Ứng dụng tường cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực kết hợp cọc chống bê tông cốt thép để tính toán ổn định bờ kè khu vực mũi cà mau

Ký hiệu Đơn vị Chú thích mặt nước tính toán tại vị trí tường chắn sóng sóng đổ lần cuối đến mép nước sóng đổ lần cuối đến công trình hồi của vật liệu cọc diện ngang của cọc tính toán th

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

-

NGUYỄN VĨNH QUANG

ỨNG DỤNG TƯỜNG CỌC VÁN BÊ TÔNG CỐT THÉP

DỰ ỨNG LỰC KẾT HỢP CỌC CHỐNG BÊ TÔNG CỐT

THÉP ĐỂ TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH BỜ KÈ

KHU VỰC MŨI CÀ MAU

CHUYÊN NGÀNH: KỸ THUẬT XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH NGẦM

MÃ SỐ NGÀNH : 60.58.02.04

LUẬN VĂN THẠC SĨ

TP HỒ CHÍ MINH, tháng 6 năm 2015

KHOA KT XÂY DỰNG Độc lập - Tự do - Hạnh phúc

Tp HCM, ngày tháng 6 năm 2015

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ và tên học viên : NGUYỄN VĨNH QUANG Phái : Nam

Ngày sinh : 08/12/1986 Nơi sinh : An Giang

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình ngầm MSHV : 13091311

I- TÊN ĐỀ TÀI

Ứng dụng tường cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực kết hợp cọc chống bê tông cốt

thép để tính toán ổn định bờ kè khu vực Mũi Cà Mau

II- NHIỆM VỤ LUẬN VĂN

Mở đầu

Chương 1 Tổng quan nguyên nhân và giải pháp chống sạt lỡ công trình

Chương 2 Cơ sở lý thuyết tính toán tường kè và ảnh hưởng của độ nghiêng cọc

chống bê tông cốt thép đến tính ổn định của công trình

Chương 3 Ảnh hưởng độ nghiêng của cọc chống bê tông cốt thép đến nội lực của

công trình kè chống sạt lở mũi Cà Mau

Chương 4 Ứng dụng tính toán ổn định công trình kè chống sạt lở mũi Cà Mau

Kết luận và kiến nghị

III- NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: 19/01/2015

IV- NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: 14/6/2015

V- HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: PGS.TS VÕ PHÁN

Nội dung và Luận văn Thạc sĩ đã được Hội Đồng Chuyên Ngành thông qua

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN CHỦ NHIỆM BỘ MÔN KHOA QL CHUYÊN NGÀNH

QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH

PGS.TS VÕ PHÁN TS LÊ BÁ VINH TS NGUYỄN MINH TÂM

Tôi xin được cảm ơn quý Thầy Cô trong bộ môn Địa cơ nền móng, quý Thầy Cô

đã truyền đạt cho tôi những kiến thức quý báu và sâu sắc trong 03 học kỳ qua

Tôi xin chân thành cám ơn Thầy PGS-TS Võ Phán, người Thầy đã tận tình hướng

dẫn, giúp tôi đưa ra hướng nghiên cứu cụ thể, hổ trợ nhiều tài liệu, kiến thức quý báu trong quá trình học tập và nghiên cứu

Một lần nữa tôi xin chân thành cám ơn các Thầy PGS.TS Châu Ngọc Ẩn, TS Lê

Bá Vinh, TS Bùi Trường Sơn, TS Nguyễn Minh Tâm, TS Lê Trọng Nghĩa, TS Trần Tuấn Anh, TS Đỗ Thanh Hải đầy nhiệt huyết và lòng yêu nghề, đã tạo điều kiện

tốt nhất cho tôi học tập và nghiên cứu khoa học, luôn tận tâm giảng dạy và cung cấp cho tôi nhiều tư liệu cần thiết

Xin chân thành – cám ơn các Thầy, Cô, Anh Chị nhân viên của Phòng Quản lý Khoa học – Đào tạo Sau Đại học đã giúp đỡ và tạo mọi điều kiện thuận lợi cho tôi trong

suốt quá trình học tập

Một lần nữa xin gửi đến Quý Thầy, Cô và Gia đình lòng biết ơn sâu sắc

TP Hồ Chí Minh, ngày 10 tháng 6 năm 2015

Học viên thực hiện

Nguyễn Vĩnh Quang

Tôi xin cam đoan: Bản Luận văn tốt nghiệp này là công trình nghiên cứu thực sự của các nhân, được thực hiện trên cơ sở nghiên cứu lý thuyết, kiến thức thực nghiệm, thu

thập các số liệu, nghiên cứu khảo sát tình hình thực tế dưới sự hướng dẫn của PGS-TS

Võ Phán

Các số liệu, mô hình tính toán và những kết quả trong luận văn là trung thực, được xuất phát từ thực tiễn, các số liệu, cơ sở lý thuyết được chỉ rõ nguồn trích dẫn trong danh mục tài liệu tham khảo

TP Hồ Chí Minh, ngày 10 tháng 6 năm 2015

Học viên thực hiện

Nguyễn Vĩnh Quang

Ký hiệu Đơn vị Chú thích

mặt nước tính toán tại vị trí

tường chắn sóng

sóng đổ lần cuối đến mép nước

sóng đổ lần cuối đến công trình

hồi của vật liệu cọc

diện ngang của cọc

tính toán theo đất nền của cọc đơn

'

h

đất theo phương vuông góc với mặt bên cọc

'

vp

phương thẳng đứng tại độ sâu mũi cọc do trọng lượng bản thân đất

đất tại độ sâu tính toán ma sát bên tác dụng lên cọc

a

mũi cọc N

cát bên thân cọc

b

của bê tông cọc khi nén và kéo

Hình 1.1: Cấu tạo rọ đá

Hình 1.2: Kè bờ biển tỉnh Bình Thuận

Hình 1.3: Kè bảo vệ bờ TP HCM

Hình 1.4: Thảm Bê tông FS bảo vệ bờ

Hình 1.5: Một số cấu kiện bê tông dị hình

Hình 1.6 : Cừ Larsen tại nhà máy

Hình 1.7 : Một số dạng kết cấu kè bằng cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực

Hình 1.8: Biểu đồ phân bố áp lực đất, mômen và biến dạng với các độ sâu cắm cừ Hình 2.1: Biểu đồ áp lực nước

Hình 2.2: Biểu đồ áp lực đất chủ động

Hình 2.3: Biểu đồ áp lực sóng lên tường cản sóng thành đứng

Hình 2.4: Biều đồ áp lực sóng lên tường chắn sóng thẳng đứng khi sóng rút Hình 2.5: Vòng tròn ứng suất ở điều kiện cân bằng giới hạn

Hình 2.6: Trạng thái chủ động và bị động theo Rankine

Hình 2.7: Sơ đồ áp lực chủ động của đất theo Rankine

Hình 2.8: Áp lực đất chủ động theo Coulomb

Hình 2.9: Vòng tròn Mohr và phương trình Coulomb đối với đất rời

Hình 2.10 : Thiết lập mô hình tính toán

Hình 2.11: Khai báo thông số của vật liệu

Hình 2.12: Định nghĩa các lọai tải

Hình 2.13: Khai báo tải trọng

Hình 2.14: Trường hợp tải trọng 1

Hình 2.15: Trường hợp tải trọng 2

Hình 2.16: Tổ hợp tải trọng

Hình 2.17: Gán tỉnh tải cho cấu kiện dầm

Hình 2.18: Gán hoạt tải cho cấu kiện dầm

Hình 2.19: Gán điều kiện biên cho gối

Hình 2.20: Xem chuyển vị của kết cấu

Hình 2.21: Xem biểu đồ nội lực của phần tử thanh

Hình 2.22: Sơ đồ móng cọc đài cao và nội lực tại các đỉnh cọc

Hình 2.23: Nội lực pháp tuyến sinh ra tại đỉnh cọc khi đỉnh cọc chuyển vị

Hình 2.24: Sơ đồ để xác định HH

Hình 2.25: Quan hệ giữa chuyển vị đỉnh cọc và chuyển vị đài cọc

Hình 2.26: Hệ cơ bản

Hình 2.27: Sơ đồ nội lực để xác định r iK

Hình 2.28: Mô hình tính toán của cừ một tầng neo

Hình 2.29: Sơ đồ giải cừ một tầng neo bằng phương pháp đồ giải

Hình 2.30: Sơ đồ giải xác định độ võng theo phương pháp đồ giải

Hình 2.31: Sơ đồ tác động của Moment và tải trọng ngang lên cọc

Hình 2.32: Sơ đồ phân tích ổn định theo Fellenius

Hình 2.33: (a) Phân cùng trượt của mái dốc (b) Mái dốc phẳng

Hình 2.34: Đồ thị xác định mặt cong của mái đất

Hình 2.35: Sơ đồ xác định hình dạng mái dốc ổn định theo phương pháp Fp Hình 3.1: Mặt bằng tuyến kè

