Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Ảnh hưởng của quá trình thi công hố đào sâu lên hệ móng cọc công trình lân cận

− So sánh kết quả của phương pháp bán thực nghiệm và kết quả của chương trình phân tích địa kỹ thuật để có thể đưa ra dự đoán phản ứng của cọc đơn và một nhóm cọc dưới tác động của biến

Bối cảnh hiện tại

Trong bối cảnh hiện nay, để đáp ứng sự phát triển về kinh tế - xã hội thì cơ sở hạ tầng và các khu đô thị ngày càng phát triển Bên cạnh đó, sự phát triển của công nghệ xây dựng không những cho phép tận dụng không gian bên trên mà còn cho phép khai thác không gian ngầm bên dưới Đặc biệt đối với Việt Nam, chúng ta cảm nhận được sự phát triển đó một cách rõ rệt qua từng thời kỳ Bắt đầu vào những thập niên đầu thế kỷ 20, việc tận dụng không gian bên trên, cụ thể Tp.HCM đã xuất hiện một số chung cư cao tầng và có hoặc không có tầng bán hầm (vd: chung cư 18 tầng Miếu Nổi, chung cư 13&15 tầng D5 khu Văn Thánh Bắc Bình Thạnh, ), tiếp theo đó là việc khai thác không gian ngầm bên dưới, các cao ốc chung cư có từ 2 tầng hầm trở lên (vd : Cao ốc Bảo Gia – Lê Đại Hành, cao ốc The Everich I – Lê Đại hành, cao ốc Vincom ) và đến nay Tp.HCM chuẩn bị có các công trình ngầm phục vụ công cộng (vd : dự án Metro tàu điện ngầm, bãi đậu xe 5 tầng hầm công viên Lê Văn Tám, ) Bản thân sự phát triển đó lại làm phát sinh thêm những hạn chế mới trong công việc thiết kế các công trình trong hoàn cảnh mới trên Mà một trong những hạn chế của công việc thiết kế đó là tránh không làm ảnh hưởng đến các công trình lân cận

Các vấn đề chính cần quan tâm đến đối với một hố đào sâu :

• Thiết kế hệ chống đỡ tạm thời hay lâu dài phải đáp ứng những yêu cầu an toàn

• Mức độ ảnh hưởng của biến dạng đất nền xung quanh đến các công trình lân cận và cụ thể là cọc hoặc hệ cọc hiện hữu của công trình lân cận

Giải pháp thiết kế hố đào sâu truyền thống như đề nghị bởi Peck (1969), Clough and O’Rourke (1990) và giải pháp đánh giá ảnh hưởng biến dạng đất nền xung quanh lên cọc hoặc hệ cọc hiện hữu công trình lân cận như đề nghị của Poulos and Chen (1996), Chow and Yong (1996) thường dựa trên kiến thức thực nghiệm hoặc bán thực nghiệm Tuy nhiên, nếu chiều sâu hố đào vượt quá giới hạn thiết kế thông thường hay trong những điều kiện địa chất phức tạp, công nghệ xây dựng hiện đại theo những trình tự thi công khác nhau thì những phương pháp dự đoán áp lực đất bên ngoài và biến dạng đất nền xung quanh trở nên khó kiểm soát về mặt kết quả

Tất nhiên cũng đã có nhiều nghiên cứu khác dành cho những vấn đề phức tạp nhưng những phân tích này chỉ giải quyết cho một hoặc một phần của vấn đề Điều đó dẫn đến khó có thể giải quyết bài toán về mặt ổn định tổng thể cũng như biến dạng nền đất xung quanh hay những ảnh hưởng tác động lên kết cấu công trình lân cận

Hiện nay, giải pháp để giải quyết sự khó khăn liên quan đến hố đào sâu và biến dạng đất nền xung quanh là giải pháp phương pháp phần tử hữu hạn (FE-method), vì nó có khả năng giúp mô phỏng bài toán tùy theo thông số đầu vào và cung cấp một kết quả hợp lý so với các nghiên cứu, thí nghiệm thực tế Tuy nhiên, công cụ này vẫn còn hiếm khi sử dụng và khi sử dụng thì kỹ năng và sự am hiểu thường bị giới hạn

Trong phương pháp phần tử hữu hạn dành cho địa kỹ thuật xây dựng, việc mô phỏng một mô hình đất có các ứng xử đầy đủ và chính xác là vô cùng quan trọng

Sự phát triển của địa kỹ thuật xây dựng đã cho ra đời nhiều mô hình cơ bản có các ứng xử khác nhau, ví dụ như mô hình đàn hồi dẻo thuần túy, mô hình hyperbolic, v.v Bên cạnh đó cũng tùy theo điều kiện bài toán mà chúng ta có thể chọn một mô hình cơ bản phù hợp Việc lựa chọn một mô hình cơ bản phù hợp là cốt yếu trong việc bảo đảm sự an toàn và một thiết kế kinh tế

Các chương trình tính toán địa kỹ thuật hiện nay đều có thể mô phỏng một mô hình cơ bản của đất như FLAC, PLAXIS, CRISP và ABAQUS Tùy mỗi chương trình hoặc mỗi yêu cầu của mô hình cơ bản mà các thông số đầu vào nhận được từ những thí nghiệm khác nhau PLAXIS, một trong những phần mềm phổ biến, có giao diện thân thiện, thông số đầu vào cho bài toán đơn giản như thí nghiệm nén cố kết, thí nghiệm ba trục nên được tác giả sử dụng để tính toán, nghiên cứu phân tích kết quả cho đề tài này.

Sự cần thiết của nghiên cứu

Như phần giới thiệu ở trên, hiện nay trên thế giới đã có rất nhiều nghiên cứu về sự ảnh hưởng cũng như mức độ ảnh hưởng của biến dạng đất nền xung quanh đến công trình lân cận do hố đào sâu gây ra Cụ thể hơn là ảnh hưởng của quá trình thi công hố đào sâu lên hệ móng cọc công trình lân cận Finno (1991) đưa ra một ví dụ thú vị về vấn đề này Báo cáo của ông về ứng xử của một nhóm cọc nằm liền kề với một hố đào sâu 15m, hình 1.1

Hình 1.1 Mặt cắt hố đào (Finno, 1991) Địa chất xung quanh hố đào chủ yếu bao gồm đất đắp phù sa, đất cát phù sa (Hình 1.1) Đài móng bao gồm các nhóm cọc dài 21m là những cọc không cốt thép hoặc có cốt thép với đường kính nhỏ và số lượng ít.Cấu tạo thành hố đào là tường cừ ván thép (sheet-pile wall) được neo giữ tạm bằng một hệ thống neo Hệ thống neo được bố trí tầm khoảng 0.6m dọc theo chiều sâu tường cừ Kết quả thực tế cho thấy sau một thời gian nhất định, các biến dạng ngang của tường cừ và biến dạng của các cột chính trên đài cọc xuất hiện rõ rệt, cá biệt có một số cọc trong đài móng có chuyển vị ngang lên đến 7.6cm (hình 1.2)

Hình 1.2 Chuyển vị của tường chắn hố đào và cọc công trình hiện hữu (Finno,1991)

Kết quả biến dạng chuyển vị trên có giá trị gấp 2 lần so với dự kiến đối với một hố đào trong điều kiện tương tự Vì vậy, các chuyên gia bắt đầu quan tâm đến những nguyên nhân gây nứt và gây tổn hại cho cọc Nhưng may mắn là suốt quá trình thi công và kết quả phân tích phần tử hữu hạn cho thấy những biến dạng được ghi nhận trên không đủ lớn để gây thiệt hại nghiêm trọng cho công trình cũng như hố đào

Bên cạnh đó, Việt Nam, một đất nước đang có tốc độ phát triển về xây dựng tương đối cao Hàng loạt chung cư, cao ốc cao tầng mọc lên tại các thành phố lớn, ai cũng có thể cảm nhận được sự thay đổi từng ngày Nhưng, mặt trái của sự phát triển bắt đầu xuất hiện với mật độ ngày càng nhiều, ở đây tác giả muốn nói đến mặt trái của sự phát triển đó là sự cố công trình ngầm Có thể kể đến các trường hợp xảy ra tại thành phố HCM như công trình cao ốc làm sụp lún chung cư Nguyễn Siêu trên đường Thi Sách, Q.1 (2007), công trình cao ốc Pacific gây sụp Viện Khoa học xã hội trên đường NTMK và Pasteur, Q.1, hay công trình Sài Gòn MC Towwer làm sụp lún 2 căn nhà phố trên dường Hàm Nghi, Q.1 (2010), v.v Đối với trường hợp biến dạng đất nền xung quanh ảnh hưởng đến hệ cọc hiện hữu công trình lân cận, ta có thể nhắc đến trường hợp một chung cư 13 tầng sụp đổ ở Trung Quốc (2009) mà hố đào sâu là một nguyên nhân

Hình 1.3 Chung cư 14 tầng bên Trung Quốc sụp đổ

Tất cả lý do trên cho thấy sự cần thiết của việc nghiên cứu ảnh hưởng của quá trình thi công hố đào sâu lên hệ móng cọc công trình lân cận

Mục đích nghiên cứu

Mục tiêu của đề tài nghiên cứu này là phân tích ứng xử của một cọc và nhóm cọc hiện hữu, chỉ được thiết kế chịu tải trọng đứng, khi xuất hiện một hố đào sâu nhất định bên cạnh

Những mục đích chính được chia nhỏ thành nhiều phạm vi khác nhau như sau:

− Dùng chương trình phân tích địa kỹ thuật xây dựng mô phỏng bài toán để phân tích ứng xử của cọc dưới tác dụng của áp lực đất do chuyển vị ngang của đất gây ra Từ đó xem xét đánh giá về cường độ tới hạn của áp lực đất do chuyển vị ngang đất nền gây ra cho cọc

Có thể tiến hành thí nghiệm trên mô hình cọc đơn có gắn đồng hồ đo biến dạng để phân tích tác động của các thông số như chiều dài cọc, điều kiện cố định đỉnh cọc, đường kính cọc, đồng thời quan sát phản ứng theo phương ngang của cọc dưới tác động của tải trọng.

Có thể tiến hành thí nghiệm trên mô hình nhóm cọc (với các đồng hồ đo biến dạng) để xem xét ảnh hưởng tác động của một số tham số, bao gồm chiều dài cọc, điều kiện cố định đầu cọc, đường kính cọc, khoảng cách bố trí cọc và ghi nhận các phản ứng theo phương ngang của cọc.

− So sánh kết quả của phương pháp bán thực nghiệm và kết quả của chương trình phân tích địa kỹ thuật để có thể đưa ra dự đoán phản ứng của cọc đơn và một nhóm cọc dưới tác động của biến dạng chuyển vị ngang của đất nền.

Nội dung nghiên cứu

Việc phân tích, tính toán và dự đoán sự ảnh hưởng của quá trình thi công hố đào sâu lên hệ cọc công trình lân cận là một bài toán không đơn giản Có rất nhiều yếu tố ảnh hưởng đến kết quả Với thời gian và kiến thức còn hạn chế, tác giả chỉ cố gắng tập trung nghiên cứu các phần sau :

− Tổng quan các phương pháp tính lý thuyết (tính theo áp lực kề bên gây ra; tính theo chuyển vị đất gây ra; tính theo phần tử hữu hạn)

− Phương pháp thiết kế bán thực nghiệm do Poulos và Chen (1997) đề nghị

− Sử dụng phần mềm phân tích địa kỹ thuật PLAXIS 2D & 3D để mô phỏng bài toán, mô hình Hardening soil (HSM) được dùng để mô tả ứng xử của đất trong phần mềm này

Những nội dung nghiên cứu ở trên được thực hiện bởi sự hỗ trợ của các anh em, đồng nghiệp trong việc cung cấp số liệu liên quan của tường vây trong quá trình đào tầng hầm sâu của công trình Vincom Tower (70-72 Lê Thánh Tôn, Quận 1, Tp Hồ Chí Minh) nhằm hoàn thành nghiên cứu này.

