30 Biểu đồ quan hệ U = f(S) Giải bằng excel phương pháp lập tìm được khoảng cách S =1.28m, ứng với mức độ cố kết U = 0.9 S m 1.28

De m 1.44

a cm 10

b cm 0.3

dw n m 0.0515 27.976

F(n)

Th

Uh

2.581

0.685

88.02

U (%) 90

Vậy chọn khoảng cách giữa các bấc thấm S = 1.25m Xác định lại độ cố kết với khoảng cách S = 1.25 S m 1.25

De 1.413

a cm 10

b cm 0.3

dw n F(n) Th Uh U m 0.0515 27.427 2.5615 0.71245 0.8919 0.91

Độ lún sau khi gia tải là S = U. S∞ = 0.91 x 1.46 = 1.33m Độ lún nền ổn định sau khi gia tải để đạt được tải trọng ngoài là 100kN/m2 là


- 103 -

Sôđ = 1.46 - 1.33 = 0.13m = 13 cm 4.3.3. Tính toán cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật gia cố nền kho bãi khu vực Hiệp Phước – Nhà Bè bằng phần mềm plaxis: Dựa vào hình 4.23 kết luận mục 4.2.4 thiết kế giải pháp cọc bê tông tiết diện nhỏ 200x200, mác 350 để xử lý nền đất yếu xây dựng kho bãi trên địa chất Hiệp Phước – Nhà Bè đảm bảo biến dạng ổn định nền đất với tải trọng ngoài đạt được q=100kN/m2, chọn khoảng cách giữa các cọc s = 2m, kích thước mũ cọc a = 0.6m và chiều cao đệm H =1m. Xây dựng mô hình bài toán để kiểm tra các điều kiện biến dạng đất nền và lực căng lớn nhất trong vải địa kỹ thuật. 4.3.3.1. Mô hình bài toán

Hình 4.25 Mô phỏng bài toán gia cố nền bằng bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật gia cố kho bãi Hiệp Phước – Huyện Nhà Bè.


- 104 -

Bảng 4.5 Thông số đưa vào tính toán ĐVT m m m m kN/m2

Diễn giải Cọc BTCT 200x200 Mác 350 Mũ cọc 0,6x0x6x0,15 Mác 350 Khoảng cách giữa các cọc Đệm cát Tải trọng phân bố

ký hiệu L = 3x8= a s H q

thông số 24 0.6 2 1 100

Bảng 4.6 Các thông số đất dùng tính theo phương pháp phần tử hữu hạn

Lớp đất Lớp đắp

γ

Mô hình

kN/m

MC

19

kx 3

ky

Cc

Cr

λ*

κ*

φ

c

kN/m

1

30

7500

0.25

5.6

6.78

1377

0.25

3.6

29.98

30000

0.25

m/ngày

kN/m

0.1

0.1

Bùn sét

SSM

14.7

7.13x10

Cát trung

MC

19.55

0.1

-5

4.75x10

-5

0.923

0.164

0.132

0.023

0.1

ν

Eref

độ

m/ngày

2

2

Bảng 4.7 Các thông số cho cọc và mũ cọc s

a1

a2

A 2

E

I 2

kN/m

m

EA 4

kN

EI 2

kNm

EAtđ

EItđ

kN

kNm2

m

m

m

m

2

0.2

0.2

0.04

3x107

0.00013 1.20x106 4.00x103 1.5x107

2.00x103

2

0.6 0.15

0.09

3x107

0.00017 2.70x106 5.06x103 1.5x107

2.53x103

Cọc 200x200 M350 Mũ cọc M350

Vải địa kỹ thuật GML40: EA =

F 400 = = 3333(kN / m ) ∆l 0.12 l 1m


- 105 -

4.3.3.2. Biến dạng của mô hình

Hình 4.26 Biến dạng tổng thể lớn nhất 0.298(m) (Tỷ lệ theo phương đứng x10 lần)

Hình 4.27 Biến dạng theo phương đứng

Hình 4.28 Biến dạng theo phương đứng mặt cắt ở đầu cọc


- 106 -

Chuyển vị trung bình trên đầu cọc •Uypile = 0.067m Chuyển vị trung bình trên đất nền •Uysoil = 0.177m Chênh lệch lún giữa cọc và đất DS = •Uysoil - •Uypile = 0.177 – 0.067 = 0.11m = 11 cm 4.3.3.3. Ứng suất của mô hình

Hình 4.31 Hướng của tổng ứng xuất tác dụng lên đầu cọc

Hình 4.32 Tổng ứng suất tác dụng mặt cắt ở đầu cọc Ứng suất trung bình tác dụng lên đầu cọc

•σp = 370.4 kN/m2

Ứng suất trung bình tác dụng lên đất nền •σs = 44.2 kN/m2


- 107 -

Hệ số tập trung ứng suất n =

σp σs

=

370.4 = 8.38 44.2

4.3.3.4. Nội lực trong cọc

Hình 4.33 Môment M, lực cắt Q, Lực dọc N trong cọc Mmax = 1.68 kNm/m; Mmin = -12.55 kNm/m