Hình 3.2: Mặt cắt ngang điển hình của công trình

Hình 3.5: Mặt cắt ngang chi tiết của công trình

Hình 3.6: Hình trụ hố khoan FC03

Hình 3.7: Sơ đồ lực tính toán trường hợp 1

Hình 3.8: Sơ đồ lực tính toán trường hợp 2

Hình 3.27: Mô hình trượt của công trình khi không có hệ cọc

Hình 3.28: Mô hình trượt của công trình khi có cọc ván BTCT DƯL

Hình 3.29: Mô hình trượt của công trình khi có hệ cọc kết hợp

Hình 3.30: Mô hình trượt của công trình khi có mực nước biển thấp nhất

Hình 4.1: Biểu đồ áp lực ngang theo độ sâu z

Hình 4.2: Biểu đồ lực cắt dọc theo thân cọc theo độ sâu z

Hình 4.3: Biểu đồ mômen theo thân cọc theo độ sâu z

Hình 4.4: Biểu đồ áp lực ngang theo độ sâu z

Hình 4.5: Biểu đồ lực cắt dọc theo thân cọc theo độ sâu z

Hình 4.6: Biểu đồ mômen theo thân cọc theo độ sâu z

Hình 4.7: Biểu đồ áp lực ngang theo độ sâu z

Hình 4.8: Biểu đồ lực cắt dọc theo thân cọc theo độ sâu z

Hình 4.9: Biểu đồ mômen theo thân cọc theo độ sâu z

Hình 4.10: Biểu đồ áp lực ngang theo độ sâu z

Hình 4.11: Biểu đồ lực cắt dọc theo thân cọc theo độ sâu z

Hình 4.12: Biểu đồ mômen theo thân cọc theo độ sâu z

Hình 4.22: a Biểu đồ lực tập trung giả tưởng b Biểu đồ đa giác dây giả tưởng Hình 4.23: Biểu đồ đa giác lực giả tưởng

Hình 4.37: Biểu đồ độ võng khi thay đổi độ nghiêng cọc chống BTCT

Hình 4.38: Biểu đồ mômen khi thay đổi độ nghiêng cọc chống BTCT

Hình 4.39: Khai báo tải trọng, khai báo các tính chất của vật liệu

Hình 4.40: Chia lưới phần tử

Hình 4.41: Hình dạng mẫu trước khi sinh áp lực nước

Hình 4.42: Hình dạng mẫu sau khi sinh áp lực nước

Hình 4.43: Hình dạng mẫu ở giai đoạn 1

Hình 4.44: Chuyển vị tổng

Hình 4.45: Biểu đồ nội lực của cọc ván BTCT

Hình 4.46: Hình dạng mẫu ở giai đoạn 2

Hình 4.47: Chuyển vị tổng

Hình 4.48: Biểu đồ nội lực của tường cừ

Hình 4.49: Hình dạng mẫu ở giai đoạn 1

Hình 4.50: Chuyển vị tổng

Hình 4.51: Biểu đồ nội lực của cọc ván BTCT

Hình 4.52: Hình dạng mẫu ở giai đoạn 2

Hình 4.53: Chuyển vị tổng

Hình 4.54: Biểu đồ nội lực của tường cừ

Hình 4.55: Hình dạng mẫu ở giai đoạn 1

Hình 4.56: Chuyển vị tổng

Hình 4.57: Biểu đồ nội lực của cọc ván BTCT

Hình 4.58: Hình dạng mẫu ở giai đoạn 2

Hình 4.59: Chuyển vị tổng

Hình 4.60: Biểu đồ nội lực của tường cừ

Hình 4.61: Hình dạng mẫu ở giai đoạn 1

Hình 4.62: Chuyển vị tổng

Hình 4.63: Biểu đồ nội lực của cọc ván BTCT

Hình 4.64: Hình dạng mẫu ở giai đoạn 2

Hình 4.65: Chuyển vị tổng

Hình 4.66: Biểu đồ nội lực của tường cừ

Hình 4.67: Biểu đồ so sánh chuyển vị giữa PP đồ giải và mô phỏng Plaxis Hình 4.68: Biểu đồ so sánh mômen giữa PP đồ giải và mô phỏng Plaxis

Hình 4.71: Biểu đồ xu hướng chuyển vị trong phạm vị cọc chống nghiêng (0-15) độ Hình 4.72: Biểu đồ xu hướng mômen trong phạm vị cọc chống nghiêng (0-15) độ Hình 4.73: Biểu đồ xu hướng lực ngang trong phạm vị cọc chống nghiêng (0-15) độ

Bảng 3.1: Tổng hợp chỉ tiêu cơ lý của đất

Bảng 3.2: Gió đẩy tại tường kè (gió từ phía biển)

Bảng 3.3 : Gió hút tại tường kè (gió từ phía đồng)

Bảng 3.4: Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên 01 đơn nguyên kè dài 20.0m

Bảng 3.5: Bảng tổng hợp các tải trọng tác dụng (nhịp 4m)

Bảng 3.6: Bảng hợp kê các tổ hợp tải trọng

Bảng 3.7: Bảng giá trị lực dọc, mômen tại đỉnh đà giằng

Bảng 3.8: Các đặc trưng hình học của cọc ống trong nhóm

Bảng 3.20: Tổng hợp chỉ tiêu cơ lý của đất trường hợp 1

Bảng 3.21: Tổng hợp chỉ tiêu cơ lý của đất trường hợp 2

Bảng 3.22: So sánh giá trị nội lực tại cọc bằng các phương pháp

Bảng 4.1: Áp lực ngang dọc theo độ sâu z

Bảng 4.2: Lực cắt dọc theo độ sâu z

Bảng 4.3: Moment dọc theo độ sâu z

Bảng 4.4: Bảng xác định giá trị nội lực tại cọc theo phương pháp giải tích

Bảng 4.10: Bảng tính độ võng cọc chống BTCT ở độ nghiêng 10O

Bảng 4.11: Bảng tính độ võng cọc chống BTCT ở độ nghiêng 15O

Bảng 4.12: Bảng xác định giá trị nội lực, chuyển vị tại cọc ván BTCT

Bảng 4.13 : Tổng hợp chỉ tiêu cơ lý của đất

Bảng 4.14 : Các đặc trưng cơ học của cấu kiện tính toán

Bảng 4.15: So sánh kết quả tính toán theo phương pháp giải tích, đồ giải và phần mềm Plaxis

Trong những năm gần đây, phía thượng nguồn sông Cửu Long đã xây dựng nhiều công trình chặn dòng làm lượng ph sa về hạ lưu giảm dẫn đến việc bồi lấn dãy ven biển Tây trên địa bàn tỉnh Cà Mau diễn biến không bình thường: bồi ít, lở nhiều Đồng thời do quy hoạch hệ thống thủy lợi phân v ng đã xây dựng nhiều công trình chắn các dòng chảy

tự nhiên trên hệ thống sông rạch làm biến mất các dòng chảy chứa ph sa, làm giảm sự bồi lấp ở các cửa biển Bên cạnh đó, dưới tác động trực tiếp của sóng, dòng chảy ven bờ

và dòng vận chuyển b n cát, kết hợp với điều kiện địa hình - địa chất là những nguyên nhân gây ra quá trình xói lở bờ và bãi biển Mũi Cà Mau Chính vì các nguyên nhân nêu trên nên phải có giải pháp công trình để ngăn chặn tình trạng sạt lở đang ngày càng diễn

ra mạnh mẽ, phải cần có giải pháp chống xói lở bờ biển, bảo vệ tài nguyên đất, bảo vệ tài sản của nhân dân, bảo vệ và phát triển hệ sinh thái rừng ngập mặn ven biển, đồng thời tạo cảnh quan khu vực bờ biển, thân thiện với môi trường để phát triển du lịch, tạo được thêm quỹ đất để phát kinh tế và du lịch trong v ng Vì vậy, việc xây dựng công trình bờ kè chống sạt lỡ là vấn đề thiết yếu Nghiên cứu ứng dụng tường cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực kết hợp cọc chống bê tông cốt thép là một trong những giải pháp xử lý kè khá hiệu quả và đáng tin cậy góp phần làm tăng tính ổn định cho công trình kè

