Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Phân tích đánh giá ổn định tường vây cừ Larsen trong thi công hố đào trong đất yếu ở lân cận sông

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HCM TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH

Cán bộ hướng dẫn khoa học: PGS.TS BÙI TRƯỜNG SƠN Cán bộ chấm nhận xét 1: PGS.TS NGUYỄN TRỌNG PHƯỚC Cán bộ chấm nhận xét 2: GS.TSKH NGUYỄN VĂN THƠ

Luận văn Thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại Học Bách Khoa, Đại Học Quốc Gia Tp Hồ Chí Minh, ngày 07 tháng 01 năm 2020

Thành phần Hội đồng đánh giá luận văn thạc sĩ gồm có:

1 Chủ tịch Hội đồng: PGS.TS VÕ PHÁN

3 Phản biện 1: PGS.TS NGUYỄN TRỌNG PHƯỚC

4 Phản biện 2: GS.TSKH NGUYỄN VĂN THƠ

Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá luận văn và Trưởng khoa quản lý chuyên ngành sau khi luận văn đã được sửa chữa (nếu có)

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HCM

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM Độc Lập - Tự Do - Hạnh Phúc

NHIỆM VỤ ĐỀ TÀI LUẬN VĂN THẠC SĨ Họ và tên Học viên: ĐOÀN NGỌC THI MSHV: 1770391 Ngày, tháng, năm sinh: 22/08/1994 Nơi sinh: Phú Yên Chuyên ngành: Địa kỹ thuật xây dựng Mã số: 60 58 02 11

TÊN ĐỀ TÀI: PHÂN TÍCH ĐÁNH GIÁ ỔN ĐỊNH TƯỜNG VÂY TRONG THI CÔNG HỐ ĐÀO SÂU TRONG ĐẤT YẾU Ở LÂN CẬN SÔNG

I NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG

- Phân tích đánh giá khả năng ổn định tường vây trong thi công hố đào sâu trong đất yếu

khu vực lân cận sông

- Mô phỏng đánh giá khả năng ổn định tường vây trong thi công đào sâu trong đất yếu - Phân tích một số nguyên nhân bất lợi trong các trường hợp tương tự

II NGÀY GIAO NHIỆM VỤ : 19/08/2019 III NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ : 08/12/2019

IV HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: PGS.TS Bùi Trường Sơn

TP HCM, ngày 08 tháng 12 năm 2019

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN

PGS.TS Bùi Trường Sơn

CHỦ NHIỆM BỘ MÔN ĐÀO TẠO

PGS.TS Lê Bá Vinh

TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

LỜI CẢM ƠN

Lời đầu tiên, học viên xin chân thành bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến Thầy PGS.TS Bùi Trường Sơn – Người đã truyền cảm hứng, giúp em xây dựng ý tưởng của đề tài, mở ra những hướng đi trên con đường tiếp cận phương pháp nghiên cứu khoa học Thầy đã có nhiều ý kiến đóng góp quý báu và giúp đỡ em rất nhiều trong suốt chặng đường vừa qua Em cũng xin chân thành cảm ơn Quý Thầy Cô Bộ Môn Địa Cơ Nền Móng, Khoa Kỹ Thuật Xây dựng, Trường Đại học Bách Khoa Tp HCM đã tận tình giảng dạy và truyền đạt kiến thức cho em trong suốt quá trình theo học chương trình Cao học

Em cũng xin cảm ơn gia đình và bạn bè lớp Cao học Địa Kỹ Thuật Xây Dựng K2017 đã động viên, giúp đỡ em trong suốt thời gian học tập và thực hiện Luận án

Mặc dù đã rất cố gắng trong quá trình thực hiện Luận án nhưng cũng không sao có thể tránh khỏi những thiếu sót Tác giả mong nhận được sự góp ý của Quý Thầy Cô và bạn bè

TP HCM, ngày 08 tháng 12 năm 2019

Tác giả

ĐOÀN NGỌC THI

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của tôi, thực hiện dưới sự hướng dẫn khoa học của PGS.TS Bùi Trường Sơn Các kết quả, số liệu trong Luận án là trung thực và chưa được công bố trong bất kỳ công trình khoa học nào khác Tác giả hoàn toàn chịu trách nhiệm về tính xác thực của luận án

Tp Hồ Chí Minh, ngày 08 tháng 12 năm 2019

Tác giả

ĐOÀN NGỌC THI

MỤC LỤC

1 TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI 1

2 MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU CỦA ĐỀ TÀI 1

3 Ý NGHĨA KHOA HỌC CỦA ĐỀ TÀI 1

4 PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU 2

CÁC GIẢI PHÁP THI CÔNG HỐ ĐÀO SÂU LÂN CẬN SÔNG 3

1.1.1 Giải pháp đê quai ngăn nước 3

1.1.2 Dùng thùng chụp để làm khô nước trong hố đào 4

1.1.3 Phương án cọc ván thép 6

MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU ĐÁNH GIÁ ỔN ĐỊNH HỐ ĐÀO SÂU 10

1.2.1 Phương pháp phân tích push-in 11

1.2.2 Phương pháp phân tích theo phá hoại trồi nền 13

2.1.2 Phân loại tải trọng 37

TÍNH TOÁN ĐỐI VỚI TƯỜNG VÂY 38

2.4.1 Hậu quả của sự thoát nước và sự thay đổi thể tích 59

CƠ SỞ LÝ THUYẾT PHÂN TÍCH HỐ ĐÀO SÂU BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN SỬ DỤNG PHẦN MỀM PLAXIS 62

2.5.1 Tác động của sự thay đổi ứng suất đất nền khi đào sâu 62

2.5.2 Phân tích ứng suất và biến dạng bằng phần tử hữu hạn – phần mềm plaxis 63

NHẬN XÉT CHƯƠNG 64

GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH VÀ DỮ LIỆU PHỤC VỤ TÍNH TOÁN PHÂN TÍCH 65

3.1.1 Giới thiệu công trình 65

3.1.2 Điều kiện địa chất công trình 66

3.1.3 Hệ thống đê vây hiện hữu 67

3.1.4 Hiện trạng đê vây 70

MÔ PHỎNG PHÂN TÍCH KHẢ NĂNG ỔN ĐỊNH TƯỜNG VÂY CỪ LARSEN

KHI THI CÔNG ĐÀO SÂU TRONG ĐẤT YẾU 71

3.2.1 Mô tả kết cấu hệ tường vây cừ Larsen 71

3.2.2 Sơ đồ kết cấu đê vây 72

3.2.3 Sơ đồ tính đê vây 72

3.2.4 Mô phỏng bài toán Plaxis 76

3.2.5 Khảo sát chuyển vị tường cừ Larsen qua các quá trình thi công 77

3.2.6 Số liệu quan trắc chuyển vị trong quá trình thi công ụ tàu 82

ĐÁNH GIÁ KHẢ NĂNG ỔN ĐỊNH TƯỜNG VÂY CỪ LARSEN KHI THI CÔNG ĐÀO SÂU TRONG ĐẤT YẾU 85

3.3.1 Đánh giá ổn định không sử dụng cát lấp giữa các khoang cừ (không đào bỏ đất trong khoang) 85