Ý nghĩa khoa học của đề tài

Đề tài “ Ả nh h ưở ng c ủ a quá trình thi công h ố đ ào sâu lên h ệ c ọ c công trình lân c ậ n” mang ý nghĩa khoa học và thực tế : sử dụng số liệu thực nghiệm kiểm tra, đánh giá sự phân bố chuyển vị của đất nền thông qua ứng xử của tường vây trong quá trình đào tầng hầm, từ đó có thể phân tích, đánh giá được mức độ ảnh hưởng đến hệ cọc công trình lân cận

Ngoài ra, dựa trên phương pháp thiết kế bán thực nghiệm do Poulos và Chen (1997) đề nghị, người kỹ sư có thể dự đoán được mức độ ảnh hưởng của hố đào lên hệ cọc công trình lân cận

KHẢO SÁT TỔNG QUAN

Giới thiệu

Các công việc nghiên cứu đã được thực hiện trên các vấn đề liên quan đến cọc trong đất trải qua sự chuyển động bên Một đánh giá ngắn gọn được trình bày dưới đây của một số các công trình nghiên cứu lớn đã được báo cáo và bao gồm ba phần, được đặt tên a) phương pháp lý thuyết, b) phương pháp thí nghiệm trong phòng và hiện trường, c) sự phân bố áp lực đất và chuyển vị của đất nền

Mục đích của chương này bao gồm hai khía cạnh bao gồm :

1) Kiểm tra các phương pháp phân tích hiện có và xác định cho họ một triển vọng cho các dự đoán hiệu quả của chuyển động đất trên toàn vẹn bên đống (chủ yếu là moment uốn, lực cắt và độ võng) Phương pháp xác định sẽ được sử dụng cho các nghiên cứu lý thuyết trong các nghiên cứu hiện nay

2) Trích xuất thông tin hữu ích từ kết quả thí nghiệm hiện có cho nghiên cứu trong tương lai và sử dụng thực tế

Lý thuyết

De Beer and Wallays (1972) đã nghiên cứu trường hợp móng cọc bị tác động bởi chuyển vị ngang của đất nền do một tải trọng lớn gần bên gây ra Họ đã cho rằng đối với đất nằm ngoài vùng phá hoại do cọc, tác động của áp lực đất ngang lên cọc có thể lien quan trực tiếp đến tải trọng gần bên và đề nghị phương pháp bán thực nghiệm cho việc tính toán áp lực đất dạng này, như hình 2.1.a Phương pháp này chỉ có thể dự đoán được giá trị moment uốn lớn nhất gây ra cho cọc mà không chỉ ra được dạng biểu đồ moment uốn dọc thân cọc Cho nên vì mục đích an toàn cho cọc, thép cọc được bố trí suốt chiều dài cọc Thêm vào đó, phương pháp này chỉ an toàn khi hệ số an toàn ổn định do trong lượng đất, Fs, lớn hơn 1.6

Họ cũng đã đề xuất một phương pháp thứ hai cho trường hợp hệ số an toàn nhỏ hơn 1.6 Họ đề nghị sử dụng bảng của Brinch Hansen để tìm áp lực tác dụng lên cọc nằm trên giao điểm mà cung tròn ổn định trượt qua cọc, như hình 2.1.b, và sau đó dựa vào áp lực trên, họ tính toán ra được moment uốn lớn nhất gây ra cho cọc Việc sử dụng phương pháp này cho thấy vừa bảo thủ và vừa không đơn giản, vì bên cạnh đó nó còn phụ thuộc vào tính ổn định của công trình

Hình 2.1 Phương pháp của De Beer & Wallays (sau nghiên cứu của Stewart và cộng sự, 1992)

Các giả định khác cũng được đề nghị bởi một số nhà nghiên cứu về sự phân bố áp lực đất ngang tác động lên cọc hiện hữu Tschebotarioff (1973) đã giới thiệu một phương pháp bán thực nghiệm cho việc tính toán áp lực đất ngang tác động lên cọc hiện hữu gần bên một đường đắp (tải trọng lớn) Ông ta cho rằng sự phân bố áp lực đất ngang tác động lên cọc hiện hữu có hình dạng tam giác, như hình 2.2, và dựa vào sự phân bố áp lực đó ta có thể tính được moment uốn tác gây ra cho cọc Dựa vào các kết quả thí nghiệm trên máy ly tâm, Springman (1989) đã phát triển phương pháp trên thành một phương pháp đơn giản hơn với giả định hình dạng biểu phân bố áp lực đất ngang tác động lên cọc là hình parabolic, như hình 2.3, đã kể đến sự khác biệt trong chuyển vị của cọc và đất

Hình 2.2 Phương pháp của Tschebotarioff (sau nghiên cứu của Stewart và cộng sự, 1992)

Hình 2.3 Phương pháp của Springman (sau nghiên cứu của Stewart và cộng sự, 1992)

Ito and Matsui (1975) đã sử dụng lý thuyết dẻo để đưa ra phương pháp xác định áp lực do chuyển vị ngang của đất tác dụng lên một hàng cọc hiện hữu Các yếu tố khoảng cách bố trí cọc và chiều sâu lớp đất được đưa vào tính toán Áp lực đất chỉ tính khi vùng đất xung quanh cọc chuyển sang biến dạng dẻo Sau đó, dựa vào kết quả thực nghiệm trong phòng (Matsui et al, 1982), họ đưa ra hệ số 1.6 cho phương pháp trên để xác định áp lực đất tới hạn Phương pháp này chỉ có giá trị cho một hàng cọc

Dựa trên ý tưởng của Ito and Matsui, công thức sử dụng để thiết kế cho cọc khoan nhồi trong bài toán ổn định cung trượt do Popescu (1991) đưa ra Lực của đất tác động lên cọc được tính tóan theo công thức trên và áp dụng cho cọc nằm trong phạm vi cung trượt ( trên bề mặt cung trượt) và khi đó các cọc được coi là cọc chịu tải trọng ngang

Viggiani (1981) đã giới thiệu một phân tích về sự tương tác giữa đất dính và cọc, trong đó có đưa ra sáu trường hợp có khả năng dẫn đến sụp đổ Ba trường hợp sụp đổ đầu tiên là khi cọc có khả năng chịu moment uốn lớn hơn moment uốn gây ra cho cọc Còn ba trường hợp còn lai là khi cọc có khả năng chịu moment uốn nhỏ hơn moment uốn gây ra cho cọc Sự phân bố áp lực giữa cọc và đất được giả định cho từng trường hợp sụp đổ, nó tùy thuộc vào lực cắt và moment uốn gây ra cho cọc và được tính toán bằng phương pháp cân bằng lực Các trường hợp sụp đổ đặc biệt do yếu tố hình dạng (chiều dài và đường kính cọc, trọng lương của lớp đất gây trượt), moment kháng uốn của cọc, và sức chống cắt không thoát nước của khối ổn định và khối trượt HIển nhiên việc tính toán dự đoán trước trường hợp sụp đổ là điều vô cùng quan trọng, nó củng cố phương pháp lý thuyết tính toán giả định cho dạng công trình này

Gabr and Borden (1990) đã sử dụng phương pháp cân bằng lực để đưa ra một giải pháp ly thuyết cho khả năng chịu tải ngang của cọc trong đất dính Sức kháng hông của đất pu xuất hiện khi cọc bắt đầu được ép xuống đất

Ph ươ ng pháp d ự a trên chuy ể n v ị

Poulos (1973) đã giới thiệu phương pháp phần tử biên cho việc phân tích ảnh hưởng của chuyển vị ngang lên một cọc đơn cắm trong đất Đất nền được giả định đàn hồi, mặc dù vẫn cho phép khả năng hóa dẻo cục bộ, và mô-đun Young và áp lực giới hạn dẻo thay đổi theo độ sâu Phương pháp này yêu cầu cung cấp độ lớn của trường chuyển vị tự do của đất ở mỗi độ sâu nhất định và giá trị cực hạn của áp lực đất tác động lên cọc hiện hữu Do đó phản ứng của cọc có thể được dự đoán

Các nghiên cứu cũng đã xác định một số thông số quan trọng và đưa ra các biểu đồ để có thể ứng dụng thực tế So sánh với các dữ liệu hiện trường cũng đã tạo ra sự phù hợp khách quan của phương pháp Phương pháp cũng đã kể đến tính liên tục của đất, nhưng để có một kết quả tính toán tốt còn phụ thuộc vào biên độ của trường chuyển vị tự do và áp lực cực hạn của đất Phương pháp này chủ yếu phân tích cho một cọc đơn, nhưng về nguyên lý , nó có thể hiệu chỉnh được cho phù hợp với nhóm cọc

Hull et al (1991) đã hiệu chỉnh dựa trên ý tưởng phương pháp phần tử biên của Poulos, để phân tích cho nhiều trường hợp sụp đổ, tương tự như nghiên cứu của Viggiani (1981), để xác định được sự tương tác giữa cọc và đất khi cọc chịu ảnh hưởng từ chuyển vị ngang của đất gây ra Lee et al (1991) đã dùng một chương trình để nghiên cứu các tham số liên quan và từ đó đã xác định được một số thông số quan trọng Kiểm chứng lại với hai trường hợp đã xảy ra trước đó, và chứng minh rằng phương pháp có thể được sử dụng thực tế Tuy nhiên phương pháp vẫn còn phụ thuộc nhiều vào chính xác về độ lớn của cả hai chuyển động đất và đất áp lực cuối cùng

Byrne et al (1984) đã giới thiệu một phương pháp đơn giản cho việc phân tích giả định phản ứng của cọc trong trường chuyển vị tự do của đất Trường chuyển vị tự do của đất được giả định theo kết quả thu được từ động đất hoặc từ một hố đào nằm gần bên hệ cọc, v.v Phương pháp dựa trên việc thay thế tác động của đất bằng một hệ lò xo phi tuyến, và biên ngoài của lò xo là trường tự do Các phương trình vi phân cho cọc được giải bang phương pháp lặp, từ đó tính được moment uốn, lực cắt và chuyển vị của cọc Phương pháp trên không kể đến tính liên tục của đất và còn phụ thuộc vào thông số độ cứng cọc, độ lớn biên của trường chuyển vị tự do

Ph ươ ng pháp ph ầ n t ử h ữ u h ạ n

Rowe & Poulos (1979) đã phát triển một kỹ thuật dựa trên phương pháp phần tử hữu hạn biến dạng phẳng để phân tích ứng xử không thoát nước của đất ở mái dốc được giữ ổn định bằng hệ cọc Phương pháp này coi đất và cọc là những thành phần riêng biệt, được kết nối với nhau thông qua các nút tiếp xúc trạng thái cân bằng Mô hình đàn-dẻo được sử dụng cho đất nền, có thể chảy dẻo qua cọc khi áp lực cực hạn vượt qua Độ cứng biến dạng phẳng của cọc được xác định dựa trên mối quan hệ gần đúng giữa phản ứng bên trong nhóm cọc thu được từ phân tích giả định sử dụng mô hình đàn hồi 3 chiều và phân tích phần tử hữu hạn 2 chiều.

Một phương pháp kỹ thuật tương tự cũng được sử dụng bởi Randolph (1981a) khi tiến hành phân tích biến dạng phẳng ngoài hiện trường bằng cách thay thế cọc bằng một hệ tường cừ thép có thông số tương đương với thông số trung bình của cọc và đất Phương pháp phân tích này có thể áp dụng cho nhóm cọc và đã được sử dụng để phân tích nhóm cọc gần nền đường đắp cao.