So sánh các kết quả tính toán rút ra nhận xét, kết luận và kiến nghị

ABSTRACT

In recent years the construction of transportation infrastructure to promote economic development is ongoing strong demand for construction work in accordance with the static boat is essential matters, must entail high up on roads leading to the bridge leading

to the ground crippled, deformed Especially is located adjacent to the path between the bridge and the abutments are not occurring subsidence damage road surfaces deform works affecting traffic on the bridge

Well sand preloading combined to offset subsidence background processing path to the bridge, is one of the foundation treatment solution is quite effective and reliable for the work accordingly

The study's background processing capabilities combined sand wells Preloading, the distance changes wells, wells according to the length of embankment height Part actual calculations applied for the prayer of the base path to the U.S under the project

"Development of infrastructure Ca Mau"

At the same time based on the finite element method calculations, model testing of the well drained sandy Preloading

Họ và tên học viên: NGUYỄN VĨNH QUANG

Ngày, tháng, năm sinh: 08/12/1986 Nơi sinh: An Giang

Địa chỉ liên lạc: 148, Đường Tôn Đức Thắng, Phường 5, thành phố Cà Mau Điện thoại: 01234190191

QUÁ TRÌNH ĐÀO TẠO

Từ năm 2004 – 2009: Học ngành Xây dựng Dân dụng và Công nghiệp tại Trường Đại học Kiến Trúc TP Hồ Chí Minh

Từ năm 2013 – 2015: Học viên Cao học ngành Kỹ thuật xây dựng công trình ngầm của Trường Đại học Bách khoa TP.Hồ Chí Minh

QUÁ TRÌNH CÔNG TÁC

Từ tháng 07/2009 đến nay: Nhân viên của Ban QLDA công trình Xây dựng tỉnh Cà Mau

MỞ ĐẦU 1

1 Vấn đề thực tiễn và tính cấp thiết của đề tài 1

2 Mục tiêu nghiên cứu 1

3 Phương pháp nghiên cứu 2

4 Ý nghĩa khoa học và tính thực tiễn của đề tài 2

5 Phạm vi nghiên cứu của đề tài .2

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN NGUYÊN NHÂN VÀ GIẢI PHÁP CHỐNG SẠT LỞ CÔNG TRÌNH 3

1.1 Một số nguyên nhân gây sạt lở bờ ở khu vực Mũi Cà Mau hiện nay 3

1.2 Các giải pháp chống sạt lở thường được thực hiện .4

1.3 Nhận xét chương ……… …… 10

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN TƯỜNG KÈ VÀ ẢNH HƯỞNG CỦA ĐỘ NGHIÊNG CỌC CHỐNG BTCT ĐẾN TÍNH ỔN ĐỊNH CỦA CÔNG TRÌNH……… ……… ……… … 11

2.1 Các dạng tải trọng và phân loại tải trọng 11

2.1.1 Các dạng tải trọng 11

2.1.2 Phân loại tải trọng ……… ….……… 11

2.2 Các tải trọng cơ bản trong tính toán kè ven biển 11

2.2.1 Áp lực nước 11

2.2.2 Áp lực đất chủ động 12

2.2.3 Áp lực sóng 12

2.3 Tính toán áp lực lên tường chắn ……….13

2.3.1 Phương pháp Rankine 13

2.3.2 Phương pháp Coulomb 15

2.3.3 Sự cân bằng của một điểm 16

2.4 Tính toán nội lực bằng phần mềm Sap 2000 v14 17

2.4.1 Giới thiệu về phần mềm Sap 17

2.4.2 Các bước thực hiện chương trình Sap 2000 17

2.5 Ảnh hưởng độ nghiêng cọc chống BTCT đến nội lực tại đỉnh cọc 20

2.5.1 Phương pháp dựa vào giả thiết nền biến dạng cục bộ của K.X.Zavriev 20

2.5.2 Tính toán nội lực truyền lên đỉnh cọc theo K.X.Zavriev 23

2.6 Tính toán tường cừ bằng phương pháp đồ giải 30

2.6.1 Mô hình tính toán của tường cừ một tầng neo 30

2.6.2 Các bước cơ bản của phương pháp đồ giải 30

2.6.3 Xác định các đại lượng trong phương pháp đồ giải 33

2.7 Tính toán cọc chịu tải trọng ngang theo TCXD 205-1998 34

2.8 Phương pháp tính toán ổn định mái dốc căn cứ trên cơ sở trạng thái cân bằng giới hạn 38

2.8.2 Phương pháp cung trượt lăng trụ tròn- phương pháp Bishop 39

2.8.3 Phương pháp Sokolovski 40

2.8.4 Phương pháp Fp theo Giáo sư N.N Maslov 42

2.9 Xác định sức chịu tải của cọc theo phương pháp Prandtl 43

2.10 Nhận xét chương 43

CHƯƠNG 3 ẢNH HƯỞNG ĐỘ NGHIÊNG CỦA CỌC CHỐNG BÊ TÔNG CỐT THÉP ĐẾN NỘI LỰC CỦA CÔNG TRÌNH KÈ CHỐNG SẠT LỞ MŨI CÀ MAU……… 44

3.1 Tóm tắt quy mô công trình 44

3.2 Cấu tạo địa chất công trình 46

3.3 Tính toán nội lực khung bờ kè 48

3.3.1 Các trường hợp tính toán 49

3.3.2 Tải trọng tác dụng 49

3.3.3 Tổ hợp tải trọng tính toán 51

3.3.4 Tính toán nội lực khung bờ kè khi thay đổi độ nghiêng của cọc chống BTCT.52 3.4 Tính toán nội lực tại đỉnh cọc khi thay đổi độ nghiêng cọc chống BTCT 54

3.4.1 Trường hợp 1: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 0O 56

3.4.2 Trường hợp 2: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 5O 58

3.4.3 Trường hợp 3: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 10O 59

3.4.4 Trường hợp 4: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 15O 61

3.5 Xác định sức chịu tải của cọc theo phương pháp Prandtl 62

3.6 Tính toán ổn định trượt tổng thể bằng phần mềm Geo–Slope 64

3.7 Nhận xét chương 70

CHƯƠNG 4 ỨNG DỤNG TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH CÔNG TRÌNH KÈ CHỐNG SẠT LỞ MŨI CÀ MAU 71

4.1 Tính chuyển vị công trình theo TCXD 205-1998 71

4.1.1 Trường hợp 1: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 0O 71

4.1.2 Trường hợp 2: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 5O 76

4.1.3 Trường hợp 3: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 10O 77

4.1.4 Trường hợp 4: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 15O 78

4.2 Tính toán tường cừ bằng phương pháp đồ giải 79

4.2.1 Trường hợp 1: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 0O 80

4.2.2 Trường hợp 2: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 5O 82

4.2.3 Trường hợp 3: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 10O 84

4.2.4 Trường hợp 4: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 15O 86

4.3 Mô phỏng bài toán phẳng bằng phần mềm Plaxis 2D 88

4.3.1 Chỉ tiêu cơ lý địa chất nền tính toán và đặc trưng cơ học của cấu kiện tính toán 88

4.3.2.Tính toán tường cừ bằng phần mềm Plaxis 2D 90

4.3.2.2 Trường hợp 2: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 5 93

4.3.2.3 Trường hợp 3: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 10O 95

4.3.2.4 Trường hợp 4: Cọc chống BTCT ở độ nghiêng 15O 97

4.4 Nhận xét chương

99

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 102

Tài liệu tham khảo 103 Phụ lục A

Phụ lục B

MỞ ĐẦU

1 Vấn đề thực tiễn và tính cấp thiết của đề tài

Cà Mau là tỉnh ven biển ở cực nam của Việt Nam, phía Bắc giáp tỉnh Kiên Giang, phía Đông giáp Bạc Liêu và Biển Đông, phía Tây giáp Vịnh Thái Lan Cà Mau có chiều dài bờ biển khoảng 250km, bờ Tây giáp Vịnh Thái Lan dài 145km, bờ Đông giáp Biển Đông dài 104km Mũi Cà Mau được ví như mũi tàu của Tổ quốc nằm trên địa bàn xã Đất mũi, huyện Ngọc Hiển, tỉnh Cà Mau Tại kỳ họp thứ 21, Ủy ban điều phối quốc tế chương trình con người và sinh quyển thế giới (MAB) thuộc Ủy ban UNESCO đã chính thức đưa Mũi Cà Mau vào danh sách khu dự trữ sinh quyển thế giới Đây cũng là địa danh được công nhận là khu du lịch quốc gia