3.3.2 Đánh giá ổn định tường vây khi không bơm hút 87

3.3.3 Đánh giá ổn định tường vây khi sử dụng một lớp tường vây cừ Larsen 92

NHẬN XÉT CHƯƠNG 96

DANH MỤC HÌNH ẢNH

Hình 1.1 Đê quai đất kết hợp cừ gỗ 3

Hình 1.2 Thi công hạ thùng chụp trong thi công đào sâu 5

Hình 1.3 Hệ thống giằng chống trong thi công đào hố móng 5

Hình 1.4 Thi công cọc ván thép khu vực ngập nước 7

Hình 1.12 Phương pháp sức chịu tải kiểm tra trồi nền 14

Hình 1.13 Cơ chế trồi nền trường hợp DB/ 2 15

Hình 1.14 Phân tích tầng cơ sở bằng phương pháp Terzaghi: (a) D ≥ B/2 và D < B/2 15

Hình 1.15 Mối liên hệ giữa chiều sâu ngàm tường vây và sự phá hoại bề mặt: (a) Chiều sâu ngàm lớn và (b) Chiều sâu ngàm nhỏ 16

Hình 1.16 Phân tích khả năng mất ổn định cơ bản bằng phương pháp sức chịu tải âm: 17

Hình 1.17 Đồ thị tra hệ số chống trượt Nc theo Skempton 17

Hình 1.18 Phương pháp Bjerrum và Eide’s mở rộng: (a) Nc,s khi cung tròn mặt phá hoại vượt qua 2 lớp đất, (b) Nc,s khi cung tròn mặt phá hoại tiếp xúc mặt trên của lớp đất bên dưới và (c) fd được hiệu chỉnh bề rộng (NAVFAC DM7.2, 1982; Reddy Srinivasan, 1967) 20

Hình 1.19 Vị trí của tâm cung trượt tròn theo phương pháp cung trượt tròn 21

Hình 1.20 Phân tích cơ sở trượt nền bằng phương pháp cung trượt tròn: (a) Mặt trượt và (b) Lực tác động lên đầu tự do 22

Hình 1.21 Một số dạng cung trượt khác 23

Hình 1.22 Cung trượt khi trượt qua đất cứng 23

Hình 1.23 Cơ chế phát sinh đẩy trồi hố móng 24

Hình 1.24 Sơ đồ tính toán chống trồi khi xét đồng thời c và φ 25

Hình 1.25 Quan hệ KL – D/H khi đồng thời kể đến cả c và φ 27

Hình 1.26 Biểu đồ để tính các thông số theo phương pháp Goh 28

Hình 1.27 Sơ đồ dòng thấm trong đất bên dưới tường chắn 30

Hình 1.28 Quan hệ giữa độ xuyên sâu của tường và hệ số an toàn chống hiện tượng cát chảy 31

Hình 1.29 Sơ đồ phân tích hiện tượng cát chảy 32

Hình 1.30 Sơ đồ kiểm tra cát chảy đáy hố đào (tiêu chuẩn Eurocode) 33

Hình 1.31 Sơ đồ kiểm cát chảy theo phương pháp Gradient thủy lực tới hạn 34

Hình 1.32 Sơ đồ kiểm tra cát chảy theo phương pháp Terzaghi 35

Hình 2.1 Biểu đồ áp lực nước 37

Hình 2.2 Sơ đồ tính áp lực đất chủ động Coulomb 41

Hình 2.3 Sơ đồ tính áp lực đất bị động Coulomb 43

Hình 2.4 Vòng tròn ứng suất ở điều kiện cân bằng giới hạn 46

Hình 2.5 Trạng thái chủ động và bị động của Rankine 47

Hình 2.6 Áp lực đất chủ động 48

Hình 2.7 Sơ đồ tính áp lực đất chủ động 50

Hình 2.8 Vòng tròn Mohr và phương trình Coulomb đối với đất rời 51

Hình 2.9 Sơ đồ hình thành áp suất thủy tĩnh 52

Hình 2.10 Sơ đồ áp suất chất lỏng lên mặt phẳng 55

Hình 2.11 Sơ đồ kiểm tra trào ống 56

Hình 2.12 Sơ đồ kiểm tra cát chảy hố đào 57

Hình 2.13 Cơ chế đẩy trồi đáy do nước có áp gây ra 59

Hình 2.14 Quá trình thoát nước tăng bền của đất 61

Hình 2.15 Xu hướng tăng bền khi đất thoát nước trong không gian ứng suất chính 61

Hình 2.16 Đường ứng suất của các phần tử đất gần hố đào 62

Hình 3.1 Mặt bằng bố trí hệ thống tường vây và giằng chống trong quá trình thi công đào sâu ụ tàu 10.000 DWT 65

Hình 3.2 Mặt cắt ngang đê vây 66

Hình 3.3 Sơ đồ kết cấu đê vây đầu ụ 72

Hình 3.4 Sơ đồ tính được mô phỏng bằng phần mềm Plaxis 2D 73

Hình 3.5 Chia lưới phần tử hữu hạn 73

Hình 3.6 Mực nước thiết kế 74

Hình 3.7 Giá trị chuyển vị sau khi bóc lớp bùn bên trong đê vây 77

Hình 3.8 Tương quan chuyển vị ngang giữa 3 hàng cừ A,B,C theo độ sâu 78

Hình 3.9 Giá trị chuyển vị sau khi lấp cát vào trong khoang cừ và gia cố bờ sông 78

Hình 3.10 Tương quan chuyển vị ngang giữa 3 hàng cừ A,B,C theo độ sâu 79

Hình 3.11 Giá trị chuyển vị sau khi bơm hút 80

Hình 3.12 Giá trị ứng suất tổng sau bơm hút 80

Hình 3.13 Tương quan chuyển vị ngang giữa 3 hàng cừ A,B,C theo độ sâu 81

Hình 3.14 Số liệu quan trắc chuyển vị ngang tường cừ ngày 17/10/2004 82

Hình 3.15 Số liệu quan trắc chuyển vị ngang tường cừ ngày 20/10/2004 83

Hình 3.16 Số liệu quan trắc chuyển vị ngang tường cừ ngày 21/10/2004 83

Hình 3.17 Số liệu quan trắc chuyển vị ngang tường cừ ngày 22/10/2004 84

Hình 3.18 Giá trị chuyển vị sau khi bơm hút nước đến cao độ -1,0m (không đào bỏ đất trong khoang) 85