- 108 -

Qmax = 65.73kN/m; Qmin = -15.08 kN/m Nmax = -792.62kN/m

Hình 4.34 Chuyển vị của cọc theo phương ngang Uxmax = 0.0041m; Uxmin =-0.0042m 4.3.3.5. Lực căng trong vải địa kỹ thuật gia cường


- 109 -

Hình 4.35 Lực căng lớn nhất trong vải địa gia cường Tmax = 27.26kN/m


- 110 -

4.3.4. So sánh hiệu quả kinh tế giữa phương pháp cố kết nền giả tải trước kết hợp bấc thấm và phương pháp cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật Bảng 4.8 khái toán kinh phí thực hiện phương án gia tải trước kết hợp bấc thấm và phương án cọc BTCT tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật

Hạng mục Công việc

Ký Hiệu Cách tính

ĐVT

khoảng cách Chiều rộng Chiều dài Số lượng tim cọc / bấc Chiều dài đơn vị 1 cọc/tim Thi công 1m dài bấc thấm Thi công 1m dài cọc BTCT 200x200 Chiều cao gia tải/ đệm cát Đệm cát / gia tải Chiều cao dỡ tải Cát dỡ tải chuyển đi <7000m Bê tông mũ cọc Vải địa kỹ thuật

S a b n=a*b/s2 l L=n*l L=n*l H M1 M2 M3 n*0.15*0.62

m m m

Tổng kinh phí

m m m m m3 m3 m3 m2

Gia tải kết hợp bấc thấm Thành tiền Khối Đơn (triệu lượng giá đồng) 1 100 300 30,000 22 660,000 12,000 7,920 5 150,000 180,000 3.54 106,200 40,000

27,000

Cọc BT 200x200 L=3x8=24m Thành tiền Khối Đơn giá (triệu lượng đồng) 2.5 100 300 4,800 24 115,200 1.5 45,000

150,000

17,280

180,000

8,100

180 30,000

1,200,000 22,000

216 660

4,248

39,168

26,256


- 111 -

Khái toán kinh phí giữa hai phương án thì phương án cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật cho khái toán kinh phí thấp hơn phương án gia tải trước kết hợp với bấc thấm. Nhưng trong khái toán trên chưa xét đến chi phí quản lý, trong phương pháp gia tải thì thời gian gia tải là 12 tháng, trong khi đó phương án dùng cọc BTCT tiết diện nhỏ đã ước tính chi phí hạ cọc, nếu tập kết đầy đủ thiết bị và mặt bằng thì thời gian thi công cọc và gia cố nền sẽ ít hơn 3 tháng. Về độ biến dạng ổn định còn lại thì phương án gia tải trước bằng bấc thấm là 13cm, còn phương án cọc bê tông tiết diện nhỏ phần mềm plaxis cho kết quả là 11cm


- 112 -

KẾT LUẬN KIẾN NGHỊ I.

Kết luận

1. Phân tích bài toán theo phương pháp lý thuyết thì phương pháp của Marston (BS8006, 1995) cho kết quả lực căng trong vải địa lớn nhất, các phương pháp lý thuyết và thực nghiệm có kết quả bằng 2.76% đến 28.8% so với phương pháp của Marston. Các công thức khác cho kết quả tương đương nhau, Sử dụng phương pháp của Marston quá lãng phí không cần thiết. Phương pháp của Jones là an toàn nhất và phương pháp phần tử hữu hạn là kinh tế nhất, điều này cũng hợp lý là do các công thức lý thuyết không xét được các điều kiện làm việc của vật liệu, và của đất nền. Đối với phương pháp Jones có xét đến phản lực đất nền nhưng cũng chỉ là ước lượng cục bộ đối với loại đất nền mà ông thí nghiệm. 2. Phân tích bằng phần mềm Plaxis với các trường hợp khoảng cách s = 1.5m, 2m, 2.5m; mũ cọc a= 0.4m, a = 0.5m, a = 0.6m; Chiều cao đệm H = 0.8m, 1m, 1.2m, 1.5m, 1.7m, 2m; Các mức tải trọng ngoài đặt vào công trình q = 10kN/m2, q = 20kN/m2, q = 30kN/m2, q = 40kN/m2, q = 50kN/m2, q = 70kN/m2, q = 90kN/m2, q = 150kN/m2 rút ra được biểu đồ quan hệ q=f(H,s,a) như sau: Bieåu ñoà quan heä q=f(H,s,a) 160

140

2

Taûi troïn g ngoaøi q(kN/m )

120

100

80 s=2.5m; a=0.4m s=2.5m; a=0.5m

60

s=2.5m; a=0.6m s=2m; a=0.4m

40

s=2m; a=0.5m s=2m; a=0.6m

20

s=1.5m; a=0.4m 0 0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

1.2

1.3

1.4

Chieàu cao lôùp ñeä H(m)