Khu dự trữ sinh quyển Mũi Cà Mau có diện tích 371.506ha với 03 vùng: 17.329ha, vùng đệm 43.309ha và vùng chuyển tiếp 310.868ha Tại vùng lõi được chia làm 03 vùng nhỏ là các phân khu bảo vệ nghiêm ngặt của vườn quốc gia Mũi Cà Mau, vườn quốc gia

U Minh hạn và dãy phòng hộ ven biển Tây” Nơi đây có nhiều hệ sinh thái đặc trưng như:

hệ sinh thái rừng ngập mặn, hệ sinh thái rừng tràm trên đất ngập nước than bùn, hệ sinh thái biển…Mỗi hệ sinh thái đều lưu giữ các nguồn sinh vật, tài nguyên địa chất phong phú có giá trị bảo tồn cao Vùng Mũi Cà Mau có 04 đặc trưng sinh thái chính: hệ thống diễn thế nguyên sinh trên bãi bồi; hệ thống chuyển tiếp các hệ sinh thái đặc trưng từ rừng ngập mặn sang rừng tràm nước ngọt theo mùa, là vùng bãi đẻ và nuôi dưỡng con non các loài thủy hải sản cho cả vùng biển rộng lớn

Vấn đề cấp thiết đặt ra hiện nay là xây dựng các tuyến kè chống sạt lở bờ biển khu du lịch Mũi Cà Mau, nhằm bảo vệ cột mốc Quốc gia, bảo vệ khu dân cư hiện hữu, bảo tồn và phát triển rừng phòng hộ ven biển Tạo cảnh quan môi trường, phát triển du lịch sinh thái biển, tạo tiền đề cho sự phát triển kinh tế - xã hội của vùng Tuy nhiên, khu du lịch mũi

Cà Mau có chiều dài giáp biển lớn đòi hỏi nguồn kinh phí thực hiện các dự án bờ kè chống sạt lở cao Chính vì lý do đó, việc phân tích và đánh giá khả năng ổn định bờ kè khu vực Mũi Cà Mau là “cấp thiết và có ý nghĩa thực tiễn”

2 Mục tiêu nghiên cứu

Nghiên cứu các giải pháp tường cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực kết hợp với cọc chống bê tông cốt thép để làm kè bảo vệ vùng đất yếu

3 Phương pháp nghiên cứu

Sử dụng phương pháp thống kê, phương pháp giải tích tính sức chịu tải cọc, phần mềm tính ổn định trượt của công trình So sánh nội lực, chuyển vị bằng cơ sở lý thuyết với tính toán bằng phần mềm trong điều kiện công trình thực tế

4 Ý nghĩa khoa học và tính thực tiễn của đề tài

Nghiên cứu các giải pháp cọc tường cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực ảnh hưởng đến tính ổn định của công trình trong vùng đất yếu có chiều dày thay đổi

Nghiên cứu có tính khoa học và thực tiễn cao, được dùng làm tài liệu tham khảo để phân tích khả năng làm việc của hệ tường cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực kết hợp với cọc chống bê tông cốt thép

Từ đó, lựa chọn giải pháp tốt nhất để ngăn chặn tình trạng sạt lở đang ngày càng diễn

ra mạnh mẽ, bảo vệ tài nguyên đất, bảo vệ tài sản của nhân dân, bảo vệ và phát triển hệ sinh thái rừng ngập mặn ven biển, đồng thời tạo cảnh quan khu vực bờ biển, thân thiện với môi trường để phát triển du lịch, tạo được thêm quỹ đất để phát kinh tế và du lịch trong vùng

5 Phạm vi nghiên cứu của đề tài

Đề tài chỉ tập trung nghiên cứu về tính ổn định của công trình qua giải pháp tường cọc ván bê tông dự ứng lực kết hợp cọc chống bê tông cốt thép Ứng dụng tính toán cho công trình: kè chống sạt lở Mũi Cà Mau Qua đó, có thể rút ra những kết luận đánh giá được tính ổn định lâu dài của công trình

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN NGUYÊN NHÂN VÀ GIẢI PHÁP CHỐNG SẠT LỞ

CÔNG TRÌNH

1.1 Một số nguyên nhân gây sạt lở bờ ở khu vực Mũi Cà Mau hiện nay

- Sạt lở là kết quả của sự tương tác qua lại giữa dòng chảy, của bến đỗ, biên độ triều, song biển…ảnh hưởng đến sự thay đổi hình thái và sự an toàn của bờ biển

- Từ kết quả khảo sát đo đạc, kết hợp với các tài liệu thu thập, có một số đánh giá về nguyên nhân nhân sạt lở như sau:

+ Trong những năm gần đây, phía thượng nguồn sông Cửu ong đã xây dựng nhiều công trình chặn dòng đã làm lượng phù sa về hạ lưu giảm d n đến việc bồi lấn dãy ven biển Tây trên địa bàn tỉnh Cà Mau không diễn biến bình thường: bồi ít, lở nhiều Đồng thời do quy hoạch hệ thống thủy lợi phân vùng đã xây dựng nhiều công trình chắn các dòng chảy tự nhiên trên hệ thống sông rạch làm biến mất các dòng chảy chứa phù sa, làm giảm sự bồi lấp ở các cửa biển

+ Khu vực này mặc dù không phải là nơi xảy ra hiện tượng hội tụ sóng, tuy nhiên

do địa hình bãi trước có chiều sâu và đọ dốc khá lớn nên khi có sóng truyền vào từ hướng Đông (mùa gió chướng) hoặc Đông Nam sẽ có độ cao và năng lượng sóng lớn với sức công phá lớn tác dụng trực tiếp vào bờ không thông qua quá trình suy giảm do địa hình bãi thảm hoặc rừng phòng hộ là nguyên nhân chính phá hoại cồn cát và vùng phòng hộ ven biển

+ Vận tốc bình quân của rừng phòng hộ ven biển lớn hơn vận tốc khởi động hạt bùn cát đáy bãi biển, điều này cho thấy tác dụng của bản thân dòng chảy cũng gây xói lở bãi biển Do vậy, dưới tác dụng của các yếu tố tự nhiên (sóng và dòng chảy) làm cho quá trình xói lở bãi và bờ biển diễn ra nhanh chóng hơn

+ Vị trí địa lý của Mũi Cà Mau theo bản đồ Việt Nam là cực Nam đất liền của nước ta, một mỏm đất nhô ra nên chịu nhiều tác động của tự nhiên là sóng, gió và dòng chảy

+ Bên cạnh đó, đặc điểm bùn cát đáy ở khu vực này thành phần cát mịn và bùn là chủ yếu Vì vậy khi dòng chảy ven bờ có lưu tốc lớn hơn nhiều so với lưu tốc cho phép không xói làm cho bùn cát ven bờ (bị xới móc sau tác động của sóng biển) bị mang đi chỗ khác, quá trình cứ tiếp tục theo thời gian, và làm cho bãi biển bị xói lở, hạ thấp dần

- Như vậy dưới tác động trực tiếp của sóng, dòng chảy ven bờ và dòng vận chuyển bùn cát, kết hợp với điều kiện địa hình- địa chất là những nguyên nhân gây ra quá trình xói lở bờ và bãi biển Mũi Cà Mau

- Thêm vào đó, khi xây dựng khu du lịch người ta đã đưa cơ giới vào đào xới, lấy đất cát từ các bãi bồi lắng Điều này đã gây tác động xấu vào tiến trình diễn thế của tự nhiên, gây sạt lở

- Theo khảo sát của chúng tôi khu vực Mũi Cà Mau phía sát tiểu cảnh pa nô đang bị sạt lở nghiêm trọng Cụ thể như tuyến kè dọc bờ biển đã bị sạt lở sụp đổ nhiều đoạn, bờ biển bị sạt lở vào sâu khoảng 400m trong vòng 4-5 năm trở lại đây Tại vị trí này nhiều cây mắm,đước đã bị bật rễ, rừng phòng hộ đang bị thu hẹp diện tích Trong tương lai nếu không có biện pháp ngăn ngừa sạt lở, khu du lịch Đất Mũi sẽ dần đần biến mất