Hình 3.19 Giá trị ứng suất tiếp sau bơm hút nước đến cao độ -1,0m 85

Hình 3.20 Tương quan chuyển vị ngang giữa 3 hàng cừ A,B,C theo độ sâu 86

Hình 3.21 Giá trị chuyển vị sau khi bơm cát và gia cường phản áp (không bơm hạ mực nước) 87

Hình 3.22 Giá trị ứng suất tiếp sau quá trình bơm cát và gia cường phản áp (không bơm hạ mực nước) 88

Hình 3.23 Tương quan chuyển vị ngang giữa 3 hàng cừ A,B,C theo độ sâu 89

Hình 3.24 Giá trị chuyển vị sau khi đào cát bên trong đê vây và bơm hạ mực nước trong đê vây để thi công đáy sàn ụ tàu 89

Hình 3.25 Giá trị ứng suất tổng sau đào cát và hút nước bên trong đê vây 90

Hình 3.26 Tương quan chuyển vị ngang giữa 3 hàng cừ A,B,C theo độ sâu 91

Hình 3.27 Giá trị chuyển vị ngang của tường vây sau khi hút bùn trong đê vây 92

Hình 3.28 Giá trị chuyển vị ngang của tường vây sau đắp cát và gia cố phản áp 93

Hình 3.29 Giá trị chuyển vị ngang của tường vây sau bơm hút để thi công ụ tàu 93

Hình 3.30 Giá trị ứng suất tiếp của đất sau quá trình bơm hút 94

Hình 3.31 Kết quả chuyển vị và nội lực tường cừ sau quá trình bơm hút 95

MỞ ĐẦU

Nhìn chung, khu vực bố trí các công trình cảng và hậu cần phụ trợ đều nằm ở khu cực lân cận sông và biển Những nơi ấy, với điều kiện địa chất hầu hết là đất yếu nên thường xảy ra các sự cố trong quá trình thi công Sự mất ổn định của tường vây là nguyên nhân chủ yếu ảnh hưởng đến các sự cố trong quá trình thi công hố móng sâu như công trình cống ngăn, bờ kè trong ụ tàu Yếu tố này luôn luôn được xem xét đặc biệt khi quyết định biện pháp thi công cho một dự án vì nó tiềm ẩn nguy cơ rủi ro lớn cho nhà thầu Trong đó giá trị chuyển vị ngang (tường vây) là một nhân tố quan trọng và gần như có thể đánh giá được tác động của việc thi công đào sâu đến độ ổn định của công trình

Việc nghiên cứu đánh giá khả năng nguyên nhân mất ổn định tường vây trong quá trình thi công hố đào sâu trong đất yếu ở khu vực lân cận sông sẽ cung cấp thêm cho người kỹ sư các kinh nghiệm và đặc điểm nguyên nhân gây mất ổn định trong việc thiết kế và thi công tường vây nhằm đảm bảo an toàn cho việc thi công công và đảm bảo tính kinh tế cho nhà thầu, chủ đầu tư Điều này có ý nghĩa thực tiễn cao trong việc xây dựng cơ sở hạ tầng công trình cảng biển nói riêng và công trình thủy nói chung

Phân tích ổn định tường vây cừ Larsen trong quá trình thi công công trình ven sông với điều kiện tự nhiên và địa chất thực tế

Nhận xét, đánh giá và phân tích nguyên nhân dẫn đến khả năng mất ổn định của công trình Kiến nghị các giải pháp an toàn, kinh tế trong đầu tư

Là tài liệu tham khảo phục vụ cho việc học tập và nghiên cứu về hố đào sâu

Là tài liệu tham khảo để để đánh giá khả năng mất ổn định tường vây trong quá trình thi công trong đất yếu khu vực lân cận sông thông qua chuyển vị ngang của tường vây Là tài liệu tham khảo cho việc tính toán và mô hình hố đào sâu bằng phần mềm Plaxis trong thiết kế cũng như các giá trị tham khảo để đánh giá các tính toán thiết kế

4 PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU

Nghiên cứu về lý thuyết:

Nghiên cứu các phương pháp phân tích ổn định của tường kè dưới tác dụng của tải công trình ven sông theo các tiêu chuẩn trong và ngoài nước

Tính toán bằng phương pháp giải tích

Tính toán mô phỏng bằng phương pháp phần tử hữu hạn:

Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn (Plaxis) để phân tích, đánh giá khả năng ổn định tường vây ven sông và nguyên nhân gây mất ổn định

TỔNG QUAN VỀ BIỆN PHÁP THI CÔNG HỐ ĐÀO KHU VỰC LÂN CẬN SÔNG

CÁC GIẢI PHÁP THI CÔNG HỐ ĐÀO SÂU LÂN CẬN SÔNG

Vùng đồng bằng sông Cửu Long nói chung cũng như thành phố Hồ Chí Minh nói riêng, do đặc điểm địa lý, điều kiện địa chất, địa hình nên phần lớn diện tích đều có sông ngòi và kênh rạch chảy qua Đời sống và hoạt động xã hội của nguời dân gắn liền với sông nước Hơn nữa, đây là khu vục có điều kiện địa chất nền mềm yếu Do đó khi triển khai nghiên cứu xây dụng các công trình ở những vị trí này thì giải pháp công nghệ thi công là một vấn đề đặc biệt quan trọng, nó quyết định đến tính hiệu quả đầu tu của toàn bộ dự án

Đối với các công trình ven sông ở TP Hồ Chí Minh, do lòng sông chủ yếu là nền đất mềm yếu, chịu ảnh huởng của triều cường, nên việc thi công sẽ rất khó khăn nếu không có biện pháp thi công hợp lý, rất dễ gây nên các sự cố công trình hao tổn về mặt tiền bạc và con nguời

Với công nghệ của Việt Nam hiện nay, biện pháp thi công hố đào sâu khu vực ven sông thường áp dụng một số phương án sau:

1.1.1 Giải pháp đê quai ngăn nước

a) Một hàng cừ ; b) Hai hàng cừ; c) Hai hàng cừ có đất chống thấm phía ngoài

1 – Cọc tiêu; 2 – Thanh định hướng cừ; 3 – Bản cừ gỗ; 4 – Chống xiên

Hình 1.1 Đê quai đất kết hợp cừ gỗ

Đây là phương án truyền thống, sử dụng vật liệu địa phương hoặc tận dụng từ nguồn đất đào, đắp thành đê quai cao hơn mực nuớc thi công để ngăn nước vào trong hố đào