Inno et al (1991) sử dụng một chương trình phần tử hữu hạn phân tích biến dạng phẵng để nghiên cứu ứng xử của tường cừ ván thép nằm tiếp giáp với một hố đào sâu gần đó Chương trình mô phỏng quá trình thi công đào đất để ước lương chuyển vị của đất và chuyển vị của đài cọc Biến dạng cọc được xem xét trước tiên và sau đó các kết quả biến dạng đã tính toán được sử dụng để tính moment uốn gây ra cho cọc, từ đó đưa ra đánh giá cụ thể cho toàn bộ tác động do chuyển vị của đất nền gây ra Các giả thuyết và số liệu địa chất được chuẩn bị khá tốt

Tuy nhiên,, vẫn chỉ giới hạn trong mặt phẵng 2-D, khó có thể mô phỏng bài toán đúng được như thực tế ba chiều Đặc biệt là khi số lượng cọc có hạn, kết quả tính toán phụ thuộc nhiều vào tính chính xác của độ kháng uốn của nhóm cọc Do đó, phương pháp trên có những hạn chế nhất định

Thí nghiệm trong phòng và ngoài hiện trường

Fukuoka (1977) đã đưa ra báo cáo một thí nghiệm trong phòng được thực hiện bởi Fukumoto Một mô hình cọc được cắm vào một hộp kim loại chứa đầy đất và chuyển vị đất phân bố đều dọc theo chiều sâu tác dụng lên cọc theo từng bước, hình 2.4(a) Mô hình cọc có tiết diện hình chữ nhật và gắn các thiết bị đo biến dạng dọc theo trục Nó cho thấy biến dạng cọc phụ thuộc vào khả năng chịu uốn của cọc., hình 2.4(b)

(b) Biểu đồ kết quả chuyển vị ngang của cọc Hình 2.4 Mô hình thí nghiệm và biểu đồ kết quả chuyển vị ngang của cọc

Matsui et al (1982) đã thực hiện một loạt các thí nghiệm trên mô hình cọc để ước tính áp lực ngang tác động lên cọc bằng cách cho đất di chuyển Các mô hình thí nghiệm được sắp xếp theo hàng và được thí nghiệm cho cả đất sét và đất cát Hai tấm thép phẵng được sử dụng để tạo chuyển vị ngang cho đất và tải trọng do đất dịch chuyển tác động lên cọc đều được ghi lại Sự ảnh hưởng của đường kính và khoảng cách cọc với áp lực đất tác dụng đã được nghiên cứu và các dạng chuyển vị của đất cũng đã được thí nghiệm kiểm tra Áp lực tác dụng lên cọc tăng khi khoảng cách giữa cọc và áp lực đất giảm và đất xung quanh cọc sẽ chuyển sang trạng thái dẻo gần như tức thì khi bị tác dụng

Nghiên cứu của Adachi et al (1989) chỉ ra rằng tải trọng tác động lên cọc tròn nhỏ hơn khoảng 15% so với cọc hình chữ nhật do sự khác biệt trong hình dạng Tải trọng tác động cũng tăng theo khoảng cách giữa cọc và tải trọng Tuy nhiên, khi khoảng cách tim đến tim giữa các cọc vượt quá 8 lần đường kính cọc, mỗi cọc sẽ hoạt động như một cọc đơn lẻ.

Towhata & Al-Hussaini (1988) đã thực hiện một loạt các thí nghiệm mô hình trong phòng để kiểm tra lực kéo tác động lên một trụ đứng hình tròn được tạo ra do dòng chảy của từng lớp bùn sét Tác giả cho rằng vận tốc của dòng chảy không ảnh hưởng nhiều đến lực tác động, mà chỉ có lượng nước trong lớp đất bùn sét mới ảnh hưởng lớn đến độ lớn của lực tác động

Barr et al (1991) mô tả việc xây dựng một hộp cắt lớn trực tiếp để kiểm tra việc thực hiện của quân tiếp viện của đất, và kết quả của một số thử nghiệm ban đầu trên móng tay móng chân đất cũng đã được thảo luận

Barr et al (1991) đã thực hiện thí nghiệm với một mô hình có độ lớn tương đối để xem xét ứng xử của đất, kết quả một số thử nghiệm ban đầu cho cọc cắm trong đất cũng đã được bàn luận Một trong những thí nghiệm trên được lắp đặt thiết bị đo để đo độ biến dạng dọc trục của cọc thông qua đồng hồ đo, vị trí cọc được đặt vào giữa hộp mô hình chứa đầy cát Chuyển vị ngang đất nền được phân bố đều dọc theo chiều sâu cọc neo và các giá trị moment được ghi lại tại những thời điểm đo

Quá trình thí nghiệm trên mô hình hai đến bốn hàng cọc của Ginzbury et al (1991) cho thấy ứng suất không đều giữa các cọc có đầu tự do, hàng cọc gần chịu áp lực đất lớn hơn hàng xa Ngược lại, áp lực đất đều hơn trên hệ cọc đài.

Stewart et al (1992) sử dụng một máy ly tâm địa kỹ thuật để thực hiện một loạt các thí nghiệm mô hình kiểm tra trên cọc hiện hữu nằm kề bên một nền đường đắp cao bên cạnh Cọc được gắn các thiết bị đo biến dạng và các giá trị moment uốn gây ra cho cọc sẽ được ghi lại tại mỗi thời điểm Kiểm tra cho thấy cọc đơn cũng phản ứng tốt như nhóm cọc, và cọc được cắm vào lớp đất sét mềm Công việc thi công nền đường đắp được thực hiện theo tuần tự, các giá trị moment uốn tác động lên cọc được đo đạc theo mỗi giai đoạn Hệ số an toàn ảnh hưởng rất nhiều đến phản ứng của cọc do chuyển vị ngang đất nền, đối với trường hợp hệ số an toàn nhỏ hơn 1.7 thì biểu đồ moment tác động lên cọc do chuyển vị ngang đất nền mới phát triển rõ rệt Vị trí ghi nhận có giá trị moment lớn nhất thường ở mũ cọc (đài móng) hoặc tại giao điểm giữa lớp đất mềm và lớp đất cứng So sánh với các dữ liệu thí nghiệm trước đó thì thấy hoàn toàn thích hợp Các thí nghiệm trên máy ly tâm cho cái nhìn trực tiếp cụ thể vào ứng xử của cọc khi chịu tác động bởi chuyển vị ngang đất nền, và kết quả thu được có giá trị thực tiễn rất lớn Máy ly tâm cho thấy có hiệu quả của việc mô phỏng thực tế cho thí nghiệm trong phòng, nhưng đối với các địa chất có các lớp đất không đồng nhất thì vẫn chưa chứng minh được

Thí nghi ệ m ngoài hi ệ n tr ườ ng

Một số thí nghiệm quna trắc hiện trường đã được báo cáo, ví dụ, Franx &

Boonstra (1948), Heyman & Boersma (1961), Heyman (1965), Leussink & Wenz (1969), Nicu et al (1971) và Marche & Lacroix (1972) Một số kết quả đã được kiểm tra bởi Poulos (1973) và Stewart (1992), và hầu hết là trường hợp gia cố cho cọc ở mố trụ cầu bị tác động do chuyển vị ngang đất nền gây ra mà tác nhân gây ra chuyển vị ngang đất nền là do quá trình thi công nền đường đắp

Trong một thí nghiệm thực địa của Esu và D'Elia (1974), nhóm nghiên cứu đã theo dõi biến dạng của một nhóm cọc bê tông cốt thép (BTCT) dài 30 m, đường kính 0,79 m Hệ thống cọc được lắp cảm biến điện tử dọc theo thân và đo độ nghiêng bằng ống nghiêng inclinometer Khi cắm cọc sâu 7,5 m vào đất sét, các phép đo cho thấy áp lực lên cọc tăng dần theo độ sâu và các đầu cọc bị lệch đáng kể.

Tương tự một thí nghiệm hiện trường cũng đã được mô tả bởi Carrubba et al (1989) Một cọc nhồi có đường kính 1.2 m và dài 22 m, được đổ tại chổ vào một sườn dốc Cọc được quan trắc với một máy đo độ nghiêng ở bên trong của nó và với hệ thống các con chip điện tử ghi nhận thông số áp lực tác động lên cọc dọc theo trục của nó Bề mặt trượt được ước tính là sâu khoảng 9.5m

Vụ lở đất Ushinotani xảy ra do thi công đường cao tốc Hokuriku (Fukuoka, 1977) đã được ngăn chặn bằng cọc thép dạng chữ H dọc sườn dốc Tuy nhiên, cọc thép bị hư hỏng do lở đất sau đó Phương pháp mới bao gồm cải thiện thoát nước và lắp đặt 4 hàng cọc thép cắt qua mặt trượt Cọc được theo dõi bằng đồng hồ đo để ghi lại mômen uốn Dựa trên số liệu đo được, độ ổn định của sườn dốc được phân tích và hệ số an toàn tăng 30%.

Năm 1977, Fukuoka đã báo cáo một vụ lở đất tại Niigata, Nhật Bản Các cọc thép tròn được chèn vào mặt trượt để ngăn chặn thêm lở đất Các cọc được gắn đồng hồ đo ứng suất để đo mômen uốn tác dụng và được rút lên để kiểm tra biến dạng Biến dạng của cọc cho thấy chuyển vị ngang của đất thay đổi theo vị trí Vụ lở đất đã được ngăn chặn và hệ số an toàn ước tính tăng 0,18.

Ingold (1977) đã mô tả một thí nghiệm hiện trường với hai cọc được quan trắc thí nghiệm được lắp đặt khoảng 4 tháng sau khi nền đường đắp được thi công xong, với một cọc ở đỉnh của nền đường đắp (cọc A) và một cọc ở chân của nền đường đắp (cọc A) Cọc A được quan trắc với thiết bị đo độ rung cọc và cọc B được quan trắc với đồng hồ đo biến dạng (điện trở) Tuy nhiên, kết quả thu được từ thiết bị quan trắc biến dạng bằng điện trở ở cọc B không đáng tin cậy, kết quả thu được chỉ có ý nghĩa với cọc A Máy đo độ nghiệng inclinometer cũng được sử dụng để giám sát độ lệch của cọc và độ dịch chuyển của đất Việc chuyển vị ngang của đất, biến dạng ngang của cọc và moment uốn gây ra cho cọc được ghi nhận số liệu theo từng giai đoạn đo chuyển vị của nền đường Mối quan hệ giữa chuyển vị ngang của đất và chiều cao của nền đường đắp cũng đã được nghiên cứu

Suzuki (1988), dựa trên một số quan trắc hiện trường được thực hiện tại 11 công trình với điều kiện địa chất ở trạng thái không thoát nước tức thời, và từ đó đề xuất phương pháp thực nghiệm để dự đoán thứ nhất khả năng chuyển vị ngang lớn nhất của đất nền, thứ nhì độ sâu nơi mà tại đó chuyển ngang tối đa xảy ra

Sự phân bố áp lực đất và chuyển vị của đất nền

Kiến thức về sự phân bố áp lực đất và biến dạng của đất nền dọc theo chiều sâu là rất quan trọng đối với những tính toán dự đoán kết quả hợp lý bằng một trong hai phương pháp dựa trên áp lực hoặc dựa trên chuyển vị Áp lực đất tác dụng lên cọc được gây ra bởi chuyển vị ngang của đất là một dạng tác động bao gồm các yếu tố cấu thành như biến dạng của đất, khả năng kháng uốn của cọc và tác nhân gây ra biến dạng của đất nền Mặt khác chỉ có dạng biến dạng của đất nền và tác nhân gây ra biến dạng đó mới có quyết định đến trường tự do chuyển vị của đất nền Một phương pháp lý thuyết hoàn hảo thì phải giải quyết được các trường hợp bài toán có thể xảy ra, nhưng nếu thu thập được thêm số liệu quan trắc thực tế, so sánh với các cơ sở dữ liệu lưu trữ và kết hợp với các phương pháp lý thuyết sẵn có để hoàn thiện phương pháp tính toán, đưa ra những dự đoán hợp lý là điều luôn luôn cần thiết Để kết thúc, một số dữ liệu thực nghiệm sẽ được trình bày ngắn gọn sau đây

Ito & Matsui (1975) đã báo cáo các giá trị đo của áp lực ngang của đất tác động lên năm cọc được sử dụng để giữ ổn định trượt Lực tác động lên cọc được tính từ đồng hồ đo điện trở nhưng không nói rõ đến các quá trình đo đạc hay các giai đoạn đo đạc Một số nguồn dữ liệu khác đều mô tả cho mỗi trường hợp khác nhau, mặc dù một số trường hợp tương tự không tồn tại, như hình 2.5

Escario & Uriel (1989) đã đưa ra số liệu đo đạc giá trị áp lực ngang của đất tác động lên cọc của một mố cầu cạn Áp lực do một nền đường đắp cao gây ra, và phần dưới chân cầu đã bị đất che lấp Áp lực dường như tăng tuyến tính theo độ sâu, như hình 2.6

Dựa trên dữ liệu khi thí nghiệm với máy ly tâm, Randolph & Springman (1991) đề xuất rằng sự phân bố của áp lực đất đối với cọc có hình dạng là parabol, với giá trị lớn nhất ở giữa của lớp đất (trừ trường hợp đất yếu có lớp rất dày)

(e) Cọc Higashitono No.3 Hình 2.5 Số liệu quan trắc xem xét tác động của lực ngang lên cọc chịu tải ngang chống sạt lở triền dốc (sau nghiên cứu của Ito & Matsui, 1975)

Hình 2.6 Biểu đồ quan trắc áp lực ngang của đất ở bến cầu tàu cạn (sau nghiên cứu của Escario &

Heyman & Boersma (1961) đã cho thấy một số số liệu đo đạc chuyển vị ngang của đất được gây ra do xây dựng nền đường đắp cao bên cạnh Nền đường đắp cao bên cạnh cách khoảng 5m, nó tạo áp lực làm đất nền chuyển vị về phía bên cạnh, và các chuyển vị ngang của đất được đo lại sau mỗi giai đoạn mở rộng của nền đường đắp

Hình 2.7 Chuyển vị ngang của đất nền kề bên nền đất đắp (sau nghiên cứu của Heyman&Boersma, 1961)

Leussink & Wenz (1969) đã cho thấy số liệu đo đạc chuyển vị của đất nền gây ra bởi một kho lưu trữ quặng sắt Biến dạng đất nền đã được đo bằng một ống nhựa mềm lắp đặt theo chiều thẳng đứng gần mép ngoài của kho quặng, và giá trị thu được tương đương với trường hợp có tải trọng là 18 t/m2

Hình 2.8 Chuyển vị ngang của đất nền do tác động của tải trọng một kho quặng nằm gần bên (sau nghiên cứu Leussink & Wenz, 1969)

Osterman & Lindskog (1963 ) đã mô tả một vài số liệu đo chuyển vị ngang của đất nền do công trình đường đắp bên cạnh gây ra Phép đo được thực hiện thông qua một ống nhựa được đặt ở giữa công trình đường đắp, để có thể đo theo biến dạng phẵng Phép đo được thực hiện tại ba điểm và kết quả được thể hiện trong hình 2.9 Điều lưu ý là khoảng cách giữa điểm đo và chân của đường đắp ảnh hưởng đến chuyển vị của đất nền, do đó số liệu đo được từ điểm H1 sẽ khác so với H2 và H3

Hình 2.9 Chuyển vị ngang của đất nền do tác động của tải trọng một nền sỏi đắp (sau nghiên cứu Osterman & Lindskog, 1963)

Trong nghiên cứu của mình, De Beer (1972) đã trình bày số liệu đo độ dịch chuyển ngang của đất nền trong thí nghiệm Sidman ở Zelzate, Bỉ Độ dịch chuyển ngang này là kết quả trực tiếp của công trình đường đắp gần đó.

Trong công trình nghiên cứu của Ingold (1977), số liệu đo chuyển vị ngang của đất nền do ảnh hưởng của thi công đường bên cạnh đã được ghi lại (Hình 2.11) Chuyển vị ngang được đo bằng máy đo inclinometer theo từng giai đoạn thi công.

Oteo (1977) đã nghiên cứu một số trường hợp liên quan giữa chuyển vị ngang của đất nền và yếu tố gây ra chuyển vị ngang đó, cụ thể là công trình đường đắp lân cận Ông đã đưa ra một vài biểu đồ đường cong thể hiện sự phân bố chuyển vị ngang của đất nền, như hình 2.12 Ông ấy cũng cho rằng hình dạng của đường cong đó bị ảnh hưởng bởi tỷ lệ giữa độ dày của lớp đất yếu và bề rộng của công trình đường đắp, như hình 2.12

Bourges & Mieussens (1979) cũng đã giới thiệu ba đường cong thực nghiệm biểu diễn hình dạng của sự phân bố chuyển vị ngang đất nền tại vị trí dưới chân công trình đường đắp đối với sét mềm Có thể thấy rằng các đường cong được cho ở dạng có thứ nguyên và có lien quan đến quá trình cố kết đất

Suzuki (1988) đã nghiên cứu các báo cáo kết quả từ 11 công trường có liên quan đến công trình đường đắp và đã trình bày số liệu đo đạc chuyển vị ngang của đất ở tại chân của công trình đường đắp, như hình 2.14

Trong quá trình xây dựng đường đắp, phần lớn chuyển vị ngang sẽ xảy ra Theo Mochizuki et al (1980) và Ortiz (1967), khoảng 60% biến dạng tổng thể diễn ra trong giai đoạn này.

Mối quan hệ giữa độ lún Smax tối đa và độ dịch chuyển ngang ymax tối đa, Akai et al (1974) đã đề xuất (từ phân tích các thí nghiệm hiện trường) ở giai đoạn cố kết cuối cùng gây ra bởi tải đường đắp, y max = 0.17 * S max , Yamaguchi et al (1981) kết luận từ thí nghiệm mô hình cho biến dạng của đất nền không thoát nước, công thức y max /B = 0.6*(S max /h s ) (với B là bề rộng của đường đắp, chiều dày thay đổi của lớp đất sét là h s ) thể hiện sự liên quan giữa độ lún lớn nhất và chuyển vị ngang lớn nhất

Hình 2.10 Biểu đồ chuyển vị ngang của đất từ số liệu đo theo thí nghiệm Sidman ở Zelzate, Bỉ (sau nghiên cứu của De Beer, 1972)

Hình 2.11 Biểu đồ chuyển vị ngang của đất (sau nghiên cứu của Ingold, 1977)

Hình 2.12 Biểu đồ chuyển vị ngang đối với đất mềm yếu (sau nghiên cứu của Oteo, 1977) Đường 1 : Đối với trường hợp không biết quá trình cố kết lịch sử

Đường số 2 : Đối với trường hợp cố kết bình thường

Đường số 3 : Đối với trường hợp quá cố kết (ít nhất 25 đến 30% tổng chiều dày lớp đất)

Hình 2.13 Đường cong thực nghiệm chuyển vị của đất sét mềm bên dưới khối đất đắp nền đường (sau nghiên cứu của Bourges & Mieussens, 1979)

Hình 2.14 Sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu tại vị trí dưới khối đường đắp (sau nghiên cứu của Suzuki, 1988)

Sự phân bố áp lực đất và chuyển vị của đất nền

Một số kết luận có thể đưa ra qua các báo cáo nghiên cứu trên như sau :

1 Phương pháp lý thuyết được đưa ra bởi Poulos and Chen (1997) là phương pháp có sự đơn giản, linh hoạt và hiệu quả sử dụng cao Phương pháp này sẽ được sử dụng trong luận văn này đại diện cho phương pháp lý thuyết bán thực nghiệm

2 Phương pháp phần tử hữu hạn là phương pháp có lợi thế trong việc giải quyết các vấn đề phức tạp, có thể được sử dụng để đưa ra các kết quả dự đoán hữu ích Chúng ta có thể dựa vào kết quả đó và so sánh với các kết quả của các phương pháp lý thuyết khác, như phương pháp lý thuyết bán thực nghiệm của Poulos (1973), đã đề cập ở trên

3 Từ các kết quả thí nghiệm trong phòng khác nhau và kết quả đo đạc hiện trường khác nhau, điều đó thấy rằng, mặc dù có một số điểm tương đồng, nhưng mức độ ảnh hưởng của chuyển vị ngang đất nền tác động lên nhóm cọc thay đổi theo từng trường hợp Do đó, một phương pháp lý thuyết có khả năng cung cấp cho các dự đoán hợp lý là rất cần thiết

4 Áp lực đất và chuyển vị ngang của đất cũng thay đổi theo từng trường hợp, và chỉ có thể giả định để tính toán dự báo kết quả dựa trên các phép đo trong phòng thí nghiệm hoặc các trường hợp thực tế có điều kiện tương tự.

Mô tả vấn đề của đề tài

Thông số của hố đào

Hình 2.16 cho thấy mặt cắt hình học hố đào của công trình, bề rộng hố đào là 107.275m và chiều sâu hố đào là 21.175m Theo kết quả khảo sát cho thấy, địa chất ở khu vực công trình Vincom này nhìn chung bao gồm lớp sét sạn sỏi, màu nâu đỏ và có trạng thái nửa cứng (N 30 ) nằm bên trên lớp sét pha dẻo cứng có bề dày trung bình 4.5m

Bên dưới lớp sét này, bắt gặp trong 5 hố khoan là lớp cát dày (trung bình là 24.5m) với giá trị SPT nằm trong khoảng từ 15 đến 20 Phân bố bên dưới lớp cát này lại là lớp sét có bề dày trung bình 17.4m, trạng thái cứng, rất thích hợp cho đặt mũi cọc hay tường vây trong lớp đất này (N 30 >40)

Ngoài ra, địa tầng ở khu vực này ta còn bắt gặp lớp cát dưới sâu, phân bố chủ yếu từ độ sâu 60m đến hơn 80m

Mặt cắt ngang địa chất của công trình như thể hiện ở hình 2.17

Giả thiết có một móng cọc hiện hữu trước giai đoạn thi công hố đào và mỗi cọc của móng chịu một tải trọng tương đương với sức chịu tải cho phép của cọc

Hình 2.16 Mặt cắt hố đào và cọc hiện hữu gần hố đào

Hình 2.17 Mặt cắt ngang địa chất công trình Vincom (tuyến K5 – K3 – K1)

Một số hình ảnh thi công thực tế tại công trường

Thông số của cọc BTCT

Tính toán sức chịu tải của cọc :

TCXD 205-1998 : Xác định sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền :

• Sức hịu tải cực hạn của cọc tính theo công thức :

• Sức chịu tải cho phép của cọc tính theo công thức :

FS s – Hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên, lấy bằng 1.5 ~ 2.0

FS p – Hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc lấy bằng 2.0 ~ 3.0

• Công thức chung tính toán ma sát bên tác dụng lên cọc :

′ ! Trong đó : c a – Lực dính giữa thân cọc và đất, kN/m 2 ; với cọc BTCT lấy ca 0.7c, trong đó c là lực dính của đất nền σ'h – Ứng suất hữu hiệu trong đất theo phương vuông góc φ a – góc ma sát giữa cọc và đất nền; với cọc BTCT hạ bằng phương pháp đóng lấy φ a = φ, đối với cọc thép lấy φ a = 0.7 φ, trong đó φ là góc ma sát trong của đất nền

• Cường độ chịu tải dưới mũi cọc tính theo công thức :

Trong đó : c – Lực dính của đất, kN/m 2 σ' vp - ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại độ sâu mũi cọc do trọng lương bảng thân đất, kN/m 2

N c , N q , N ɣ - Hệ số sức chịu tải, phụ thuộc vào ma sát trong của đất, hình dạng mũi cọc theo phương pháp thi công cọc; ɣ - trọng lượng thể tích của đất ở độ sâu mũi cọc, kN/m 2

Bảng 2.1 Sức chịu tải cho phép của cọc theo từng đường kính và chiều dài cọc

Trong quá trình thi công hố đào sâu, cọc hiện hữu lân cận sẽ chịu moment uốn gây ra do chuyển vị ngang của đất nền theo từng giai đoạn thi công hố đào sâu Khả năng ứng suất của cọc sẽ thay đổi, không chỉ chịu tải trọng công trình bên trên mà còn chịu moment uốn do chuyển vị ngang của đất nền gây ra, như hình 2.18

Hình 2.18 Ứng suất kéo và nén trong cọc Ứng suất dọc trục lớn nhất : σ σ σ σ ( )

Trong đó M là moment uốn gây ra cho cọc, và I là moment kháng uốn :

Nhìn vào công thức trên, ta thấy khả năng nứt của cọc phụ thuộc vào hai yếu tố là moment uốn M và moment kháng uốn I Và điều kiện để cọc không có vết nứt theo dọc chiều dài cọc là σ ( -

Thông số thể hiện tính linh hoạt (độ nhạy) theo đề xuất của Poulos, K R được sử dụng để đánh giá độ nhạy của mỗi cọc Thông số độ nhạy K R được tính toán theo công thức sau:

Trong công thức tính sức chịu tải của cọc đơn, Ep đại diện cho mô đun đàn hồi của cọc, I là mô men quán tính của cọc Trong khi đó, Es là mô đun đàn hồi trung bình của lớp đất, còn L biểu thị cho chiều dài của cọc trong lớp đất.

Thông số này được sử dụng để phân loại các cọc được dùng để phân tích trong đề tài Ứng với từng đường kính và chiều dài cọc khác nhau, sẽ có một chỉ số KR thể hiện độ nhạy của cọc

Bảng 2.2 Thông số độ nhạy K R của cọc theo từng đường kính và chiều dài cọc

Với E P = 3.25e+7 kN/m 2 ; I P = 1.26e-3 kN/m 2 và 4.91e-2 kN/m 2 cho cọc đường kính 0.4m và 1.0m Còn E S = 40215 kN/m 2 , lấy trung bình của các lớp đất

Dựa vào chỉ số KR, chúng ta phân loại cọc như bảng 2.3

Bảng 2.3 Bảng phân loại cọc theo độ nhạy K R

MÔ HÌNH 2D TRÊN PHẦN MỀM PLAXIS 2D

3 MÔ HÌNH 2D TRÊN PHẦN MỀM PLAXIS 2D

Giới thiệu

Phần mềm Plaxis 2D là giải pháp địa kỹ thuật thương mại ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn, tập trung phân tích biến dạng và ổn định của nền đất trong mô hình phẳng Với phiên bản 8.2, Plaxis 2D được tích hợp đầy đủ tính năng, giúp giải quyết các bài toán địa kỹ thuật phức tạp và đa dạng.

Hình dạng của bài toán được mô hình theo mặt cắt điển hình Các thông số đầu vào như thông số đất, kết cấu tường chắn, kết cấu chống đỡ tường chắn, các giai đoạn thi công, các tải trọng yêu cầu và điều kiện biên bài toán hoàn toàn dựa trên sự quyết định của người sử dụng Họ có thể quyết định tính chi tiết về hình dạng cũng như tính chính xác về điều kiện làm việc của bài toán.

Hình dạng tổng thể mô hình 2D

Mô hình 2D giả định một nửa bề ngang hố đào, có chiều sâu 90m, đủ để đánh giá ảnh hưởng của hố đào lên cọc gần nhất.

Trong quá trình mô phỏng, để đơn giản hóa, chúng ta khai báo chỉ hệ sàn hầm chống đỡ tường vây một cách đơn giản Và để tránh ảnh hưởng đến tường vây, liên kết giữa sàn hầm và tường vây được khai báo là liên kết khớp Vì mục đích chính của bài toán là nghiên cứu phản ứng của cọc nằm gần bên hố đào chứ không phải là thiết kế hệ chống đỡ cho tường tầng hầm

Hình 3.1 Mô hình tổng thể Plaxis 2D

Thông số vật liệu đầu vào

Thông số đất

Bảng 3.1 thể hiện thông số các lớp đất được khai báo trong mô hình 2D, các thông số này dựa trên nghiên cứu và hiệu chỉnh của đề tài luận văn thạc sĩ “Phân tích ứng xử của tường vây trong quá trình đào tầng hầm” – Dương Minh Trí

Bảng 3.1 Bảng tóm tắt thông số sử dụng trong mô hình Hardening-Soil sau khi định chuẩn x y 0

Lớp sét 1 Lớp sét 2 Lớp cát 3a Lớp cát 3b Lớp cát 3a' Lớp sét 4 Lớp sét 4a Lớp cát 5

Mô hình HS HS HS HS HS HS HS HS -

Loại D U D D D U U D - γ unsat 19.8 19.2 19.3 19.4 19.3 19.6 19.2 19.4 kN/m 3 γ sat 19.8 19.2 19.3 19.4 19.3 19.6 19.2 19.4 kN/m 3 k x 8.64E-04 1.21E+02 1.17E+02 1.17E+02 1.17E+02 4.32E+01 4.32E+01 1.17E+02 m/day k y 4.32E-03 2.42E+01 2.33E+01 2.33E+01 2.33E+01 8.64E+00 8.64E+00 2.33E+01 m/day

Thông số cọc

Đối với Plaxis 2D, sử dụng phần tử tấm để mô phỏng cho cọc khoan nhồi Các thông số đặc trưng của cọc khoan nhồi được qui đổi theo bảng 3.2

Bảng 3.2 Thông số cọc cho Plaxis 2D

EA (kN/m) 4.08E+06 2.55E+07 w (kN/m/m) 3.14 19.63 Để phù hợp với bài toán đưa ra, cọc khoan nhồi sẽ chịu một tải trọng bằng với sức chịu tải thiết kế cho phép của cọc ứng với hồ sơ địa chất công trình này Bảng 3.3 thể hiện sức chịu tải thiết kế cho phép của các loại cọc nghiên cứu trong luận văn

Bảng 3.3 Sức chịu tải thiết kế cho phép của cọc

Thông số tường vây

Hệ thống tường vây được thiết kế có độ dày là 1.2m, dáy tường vây dừng tại cao độ -43.00m so với cao độ quốc gia (46.65m so với mặt đất tự nhiên) và cắm vào lớp đất sét cứng số 4 để tránh đẩy nổi

Hình 3.2 Mô hình hóa sơ đồ thi công

Thông số sàn hầm và móng

Do áp dụng biện pháp thi công "Top-down", hệ dầm sàn và cột tầng hầm được dùng để chống đỡ tường vây Độ dày sàn của các tầng hầm từ B5 đến B1 là bằng nhau Riêng tầng hầm cuối cùng B6 có độ dày sàn là 2.325 m.

Bảng 3.4 Thông số sàn hầm

Chia lưới phần tử

Để thực hiện tính toán các phần tử hữu hạn, mô hình được chia thành các phần tử Mỗi thành phần của phần tử hữu hạn được gọi là lưới phần tử hữu hạn Một phần tử cơ bản có 6 nút phần tử tam giác và 15 phần tử nút tam giác Chú ý khi tạo lưới gồm 15 nút phần tử cho độ mịn hơn và do đó kết quả có thể chính xác hơn chia lưới phần tử 6 nút Trong luận văn này, chúng ta chọn cách chia lưới theo 15 nút phần tử

Hình 3.3 Mô hình phần tử Plaxis 2D

Các giai đoạn thi công

Trình tự có thể được tóm tắt sơ bộ như sau : Initial phase : Thi công tường vây và dầm mũ Phase 1: Đào xuống cao độ -1.75 bên dưới mặt đất Phase 2: Thi công sàn hầm B1 tại cao độ -0.85 Phase 3: Sau đó đào xuống cao độ -6.25 bên dưới mặt đất

Phase 4: Thi công sàn trệt F1 và sàn hầm B2 tại cao độ +3.65 và cao độ -5.35

Phase 5: Đào xuống cao độ -10.75 bên dưới mặt đất

Phase 6: Thi công sàn hầm B3 tại cao độ -9.85

Phase 7: Đào xuống cao độ -13.75

Phase 8: Thi công sàn hầm B4 tại cao độ -12.85 Phase 9: Sau đó đào xuống cao độ -16.75 Phase 10: Thi công sàn hầm B5 tại cao độ -15.85, Phase 11: Sau đó đào xuống cao độ lớn nhất là -24.175 Phase 12: Thi công sàn hầm B6

Sau đây là hình mô phỏng một số giai đoạn thi công :

Hình 3.4 giai đoạn thi công phase 1

Hình 3.5 giai đoạn thi công phase 6

Hình 3.6 giai đoạn thi công phase 8

Hình 3.7 giai đoạn thi công phase 12

Chương 4 MÔ HÌNH 3D TRÊN PHẦN MỀM PLAXIS 3D 4 MÔ HÌNH 3D TRÊN PHẦN MỀM PLAXIS 3D

Giới thiệu

Phần mềm Plaxis 3D Foundation được sử dụng để phân tích kết cấu phần ngầm ở dạng 3 chiều, cung cấp khả năng kiểm soát toàn diện đối với chi tiết hình dạng và điều kiện làm việc của bài toán Từ hình dạng của bài toán, phần mềm sẽ tự tạo ra một lưới các phần tử dạng 3D và khai báo các lớp đất cũng như kết cấu chắn đỡ tường tầng hầm theo mặt bằng của từng cao độ cụ thể.

Plaxis 3D Foundation cho phép tự tạo lưới chia theo chiều thẳng đứng đối với các phần tử dựa trên mặt bằng Phần tử đất sử dụng phần tử 15 node với hàm chuyển vị bậc 2 Mô hình đất sẽ là mô hình Hardening-Soil, ứng xử “không thoát nước” cho các lớp đất sét và “thoát nước” cho các lớp cát Biện pháp thi công công trình này là biện pháp “top-down”, nên bài toàn sẽ được mô phỏng chính xác theo biện pháp thi công Cọc trong bài toán này được giả thiết là cọc khoan nhồi có các đường kính khác nhau và sẽ chịu toàn phần theo sức chịu tải cho phép tính toán của cọc.

Hình dạng tổng thể của mô hình 3D

Mô hình 3D được mô phỏng giả định sao cho hợp lý nhất, và bài toán sẽ chỉ được mô phỏng một phân đoạn điển hình của hố đào Mô hình có bề dọc hố đào là 32m, đủ để xem xét ảnh hưởng của hố đào lên cọc nằm gần kề hố đào một khoảng nhất định Những biên giả định này là cần thiết, để hạn chế số phần tử cũng như thời gian cho mô phỏng hay chạy phân tích một mô hình 3D đồ sộ to lớn hơn

Trong quá trình mô phỏng bài toán, việc khai báo mặt phẵng làm việc là rất quan trọng Chúng ta cần khai báo mặt phẵng làm việc cho cọc, tường vây và cho cả các giai đoạn thi công hố đào Trong thực tế, khi tiến hành thi công một hố đào sâu, các biện pháp thi công được đề ra và tuân thủ một cách nghiêm ngặt Nhưng để đơn giản hóa, chúng ta khai báo hệ sàn và cột chống đỡ một cách đơn giản không cầu kỳ phức tạp Vì mục đích chính của bài toán là nghiên cứu phản ứng của cọc nằm gần bên hố đào chứ không phải là thiết kế hệ chống đỡ cho tường tầng hầm

Hình 4.1 thể hiện mô hình 3D tổng thể và kết cấu, trong đó bao gồm các lớp đất, hệ tường vây tầng hầm, sàn tầng hầm, hệ chống đỡ tường vây tầng hầm và cọc đơn nằm cách hố đào một khoảng nhất định

Hình 4.1 Mô hình 3D Tổng thể và kết cấu

Thông số vật liệu đầu vào

Thông số đất

Thông số các lớp đất được lấy theo bảng 3.2 ở mục 3.3.1 bên trên

Lỗ khoan được sử dụng để xác định địa chất và cao trình các lớp đất Các lớp đất và mặt đất có thể không nằm ngang khi sử dụng một số lỗ khoan tại các địa điểm khác nhau Hơn nữa, lỗ khoan dùng để xác định sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng trong từng lớp đất Hình 4.2 thể hiện các chi tiết của lỗ khoan, chúng ta có thể xem thông tin về chiều dày lớp đất, cao độ mực nước ngầm, v.v

Hình 4.2 Chi tiết mặt đứng lỗ khoan và cấu tạo địa chất của mô hình

Khi kích vào biểu tượng "Đất", một cửa sổ sẽ xuất hiện cho phép khai báo giá trị K0 cụ thể cho từng lớp đất Công việc này sẽ được trình bày ở Hình 4.3, và dĩ nhiên ta giả định giá trị K0 ở hai phương ngang trong mô hình bằng nhau Các tham số đất trong mô hình 3D rất quan trọng, vì chúng sẽ được sử dụng để tính toán phân tích.

Hình 4.3 Chi tiết mặt đứng lỗ khoan và giá trị K 0 của mỗi lớp đất trong mô hình

Hình 4.4 thể hiện các thông số của lớp đất được khai báo Mô hình Hardening-Soil được áp dụng và ứng xử không thoát nước sẽ được gán cho các lớp đất sét có hệ số thấm thấp

Hình 4.4 Thông số tổng quát cho lớp đất

Hình 4.5 thể hiện thông số độ cứng cát tuyến 0 4( , thông số độ cứng nén cố kết 0 6(% 4( , thông số cường độ c’, φ’ và hệ số poisson 7 4

Hình 4.5 Thông số về độ cứng, cường độ, hệ số poisson cho lớp đất

Thông số về cọc

Nghiên cứu này tập trung vào hai loại cọc khoan nhồi có đường kính khác nhau: D1.0m và D0.4m Thông tin chi tiết của từng loại cọc được trình bày rõ ràng trong Bảng 4.3 và Hình 4.6, giúp bạn dễ dàng nắm bắt đặc điểm kỹ thuật của mỗi loại.

Bảng 4.3 Thông số kỹ thuật của cọc

Hình 4.6 Thông số của cọc

Như đã nói ở trên, trong luận văn cọc được giả thuyết sẽ chịu một tải trọng bằng với tải trọng thiết kế cho phép của cọc ứng với hồ sơ địa chất công trình này.

Thông số tường vây

Hệ thống tường vây được thiết kế có độ dày là 1.2m, dáy tường vây dừng tại cao độ -43.00m so với cao độ quốc gia (46.65m so với mặt đất tự nhiên) và cắm vào lớp đất sét cứng số 4 để tránh đẩy nổi

Hình 4.7 Mô hình hóa sơ đồ thi công

Hình 4.8 Thông số tường vây d = 1.2 m

Thông số sàn hầm và móng

Do biện pháp thi công công trình là biện pháp “Top-down” nên hệ dầm sàn và cột tầng hầm được sử dụng làm hệ kết cấu chắn đỡ tường vây Các sàn tầng hầm từ B5 – B1 có độ dày sàn bằng nhau Riêng tầng hầm cuối cùng B6, độ dày của sàn này là 2.325 m Các hình bên dưới sẽ thể hiện các thông số

Hình 4.9 Thông số của sàn hầm từ B1-B5 và sàn hầm B6

Lưới phần tử

Sau khi đã thiết lập mô hình 3D và khai báo các thông số của đất, tường vây, cọc, hố đào, v.v Chúng ta tiến hành chia nhỏ phần tử, dĩ nhiên mô hình được chia theo dạng 2D trước, sau đó mới đến dạng 3D

Hình 4.10 Mesh dạng 2D mặt bằng, 3D mô hình và 3D kết cấu

Các giai đoạn thi công

Trình tự có thể được tóm tắt sơ bộ như sau : Initial phase : Thi công tường vây và dầm mũ Phase 1: Đào xuống cao độ -1.75 bên dưới mặt đất Phase 2: Thi công sàn hầm B1 tại cao độ -0.85 Phase 3: Sau đó đào xuống cao độ -6.25 bên dưới mặt đất Phase 4: Thi công sàn trệt F1 và sàn hầm B2 tại cao độ +3.65 và cao độ -5.35

Phase 5: Đào xuống cao độ -10.75 bên dưới mặt đất

Phase 6: Thi công sàn hầm B3 tại cao độ -9.85

Phase 7: Đào xuống cao độ -13.75

Phase 8: Thi công sàn hầm B4 tại cao độ -12.85 Phase 9: Sau đó đào xuống cao độ -16.75 Phase 10: Thi công sàn hầm B5 tại cao độ -15.85, Phase 11: Sau đó đào xuống cao độ lớn nhất là -24.175 Phase 12: Thi công sàn hầm B6

Sau đây là hình mô phỏng một số giai đoạn thi công :

Hình 4.11 Các giai đoạn thi công : phase 1

Hình 4.12 Các giai đoạn thi công : phase 6

Hình 4.13 Các giai đoạn thi công : phase 8

Hình 4.14 Các giai đoạn thi công : phase 12

KẾT QUẢ THU THẬP TỪ MÔ HÌNH PLAXIS 2D VÀ 3D

5 KẾT QUẢ THU THẬP TỪ MÔ HÌNH PLAXIS 2D VÀ 3D

Chương trình phần tử hữu hạn được sử dụng để phân tích bài toán Tất cả các thông số hình học, đất đai, hệ thống tường vây, cọc hiện có và hệ thống chống đỡ (bao gồm sàn hầm và cột chống sàn hầm) của tường vây đều được cung cấp và nhập vào phần mềm để tính toán và phân tích.

Kết quả của mô hình Plaxis 2D

Cọc với chiều dài là 17m

Với chiều dài cọc là 17m, chúng ta sẽ xem xét giai đoạn thi công với chiều sâu hố đào là 17.4m, tương ứng với phase 8 trong mô hình Hình 5.1 thể hiện chuyển vị ngang lớn nhất của cọc có đường kính 0.4m và 1.0m tại phase 8 trong quá trình thi công hố đào Ta cũng có thể so sánh chuyển vị ngang của cọc với tường vây Kết quả cho thấy chuyển vị đỉnh tường vây là 29.937mm và cũng là chuyển vị ngang lớn nhất Đối với cọc D = 0.4m, chuyển vị ngang tại đỉnh cọc là 8.726mm, tại chân cọc là 16.257mm và chuyển vị ngang lớn nhất là 20.589mm tại độ sâu 13m Đối với cọc D = 1.0m, chuyển vị ngang đỉnh cọc là 28.07mm và là chuyển vị ngang lớn nhất, còn tại chân cọc thì chuyển vị ngang là 18.229mm

Khi tăng khoảng cách giữa hố đào sâu và cọc hiện hữu từ 2m lên thành 4m, kết quả thể hiện ở hình 5.2 Lúc này, đối với cọc D = 0.4m, chuyển vị ngang đỉnh cọc là 7.511mm, tại chân cọc là 16.81mm và chuyển vị ngang lớn nhất là 18.554mm tại độ sâu 13.5m Kết quả cho thấy chuyển vị ngang giảm đi không đáng kể khi khoảng cách giữa hố đào sâu và cọc hiện hữu tăng từ 2m thành 4m

Sự chuyển vị ngang của tường vây tác động đáng kể đến sự chuyển vị ngang của cọc nằm gần hố đào Hơn nữa, đường kính của cọc cũng đóng vai trò quan trọng trong việc thay đổi chuyển vị ngang của nó Tỷ lệ thuận giữa chuyển vị ngang của cọc và chuyển vị ngang của tường vây được duy trì trong suốt các giai đoạn thi công.

Hình 5.1 Chuyển vị ngang của tường vây, cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 8 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 2.0m

Hình 5.2 Chuyển vị ngang của tường vây, cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 8 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 4.0m

Hình 5.3 là kết quả moment uốn gây ra cho cọc với khoảng cách giữa cọc với hố đào là 2.0m Dĩ nhiên đối với cọc có đường kính D = 1.0m sẽ tiếp nhận moment uốn lớn hơn cọc có đường kính nhỏ hơn, D = 0.4m Cụ thể, với cọc D = 1.0m thì

D0.4D1.0 mDwall moment lớn nhất M max = 232.455 kNm, còn với cọc D = 0.4m thì moment lớn nhất M max = 68.457 kNm

Hình 5.3 Moment lớn nhất M max của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 8 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 2.0m

Tương tự với hình 5.4, moment uốn cho cọc sẽ giảm đi khi khoảng cách giữa hố đào và cọc tăng từ 2.0m lên 4.0m Ta có, với cọc D = 1.0m thì M max = 86.31 kNm; với cọc D = 0.4m thì M max = 36.454 kNm

Hình 5.4 Moment lớn nhất M max của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 8 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 4.0m

Kiểm tra ứng suất dọc trục thân cọc của hai trường hợp trên để xem xét ảnh hưởng của moment uốn lớn nhất gây ra cho cọc Bảng 5.1 bên dưới trình bày kết quả cụ thể cho từng trường hợp

Bảng 5.1 Ứng suất kéo của cọc cho trường hợp chiều dài cọc Lp = 17.0m

Cọc với chiều dài là 30m

Với chiều dài cọc là 30m, chúng ta sẽ xem xét hết tất cả các giai đoạn thi công, vì chiều sâu hố đào chỉ đạt đến 24.825m Chuyển vị ngang của tường vây và cọc hiện hữu được thể hiện trên hình 5.5 với khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu là 2.0m Kết quả cho thấy chuyển vị đỉnh của cọc D0.4m là 10.646mm và cọc D1.0m là 13.849mm Chuyển vị ngang lớn nhất của cọc D0.4m là 41.283mm và cọc D1.0m là 43.821mm

Hình 5.5 Chuyển vị ngang của tường vây, cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 2.0m

Khi tăng khoảng cách giữa hố đào sâu và cọc hiện hữu lên thành 4m, kết quả thể hiện ở hình 5.6 Với cọc D0.4m, chuyển vị ngang đỉnh cọc là 9.38mm và chuyển vị ngang lớn nhất là 40.726mm Với cọc D1.0m, chuyển vị ngang đỉnh cọc là 12.918mm và chuyển vị ngang lớn nhất là 42.608mm Kết quả cho thấy chuyển vị ngang giảm đi một khoảng từ 5% 10% khi khoảng cách giữa hố đào sâu và cọc hiện hữu tăng từ 2m thành 4m

Hình 5.6 Chuyển vị ngang của tường vây, cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 4.0m

Kết quả moment gây ra cho cọc được thể hiện ở hình 5.7 cho khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu là 2.0m và hình 5.8 cho khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu là 4.0m Các giá tri moment gây ra cho cọc lần lượt là : với khoảng cách

2.0m, M max = 18.47 kNm - cọc D0.4m và M max = 556.56 kNm – cọc D1.0m; với khoảng cách 4.0m, M max = 16.92 kNm – cọc D0.4m và M max = 478.00 kNm – cọc D1.0m Ta nhận thấy moment gây ra cho cọc không thay đổi nhiều khi khoảng cách giữa hố đào và cọc thay đổi từ 2.0m thành 4.0m

Hình 5.7 Moment lớn nhất M max của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 2.0m

Hình 5.8 Moment lớn nhất M max của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 4.0m

Kiểm tra ứng suất kéo trong cọc của hai trường hợp trên để xem xét ảnh hưởng của moment uốn lớn nhất gây ra cho cọc Bảng 5.2 bên dưới trình bày kết quả cụ thể cho từng trường hợp

Bảng 5.2 Ứng suất kéo của cọc cho trường hợp chiều dài cọc Lp = 30.0m

Cọc với chiều dài là 42m

Các hình 5.9, 5.10 thể hiện kết quả chuyển vị ngang của tường vây, cọc D0.4m và cọc D1.0m ứng với từng trường hợp khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu là 2.0m, 4.0m Tương tự trên, ta cũng nhận thấy khi khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu tăng từ 2.0m lên thành 4.0m, chuyển vị ngang tại đỉnh và chuyển vị ngang lớn nhất của cọc giảm đi khoảng từ 5% 10% (D0.4m – 2.0m : 33.125mm và 71.898mm; D0.4m – 4.0m : 29.145mm và 70.286mm; D1.0m – 2.0m : 38.33mm và 79.97mm; D1.0m – 4.0m : 36.145mm và 78.286mm) Trường hợp tăng đường kính cọc từ D0.4m thành D1.0m, chuyển vị ngang tại đỉnh và chuyển vị ngang lớn nhất của cọc không thay đổi nhiều

Hình 5.9 Chuyển vị ngang của tường vây, cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 2.0m

Hình 5.10 Chuyển vị ngang của tường vây, cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 4.0m

Khi khoảng cách được tăng lên thành 10.0m, dạng chuyển vị của tường vây và cọc không khác gì nhiều, hình 5.11 Tuy nhiên, giá trị của chuyển vị đỉnh và chuyển vị ngang lớn nhất thì giảm đáng kể (D0.4m : 13.803mm và 30.502mm; D1.0m : 13.986mm và 32.113mm)

Hình 5.11 Chuyển vị ngang của tường vây, cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 10.0m

Hình 5.12 và 5.13 cho kết quả moment uốn gây ra cho cọc với khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu là 2.0m và 4.0m Cọc nào có độ cứng lớn sẽ tiếp nhận moment nhiều hơn (M max = 949.808 kNm và M max = 26.568 kNm cho 2.0m; M max 912.169 kNm và M max = 13.428 kNm cho 4.0m)

Hình 5.12 Moment lớn nhất Mmax của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 2.0m

Hình 5.13 Moment lớn nhất Mmax của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 4.0m

Hình 5.14 trình bày kết quả moment uốn cọc khi khoảng cách tăng lên thành 10.0m Giá trị moment uốn cọc được giảm đáng kể trong trường hợp này (D0.4m : M max = 12.124 kNm; D1.0m : M max = 236.663 kNm)

Hình 5.14 Moment lớn nhất Mmax của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 10.0m

Qua các biểu đồ kết quả trên, ta thấy moment uốn lớn nhất và chuyển vị ngang lớn nhất phụ thuộc rất nhiều vào khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu, nó giảm rõ rệt khi khoảng cách này tăng một cách đáng kể Trong hình 5.15, ta thấy moment uốn lớn nhất giảm khoảng 30% khi khoảng cách từ hố đào đến cọc hiện hữu tăng từ 2.0m đến 10.0m và hình dạng của biểu đồ moment cũng thay đổi rõ rệt

Hình 5.16 cũng cho thấy sự tác động đến chuyển vị ngang của cọc do yếu tố khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu Chuyển vị ngang của cọc giảm 40% khi khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu tăng từ 2.0m đến 10.0m Đường kính cọc không ảnh hưởng hoặc ảnh hưởng không nhiều đến chuyển vị ngang

Hình 5.15 Moment uốn của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc: 2.0m, 4.0m và 10.0m

Hình 5.16 Chuyển vị ngang của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc: 2.0m, 4.0m và 10.0m

Kết quả kiểm tra ứng suất kéo, bảng 5.3, cho thấy đối với cọc D0.4m, khả năng nứt cọc sẽ không xảy ra cho tất cả các trường hợp về khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu Nhưng đối với cọc D1.0m, khả năng nứt cọc sẽ xảy ra với trường hợp khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu từ 2.0m đến 4.0m Hàm lượng thép tối thiểu trong cọc là cần được bố trí cho mọi trường hợp

Bảng 5.4 Ứng suất kéo của cọc cho trường hợp chiều dài cọc Lp = 42.0m

Kết quả của mô hình Plaxis 3D

Đối với mô hình Plaxis 3D, ta chỉ xem xét cho trường hợp chiều dài cọc cụ thể là Lp = 42.0m và các khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu bao gồm : 2.0m, 4.0m và 10.0m Chuyển vị ngang lớn nhất của tường vây và cọc D0.4m, D1.0m là ở tại đỉnh Các chuyển vị ngang của tường vây và cọc được thể hiện trong hình 5.17, 5.18 Rõ ràng trên các hình đó, chuyển vị ngang tại đỉnh cọc không thay đổi nhiều cho dù đường kính thay đổi (D0.4m : 20.96mm và D1.0m : 25.33mm), và khi khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu tăng từ 2.0m lên thành 4.0m thì chuyển vị ngang lớn nhất cũng là chuyển vị ngang tại đỉnh cọc sẽ giảm khoảng từ 0% 10%

Hình 5.17 Chuyển vị ngang của tường vây, cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 2.0m

Hình 5.18 Chuyển vị ngang của tường vây, cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 4.0m

Khi khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu tăng lên thành 10.0m Sự thay đổi về chuyển vị ngang tại đỉnh mới có sự rõ ràng hơn (D0.4m – 10m : 16.9mm, D1.0m – 10m : 18.34mm) Hình 5.19 đã cho thấy điều đó

Hình 5.19 Chuyển vị ngang của tường vây, cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 10.0m

Biểu đồ moment gây ra cho cọc được thể hiện ở hình 5.20 và 5.21 với khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu là 2.0m và 4.0m Dĩ nhiên moment cho cọc D1.0m luôn lớn hơn cọc D0.4m (M max = 739.66 kNm và M max = 77.545 kNm cho 2.0m; M max = 619.665 kNm và M max = 63.263 kNm cho 4.0m)

Hình 5.20 Moment lớn nhất M max của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 2.0m

Hình 5.21 Moment lớn nhất M max của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 4.0m

Cuối cùng, khi khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu được tăng lên thành 10.0m thì moment uốn lớn nhất gây ra cho cọc có sự giảm đi rõ rệt nhất, kết quả thể hiện trên hình 5.22 cho cọc D0.4m và D1.0m

Hình 5.22 Moment lớn nhất M max của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là 10.0m

Moment uốn lớn nhất tác động lên cọc là 739,66 kNm tại độ sâu 11,5m với cọc có chiều dài 42,0m và đường kính 1,0m Lực nén dọc trục thân cọc tại thời điểm đó là 4238,55 kN.

Hình 5.23 Moment lớn nhất M max của cọc đường kính D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc là : 2.0m, 4.0m và 10.0m

Giá trị của moment uốn lớn nhất và chuyển vị ngang lớn nhất phụ thuộc rất nhiều vào khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu, nó giảm rõ rệt khi khoảng cách này tăng một cách đáng kể Trong hình 5.23, ta thấy moment uốn lớn nhất giảm khoảng 40% khi khoảng cách từ hố đào đến cọc hiện hữu tăng từ 2.0m đến 10.0m

Tương tư vậy, hình 5.24 bên dưới cho thấy sự ảnh hưởng của khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu lên chuyển vị ngang của cọc Chuyển vị ngang của cọc giảm 30% khi khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu tăng từ 2.0m đến 10.0m Trong đó, đường kính cọc không ảnh hưởng hoặc ảnh hưởng rất ít đến chuyển vị ngang, điều đó đã được khẳng định qua các báo cáo kết quả cụ thể bên trên

Bảng 5.4 cho thấy kết quả kiểm tra ứng suất kéo trong cọc ứng với chiều dài Lp

= 42.0m Kết quả cho thấy đối với cọc D0.4m, khả năng nứt cọc sẽ không xảy ra cho tất cả các trường hợp về khoảng cách từ hố đào đến cọc hiện hữu Nhưng đối với cọc D1.0m, khả năng nứt cọc sẽ xảy ra với trường hợp khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu từ 2.0m đến 4.0m Điều đó cũng rất đáng quan tâm, hàm lượng thép tối thiểu trong cọc là cần thiết cho mọi trường hợp

Bảng 5.4 Ứng suất kéo của cọc cho trường hợp chiều dài cọc Lp = 42.0m

Hình 5.24 Chuyển vị ngang lớn nhất của cọc đường kính D = 0.4m và D = 1.0m ở giai đoạn thứ 12 trong quá trình thi công Khoảng cách giữa hố đào và cọc: 2.0m, 4.0m và 10.0m

Nhận xét

Kết quả mô hình Plaxis 2D

Một vài nhận xét từ kết quả phân tích của phần mềm Plaxis 2D như sau :

• Moment uốn lớn nhất và chuyển vị ngang lớn nhất phụ thuộc rất nhiều vào khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu, nó giảm rõ rệt khi khoảng cách này tăng một cách đáng kể

• Đường kính cọc không ảnh hưởng hoặc ảnh hưởng không nhiều (dưới 5%) đến chuyển vị ngang của cọc

• Chuyển vị ngang của cọc giảm khoảng 40% khi khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu tăng từ 2.0m đến 10.0m

• Moment uốn lớn nhất của cọc giảm khoảng 30% khi khoảng cách từ hố đào đến cọc hiện hữu tăng từ 2.0m đến 10.0m và hình dạng của biểu đồ moment cũng thay đổi rõ rệt

• Trong các loại cọc mà luận văn nghiên cứu phân tích, cọc có độ nhạy K R càng lớn thì khả năng tác động của chuyển vị ngang đất nền, do chuyển vị hệ tường vây hố đào, lên cọc nằm gần bên càng nhỏ và hầu hết đều không gây nguy hiểm cho cọc

• Khuyến cáo hàm lượng thép tối thiểu theo qui định của tiêu chuẩn (1%) cần được bố trí cho cọc BTCT để dự trù tương lai.

Kết quả mô hình Plaxis 3D

Một vài nhận xét từ kết quả phân tích của phần mềm Plaxis 3D :

• Đường kính cọc không ảnh hưởng hoặc ảnh hưởng không nhiều (dưới 5%) đến chuyển vị ngang của cọc

• Khoảng cách giữa hố đào và cọc hiện hữu tăng từ 2.0m lên thành 10.0m thì chuyển vị ngang lớn nhất cũng là chuyển vị ngang tại đỉnh cọc sẽ giảm khoảng

• Moment uốn lớn nhất giảm khoảng 40% khi khoảng cách từ hố đào đến cọc hiện hữu tăng từ 2.0m đến 10.0m

• Trong các loại cọc mà luận văn nghiên cứu phân tích, cọc có độ nhạy K R càng lớn thì khả năng tác động của chuyển vị ngang đất nền, do chuyển vị hệ tường vây hố đào, lên cọc nằm gần bên càng nhỏ và hầu hết đều không gây nguy hiểm cho cọc

• Khuyến cáo hàm lượng thép tối thiểu theo qui định của tiêu chuẩn (1%) cần được bố trí cho cọc BTCT để dự trù tương lai

PHƯƠNG PHÁP THIẾT KẾ BÁN THỰC NGHIỆM DO POULOS VÀ CHEN (1997) ĐỀ NGHỊ

6 PHƯƠNG PHÁP THIẾT KẾ BÁN THỰC NGHIỆM DO POULOS VÀ

Giới thiệu

Poulos và Chen (1997) đã nghiên cứu phát triển và đề nghị một số các biểu đồ thiết kế dùng để tính toán dự đoán độ chuyển vị và moment uốn lớn nhất của cọc do chuyển vị của đất gây ra Cụ thể đối với đất sét trong trường hợp cọc nằm gần một hố đào sâu Các thông số dùng để phân tích được thể hiện trong hình 6.1 bao gồm :

• B là một nữa bề rộng của hố đào (m)

• H là tổng chiều dày của lớp đất sét (m)

• X là khoảng cách từ cọc đến hố đào (m)

• C là lực cắt không thoát nước của lớp sét (kN/m 2 )

• E s là module đàn hồi Young của lớp đất (kN/m 2 )

• ɣ là khối lượng riêng của đất (kN/m 3 )

• E p là module đàn hồi của cọc (kN/m 2 )

• E lw là độ cứng của tường cừ (kN/m 2 )

• S là khoảng cách của các thanh chống (m)

• L w là chiều dài của tường cừ (m)

• Hmax là độ sâu tối đa của hố đào (m)

Bài toán trên sử dụng chương trình phần tử hữu hạn 2D để mô phỏng và phân tích ứng xử của cọc

Hình 6.1 Mặt cắt hố đào của bài toán do Polous và Chen (1997) đề nghị

Kết quả cho thấy chuyển vị của cọc phụ thuộc vào chuyển vị của đất nền xung quanh hố đào Do đó chuyển vị lớn nhất của cọc có thể được xem tương đương với chuyển vị lớn nhất của đất nền xung quanh Moment uốn của cọc phụ thuộc vào khoảng cách giữa cọc và hố đào, và giá trị này càng giảm khi khoảng cách giữa cọc và hố đào càng tăng

Sau đây là một số trường hợp với các thông số khác nhau đã được nghiên cứu đề xuất bởi Poulos và Chen (1997):

1 Moment uốn và chuyển vị của cọc tăng khi c và Es tăng do sự gia tăng áp lực ngang của đất

2 Moment uốn và chuyển vị của cọc tăng cùng với sự gia tăng chỉ số SPT N, do chuyển ngang của đất

3 Moment uốn và chuyển vị của cọc giảm ứng với tường chắn hố đào cứng (độ cứng tường chắn đủ lớn và / hoặc độ cứng thanh chống đủ lớn, hoặc khoảng cách giữa các thanh chống đủ nhỏ) dẫn đến chuyển vị của đất sẽ nhỏ lại

4 Moment uốn của cọc sẽ tăng tương ứng với đường kính cọc lớn, do độ cứng của cọc và chuyển vị của cọc có xu hướng giảm nhẹ nhưng thường sau sự chuyển động của đất nền xung quanh, trừ khi cọc là rất cứng

Dựa trên các nghiên cứu thông số trên, Poulos và Chen (1997) thấy rằng moment uốn lớn nhất và chuyển vị lớn nhất của cọc có thể tính xấp xỉ bằng cách sử dụng các phương trình sau đây:

Trong đó M max là mômen uốn lớn nhất (kNm), ρ max là độ võng lớn nhất (mm), Mb, ρ b là moment uốn cơ bản và độ lệch cơ bản tại thời điểm tương ứng, k cu , k' cu , là các thông số điều chỉnh sức kháng cắt, k d , k ' d là các thông số điều chỉnh cho đường kính cọc, K NC , k' Nc là các thông số điều chỉnh cho độ sâu hố đào, k Elw , k' EIw là các thông số điều chỉnh cho độ cứng tường, k k , k' k là các thông số điều chỉnh cho độ cứng thanh chống và k s , k’ s , là các thông số điều chỉnh cho khoảng cách giữa các thanh chống Hình 5.2, 5.3 và 5.4 là biểu đồ của p b , M b và của tất cả các thông số điều chỉnh tương ứng Cần lưu ý rằng tất cả các giá trị này tương ứng với thông số

(h là chiều sâu hố đào)

Trong hình 6.2 và 6.4 chúng ta có thể thấy rằng theo Poulos và Chen (1997), ảnh hưởng của khoảng cách X giữa cọc và hố đào là đáng kể cho đến khi khoảng cách X

~ 10m và sau đó nó tiếp tục giảm cho đến khi khoảng cách X ≥ 18m Hơn nữa việc tăng khoảng cách này từ 2m tới 4m không ảnh hưởng đến chuyển vị tối đa của cọc

Hình 6.2 Biểu đồ quan hệ giữa moment uốn và khoảng cách của cọc với tường chắn hố đào

Hình 6.3 Biểu đồ hệ số hiệu chỉnh cho moment uốn của cọc (Poulos và Chen, 1997)

Hình 6.4 Biểu đồ quan hệ giữa chuyển vị của cọc và khoảng cách của cọc với tường chắn hố đào

Hình 6.5 Biểu đồ hệ số hiệu chỉnh cho chuyển vị của cọc (Poulos và Chen, 1997)

Áp dụng phương pháp bán thực nghiệm do Poulos and Chen (1997) cho cọc có chiều dài cố định 42m

Theo như phần giới thiệu, phương pháp bán thực nghiệm đã được trình bày cụ thể rõ ràng Từ đó, ta có thể áp dụng tính toán cho các cọc có đường kính 0.4m và 1.0m, nhưng với chiều dài cố định là 42m

Sau khi xác định các hệ số c u và N C , hệ số N C có giá trị rất lớn (N C = 32.904), dẫn đến khó tra cứu hệ số k NC và k NC ’ Để thuận tiện nghiên cứu, giả định hệ số N C là lớn nhất trong biểu đồ và tra các hệ số k NC , k NC ’ Bảng 6.1 và 6.2 cung cấp các giá trị mô men uốn và chuyển vị ngang lớn nhất cho cọc theo phương pháp bán thực nghiệm được đề xuất bởi Poulos và Chen (1997).

Bảng 6.1 Kết quả moment và chuyển vị ngang lớn nhất tính toán theo phương pháp của Poulos and Chen (1997) đề nghị cho cọc có đường kính 0.4m

Khoảng cách cọc đến hố đào 2m

3D (kN.m) 37.350 1.295 0.455 6.724 1.000 0.970 1.30 186.601 26.57 77.54 ρ k' cu k' d k' Nc k' EIw k' k k' s ρ max

Khoảng cách cọc đến hố đào 4m

3D (kN.m) 28.770 1.172 0.455 5.343 1.000 0.970 1.30 103.366 13.43 63.26 ρ k' cu k' d k' Nc k' EIw k' k k' s ρmax

Khoảng cách cọc đến hố đào 10m

3D (kN.m) 20.000 1.052 0.455 3.000 1.000 1.130 0.96 31.187 12.12 27 ρ k' cu k' d k' Nc k' EIw k' k k' s ρ max

Bảng 6.2 Kết quả moment và chuyển vị ngang lớn nhất tính toán theo phương pháp của Poulos and Chen (1997) đề nghị cho cọc có đường kính 1.0m

Khoảng cách cọc đến hố đào 2m

3D (kN.m) 37.350 1.295 8.835 6.724 1.000 0.970 1.30 3623.345 949.81 739.66 ρ k' cu k' d k' Nc k' EIw k' k k' s ρ max

Khoảng cách cọc đến hố đào 4m

3D (kN.m) 28.770 1.172 10.097 5.343 1.000 0.970 1.30 2293.824 912.17 619.665 ρ k' cu k' d k' Nc k' EIw k' k k' s ρ max

Khoảng cách cọc đến hố đào 10m

3D (kN.m) 20.000 1.052 11.736 3.000 1.000 1.130 0.96 804.431 236.66 500.033 ρ k' cu k' d k' Nc k' EIw k' k k' s ρ max

Bảng 6.1 và 6.2 cho thấy rằng biểu đồ tra thiết kế được đề nghị bởi Poulos and Chen (1997) ra kết quả tương đối hợp lý đối với bài toán hố đào này.

Nhận xét

Với các biểu đồ tra ở hình 6.2 và 6.3 dùng để tra các hệ số để tính ra giá trị moment uốn lớn nhất, ta nhận thấy thông số khoảng cách giữa cọc và hố đào không chỉ cho giá trị moment uốn cơ bản M b , mà còn ảnh hưởng đến hầu hết các thông số khác Tương tự đối với giá trị chuyển vị ngang lớn nhất, thông số khoảng cách giữa cọc và hố đào cũng ảnh hưởng đến chuyển vị ngang cơ bản ρ b và ảnh hưởng hầu hết các thông số còn lại Điều đó cho thấy Poulos and Chen rất quan tâm đến thông số khoảng cách giữa cọc và hố đào, đó là thông số quan trọng nhất quyết định đến kết quả của phương pháp Và chúng ta cũng thấy điều đó qua việc phân tích bài toán bằng phương pháp PTHH, kết quả moment uốn và chuyển vị ngang lớn nhất giảm dầng một cách rõ rệch khi khoảng cách giữa cọc và hố đào tăng đến 10m Đường kính của cọc chỉ ảnh hưởng đến một thông số duy nhất, đó là k d cho kết quả moment uốn và k’ d cho kết quả chuyển vị ngang Hệ số k d nằm trong khoảng từ 0 đến 100 và là khoảng lớn nhất so với các hệ số khác Tuy nhiên, k’ d lại chỉ nằm trong khoảng từ 0.8 đến 1.0 Từ đó ta thấy thông số đường kính của cọc ảnh hưởng rất lớn đến moment uốn cho cọc nhưng lại ảnh hưởng không đáng kể đến chuyển vị ngang của cọc Và điều đó cũng thể hiện rõ trong kết quả phân tích bài toán bằng phương pháp PTHH, chuyển vị ngang của cọc thay đổi không nhiều khi đường kính cọc thay đổi từ 0.4m đến 1.0m

Đối với tham số NC sử dụng để tra hệ số kNC và k'NC bị giới hạn trong một khoảng nhất định Nếu vượt quá giá trị đó, chỉ có thể giả định hoặc lấy giá trị tối đa mà không có hướng dẫn cụ thể, dẫn đến kết quả cũng bị ảnh hưởng không nhỏ từ các tham số này Đây là những nhận xét về phương pháp bán thực nghiệm do Poulos and Chen (1997) đề xuất cho bài toán tính moment uốn và chuyển vị ngang lớn nhất của cọc nằm gần hố đào sâu một khoảng nhất định.

So sánh kết quả giữa phương pháp thiết kế bán thực nghiệm của Poulos và Chen với phần mềm Plaxis 2D và 3D cho thấy ở chuyển vị ngang lớn nhất, Plaxis 2D tính toán kết quả bằng 90% phương pháp thiết kế bán thực nghiệm, nhưng Plaxis 3D chỉ đạt dưới 50% Đối với moment uốn lớn nhất, cả Plaxis 2D và Plaxis 3D đều tính ra kết quả thấp hơn đáng kể so với phương pháp thiết kế bán thực nghiệm, chỉ đạt từ 20% đến 50% kết quả Tham số NC đóng vai trò quan trọng trong việc ảnh hưởng đến kết quả của phương pháp thiết kế bán thực nghiệm Poulos và Chen (1997).

KẾT LUẬN, KIẾN NGHỊ VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU

7 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Hướng nghiên cứu tương lai

Mặc dù đã có nhiều nghiên cứu về ảnh hưởng của chuyển vị ngang đất đến cọc gần, nhưng vẫn còn nhiều vấn đề chưa được giải quyết và cần tiếp tục nghiên cứu thêm Các hướng nghiên cứu tiềm năng bao gồm:

1 Nghiên cứu thêm cho nhóm cọc

2 Các số liệu đo đạc từ thí nghiệm hay quan trắc từ hiện trường cần được sàn lọc, phân loại thành các trường hợp thực tế đơn giản, có thể áp dụng cho nhiều tình huốn khác nhau nhưng cùng do chuyển vị ngang của đất gây ra như cọc ép hoặc đóng, hố đào sâu, cọc gần đường hoặc khối đất đắp,

3 Nghiên cứu cho các trường hợp liên kết đầu cọc khác nhau

4 Nghiên cứu để có thể làm thí nghiệm mô phỏng trong phòng.