1.5

1.6

1.7

1.8

1.9

2

2.1


- 113 -

Sử dụng kết quả của biểu đồ q=f(H,s,a) giúp cho nhanh chóng chọn các thông số khoảng cách s, mũ cọc a, chiều cao đệm H hợp lý để thiết kế xử lý nền đất yếu bằng phương pháp cọc bê tông tiết diện nhỏ (200x200) kết hợp vải địa gia cường đầu cọc chịu được tải trọng ngoài q 3. Chiều cao đệm H hợp lý tác giả đề nghị như sau: khi s =1.5m thì H = 1m, khi s=2m, H = 1.2m. khi s =2.5m, = 1.5m. Và tùy trường hợp cụ thể mà chọn chiều cao đệm H, khoảng cách s, mũ cọc a ứng với kết luận số 2 4. So sánh hiệu quả kinh tế giữa hai phương án thì phương án cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật có sử dụng kết quả nghiên cứu để chọn khoảng cách cọc s, mũ cọc a, chiều cao đệm H hợp lý thì cho khái toán kinh phí thấp hơn phương án gia tải trước kết hợp với bấc thấm trong đó chưa kể đến chi phí quản lý của phương án gia tải kết hợp bấc thấm trong 12 tháng gia tải II.

Kiến nghị 1. Hướng nghiên cứu tới cần có kiểm chứng trong điều kiện công trình thực tế để khẳng định phương pháp phần tử hữu hạn (chương trình Plaxis) cho kết quả là tin cậy. 2. Phương án gia tải trước kết hợp bấc thấm là phương pháp tin cậy và đã được áp dụng nhiều trên thế giới. So sánh hiệu quả kinh tế với phương án này là tốt nhưng cũng cần thiết xem xét đến nhiều phương pháp khác như cọc đất gia cố xi măng v.v… 3. Hệ cọc áp dụng cho sơ đồ hình vuông, chưa xét đến sơ đồ hình tam giác. 4. Chỉ mới nghiên cứu một lớp vải cần nghiên cứu với nhiều lớp vải thì hiệu quả kinh tế và kỹ thuật tăng lên bao nhiêu lần.


- 114 -

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Châu Ngọc Ẩn (2005) “Nền Móng”, nhà xuất bản Đại học Quốc Gia Tp.HCM [2] Châu Ngọc Ẩn (2004) “ Cơ học đất”, Nhà xuất bản Đại học Quốc Gia Tp.HCM [3] Dương Học Hải (2007) “Xây dựng nền đường ôtô đắp trên đất yếu” Nhà xuất bản xây dựng. [4] Hoàng Văn Tân (1973) “Những phương pháp xây dựng công trình trên nền đất yếu”, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật. [5] Nguyễn Thành Long, Lê Bá Lương “Công trình trên đất yếu trong điều kiện Việt Nam”, tài liệu lưu hành nội bộ Đại học Bách Khoa Tp.HCM [6] Nguyễn Minh Tâm, Trần Xuân Thọ “Đánh giá hiệu ứng vòm ở trong nền đường được hổ trợ cột đất trộn sâu” [7] Phan Hồng Quân (2009)“Nền và Móng”, Nhà xuất bản giáo dục [8] Vũ Công Ngữ, Nguyễn Thái (2004) “Móng cọc – phân tích và thiết kế”, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật [9] Võ Phán, (2004) “Bài giảng móng cọc”, tài liệu lưu hành nội bộ ĐH Bách Khoa Tp. HCM [10] Tiêu chuẩn xây dựng 189:1996 “Móng cọc tiết diện nhỏ, tiêu chuẩn thiết kế” [11] Tiêu chuẩn xây dựng 205:1998 “Móng cọc, tiêu chuẩn thiết kế” [12] Tiêu chuẩn ngành 22TCN 248:1998 “Vải địa kỹ thuật trong xây dựng nền đắp trên đất yếu” [13] Tiêu chuẩn thực hành BS 8006 : 1995, “Đất và các vật liệu đắp khác có gia cường (có cốt)”, nhà xuất bản xây dựng. [14] Carlsson, B., Armerdad Jord, Terranova, Sweden, 1987 [15] Chen Yun-min, Cao Wei-ping, Chen Ren-peng (2007)“An experimental investigation of soil arching within basal reinforced and unreinforced piled embankments” [16] Jones, N.W.M., Geotextiles, Blackie, Glasgow, 1987 [17] Rutugandha Gangakhedkar (2004), “Geosynthetic renforced pile supported embankments”, A thesis presented to the graduate school of the University of


- 115 -

Florida in partial fulfillment of the requirements for the degree of master of engineering. [18] Spangler, M. G. and Handy, R. L., Soil Engineering, Intext Educational Plublishers, New York, 1973 [19] Suzanne J.M. van Eekelen, Meindert A. Van & Adam Bezuijen â&#x20AC;&#x153;The Kyoto Road, a full scale test. Measurements and calculationsâ&#x20AC;?


Luan van nvnh 07  
Advertisement
Read more
Read more
Similar to
Popular now
Just for you