Đất đắp đê quai có thể bỏ trong bao tải để giữ đất, và gia cố nền đê quai bằng cừ tràm để tăng ổn định và sức chịu tải của nền đất

Ưu điểm: có thế tận dụng vật liệu địa phương có sẵn, phố biến nên giá thành của giải pháp này rẻ hơn các giải pháp khác

1.1.2 Dùng thùng chụp để làm khô nước trong hố đào

Thùng chụp làm bằng thép tấm, được đóng bao quanh công trình, để ngăn nước vào trong công trình chính

Ưu điểm: Không có khe hở để lọt nước vào trong hố móng, thi công nhanh chóng

Khuyết điểm: Giá thành rất cao, chỉ sử dụng cho công trình có diện tích chiếm dụng nhỏ, như trụ cầu giữa sông, các trụ chống va,

Hình 1.2 Thi công hạ thùng chụp trong thi công đào sâu

Hình 1.3 Hệ thống giằng chống trong thi công đào hố móng

1.1.3 Phương án cọc ván thép

Ngày nay, trong lĩnh vực xây dựng, cọc ván thép (các tên gọi khác là cừ thép, cừ Larsen, cọc bản, thuật ngữ tiếng Anh là Steel Sheet Pile) được sử dụng ngày càng phổ biến Từ các công trình thủy công như cảng, bờ kè, cầu tàu, đê chắn sóng, công trình cải tạo dòng chảy, công trình cầu, đường hầm đến các công trình dân dụng như bãi đậu xe ngầm, tầng hầm nhà nhiều tầng, nhà công nghiệp

Với kết cấu lắp ghép, khung vây cọc ván thép gồm tường cọc ván thép đóng sâu vào đất nền, chân khung vây là lớp bịt đáy phản áp và đồng thời tạo thành lớp chống trong cho khung vây, áp lực tác dụng lên khung vây tự cân bằng với nhau thông qua hệ đai khung chống trong đảm bảo độ tin cậy cao, chủ động về điều kiện thi công kể cả khi mưa gió Cọc ván thép được sử dụng lần đầu tiên vào năm 1908 tại Mỹ trong dự án Black Rock Harbour Trước đó người Ý đã sử dụng tường cọc bản bằng gỗ để làm tường vây khi thi công móng mố trụ cầu trong nước Bên cạnh gỗ và thép, cọc bản cũng có thể được chế tạo từ nhôm, nhựa, từ bê tông ứng lực trước Tuy nhiên với những ưu điểm vượt trội, cọc ván thép vẫn chiếm tỉ lệ cao trong nhu cầu sử dụng

Việc thi công khung vây triển khai bằng thiết bị búa rung, ép mặc dù không quá phức tạp và đòi hỏi kỹ thuật cao nhưng phải tuân thủ chặt chẽ các bước kỹ thuật thi công

Trình tự thi công kết cấu công trình trong khung vây cọc ván thép : - Đóng cọc ván thép trong phạm vi công trình;

- Hạ khung chống trong, giằng và định vị hệ khung chống; - Nạo vét hố móng bên trong khung vây;

- Đổ bê tông bịt đáy;

- Bơm nước ra khỏi phạm vi khung vây; - Thi công các cấu kiện công trình trong khô

Trong điều kiện các công trình có cột nước sâu, phạm vi thi công lớn, đòi hỏi khung vây phải rộng, để đảm bảo tính ổn định và tăng khả năng chịu lực cho khung vây có thể sử dụng kết hợp giữa cọc ván thép và cọc ống thép Trong trường hợp này tùy thuộc vào việc tính toán kết cấu mà bố trí khoảng cách và số lượng các cọc ống thép cho phù hợp

Hình 1.4 Thi công cọc ván thép khu vực ngập nước

Cho đến nay cọc ván thép được sản xuất với nhiều hình dạng, kích thước khác nhau với các đặc tính về khả năng chịu lực ngày càng được cải thiện Ngoài cọc ván thép có mặt cắt ngang dạng chữ U, Z thông thường còn cố loại mặt cắt ngang Omega (Ω), dạng tấm phẳng cho các kết cấu tường chắn tròn khép kín, dạng hộp (box pile) được cấu thành bởi 2 cọc U hoặc 4 cọc Z hàn với nhau

Hình 1.5 Các loại cọc ván thép chữ Z, U, 

Hình 1.6 Hình dạng các loại cừ thép đơn

Cừ phẳng : có mô men kháng uốn không lớn, chế tạo dài 8÷12m Thường được sử dụng chủ yếu cho các kết cấu ngăn ô, hoặc hình cánh quạt với chiều cao tự do 2÷3m (không neo) và 4÷5m (có neo), loại cừ này có ký hiệu SP-l hoặc AS Nếu ứng suất cho phép là 1.6×105kN/m2, có thể chịu được mô men uốn là 25kNm

Cừ hình máng, ký hiệu SP-2, PU, AU, GU có chiều dàí 8÷22m, thường dùng cho các công trình chống thấm (đê quai, móng đập) Cùng với ứng suất cho phép trên, mô men uốn của lm chiều dài có khả năng chịu được 45,5KNm

Cừ chữ Z chế tạo dài 8÷25m, ứng dụng chủ yếu cho các công trình bến liền bờ Cừ chữ Z có các ký hiệu SK, SD, AZ, mô men uốn cho phép khá lớn khoảng 252÷503KNm

Cừ chữ H có thể chế tạo dài dài tời 35m, loại cừ này có module chống uốn tiết diện rất lớn, thường được cừ kết hợp với các cây cừ trung gian AZ, mô men uốn cho phép đạt tới 5960KNm, loại cừ này được dùng cho cảc công trình cảng lớn, cảng nước sâu

Cừ Larsen có chiều dài 5÷22m với liên kết móc chắc chắn, tạo ra mô men kháng uốn lớn Hiện nay thường chế tạo 4 loại cừ Larsen: IV, V, VI, VII, mô men uốn cho phép có thể đạt tới 800KNm

Cừ tổ hợp, được móc nối từ cừ cơ bản đề tăng gấp 2÷3 lần mô men kháng so với tường bến chỉ cấu tạo từ một loại cừ theo kiểu móc nối thông thường Sáng kiến này đã và đang được cảc nước Tây Âu, Nhật, Bắc Mỹ khai thảc triệt để cho các cảng nước sâu và các công trình biền khác

Hình 1.7 Hình dạng một sổ loại cừ tổ hợp

Tường cừ thép hiện nay được sử dụng nhiều trên thế giới vì chung có những ưu điểm nổi bật sau :

 Tính đàn dẻo lớn;

 Tính công nghiệp lắp ghép cao;