- Chính vì các nguyên nhân nêu trên nên phải có giải pháp công trình để ngăn chặn tình trạng sạt lở đang ngày càng diễn ra mạnh mẽ, phải cần có giải pháp chống xói lở bờ biển, bảo vệ tài nguyên đất, bảo vệ tài sản của nhân dân, bảo vệ và phát triển hệ sinh thái rừng ngập mặn ven biển, đồng thời tạo cảnh quan khu vực bờ biển, thân thiện với môi trường để phát triển du lịch, tạo được thêm quỹ đất để phát kinh tế và du lịch trong vùng

1.2 Các giải pháp chống sạt lở thường được thực hiện

* Rọ đá

Rọ đá (Gabion) hay thảm đá (Revet Mattresses hay Reno mattresses) như một cái hộp hình khối, mà bên trong chứa đá để sử dụng gia cố cho các công trình Chúng là các

hệ thống hình lưới có liên kết thành các khối hình học và phía trong là đá xếp, cấu tạo rọ

đá thường đơn giản

Hình 1.1: Cấu tạo rọ đá

Ngày nay, rọ đá và thảm đá chủ yếu được làm bằng thép có mạ kẽm hoặc nhôm kẽm đan bằng máy Phần lớn được tráng phủ một lớp nhựa bên ngoài để giảm các tác động xâm thực ăn mòn của môi trường với lõi thép bên trong Một số công trình có nguy

cơ ăn mòn đặc biệt, rọ đá và thảm đá được làm hoàn toàn bằng hợp chất polymer vì chúng có đặc tính trơ vượt trội dưới tác động ăn mòn so với các vật liệu khác

Rọ đá được chế tạo từ những tấm lưới linh hoạt, có thể chịu được biến dạng lớn Đặc tính riêng biệt này giúp rọ đá gabion có thể được sử dụng trên nhũng vùng đất yếu, nơi mà những kết cấu cứng cần được gia cố them hoặc xử lý nền Ngoài ra, tính thấm xuyên qua các lớp đá sẽ triệt tiêu được áp lực nước ở phía sau tường chắn hoặc áp lực đẩy ngược bên dưới Do đó, độ dày yêu cầu của kết cấu cũng giảm đáng kể

Rọ đá được sử dụng trong nhiều lĩnh vực:

- Gia cố bảo vệ mái kênh, bờ song, bờ biển

- Gia cố các kết cấu đập, đập tràn, cửa ra vào các công trình tưới tiêu nước

- Gia cố tường chắn đất, mố cầu

- Gia cố đê, kè

* Một số cấu kiện bê tông bảo vệ bờ

- Thảm bê tông tự chèn P.Đ.TAC

Đây là loại thảm bê tông mới được ứng dụng trong những năm gần đây và đang được sử dụng rộng rãi đối với các loại kè biển trong cả nước Đặc biệt là các tỉnh đồng bằng Nam bộ, loại thảm này được đan từ các viên thảm và liên kết với nhau bởi 3 chiều

vì vậy đã tạo thành 1 mảng mềm rất ổn định, chịu được tác động của sóng biển, có khả năng tự dàn trải thảm trên nền đất mềm yếu, lún không đều, gồ ghề không bằng phẳng, tự nén ép, điều chỉnh nền dần tới ổn định ưới thảm làm nhiệm vụ của bè đệm chống lún và lún không đều, tạo thành mảng mềm bê tông tự chèn bền vững

Hình 1.2: Kè bờ biển tỉnh Bình Thuận Hình 1.3: Kè bảo vệ bờ TP HCM

+ Ưu điểm:

- Mảng mềm bê tông tự chèn P.Đ.TAC chịu được chiều cao sóng lớn

- Các cấu kiện trong mảng tự điều chỉnh, tự dãn ra biến dạng cùng với nền, che kín nền và chống sự bóc ra của sóng ở mọi hướng

- Liên kết trọng lượng làm tăng khả năng chống sóng và cuốn trôi của dòng chảy, giảm chiều dày lớp bảo vệ

- Cấu kiện đúc sẵn trên dây chuyền công nghệ chất lượng cao, thi công lắp ghép nhanh Do các cấu kiện độc lập có trọng lượng nhỏ từ 80100kg nên có thể áp dụng biện pháp thi công bằng thủ công

+ Nhược điểm:

- Do đặc điểm liên kết mảng của cấu kiện độc lập P.Đ.TAC trọng lượng nhỏ nên khi

bị phá hoại thì phá hoại rất nhanh chóng và khi đó các cấu kiện dễ bị sóng cuốn trôi

- Với bơm có áp lực lớn vữa bê tông sẽ tự dàn trải che kín nền

- Thích hợp với nền mềm yếu do phân bố lực đều, có khả năng tự điều chỉnh mái dần tới phẳng

- Trải liên tục từ dưới lên trên

- Do được thi công bằng cơ giới hoá cao nên thời gian thi công nhanh

+ Nhược điểm:

- Túi thảm được sản xuất bằng công nghệ hiện đại của nước ngoài nên phải nhập khẩu d n đến giá thành cao

- Công nghệ thi công phức tạp, thiết bị thi công chuyên dụng lớn

* Cấu kiện bê tông dị hình

Có nhiều loại kết cấu khối bê tông dị hình được sử dụng làm khối phủ mái, với nhiều tên gọi khác nhau: khối Tetrapod, Tribar, Dolos, Stabit, khối chữ T, khối chữ U…ở Việt Nam hiện nay khối bê tông dị hình đã được sử dụng ở nhiều nơi nhưng chủ yếu là trong các công trình ngăn cát, giảm sóng của các bể cảng còn trong các công trình bảo vệ

bờ thì chưa được ứng dụng nhiều Thực tế khối bê tông dị hình có thể sử dụng tốt trong các công trình bảo vệ bờ cửa sông, ven biển

Cấu kiện Tetrapod Cấu kiện Accropode

Hình 1.5: Một số cấu kiện bê tông dị hình

* Cừ ván thép Larsen

Cọc ván thép arsen 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 có loại mặt cắt ngang Omega (), dạng tấm phẳng (straight web) 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 1.6 : Cừ Larsen tại nhà máy

Ngày nay, trong lĩnh vực xây dựng, cọc ván thép (các tên gọi khác là cừ thép, cừ Larssen, 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

Cọc ván thép không chỉ được sử dụng trong các công trình tạm thời mà còn có thể được xem như một loại vật liệu xây dựng với những đặc tính riêng biệt, thích hợp với một

số bộ phận chịu lực trong các công trình xây dựng

Trên thế giới đã có rất nhiều công trình cảng được thiết kế với cọc ván thép (thường kết hợp với hệ tường neo và thanh neo) đóng vai trò làm tường chắn, đất được lấp đầy bên trong và bên trên là kết cấu nền cảng bê tông cốt thép với móng cọc ống thép

hoặc cọc bê tông cốt thép ứng suất trước bên dưới Tường cọc thép này cũng được ngàm

vào bê tông giống như cọc ống

Bên cạnh công trình cảng, nhiều công trình bờ kè, kênh mương, cải tạo dòng chảy

cũng sử dụng cọc ván thép do tính tiện dụng, thời gian thi công nhanh, độ bền chịu lực tốt

ĩnh vực mà cọc ván thép được sử dụng nhiều nhất hiện nay đó là làm tường vây

chắn đất hoặc nước khi thi công các hố đào tạm thời Ta có thể thấy cọc ván thép được sử

dụng khắp mọi nơi: trong thi công tầng hầm nhà dân dụng, nhà công nghiệp, thi công

móng mố trụ cầu, hệ thống cấp thoát nước ngầm, trạm bơm, bể chứa, kết cấu hạ tầng, thi

công van điều áp kênh mương

+ Ưu điểm:

- Khả năng chịu ứng suất động khá cao (cả trong quá trình thi công l n trong quá

trình sử dụng)

- Khả năng chịu lực lớn trong khi trọng lượng khá bé

- Cọc ván thép có thể nối dễ dàng bằng mối nối hàn hoặc bulông nhằm gia tăng

chiều dài

- Cọc ván thép có thể sử dụng nhiều lần, do đó có hiệu quả về mặt kinh tế

+ Nhược điểm:

- Nhược điểm của cọc ván thép là tính bị ăn mòn trong môi trường làm việc (khi

sử dụng cọc ván thép trong các công trình vĩnh cửu) Tuy nhiên, nhược điểm này có thể

khắc phục bằng các phương pháp bảo vệ như sơn phủ chống ăn mòn, mạ kẽm, chống ăn

mòn điện hóa hoặc có thể sử dụng loại cọc ván thép được chế tạo từ loại thép đặc biệt có

tính chống ăn mòn cao

* Cừ ván bê tông dự ứng lực

Trong thực tế xây dựng công trình bờ kè, thường gặp các dạng mặt cắt ngang của

địa hình như sau:

Hình 1.7 : Một số dạng kết cấu kè bằng cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực

+ Ƣu điểm:

- Rẻ hơn cừ larsen

- Để hạ cừ nếu không phải trong thành phố thì có thể dùng búa Diezen để đóng,

đơn giản rẻ tiền và nhanh hoặc kết hợp phương pháp phun áp lực cao

- Cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực tận dụng được hết khả năng làm việc chịu nén của bê tông và chịu kéo của thép, tiết diện chịu lực ma sát tăng từ 1,5 ÷ 3 lần so với loại cọc vuông có cùng tiết diện ngang (khả năng chịu tải của cọc tính theo đất nền tăng)

- Khả năng chịu lực tăng: mô men chống uốn, xoắn cao hơn cọc vuông bê tông thường, do đó chịu được mômen lớn hơn

- Sử dụng vật liệu cường độ cao (bê tông, cốt thép) nên tiết kiệm vật liệu Cường

độ chịu lực cao nên khi thi công ít bị vỡ đầu cọc, mối nối

- Có thể ứng dụng trong nhiều điều kiện địa chất khác nhau

- Chống xâm thực tốt, đặc biệt trong môi trường nước mặn và chua phèn

- Chế tạo trong công xưởng nên kiểm soát được chất lượng cọc, thi công nhanh,

mỹ quan đẹp khi sử dụng ở kết cấu nổi trên mặt đất

- Kết cấu sau khi thi công xong đảm bảo độ kín, khít Với bề rộng cọc lớn sẽ phát huy tác dụng chắn các loại vật liệu, ngăn nước Phù hợp với các công trình có chênh lệch

áp lực trước và sau khi đóng cọc như ở mố cầu và đường d n

- Cường độ chịu lực cao: tiết diện dạng sóng và đặc tính dự ứng lực làm tăng độ cứng và khả năng chịu lực của ván

- Thi công dễ dàng và chính xác, không cần mặt bằng rộng, bởi giải tỏa mặt bằng rất tốn kém, chỉ cần xà lan và cẩu vừa chuyên chở cấu kiện vừa ép cọc là thi công được

- Trong xây dựng nhà cao tầng ở thành phố dùng móng cọc ép, có thể dùng cọc ván BTCT dự ứng lực ép làm tường chắn chung quanh móng, để khi ép cọc, đất không bị dồn về những phía có thể gây hư hại những công trình cận kề (như làm nứt tường, sập đổ ) Đây là một giải pháp thay thế tường trong đất (dày tối thiểu 600 - với chi phí xây lắp rất cao) hoặc tường cừ larsen trong một số trường hợp như những trường hợp phải để

cừ lại (có một số trường hợp cạnh nhà dân, khi rút cừ lên thì nhà dân bị nứt)

- Công nghệ chế tạo phức tạp hơn cọc đóng thông thường

- Thi công đòi hỏi độ chính xác cao, thiết bị thi công hiện đại hơn (búa rung, búa thuỷ lực, máy cắt nước áp lực )

- Giá thành cao hơn cọc đóng truyền thống có cùng tiết diện

- Ma sát âm (nếu có) tác dụng lên cọc tăng gây bất lợi khi dùng cọc ván chịu lực như cọc ma sát trong vùng đất yếu

- Khó thi công theo đường cong có bán kính nhỏ, chi tiết nối phức tạp làm hạn chế

Hình 1.8: Biểu đồ phân bố áp lực đất, mômen và biến dạng với các độ sâu cắm cừ

khác nhau

a Độ sâu cắm vào trong đất của cừ tương đối nông, áp lực đất bị động ở phía trước

cừ được phát huy toàn bộ cánh tay đòn của áp lực đất chủ động, và cánh tay đòn của áp lực đất bị động ở điểm chống là bằng nhau (hình 1-a) Khi đó, thân cừ ở vào trạng thái cân bằng giới hạn, do đó sẽ có giá trị mômen uốn dương khi Mmax ở trong nhịp là lớn nhất, nhưng độ sâu trong đất nông nhất là tmin Lúc này, áp lực đất bị động ở trước cừ được lợi dụng toàn bộ, đầu dưới của cừ có thể có chuyển dich sang trái một ít

b Độ sâu cắm vào trong đất của cừ tăng lên, khi lớn hơn tmin (hình 1-b), thì áp lực đất bị động (Ep) ở phía trước cừ không được phát huy và lợi dụng toàn bộ, khi đó, đầu dưới của cừ chỉ xoay một góc và ở nguyên vị trí chứ không sinh ra hiện tượng chuyển dịch, lúc này, áp lực đất ở mũi cọc sẽ bằng không, áp lực đất bị động chưa được phát huy,

có thể xem là độ an toàn được tăng lên

c Độ sâu cắm vào đất của cừ tiếp tục được tăng lên, trước cừ, sau cừ đều xuất hiện

áp lực đất bị động, cừ cắm vào đất ở trạng thái ngàm chặt, tương đương với dầm siêu tĩnh: đầu trên gối khớp đầu dưới ngàm chặt Mômen uốn của nó đã giảm đi nhiều và xuất hiện mômen âm dương cả hai chiều Trị tuyệt đối mômen uốn ngàm M2 ở đầu dưới hơi nhỏ hơn trị mômen ở trong nhịp M1, điểm không áp lực và điểm không mômen khá giống nhau (hình 1.8-c)

d Độ sâu cắm vào đất của cừ tăng lên thêm một bước nữa (hình 1-d), khi đó độ sâu cắm vào trong đất của cừ đã bị xem là sâu quá, đất bị động ở phía trước cừ và sau cừ không thể phát huy lợi dụng được đầy đủ, nó không tạo ra được tác động lớn đối với việc giảm bớt mômen ở trong nhịp Do đó, cừ mà cắm quá sâu vào trong đất thì cũng không phải là kinh tế

Từ bốn trạng thái trên có thể thấy độ sâu cắm vào đất như trong trạng thái thứ 4 là quá sâu và không kinh tế, sẽ không áp dụng trong thiết kế Trạng thái thứ ba thường được

áp dụng hiện nay, nói chung là lấy mômen dương bằng 110% - 115% của mômen âm làm căn cứ thiết kế, nhưng cũng có thể lấy mômen dương và mômen âm bằng nhau để làm căn cứ Vì theo trạng thái này thì tường tuy có tương đối dài, nhưng do mômen uốn quá

nhỏ, có thể chọn loại mặt cắt nhỏ hơn, đồng thời, vì cắm vào trong đất khá sâu nên an toàn và tin cậy hơn Nếu thiết kế theo trạng thái thứ nhất, thứ hai, có thể được độ sâu trong đất nhỏ hơn và mômen uốn lớn hơn, với trạng thái thứ nhất mũi tường cừ có thể có

ít chuyển vị Gối tựa tự do so với gối tựa ngàm thì tình hình chịu lực rõ ràng hơn, giá thành hợp lý hơn

1.3 Nhận xét chương

Tổng quan về hiện tượng sạt lở bờ ở khu vực Mũi Cà Mau tuỳ thuộc vào các nguyên nhân tác động Nguyên nhân chính gây nên hiện tượng sạt lở là do sóng biển, gió chướng kết hợp với triều cường, dòng nguồn, dòng triều và dòng hải lưu ven bờ Trong

đó nổi bật là vai trò của sóng trong gió chướng kết hợp với triều cường đã ảnh hưởng mạnh mẽ đến sạt lở các đoạn đường bờ giáp biển

Tổng quan về các giải pháp chống sạt lở thường được thực hiện Qua phân tích đánh giá ưu, khuyết điểm thông qua các hình thức so sánh như: tính ổn định bờ, kỹ thuật thi công, phù hợp qui hoạch (diện tích xây dựng ít), tính mỹ quan công trình, giá thành, thời gian thi công, khả năng kết nối với các công trình khác để lựa chọn giải pháp thiết kế hợp lý cho công trình Tuy nhiên, đối với những khu vực có lớp đất yếu dày, phải tăng chiều dày tường cừ BTCT DƯ để đủ sức chịu tải, sẽ làm tăng suất đầu tư Như vậy khi thiết kế tường cừ BTCT DƯ cần lưu ý điểm đặt neo, chiều sâu cắm tường vào đất hoặc kết hợp hệ cọc chống BTCT, từ đó lựa chọn phương án có nội lực và chuyển vị là nhỏ nhất, góp phần làm giảm giá thành của công trình