 Tuổi thọ công trình nếu được bảo dưỡng tốt thì không thua kém gì bê tông cốt thép;  Xây dựng được cả bến nước sâu và các bến cảng xa đất liền

Tuy nhiên nỏ lại tồn tại những khuyết điểm sau:

 Thép là vật liệu đắt tiền nhất trong các loại vật liệu xây dựng;  Thép luôn bị ăn mòn trong môi trường nước biển;

 Lệ thuộc vào công nghệ chế tạo thép

Tùy theo mức độ tải trọng tác dụng mà tường chắn cố thể chỉ dùng cọc ván thép hoặc kết hợp sử dụng cọc ván thép vởi cọc ống thép (Steel pipe pile) hoặc cọc thép hình H (King pile) nhằm tăng khả năng chịu mômen uốn

Về kích thước, cọc ván thép có bề rộng bản thay đổi từ 400mm đến 750mm Sử dụng cọc cố bề rộng bản lớn thường đem lại hiệu quả kinh tế hơn so với cọc có bề rộng bản nhỏ vì cần ít số lượng cọc hơn nếu tính trên cùng một độ dài tường chắn Hơn nữa, việc giảm số cọc sử dụng cũng có nghĩa là tiết kiệm thời gian và chi phí cho khâu hạ cọc, đồng thời làm giảm lượng nước ngầm chảy qua các rãnh khóa của cọc

Chiều dài cọc ván thép có thể được chế tạo lên đến 30m tại xưởng, tuy nhiên chiều dài thục tế của cọc thường được quyết định bởi điều kiện vận chuyển (thông thường từ 9m đến 15m), riêng cọc dạng hộp gia công ngay tại công trường có thể lên đến 72m

Việc ứng dụng khung vây để thi công các công trình ven sông ở TP Hồ Chí Minh ngoài vấn đề kỹ thuật thì kết cấu tường vây mỏng nên tạo được mặt bằng thông thoáng, đảm bảo môi trường dòng chảy, ít ảnh hưởng tới giao thông thủy

Từ các phân tích trên, việc sử dụng cọc ván thép là một trong những phương pháp tối ưu và được sử dụng rất phổ biến Trong phạm vi đề tài này, chỉ nghiên cứu về phương án này

MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU ĐÁNH GIÁ ỔN ĐỊNH HỐ ĐÀO SÂU

Các hiện tượng phá hoại trong quá trình thi công trong thi công hố đào sâu gây thiệt hại đặc biệt cho con người và tài sản cũng như làm chậm tiến độ của dự án Phạm vi ảnh hưởng của chúng thường rất lớn, từ việc gây ra chuyển dịch nền lớn đến gây hư hại các công trình lân cận Do đó công tác phân tích ổn định của hố đào sâu trong giai đoạn thi công để tránh các sự cố liên quan đến mất ổn định là yếu tố cực kỳ quan trọng

Sự phá huỷ hố đào có thể xảy ra do ứng suất trong hệ chống vượt quá sức chịu của nó hay momen trong tường chắn vượt quá moment giới hạn Đây là các dạng phá hoại về khả năng chịu lực của kết cấu chắn tạm

Ngoài ra sự phá huỷ cũng có thể xảy ra do ứng suất cắt trong đất vượt quá khả năng chịu cắt của đất Phương pháp phân tích là xem xét đất đền có chịu được ứng suất phát sinh trong đất trong quá trình thi công hố đào hay không, phương pháp này được gọi là phân tích ổn định hố đào Đây cũng là vần đề chính được đề cập trong chương này

Phân tích các dạng mất ổn định hố đào bao gồm: Mất ổn định do phá huỷ cắt tổng thể, mất ổn định do cát chảy và đẩy trồi hố móng Phân tích phá huỷ cắt tổng thể được chia làm phân tích push-in và phá huỷ trồi nền Ngoài ra đất nền còn có thể mất ổn định do hiện tượng xói ngầm khi hạ mực nước ngầm trong đất cát, do chất lượng thi công tường vây không đảm bảo tường vây bị khuyết tật bị thủng

Hình 1.8 Một số cơ chế phá hoại do mất ổn định tổng thể

1.2.1 Phương pháp phân tích push-in

Có 2 phương pháp phân tích cho push-in: phương pháp tường chắn đất tự do và phương

pháp tường chắn đất cố định tại một điểm Trên Hình 1.9a phương pháp tường chắn tự do

giả sử rằng phần tường chắn chôn trong đất được tự do di chuyển dưới tác dụng của tải ngang Vì vậy, áp lực đất tác dụng vào tường chắn lúc đạt trạng thái giới hạn như Hình 1.9b

Hình 1.9 Phương pháp chống đỡ đầu tự do: (a) Biến dạng của tường chắn và (b) Sự phân bố áp lực đất

Phương pháp tường chắn đất cố định tại một điểm giả sử phần tường bên dưới đáy hố đào cố định và xoay tự do tại 1 điểm như Hình 1.10a Vì vậy, áp lực đất tác dụng vào tường chắn lúc đạt trạng thái giới hạn như Hình 1.10b

Hình 1.10 Phương pháp chống đỡ cố định (a) Biến dạng của tường chắn và (b) Sự phân bố áp lực đất

Phương pháp này không thể dùng cho tường chắn consol Phương pháp này được áp dụng cho tường chắn có hệ giằng, lực tác dụng vào tường sẽ gồm áp lực đất chủ động, áp lực đất bị động và lực của hệ giằng, nên tường có thể đạt đến trạng thái cân bằng Tuy nhiên, nếu dùng phương pháp tường chắn đất ngàm, chiều sâu đào của tường chắn sẽ rất lớn

Phương pháp tường chắn đất tự do thường được sử dụng hơn Như trong Hình 1.11a áp lực đất vào bên ngoài và bên trong tường chắn đất trong hố đào có hệ giằng chống sẽ đạt đến áp lực đất chủ động và áp lực đất bị động Xem phần tường bên dưới hệ giằng chống thấp nhất như 1 thanh tự do và thực hiện cân bằng lực (như Hình 1.11b), ta tính được hệ số an toàn:

P LMM

Pp - Tổng áp lực đất bị động tác dụng lên tường chắn; Lp - Khoảng cách từ tầng chống thấp nhất đến điểm đặt Pp

Hình 1.11 Phân tích push-in bằng phương pháp ứng suất tổng: (a) Sự phân bố tổng áp lực đất và (b) Lực cân bằng của tường chắn như một cơ chế tự do

Công thức (1-1) được gọi là phương pháp áp lực tổng JSA (1988) và TGS (2001) đề nghịb

F >1,5 Tuy nhiên, khi giả sử Ms = 0,F >1,2 Công thức (1-1) có thể được sử dụng cho bcả tính hệ số an toàn của push-in và chiều sâu của tường chắn với hệ số an toàn cho trước Một vài kỹ sư chọn Fb = 1 và dùng công thức (1-1) để tính chiều sâu sơ bộ của tường chắn và thêm một đoạn từ 20-40% để được chiều sâu đào thiết kế Phương pháp này là hệ số an toàn chiều sâu đào, như đã được trình bày trong phần trên

1.2.2 Phương pháp phân tích theo phá hoại trồi nền

Trọng lượng đất bên trên cao trình đáy hố đào (mặt abc) được xem như là tải gây ra phá huỷ hố đào Giả sử mặt phá huỷ do trọng lượng khối đất có bề rộng cắt qua mặt phẳng abc là B1 như Hình 1.12a ta tìm được sức chịu tải giới hạn cho bề rộng B1 theo phương pháp sức chịu tải Terzaghi có kể đến sức chống cắt của đất dọc theo cạnh bd Tỷ số giữa tải giới hạn và trọng lượng đất trong khối đất có bề rộng B1 là hệ số an toàn cho mặt phá huỷ Kế đến, tăng giá trị B1 (dẫn đến tăng kích thước mặt trượt) và tìm hệ số an toàn tương ứng cho đến khi mặt trượt bao hết mặt đáy hố đào (B1B/ 2 ), như Hình 1.12b và Hình 1.12c Vì trọng lượng của dãy đất có bề rộng B1 ở mỗi bên của hố đào đều có khả năng gây ra phá huỷ, nên biểu đồ để tính toán hệ số an toàn sẽ được thể hiện trong Hình 1.12d Theo nguyên tắc, hệ số an toàn trong Hình 1.12c và 1.12d là như nhau

Hình 1.12 Phương pháp sức chịu tải kiểm tra trồi nền

Terzaghi (1943) chọn mặt phá hủy có B1B/ 2 là mặt phá huỷ nguy hiểm nhất và dùng hệ số an toàn của nó để tính cho bài toán mất ổn định do trồi nền Theo lý thuyết sức chịu tải Terzaghi, khả năng chịu tải của đất sét bão hoà dưới mặt phẳng ab là Pmax = 5,7Su Khi trọng lượng đất bên trên mặt phẳng ab lớn sức chịu tải của đất bên dưới, hố đào sẽ bị sụp đổ Mặt khác, mặt phá huỷ sẽ bị hạn chế bởi lớp đất cứng Đặt D là khoảng cách giữa mặt đáy hố đào và lớp đất cứng Phương pháp Terzaghim được xét trong 2 trường hợp:

 Trường hợp 1: DB/ 2

Như trong Hình 1.13, mặt trượt không bị hạn chế bởi tầng đất cứng Giả sử trọng lượng đất là γ Trọng lượng đất (bao gồm phụ tải bên trên qs) của dãy bề rộng B1 lên mặt phẳng ab bằng:

Từ Hình 1.15b., giả sử tường chắn ngàm không quá sâu, thì việc tính hệ số an toàn lúc này vẫn theo công thức (1-4) và (1-5) Điều cần bàn ở đây là giá trị hệ số an toàn mất ổn định do trồi nền không kể đến sự có mặt của tường chắn trong các công thức này, tuy nhiên, tường chắn với độ cứng lớn sẽ có khả năng hạn chế mất ổn định do trồi nền Vì vậy, hệ số an toàn thực tế sẽ cao hơn tính toán từ công thức (1-4) và (1-5), nhưng hiện tại vẫn chưa có phương pháp phù hợp để ước tính ảnh hưởng này

Hình 1.15 Mối liên hệ giữa chiều sâu ngàm tường vây và sự phá hoại bề mặt: (a) Chiều sâu ngàm lớn và (b) Chiều sâu ngàm nhỏ

Phương pháp sức chịu tải hay phương pháp Terzaghi chỉ phù hợp cho hố đào nông (shallow excavation) – khi bề rộng hố đào B lớn hơn chiều sâu hố đào He Với hố đào sâu, B < He, phương pháp sức chịu tải hay phương pháp Terzaghi sẽ không cho kết quả hợp lý bởi phương pháp này giả sử mặt trượt mở rộng lên đến mặt đất và sức chống cắt của đất sét hoàn toàn được huy động trên toàn bộ mặt trượt, cả 2 điều này thì không chắc sẽ đúng đối với hố đào sâu

Phương pháp sức chịu tải âm xem ứng xử dỡ tải gây ra bởi việc thi công hố đào tương tự như việc nền chịu một tải hướng lên và mặt phá huỷ của hố đào thì giống với dạng phá huỷ của móng sâu (deep foundation) Sử dụng công thức sức chịu tải giới hạn của móng sâu có thể xác định được áp lực dỡ tải giới hạn trong khi dỡ tải Hệ số an toàn lúc này là tỷ số giữa áp lực dỡ tải giới hạn với áp lực dỡ tải thực tế Như trong Hình 1.16., giả sử nhiều mặt phá huỷ để phân tích (với giá trị B1 khác nhau) và tìm ra hệ số an toàn tương ứng với các mặt phá huỷ đó, hệ số an toàn nhỏ nhất trong các hệ số an toàn đó sẽ được chọn là hệ số an toàn cho tính toán mất ổn định hố đào do trồi nền

Hình 1.16 Phân tích khả năng mất ổn định cơ bản bằng phương pháp sức chịu tải âm: (a) a√2B1 bề rộng mặt phá hoại , (b) √2B1 bề rộng mặt phá hoại và (c) mặt phá hoại bao phủ toàn bộ đáy hố đào

Hình 1.17 Đồ thị tra hệ số chống trượt Nc theo Skempton

Giả sử mặt phá huỷ có bán kính cong bằng B/ 2 là mặt nguy hiểm nhất và chọn hệ số an toàn tương ứng vơi mặt này để tính toán, như Hình 1.16c Hệ số an toàn lúc này tính như sau:

N sF



Với qs là phụ tải tác dụng lên mặt đất, và Nc là hệ số sức chịu tải của Skempton như trong Hình 1.17

Bởi vì Nc kể đến ảnh hưởng của chiều sâu đào và kích thước hố đào nên công thức (1-6) có khả năng áp dụng cho cả hố đào nông và hố đào sâu, cũng như hố đào hình vuông Theo nghiên cứu của Reddy và Srinivasan (1967), NAVFAC DM 7.2 (1982) đã hiệu chỉnh phương pháp của Bjerrum-Eide để áp dụng cho thi công hố đào ở nơi có lớp đứng cứng bên dưới mặt đáy hố đào hoặc có 2 lớp đất Như Hình 1.18, phương pháp Bjerrum-Eide mở rộng được thể hiện như sau:

uc sdsb

es Nf fF

fd - Hệ số hiệu chỉnh độ sâu, tra từ đồ thị trong Hình 1.18c,

fs - Hệ số hiệu chỉnh hình dạng, có thể được tính từ công thức sau:

1 0.2

Với B là bề rộng hố đào, L là chiều dài hố đào

Giống như phương pháp Terzaghi, khi có lớp đất cứng bên dưới, mặt đáy hố đào, mặt phá hủy theo phương pháp Bjerrum-Eide và phương pháp Bjerrum-Eide mở rộng đều bị hạn chế bởi lớp đất cứng Lớp đất cứng ở đây có thể là đất sét cứng, cát hay cuội sỏi Để thực hiện phân tích ổn định cho trồi nền, có thể sử dụng công thức (1-7), với Nc,s được tra từ đồ thị Hình 1.18a hoặc Hình 1.18b Trong đó, đồ thị 1.18b là bản đơn giản của các nghiên cứu trước với giả thuyết mặt trong phá huỷ sẽ tiếp xúc với lớp đất bên dưới khi su2/su1 rất lớn

Nếu tường chắn đủ sâu, phương pháp Bjerrum-Eide tính hệ số an toàn tương tự như phương pháp Terzaghi Tức là mặt phá huỷ sẽ được tạo ra sâu hơn, giống như trong Hình 1.18a Trong trường hợp này công thức (1-7) vẫn có thể tính được hệ số an toàn với sức chịu tải của đất lúc này giảm đi không nhiều Với Hp không quá lớn, việc tính toán hệ số an toàn có thể theo công thức (1-6) hoặc (1-7) Ở đây, việc tính toán vẫn bỏ qua ảnh hưởng của tường chắn

Phương pháp sức chịu tải âm hoặc phương pháp Bjerrum-Eide có kể đến ảnh hưởng của hình dạng, bề rộng và chiều sâu hố đào Vì vậy, phương pháp có thể áp dụng cho các hố đào có hình dạng khác nhau, cho hố đào cạn cũng như hố đào sâu

Đối với hầu hết các hố đào, hệ số an toàn theo phương pháp Bjerrum và Eide Fp nên lớn hơn 1,2 (theo JSA, 1998)

Hình 1.18 Phương pháp Bjerrum và Eide’s mở rộng: (a) Nc,s khi cung tròn mặt phá hoại vượt qua 2 lớp đất, (b) Nc,s khi cung tròn mặt phá hoại tiếp xúc mặt trên của lớp đất bên

dưới và (c) fd được hiệu chỉnh bề rộng (NAVFAC DM7.2, 1982; Reddy Srinivasan, 1967)

c) Phương pháp cung trượt tròn (Slip circle method):

Phương pháp xem toàn bộ mặt phá huỷ là một cung tròn có tâm, bán kính và tính toán nhiều mặt phá huỷ khác nhau để tìm ra mặt có hệ số an toàn nhỏ nhất làm mặt nguy hiểm nhất Tâm cung tròn trong phương pháp trượt cung tròn có thể đặt tại tầng chống thấp nhất, mặt đáy hố đào, v.v và không có một điểm cố định, ví dụ như điểm A, B, O như Hình 1.19 Phương pháp cung tròn không có một tâm cung tròn cố định, mà sẽ thử qua nhiều cung tròn với tâm và bán kính khác nhau để chọn ra cung tròn có hệ số an toàn nhỏ nhất Theo lý thuyết, cung tròn có hệ số an toàn nhỏ nhất sẽ là cung tròn nguy hiểm nhất Tuy nhiên, việc tính toán trên nhiều cung tròn khác nhau để tìm hệ số an toàn tương ứng thì gây ra nhiều khó khăn trong tính toán Theo những kết quả phân tích, hệ số an toàn ứng với

cung tròn có tâm đặt tại tầng chống thấp nhất (điểm O) thì nhỏ hơn cung tròn có tâm tại đáy hố đào (điểm B) và gần với hệ số an toàn tại lúc xảy ra phá huỷ (theo Liu et al., 1997) Vì vậy, cung tròn có tâm đặt tại tầng chống thấp nhất thường được sử dụng cho việc tính toán, phân tích

Hình 1.19 Vị trí của tâm cung trượt tròn theo phương pháp cung trượt tròn

Giả sử mặt phá huỷ do đẩy trồi là tổ hợp của cung tròn có tâm tại tầng chống thấp nhất và mặt phẳng đứng nằm trên tầng chống này, như Hình 1.20a Không kể đến sức chống cắt của mặt phẳng đứng (đường bc trong Hình 1.20a), xem tường chắn như một thanh tự do, như Hình 1.20b Nếu ta xem trọng lượng đất phía sau tường, bên trên cao độ đáy hố đào là lực huy động và sức chống cắt dọc theo mặt phá huỷ là lực kháng lại, thì hệ số an toàn do đẩy trồi lúc này là tỷ số giữa momen kháng với momen huy động tại điểm qua tầng chống thấp nhất

/ 20

Ms - Moment cho phép trong tường chắn;

Su - Sức kháng cắt không thoát nước của đất sét; X - Bán kính của cung tròn phá huỷ;

W - Tổng trọng lượng đất phía trước mặt phá huỷ và bên trên mặt đáy hố đào, bao gồm cả phụ tải đặt trên mặt đất

Công thức (1-9) thường được sử dụng Mặt phá hoại thật sự của phương pháp này không thể dựng lên được Tuy nhiên, TGS (2001) và JSA (1988) đã áp dụng phương pháp này cho tiêu chuẩn thiết kế của mình Cả 2 đều cho Ms = 0 và đề xuất hệ số an toàn cho trồi nền nên lớn hơn hoặc bằng 1,2 Theo kinh nghiệm thiết kế ở một số nước, giá trị tính được thì khá hợp lý Thật vậy, moment uốn cho phép của tường chắn thấp hơn nhiều so với moment kháng tạo bởi sức chống cắt của đất Do đó, để đơn giản tính toán, ta thường cho Ms = 0

Trong phân tích, nên thử nhiều bán kính khác nhau và tìm ra cung trượt có hệ số an toàn nhỏ nhất làm cung trượt nguy hiểm nhất, hệ số an toàn này cũng là hệ số an toàn cho trồi nền Thực tế, mặt phá huỷ không thể cắt qua tường chắn Vì vậy, với đất có sức chống cắt không đổi hay tăng theo chiều sâu, cung tròn qua chân tường chắn sẽ là cung tròn tới hạn với hệ số an toàn nhỏ nhất Vì vậy, sẽ hợp lý nếu chọn s là khoảng cách giữa tầng chống thấp nhất với mặt đáy hố đào và Hp là chiều dài đoạn tường chắn bên dưới đáy hố đào

Công thức (1-9) vì vậy được chọn để tính toán chiều dài tường chắn Tuy nhiên, nếu có lớp

đất mềm bên dưới chân tường, cung tròn qua chân tường chắn không chắc sẽ là cung tròn tới hạn, với hệ số an toàn nhỏ nhất Nên cần thiết phải thử các cung tròn với các giá trị khác nhau của X để tìm ra cung tròn tới hạn với hệ số an toàn nhỏ nhất, như trong Hình 1.20

Hình 1.20 Phân tích cơ sở trượt nền bằng phương pháp cung trượt tròn: (a) Mặt trượt và (b) Lực tác động lên đầu tự do

thể hiện trong Hình 1.23., hệ số an toàn chống lại đẩy trồi là:

ti iup

Trong đó : Fup - Hệ số an toàn chống lại đẩy trồi;

γti - Trọng lượng riêng của mỗi lớp phía trên đáy của lớp đất không thấm; hi - Độ dày của mỗi lớp đất phía trên đáy của lớp đất không thấm;

Hw - Cột áp lực nước trong lớp đất thấm; γw - Trọng lượng riêng của nước ngầm

Hệ số an toàn chống lại đẩy trồi nên lớn hơn hoặc bằng 1,2 Để đảm bảo an toàn thi công

đào đất, những khả năng về sự xuất hiện đẩy trồi theo từng giai đoạn đào đất phải được kiểm tra

Hình 1.23 Cơ chế phát sinh đẩy trồi hố móng

1.2.4 Phương pháp tính chống trồi đáy hố đào sâu khi đồng thời xem xét cả c và φ

Trong nhiều công thức tính toán ổn định chống trồi khi kiểm tra hệ số an toàn chống trồi, chỉ đưa ra công thức thuần đất sét (φ = 0) hoặc thuần đất cát (c = 0), rất ít khi đồng thời xem xét cả φ và c Hiển nhiên là với loại đất sét bình thường, thì cường độ chịu cắt của khối đất phải bao gồm cả nhân tố c và φ

Uông Bỉnh Giáp ở Đại học Đồng Tế tham khảo công thức khả năng chịu lực của nền đất của Prandtl và Terzaghi và xem mặt phẳng ở đáy tường là mặt chuẩn để tìm khả năng chịu lực giới hạn thì hình dạng của đường trượt như Hình 1.24 Kiến nghị dùng công thức sau đây để kiểm tra tính ổn định chống trồi của đáy hố đào, nhờ đó tìm được độ chôn sâu của thân tường

Hình 1.24 Sơ đồ tính toán chống trồi khi xét đồng thời c và φ

γ DN + cNK =

Trong đó: D – Độ sâu chôn của thân tường; H – Độ đào sâu của hố móng; q – Tải phân bố trên bề mặt;

γ1 – Trị bình quân của trọng lượng riêng tự nhiên của các lớp đất ở phía ngoài hố kể từ mặt đất đến đáy tường;

γ2 – Trị bình quân của trọng lượng riêng tự nhiên của các lớp đất ở phía trong hố kể từ mặt đào cho đến đáy tường;

Nq, Nc – Hệ số tính toán khả năng chịu lực giới hạn của đất Trong Công thức Prandtl, Nq, Nc được tính như sau:

tan 45211



Nếu sử dụng công thức Terzaghi thì:

cos 45211

(1-13)

Khi dùng phương pháp này để kiểm tra hệ số an toàn chống trồi, do không kể đến tác dụng chống trồi lên của cường độ chịu cắt trên mặt A’B’ trên Hình 1.25, nên hệ số an toàn KLcó thể lấy thấp một chút, thường có thể lấy KL ≥ 1,2 – 1,3

Phần tử số trong công thức (1-13) không kể đến γBNr/2 trong công thức tính khả năng chịu lực giới hạn Terzaghi, đó là vì việc xác định độ rộng B là vô cùng khó khăn, khi không kể đến bộ phận này thì công thức giản đơn hơn và thiên về an toàn

Hình 1.25 trình bày các loại đường cong D/H – KL với các giá trị c, φ khác nhau Từ Hình 1.25, có thể thấy rằng:

1 Đối với cùng một loại điều kiện đất nền khi áp dụng cùng một hệ số an toàn chống trồi KL như nhau thì đi đôi với việc tăng độ sâu hố đào, trị D/H cần thiết cũng phải tăng lớn hơn;

2 Khi độ sâu hố đào giống nhau mà tỉ số D/H cũng giống nhau thì khi đất nền càng kém, hệ số an toàn KL sẽ càng nhỏ Kết luận như vậy là hợp lý Do đó loại phương pháp kiểm tra chống trồi này trên căn bản là phù hợp với các loại điều kiện đất nền

Hình 1.25 Quan hệ KL – D/H khi đồng thời kể đến cả c và φ

a) Đường cong KL – D/H ở điều kiện đất nền khác nhau (độ sâu hố đào đều là 10m);

nhau

Điều kiện đất nền trong hình là:

(1), (2), (7), (8): c = 13,0 kN/m2, φ = 8,0o, γ =17,6 kN/m3(3): c = 10,0 kN/m2, φ = 10,0o, γ = 17,8 kN/m3

(4): c = 12,0kN/m2, φ = 15,0o, γ = 18,0 kN/m3(5): c = 16,0 kN/m2, φ = 20,0o, γ = 18,0 kN/m3 (6): c = 5,0 kN/m2, φ = 30,0o, γ = 18,0 kN/m3

1.2.5 Phương pháp tính ổn định chống trồi đáy hố đào theo Goh (1994)

Ưu việt và hạn chế của phương pháp Goh (Hình 1.24) so với các phương pháp vừa nêu trên đây gồm có:

- Thích hợp áp dụng cho hố móng có một chiều dài lớn hơn nhiều so với chiều kia (L

B);

- Cho hố móng rộng (B/H > 1);

- Lực dính của đất không đổi (cu = const);

- Không chắc chắn sử dụng cu nào nếu cu tăng theo độ sâu; - Kể được hiệu ứng độ chôn sâu của tường (D);

- Kể được hiệu ứng độ dày của lớp đất sét (T); - Kể được hiệu ứng độ cứng của tường (EI);

- Không kể được ảnh hưởng hình dạng hố móng (L/B);

- Độ tin cậy khi tường chôn hết (D/T = 1) là không chắc chắn;

- Không kể được sự trượt dọc theo tường phía trong hố đào

Dựa vào những yếu tố trên, Goh đưa ra công thức tính ổn định chống trồi đáy hố đào như sau:

tdwc N