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN TƯỜNG KÈ VÀ ẢNH HƯỞNG

CỦA ĐỘ NGHIÊNG CỌC CHỐNG BTCT ĐẾN TÍNH ỔN ĐỊNH

CỦA CÔNG TRÌNH 2.1 Các dạng tải trọng và phân loại tải trọng

2.1.1 Các dạng tải trọng

+ Tải trọng vĩnh cửu (tải trọng tĩnh): Tải trọng mà trong thời gian sử dụng kết cấu không biến đổi trị số, hoặc biến số của chúng so với số bình quân có thể bỏ qua không tính như trọng lượng bản thân kết cấu, áp lực của đất, …

+ Tải trọng khả biến (tải trọng động): Tải trọng mà trong thời gian sử dụng kết cấu

có biến đổi trị số mà số biến đổi của chúng so với số bình quân không thể bỏ qua được như tải trọng động mặt sàn, ô tô, cầu trục hoặc tải trọng xếp đống vật thiệu, …

+ Tải trọng ng u nhiên: Tải trọng mà thời gian xây dựng và sử dụng kết cấu không nhất định xuất hiện, nhưng hễ có xuất hiện thì hệ số rất lớn và thời gian duy trì tương đối ngắn như động đất, lực phát nổ, lực va đập, …

2.1.2 Phân loại tải trọng

* Áp lực nước

Tường chắn đất cứng duy trì ở vị trí tĩnh tải bất động, loại áp lực ngang này của đất được gọi là áp lực ngang ở trạng thái tĩnh, ký hiệu là E0 (kN/m)

* Áp lực đất

Có hai loại áp lực ngang cực trị gồm: áp lực chủ động và áp lực bị động:

+ Khi đạt cực tiểu có tên là áp lực ngang của đất ở trạng thái cân bằng phá hoại dẻo chủ động, ký hiệu là Ea (kN/m)

+ Khi đạt cực đại có tên là áp lực ngang của đất ở trạng thái cân bằng phá hoại dẻo

bị động, ký hiệu là Ep (kN/m)

Tải trọng thi công như: ô tô, cần cẩu, vật liệu xếp trên hiện trường, lực neo giữa tường cừ, … Tải trọng phụ do sự biến đổi về nhiệt độ và sự co gót của bê tông gây ra Tùy theo loại kết cấu chắn giữ khác nhau

* Tải trọng ngoài

Bao gồm các tải trọng xe thi công, tải trọng sử dụng và tải trọng tàu thuyền khi neo đậu

2.2 Các tải trọng cơ bản trong tính toán kè ven biển

Khi tính toán kết cấu chắn giữ, các áp lực tác dụng vào bề mặt tiếp xúc của kết cấu chắn giữ gồm áp lực đất, áp lực nước và các tải trọng ngoài, các áp lực này làm cho kết cấu chắn giữ chuyển vị

2.2.2 Áp lực đất chủ động

Nếu tường chắn đất dưới tác dụng của áp lực đất đắp mà lưng tường dịch chuyển theo chiều đất đắp Khi đó áp lực đất tác dụng vào tường sẽ từ áp lực đất tĩnh mà giảm dần đi, khi thể đất ở sau tường đạt đến giới hạn cân bằng, đồng thời xuất hiện mặt trượt liên tục làm cho thể đất trượt xuống, khi đó áp lực đất giảm đến trị nhỏ nhất, gọi là áp lực chủ động Ea(kN/m)

* Đối với sóng cản (sóng xô):

Áp lực sóng được xác định theo trường hợp tường cản sóng xa bờ:

Hình 2.3: Biểu đồ áp lực sóng lên tường cản sóng thành đứng

Giá trị lớn nhất của hình chiếu theo phương ngang Pz (KN/m) và hình chiếu theo phương đứng Pz (KN/m) của hợp lực tải trọng do sóng vỡ tác động lên tường cản sóng thành đứng (khi không có đất lấp ở phía bờ) phải xác định các biểu đồ áp lực sóng theo phương ngang và theo phương đứng trong số các giá trị p (KPa) và C (m) phải xác định tuỳ thuộc vào vị trí công trình (công trình nằm ở vùng mép nước)

Áp lực sóng được xác định theo các công thức:

u n

i

a

a p

.0(  

g k

SD zd

HSD : Chiều cao sóng tại vị trí sóng đổ lần cuối, m;

 : Hệ số sóng vỡ, được xác định theo công thức

S S

H L

Hình 2.4: Biều đồ áp lực sóng lên tường chắn sóng thẳng đứng khi sóng rút

Áp lực sóng vỡ được xác định theo công thức:

Hình 2.5: Vòng tròn ứng suất ở điều kiện cân bằng giới hạn

* Nguyên lý cơ bản của lý thuyết áp lực đất (Rankine)

Nếu trong thể đất bán vô hạn lấy một mặt cắt thẳng đứng, ở độ sâu z mặt AB lấy một phân tố nhỏ, ứng suất hướng pháp tuyến σx , σz vì trên mặt AB không có ứng suất cắt nên σx, σz đều là ứng suất chính Khi thể đất ở và trạng thái cân bằng đàn hồi σx = K0γz

và σz = γz Vòng tròn ứng suất O1 ở điểm này không tiếp xúc với đường bao cường độ chịu cắt khi σz không đổi σx giảm dần vòng tròn ứng suất O2 tiếp xúc với đường bao

cường độ, thể đất đạt đến cân bằng giới hạn σz , σx lần lượt là ứng suất chính lớn nhất và nhỏ nhất khi đó ta có trạng thái chủ động trong thể đất hai tổ mặt trượt làm thành góc kẹp

450 + φ/2 với mặt phẳng ngang Khi σz không đổi σx tăng lớn dần Vòng tròn ứng suất O3cũng tiếp xúc với đường bao cường độ, thể đất đạt đến cân bằng giới hạn Khi đó σz là ứng suất chính nhỏ nhất, còn σx là ứng suất chính lớn nhất trong thể đất, hai tổ mặt trượt làm thành góc 450 - φ/2 với mặt nằm ngang khi đó ta có trạng thái bị động Rankine

Áp lực tác dụng lên lưng tường AB của tường chắn đất, tức là trạng thái ứng suất trên mặt AB ứng với phương chiều, độ dài lưng tường trong thể đất bán vô hạn khi đạt đến trạng thái cân bằng giới hạn Lý thuyết Rankine cho rằng có thể dùng tường chắn đất

để thay thế một bộ phận của thể đất bán vô hạn theo lý thuyết Rankine chỉ có một điều kiện biên tức là tình trạng bề mặt của thể đất vô hạn mà không kể đến điều kiện biên trên mặt tiếp xúc lưng tường với thể đất

công thức ta được áp lực đất chủ động Rankine



2

0 

(2-9) Với: h0 - cao độ vùng chịu kéo

Khi bề mặt đất đắp sau lưng tường có tải trọng phân bố đều liên tục q tác động khi tính toán có thể cho ứng suất đứng σz ở độ sâu z tăng thêm một lượng q tức là áp lực đất chủ động ở tại vị trí cần tính là:

Pa = (γz+q)Ka – 2c K a (2-10)

- Với: q - tải trọng ngoài

Một tường chắn đất có lưng tường thẳng đứng, mặt đất nằm ngang, nếu tường đẩy

về phía đất đắp, dưới tác dụng của ngoại lực, khi đất phía sau tường đạt đến trạng thái cân bằng giới hạn ta sẽ có trạng thái bị động Rankine Xét một phân tố đất ở độ sâu z của lưng tường thì ứng suất σz = γz là ứng suất chính nhỏ nhất σ3 ứng suất ngang σx là ứng suất chính lớn nhất σ1, cũng tức là pp Cho σ1 = pp, σz = γz thay vào sẽ được công thức

tính áp lực đất bị động Rankine

Đất cát:

pp = γz tan2 (450 + φ/2) = γz Kp (2-11) Đất sét:

pp = γz tan2 (450 + φ/2) + 2c tan(450 + φ/2) = γz Kp+2c K p (2-12) Trong đó:

Từ công thức trên có thể biết, áp lực đất bị động pp phân bố thành đường thẳng theo độ sâu z Hợp lực đất bị động tác dụng lên lưng tường có thể tìm thấy bằng diện tích hình phân bố của pp

Đất cát:

Ep = 1/2 γz2Kp (kN/m) (2-14) Đất sét:

2.3.2 Phương pháp Coulomb

- Nguyên lý cơ bản tính toán

Theo lý thuyết Coulomb khi tính áp lực đất tác dụng lên tường chắn thì

+ Tường cứng

+ Mặt trượt được xem là phẳng

+ ưng tường là mặt trượt thứ 2

+ ăng trụ trượt được xem là khối gắn tuyệt đối

+ Đất xem như vật thể rời không có lực dính

- Áp lực đất chủ động

Pa = γzKa – 2c K a (2-16)

)sin(

)sin(

1)cos(

cos

)(cos

2 2

- Đối với đất rời

Nếu điểm A ở trạng thái cân bằng giới hạn φ = φmax

Ta có:

sin φmax =

3 1

3 1

Định luật Mohr – Rankine:

- Nếu ømax < φ điểm A ổn định

- Nếu ømax = φ điểm A ở trạng thái cân bằng

- Nếu ømax > φ điểm A mất ổn định

Ta có mối quan hệ:

σ3 = σ1tg2(450 + φ/2) + c ctg(450 - φ/2) (2-20) Đối với đất rời thì giá trị góc lệch cực hạn ømax:

sin2ømax = 2

2 2

)(

4)(

x z

xz x

2.4 Tính toán nội lực bằng phần mềm Sap 2000 v14

2.4.1 Giới thiệu về phần mềm Sap

Ngày nay, các phương trình phân tích nội lực và thiết kế kết cấu đã có những bước tiến vượt bậc và rất phong phú về số lượng, rất mạnh trong quá trình tính toán chẳng hạn như: phần mềm ANSYS, STAAD PRO, Sap 2000, plaxis…để có thể giải quyết được hầu hết các vấn đề trong thiết kế xây dựng Trong đó Sap 2000 là phần mềm thường được sử

dụng để tính toán nội lực, thiết kế kết cấu

2.4.2 Các bước thực hiện chương trình Sap 2000

- Thiết lập mô hình tính toán

Hình 2.10 : Thiết lập mô hình tính toán

- Khai báo những đặc trưng cho kết cấu

+ Đặc trưng vật liệu

Hình 2.11: Khai báo thông số của vật liệu

- Định nghĩa các lọai tải và tổ hợp

+ Định nghĩa các loại tải

Hình 2.12: Định nghĩa các lọai tải

+ Tổ hợp tải trọng

Chương trình cho phép người sử dụng tổ hợp các trường hợp tải trong mục đích nhằm tìm

ra giá trị nội lực tại những vị trí nguy hiểm của cấu kiện Giúp cho người thiết kế chọn tiết diện và bố trí thép một cách hợp lý nhất

2.5 Ảnh hưởng độ nghiêng cọc chống BTCT đến nội lực tại đỉnh cọc

2.5.1 Phương pháp dựa vào giả thiết nền biến dạng cục bộ của K.X.Zavriev

Phương pháp này giả thiết móng tuyệt đối cứng và trong quá trình chịu uốn bất kỳ

tiết diện nào của móng cũng luôn luôn phẳng

Ta có: y z b mzy z tt ( ) (2-22) Phương trình vi phân trục võng của móng:EI d y z4 ( )4 y z 0

dz   (2-23) Thay vào phương trình trên ta có phương trình:

Phương trình trên sẽ tìm được hàm y(z) Phương trình vi phân bậc 4 thuần nhất dùng

lời giải dựa vào phương pháp thông số ban đầu của I.V.Urban(1937) có dạng như sau:

Trong đó: yo: chuyển vị ngang của móng tại mặt đất;

o: chuyển vị xoay của móng tại mặt đất;

: hệ số rút ra trong quá trình giải bài toán: 5 mb tt

EI

  (2-26)

b tt k k k b1 2 3 :chiều rộng tính toán (2-27)

b: chiều rộng thực của móng (theo phương thẳng góc với lực ngang)

k1: hệ số kinh nghiệm, xét tới ảnh hưởng của mặt cắt ngang của móng đối

với sự chống đỡ của đất, nếu mặt cắt của móng hình chữ nhật thì k1=1;nếu mặt cắt của

móng hình tròn thì k1=0,9; nếu mặt cắt của móng hình thang thì k1 1 0,1d

b

 

k2: hệ số kể đến sự làm việc khác nhau giữa bài toán không gian và bài

toán phẳng, xác định theo công thức kinh nghiệm: k2 1 1

E I



Ch: hệ số nền theo phương thẳng đứng của đất tại độ sâu z=h

Id: mômen quán tính tiết diện tại đáy móng

o o

o o

o o

A4…D4: đạo hàm bậc nhất của các hàm tương ứng A3…D3;

Khi đã có y(z) thì phản lực ngang Z

Để xác định phải dựa vào các điều kiện biên của bài toán Tùy trường hợp móng

có ngàm sâu hay không ngàm sâu vào tầng đá ở dưới mà điều kiện biên sẽ khác nhau:

- Khi móng không ngàm sâu vào tầng đá mà chỉ đi qua những lớp đất thông thường thì điều kiện biên của bài toán được biểu diễn như sau:

h h

Mc: mômen cản do phản lực của đất tại đáy móng gây ra

Dưới tác dụng của ngoại lực, tiết diện đáy móng có một chuyển vị xoay là h

Đáy móng bị xoay sẽ gây ra các chuyển vị đứng và do đó sẽ gây ra phản lực tại mặt đáy móng Phản lực này có dạng như hình sau và chính phản lực này gây ra trị số

mômen để cân bằng với mômen do tải trọng ngoài gây ra tại đáy móng Mômen này được xác định như sau:

Ch’: hệ số nền theo phương thẳng đứng của đất tại chiều sâu z=h

Thay công thức (2-35) vào (2-36) ta có:

 : chuyển vị ngang do Ho=1 gây ra;

o HM

 : chuyển vị ngang do Mo=1 gây ra;

o MM

 : chuyển vị xoay do Mo=1 gây ra;

o MH

 : chuyển vị xoay do Ho=1 gây ra;

thì yo và 0tìm được dưới dạng sau đây:

iK



được tiến hành như sau:

- Trường hợp chỉ có Ho=1 tác dụng (Mo=0)

Các công thức (2-33) để xác định M(z), Q(z), ( )z đúng cho trường hợp tổng quát, cho nên cũng đúng cho trường hợp Ho=1, Mo=0.Đối với trường hợp này, trong các công thức đó, yo chính là o

E I



 (3-23)

- Trường hợp chỉ có Mo=1 tác dụng (H0=0)

Trong trường hợp này yo,0trong hai công thức (2-41) chính là các chuyển vị đơn

o HH

o HM

o MM

2.5.2 Tính toán nội lực truyền lên đỉnh cọc theo K.X.Zavriev

Việc tính toán móng cọc đài cao dựa vào các giả thiết sau:

- Cọc có liên kết ngàm cứng vào đài;

- Cọc có liên kết ngàm đàn hồi với đất; ngàm đàn hồi nỳa được đặc trưng bằng các chuyển vị đơn vị của cọc tại vị trí ngàm;

- Đài cọc coi như tuyệt đối cứng;

- Mỗi tiết diện của cọc coi như đối xứng so với trục bất kỳ đi qua trọng tâm của nó;

- Mọi tiết diện của cọc đều phẳng sau khi chịu uốn

Mục đích của việc tính toán là xác định các lực tác dụng lên đỉnh mỗi cọc gồm lực dọc Pn, lực thẳng góc với trục Hn và mômen Mn Để xác định các nội lực này ta dùng phương pháp chuyển vị

Giả sử ta có một sơ đồ móng cọc đài cao như hình sau, do tác dụng của tải trọng, đài cọc sẽ có các chuyển vị sau đây: chuyển vị thẳng đứng, chuyển vị nằm ngang và chuyển vị xoay Chẳng hạn điểm O của đáy đài có các chuyển vị tương ứng là v,u và w Đài cọc chuyển vị thì đỉnh cọc liên kết cứng với đài cũng có các chuyển vị theo các phương tương ứng Đỉnh cọc chuyển vị sẽ gây ra các nội lực trong cọc hình sau

Xét riêng một cọc thứ n thì các nội lực trong cọc do từng chuyển vị riêng rẽ được trình bày ở hình sau: