TƯỜNG CỌC VÁN ỔN ĐỊNH HỐ ĐÀO

3 TƯỜNG CỌC VÁN ỔN ĐỊNH HỐ ĐÀO Tổng quan Một kết cấu tường cọc ván kết cấu mỏng khả chịu uốn cọc ván đóng vai trò quan trọng để chống giữ vật liệu sau tường Vật liệu chế tạo tường cọc ván thường thép, bê tông, bê tông cốt thép dự ứng lực gỗ gia cường neo chống Các kết cấu tường cọc ván để chắn giữ khối đất (đất, đá, đất đắp) nước sau tường 3.1.1 Khảo sát địa chất cho hố đào Theo tiêu chuẩn Eurocode (Harris, 2008), phần cung cấp hướng dẫn chiều sâu điểm khảo sát địa chất cho kết cấu tường chắn thể hình Chiều sâu tối thiểu, za, cho hố đào mực nước ngầm cao độ đáy cọc ván phải lấy giá trị lớn hai giá trị sau: 𝑧𝑎 ≥ 0.4ℎ (3.1) 𝑧𝑎 ≥ (𝑡 + 2𝑚) (3.2) mực nước ngầm bên trên, phải lấy giá trị lớn giá trị sau: 𝑧𝑎 ≥ 𝐻 + 2𝑚 (3.3) 𝑧𝑎 ≥ (𝑡 + 2𝑚) (3.4) Nếu H nhỏ t giá trị dự tính, điều kiện nguy hiểm xảy chiều sâu khảo sát không đủ Như lời khuyên đảm bảo chiu sõu 0.4 Bên hố đào Ngăn n- ớc chảy vào Tầng không thấm Bên d- ới cao độ hố đào Hỡnh 3.1 Chiu sõu khuyn cỏo cho điểm khảo sát cho hố móng theo tiêu chuẩn Eurocode 1|Page Nếu mực nước địa tầng khơng có lớp thấm chiều sâu khảo sát gợi ý bên trên, chiều sâu phải tăng lên: 𝑧𝑎 ≥ 𝑡 + 5𝑚 (3.5) Nếu tường thiết kế để ngăn cho nước chảy vào hố đào yêu cầu khảo sát phải kéo dài 2m vào tầng khơng thấm nước Chiều sâu za giảm 2m tường xây dựng khu vực có điều kiện địa chất biết trước, nhiên cần thiết phải có lỗ khoan khoan tối thiểu 5m Trong trường hợp gặp đá gốc, chiều sâu za lấy tới vị trí lớp đá gốc Chiều sâu khảo sát lấy lớn trường hợp gặp dự án lớn hay vị trí có điều kiện địa chất phức tạp 3.1.2 Các điều kiện thiết kế Các ví dụ trạng thái giới hạn ảnh hưởng đến kết cấu tường cọc ván hình vẽ Từ trái qua phải, bao gồm: đỉnh tường bị chuyển vị vào hố đào, xoay quanh điểm cố định đất, chân tường bị dịch chuyển vào hố đào, xoay quanh điểm khung chống; phá hoại tường uốn phá hoại kéo đứt neo; phá hoại trồi đất phá hoi khung chng Xoay vị trí cố định Xoay vị trí cố định Neo bị kéo đứt Phá hoại uốn Đất bị đẩy bùng Phá hoại chống 2|Page Hình 3.2 Ví dụ trường hợp phá hoại hố móng (Harris, 2008) Thiết kế Theo tiêu chuẩn Eurocode yêu cầu tường cọc ván phải thiết kế với chiều sâu chôn cọc ván hợp lý nhằm ngăn cản phá hoại xoay phá hoại theo phương thẳng đứng Mặt cắt ngang tường cọc ván kết cấu chống giữ bên phải kiểm tra để đảm bảo chống lại phá hoại kết cấu Ngoài ra, tường cọc ván phải đảm bảo chống lại ổn định tổng thể đất cọc ván đóng vào đất 3.2.1 Phương pháp cân giới hạn Phương pháp trạng thái cân giới hạn phương pháp dùng phổ biến để đánh giá chiều sâu đóng cọc ván cần thiết, đồng thời xét đến lực cắt mô men mặt cắt ngang tường cọc ván, xác định lực tác dụng vào chống vào vị trí neo giữ Phương pháp trạng thái cân giới hạn giả thiết đất huy động toàn xung quanh tường cọc ván, tường cọc ván bị phá hoại vị trí phá hoại (hay ‘trạng thái cân giới hạn’) Phương pháp cân trạng thái giới hạn sử dụng cho tường cọc ván dạng công xon tường cọc ván có khung chống/hoặc có neo gần đỉnh Trong tường hợp tường cọc ván có nhiều tầng khung chống phương pháp cân giới hạn áp dụng đưa vào giả thiết nhằm đơn giản hóa q trình tính tốn Theo tiêu chuẩn Eurocode 7(Harris, 2008) đưa ý cọc ván có neo, tường mềm, độ lớn phân bố áp lực đất, lực kết cấu, giá trị mô men phụ thuộc lớn vào độ cứng kết cấu, độ cứng sức chống cắt đất, trạng thái ứng suất đất 3.2.2 Các phương pháp mơ hình số phần tử hữu hạn Tường cọc ván miêu tả tiêu chuẩn Eurocode tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn, điều kiện biên, hay phương pháp phần tử rời rạc a Theo phương pháp điều kiện biên (BEM) Phương pháp điều kiện biên, BEM, bao gồm việc mơ hình tường cọc ván dãy phần tử thẳng đứng z dọc theo chiều dài cọc ván với giá trị độ cứng chống uốn, EI, độ cứng chống nén, AE Nền đất đại diện loạt lò xo thẳng đứng lò xo theo phương ngang gắn dọc theo chiều dài tường cọc ván Các mơ hình lị xo cho tường hợp có neo giới thiệu Briaud and Kim (1998) Có số phần mềm dung phương pháp BMCOL TBWALL Các tham số đầu vào cho phương pháp BEM chiều dài tường cọc ván, chiều dài phân tố tường cọc ván, độ cứng chống uốn, EI, độ cứng chống nén, AE cho chiều rộng mặt cắt ngang tường cọc ván, tải trọng neo mô tả mơ hình lị xo phi tuyến (phương thẳng đứng phương ngang), mơ hình đất mơ hình lị xo phi tuyến (áp lực ngang bao gồm nước tải trọng tác dụng) Kết tính tốn giá trị cụ thể bao gồm: chuyển vị tường cọc ván theo phương ngang phương thẳng đứng theo chiều sâu, biểu đồ mô men, biểu đồ lực cắt, biểu đồ lực dọc theo chiều sâu 3|Page thùc tÕ Neo ®- êng cong P-y Neo đ- ờng cong P-y Đ- ờng cong đất F-W nút i T- ờng cọc ván Nút Neo đ- ờng cong Q-w t¹i nót n Hình 3.3 Mơ hình điều kiện biên tường cọc ván liên tục (J L Briaud, and Kim, B.K , 1998) b Phương pháp phần tử hữu hạn, FEM Phương pháp phần tử hữu hạn, FEM bao gồm mơ hình tường đất từ phần tử nhỏ gán thuộc tính cho phần tử để điều khiển ứng sử chúng Phần tử dầm lựa chọn cho tường cọc ván Giá trị đầu vào cụ thể cho mơ hình FEM việc mô tả lưới phần tử bao gồm kích thước tường cọc ván, neo, đất, mơ hình vật liệu cho tường cọc ván (thường dùng mơ hình đàn hồi), neo (đàn-dẻo), đất nước (mơ hình hypecbol, phi tuyến tuyến tính), điều kiện biên (gối cố định, gối tự do, gối xoay), điều kiện biên tải trọng (tải trọng phụ thêm, tải trọng nhà, ) Kết tính tốn giá trị cụ thể bao gồm: chuyển vị tường cọc ván theo phương ngang phương thẳng đứng theo chiều sâu, biểu đồ mô men, biểu đồ lực cắt, biểu đồ lực dọc theo chiều sâu Một ví dụ mơ hình cụ thể đưa theo (J L Briaud, and Lim, Y , 1999) Việc kiểm toán theo trạng thái giới hạn cách sử dụng phương pháp số thực cách dễ dàng cách đưa vào hệ số vật liệu Có hai cách để đưa hệ số vật liệu vào mơ hình phần tử hữu hạn Cách thứ nhất, hệ số vật liệu áp dụng trước nhập vào chương trình phần tử hữu hạn Q trình phân tích sau thực kết hiệu ứng ảnh hưởng (như mô men uốn lực cắt cọc ván, lực tác dụng chống neo) liên quan đến giá trị thiết kế cho việc kiểm toán cường độ kết cấu Một vấn đề xảy cho cách đất bị phá hoại số vùng có ứng suất lớn dẫn đến sai khác chế phá hoại dự đốn 4|Page Hình 3.4 (trái) Phương pháp phần tử hữu hạn cho tường cọc ván (Plaxis); (phải) phương pháp giảm cφ Cách thứ hai (còn gọi phương pháp giảm ‘c-φ’), việc phân tích thực với giá trị chưa nhân hệ số cho vật liệu ghi lại nhiều vị trí điểm phá hoại (các điểm 1, 2, hình bên phải) Tại điểm này, phân tích riêng rẽ thực hiện, việc ghi lại điều kiện cường độ vật liệu giảm xuống cách đưa vào hệ số n, c, hay cu Một chuyển vị gia tăng nguyên nhân gây giảm cường độ đất (với giá trị tải trọng ngoài) xác định đường cong tải trọng-chuyển vị cho trạng thái phá hoại (các điểm 1a, 2a, 3a hình bên phải) Tải trọng phá hoại lấy giá trị lớn đường cong Một ưu điểm phương pháp đưa vào hệ số riêng, giống kích hoạt trạng thái phá hoại Tuy nhiên, nược điểm phương pháp giảm c-φ thời gian tương đối lâu để hồn thành q trình tính tốn Phương pháp mô FEM dẫn đến giá trị mô men cho kết tốt việc mô phương pháp BEM nhiên việc tính tốn chuyển vị cọc ván xác phương pháp BEM; lý dịch chuyển khối đất xét đến phương pháp phần tử hữu hạn FEM, BEM khơng xét đến Các chương trình tính theo phương pháp số bao gồm PLAXIS, FLAC ABAQUS Trong q trình tính tốn cần phải ý điều kiên biên lưới phần tử phải đủ xa từ khu vực nghiên cứu việc lựa chọn mô hình đất (mơ đun, cường độ), phải mơ tả gần điều kiện đất khu vực tính toán, lực chọn mặt cắt tường Cấu tạo tường cọc ván 3.3.1 Cấu tạo tường cọc ván thép Cọc ván cọc ván thép, cọc ván BTCT cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực 5|Page Hình 3.5 Mặt cắt ngang cọc ván thép Bảng 3.1 Kích thước thơng dụng Tiêu chuẩn Kích thước thơng dụng Chiều dài JIS, KS, Q 400 x 125 x 13.0 (weight : 60kg/m) 400 x 170 x 15.5 (weight : 76.1kg/m) 6000 - 18000mm Hình 3.6 Cọc ván thép Larsen Bảng 3.2 Quy cách cọc ván thép Larsen Chủng loại FSP IA FSP II FSP III FSP IV FSP VL Kích thước cọc Diện Momen Độ tích quán dày mặt tính (mm) cắt (cm4) (cm ) Chiều rộng hữu ích (mm) Chiều cao hữu ích (mm) 400 85 8.0 45.21 400 100 10.5 400 125 400 500 Kích thước 1m mặt cắt ngang cọc ván Momen kháng uốn mặt cắt (cm3) Khối lượng đơn vị (kg/m) Diện tích mặt cắt(cm2) Momen quán tính(cm4) Momen kháng uốn mặt cắt(cm3) Khối lượng đơn vị(kg/m) 598 88.0 35.5 113.0 4500 529 88.8 61.18 1240 152 48.0 153.0 8740 874 120 13.0 76.42 2220 223 60.0 191.5 16800 1340 150 170 15.5 96.99 4670 362 76.1 242.5 38600 2270 190 200 24.3 133.8 7960 520 105 267.6 63000 3150 210 6|Page FSP VIL NSP - IIw NSP -I IIw NSP - IVw 500 225 27.6 153.0 11400 680 120 306.0 86000 3820 240 600 130 10.3 78.70 2110 203 61.8 131.2 13000 1000 103 600 180 13.4 103.9 5220 376 81.6 173.2 32400 1800 136 600 210 18.0 135.3 8630 539 106 225.5 56700 2700 177 Hình 3.7 Vòng vây cọc ván thép 3.3.2 Cấu tạo cọc ván bê tơng cốt thép dự ứng lực Tập đồn PS MITSUBISHI (Nhật Bản) phát minh loại “Cọc ván BTCT dự ứng lực”, ứng dụng thành công vào Việt Nam năm 1999-2001 cụm cơng trình nhiệt điện Phú Mỹ (Bà Rịa - Vũng Tàu) tạo nên đột phát lớn cho giải pháp thiết kế ổn định hố đào, chống xói lở Với nhiều tính vượt trội: cường độ chịu lực cao nhờ tiết diện dạng sóng đặc tính dự ứng lực làm tăng độ cứng, khả chịu lực ván, giảm trọng lượng cho cơng trình, dễ thay cọc cọc cũ gặp cố, sản xuất theo quy trình cơng nghệ tiên tiến nên chất lượng kiểm soát chặt chẽ, suất cao, chủng loại đa dạng, giá thành thấp Hình 3.8 Mặt cắt ngang cọc ván BTCT DUL 7|Page Tính tốn xác định kích thước phạm vi gia cố cừ ván BTCT dự ứng lực: Thông số cừ ván SW600B - 1000 định hình, mục 3-1, tiêu chuẩn JISA5373:2004 sau: + H=600 mm, L=21 m, W=996 mm, t=120 mm + Tiết diện: F= 2078 cm2 + Cáp: 24 D15.25, thép chủ: 16D20 + Mô men cho phép: M=590 KNm + Bê tông cốt thép: mác 60 Mpa (mẫu hình trụ D15×30cm, tuổi 28 ngày) Hình 3.9 Cọc ván BTCT dự ứng lực (công ty Thiên Tân) Hình 3.10 Hình ảnh cọc ván BTCT DUL thi cơng ngồi cơng trường 8|Page Bảng 3.3 Thơng số kỹ thuật cọc ván BTCT DUL (cơng ty Thiên Tân) Tính tốn tường cọc ván cơng xon (khơng hệ đỡ) H Gi¶ thiÕt D= 1.3H D= 6.5m Hình 3.11 Cọc ván dạng công xon Một tường cọc ván công xon kết cấu tường chắn chống đỡ nhờ phần sức kháng bị động phần cao độ hố đào phía trước tường hình vẽ Tường cọc ván phải chôn sâu vào đất với chiều sâu yêu cầu Đối với trường hợp thiết kế sơ bộ, chiều sâu đóng cọc ván cần thiết lấy 1.3 lần chiều sâu hố móng H (Briaud et al., 1983) 9|Page a Các loại áp lực đất: chủ động, bị động: Theo mơ hình áp lực đất theo lý thuyết Rankine xác định mơ hình hợp lý cho việc dự tính lực lức dụng vào tường cọc ván cho trường hợp thiết kế cọc ván dạng công xon (McNab, 2002) Biểu đồ áp lực đất chủ động bị động có dạng hình tam giác Phân tích điều kiện khơng nước nên thực thêm với việc phân tích ứng suất có hiệu ứng với loại đất phù hợp Áp lực đất chủ động: Là giá trị nhỏ có áp lực đất theo phương ngang độ sâu chuyển vị xoay tường chắn khối đất Chuyển vị làm cho đất bị giãn theo phương ngang đât phía tường Áp lực ngang chủ đọng, ah, chiều sâu z bên đỉnh tường cọc ván trường hợp phân tích ứng suất có hiệu tính tốn theo công thức sau (áp lực chủ động giả thiết giá trị áp lực âm) Hệ số áp lực đất chủ động, Ka, tính tốn theo công thức cho trường hợp tường thẳng đứng, mặt đất nằm ngang, khơng có ma sát tường đất 𝜎𝑎ℎ = 𝐾𝑎 (𝜎′0𝑣 + ∆𝜎′𝑣 )−2𝑐√𝐾𝑎 + 𝛼 𝑢 (3.6) đó: 𝜎𝑎ℎ giá trị áp lực đất chủ động (=pa) Ka hệ số áp lực đất chủ động c lực dính đơn vị điều kiện ứng suất có hiệu độ sâu z 𝜎′0𝑣 ứng suất có hiệu thẳng đứng điều kiện ban đầu độ sâu z ∆𝜎′𝑣 thay đổi thành phần ứng suất có hiệu thẳng đứng độ sâu z (do tải trọng tác dụng vị trí đỉnh tường sau tường chắn) 𝛼 tỉ số nước tồn diện tích áp lực nước lỗ rỗng (lấy cho đất khơng bão hịa hay đất khu vực đới bão hòa mao dẫn, lấy cho đất bão hòa nằm mực nước ngầm) u áp lực nước (là áp lực nước lỗ rỗng, trường hợp đất bão hòa hoàn toàn) 𝐾𝑎 = 𝑡𝑎𝑛2 (45° − ) đó: Ka hệ số áp lực đất chủ động góc ma sát Áp lực đất bị động: Là giá trị áp lực đất lớn theo phương ngang tường bị dịch chuyển xoay phía đất Áp lực đất bị động 𝜎𝑝ℎ độ sâu z bên đỉnh tường cọc ván trường hợp phân tích ứng suất có hiệu tính tốn theo công thức sau Hệ số áp lực đất chủ động, Kp, tính tốn theo cơng thức cho trường hợp tường thẳng đứng, mặt đất nằm ngang, khơng có ma sát tường đất 10 | P a g e The diaphram wall properties are used for the model: No Items Value Unit 0.8 m 2500 kg/m3 15 Mpa 20817 Mpa 0.2 - 0.203 m2 - 1/2 pile axial stiffness (EA) 0.0094 4225909 m4 (kN) - 1/2 pile bending stiffness (EI) 195421 (kNm2) 0.8 m 2500 kg/m3 30 Mpa 29440.1 Mpa 0.2 - 0.251 m2 0.0101 7399101 m4 (kN) 295964 (kNm2) 0.65 m Primary pile (Plain concrete) - Diameter - Unit weight: - Minimum compression strength at 28 days: - Young's modulus of concrete: - Poisson's ratio of concrete: - 1/2 pile area - 1/2 pile moment of inertia (I) Note This 1/2 pile will be replaced by secondary pile by an overlap length between two pile of 15cm Secondary pile (Reinforced concrete) - Diameter - Unit weight: - Minimum compression strength at 28 days: - Young's modulus of concrete: - Poisson's ratio of concrete: - 1/2 pile area (A) - 1/2 pile moment of inertia (I) - 1/2 pile axial stiffness (EA) - 1/2 pile bending stiffness (EI) Centre to centre between two adjacent piles Axial stiffness for 1m diaphram wall (EA) 17884631 (kN/m) Bending stiffness for m diaphram wall (EI) 755977 (kNm2/m) The anchor strength (the smaller value of geotechnical and material strengths): + The anchors are install at an interval of 2.6m and the factored strength per 1m are as follows: - The Design strength of the first 201.61 kN/m layer: - The Design strength of the second 246.96 kN/m layer: + The anchors un-factored strength per 1m are as follows: - The un-factored strength of the first 320.86 kN/m layer: - The unfactored strength of the 320.86 kN/m second layer: Lock-off load Tlo during construction: (1.1 times the 600.00 kN - Lock-off load Tlo = working 71 | P a g e load - B5 - BS 8081) Plaxis 8.2 has capability to simulate the above mentioned construction sequences The results of each stage are summarized in the following sections V FORCES OF SECANT PILE WALL DURING CONSTRUCTION FOR 13.2M DEPTH EXCAVATION: EXCAVATE AND DEWATER TO -0.9M ELEVATION Software model for this excavation stage: Result summary of this stage - Maximum bending moment: 263.77 - Maximum shear force: 140.28 kNm/ m kN/m - Maximum axial force: 209.48 kN/m 72 | P a g e Axial force with depth (kN/m) 40 -160 -8.4 80 -0.4 -360 -240 -120 160 -12.4 -16.4 Axial force (kN/m) -8.4 -12.4 -16.4 Shear Force (kN/m) 120 240 -4.4 -4.4 Elevation (m) Elevation (m) -4.4 -80-0.4 Bending moment with depth (kN/m) Elevation (m) -240-200-160-120 -80 -0.4 -40 Shear force with depth (kN/m) -8.4 -12.4 -16.4 Bending moment (kN.m/m) INSTALLATION OF THE FIRST ANCHOR LEVEL, EXCAVATE AND DEWATER TO -4.9M ELEVATION Software model for this excavation stage: 73 | P a g e Result summary of this stage - Maximum bending moment: - Maximum shear force: - Maximum axial force: 553.41 kNm/m 279.19 kN/m 204.59 kN/m 74 | P a g e Axial force with depth (kN/m) -120 -0.4 120 -360 -8.4 180 -0.4 -720 -480 -240 360 -12.4 -16.4 Axial force (kN/m) -8.4 -12.4 -16.4 Shear Force (kN/m) 240 480 -4.4 -4.4 Elevation (m) Elevation (m) -4.4 -180-0.4 Bending moment with depth (kN/m) Elevation (m) -240 Shear force with depth (kN/m) -8.4 -12.4 -16.4 Bending moment (kN.m/m) INSTALLATION OF THE SECOND ANCHOR LEVEL, EXCAVATE & DEWATER TO -10.5M ELEVATION Software model for this excavation stage: 75 | P a g e Result summary of this stage - Maximum bending moment: - Maximum shear force: - Maximum axial force: Axial force with depth (kN/m) -360 -180-0.4 -12.4 -16.4 Axial force (kN/m) -0.4 -900 -600 -300 180 kN/m 493.18 kN/m Bending moment with depth (kN/m) -0.4 -900 -600 -300 300 600 -8.4 -12.4 -16.4 Shear Force (kN/m) 300 600 -4.4 -4.4 Elevation (m) Elevation (m) 550.82 Shear force with depth (kN/m) -4.4 -8.4 kNm/m Elevation (m) -540 769.77 -8.4 -12.4 -16.4 Bending moment (kN.m/m) 76 | P a g e ENVELOPE FORCES DIAGRAM FOR CONSTRUCTION SEQUENCES Axial force Envelope Axial force with depth (kN/m) -540 -360 -180 -0.4 180 Elevation (m) -4.4 -8.4 -12.4 -16.4 Axial force (kN/m) 77 | P a g e Shear force Envelope Shear force with depth (kN/m) -720 -540 -360 -180 -0.4 180 360 540 Elevation (m) -4.4 -8.4 -12.4 -16.4 Shear force (kN/m) 78 | P a g e Bending moment Envelope 79 | P a g e Bending moment with depth (kN/m) -900 -720 -540 -360 -180-0.4 180 360 540 Elevation (m) -4.4 -8.4 -12.4 -16.4 Bending moment (kN.m/m) VI ESTIMATION OF PILE WALL DISPLACEMENT Main displacement results: 80 | P a g e - Maximum horizontal displacement of diaphram wall - Stage 2: mm - Maximum horizontal displacement of diaphram wall - Stage 3: 13 mm - Maximum horizontal displacement of diaphram wall - Stage 4: 14 mm VII OVERALL STABILITY The construction sequences has been reached fully by Plaxis 8.2 software This means that the system is geotechnically stable However, the stability is checked again by the model as follows: 81 | P a g e In the above figure, in the left hand there are the static water pressure and active earth pressure a long with anchor load (N1 and N2) and in the right hand are passive pressure All the moments will be calculated to the rotation point which is pile toe level Load Pn Water height = water pressure pn = Lever arm = 10.53 103.30 8.8 m kN/m m Load and moment to rotation point by Pn Load = 543.87 Moment = 4786.06 kN/m kNm/m Load N1 Unfactored Load N1 = Load inclination angle = Horizontal load = Lever arm = 320.9 25 290.80 16 kN/m degree kN/m m Load and moment to rotation point by N1 Load = 290.80 Moment = 4652.79 kN/m kNm/m Load N2 Unfactored Load N2 = Load inclination angle = Horizontal load = Lever arm = 320.9 25 290.80 12 kN/m degree kN/m m Load and moment to rotation point by N2 Load = 290.80 Moment = 3489.59 kN/m kNm/m Load P1 and P2 Surcharge q = 44.4 kN/m2 p1 = 12.03 kN/m2 p2' = 25.77 kN/m2 P1 = 31.28 kN/m P2 = 17.86 kN/m Lever arm of P1 = 17.7 m Lever arm of P2= 17.27 m Load and moment to rotation point by P1 Load = 31.28 Moment = 553.71 kN/m kNm/m Load and moment to rotation point by P2 Load = 17.86 Moment = 308.40 kN/m kNm/m Load P3 and P4 p2'' = 30.44 kN/m2 82 | P a g e p3 = 65.80 kN/m2 P3 = 347.03 kN/m P4 = 201.55 kN/m Lever arm of P3 = 10.70 m Lever arm of P4 = 8.80 m Load and moment to rotation point by P3 Load = 347.03 Moment = 3713.24 kN/m kNm/m Load and moment to rotation point by P4 Load = 201.55 Moment = 1773.66 kN/m kNm/m Load P5 and P6 p4 = 0.00 kN/m2 p5 = 0.00 kN/m2 P5 = 0.00 kN/m P6 = 0.00 kN/m Lever arm of P5 = 2.70 m Lever arm of P6 = 1.80 m Load and moment to rotation point by P5 Load = 0.00 kN/m Moment = 0.00 kNm/m Load = 0.00 kN/m Moment = 0.00 kNm/m Load and moment to rotation point by P6 Load P7 and P8 pp1 499.96 kN/m2 pp2 1128.32 kN/m2 P7 = 2699.77 kN/m P8 = 1696.59 kN/m Lever arm of P7 = 2.70 m Lever arm of P8 = 1.80 m Load and moment to rotation point by P7 Load = 2699.77 kN/m Moment = 7289.37 kNm/m Load = 1696.59 kN/m Moment = 3053.86 kNm/m Resisting moment = 18485.6 kN.m/m Overturning Moment = 11135.1 kN.m/m 1.660 OK Load and moment to rotation point by P8 Total moment to rotation point: Overall stability safety factor Sf = 83 | P a g e VIII GROUND BEARING CAPACITY AT PILE TOE From the Plaxis result, it can be seen that the load transferred to the ground at pile toe is small (70 kN) and this load will result in a pressure of: Unfactor Pressure to rock at pile toe p = Factor ressure to rock at pile toe p = 181.131 kN/m2 271.70 kN/m2 (Load factor =1.5) Rock nominal bearing pressure: Where: s, m = fractured rock mass parameters (Fair quality rock mass for rock 5m below rock s= 0.00009 surface) m= 0.183 qu = qp = Factor bearing pressure qp = 30 MPa 1566.59 kN/m2 783.29 kN/m2 OK 84 | P a g e TÀI LIỆU THAM KHẢO 22TCN272-05 (2005) Tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN272-05 (theo AASHTO LRFD1998) Briaud, J L., and Kim, B.K (1998) Beam Column Method for Tieback Walls Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 124(1), 67–79 Briaud, J L., and Lim, Y (1999) Tieback Walls in Sand: Numerical Simulation and Design Implications Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 125(2), 101– 111 Harris, A B a A (2008) Decoding Eurocode 7: Taylor & Francis LFRD, A (2012) Tiêu chuẩn thiết kế cầu AASHTO LFRD 2012 ( AASHTO LRFD 2012 Bridge Design Specifications 6th Ed (US) LRFD, A (1998) Bridge Design Specifications (AASHTO LRFD 1998) McNab, A (2002) Earth Retention Systems Handbook, McGraw–Hill Publishers, New York,NY Sabatini, P J., Pass, D.G., and Bachus, R.C (1999) Ground Anchors and Anchored Systems FHWA–IF–99–015, Federal Highway Administration, Washington, DC Terzaghi, K a P., R.B (1967) Soil Mechanics in Engineering Practice Second Edition.John Wiley & Sons, New York City, NY Weatherby (1998) Design Manual for Permanent Ground Anchor Walls, Federal Highway Administration, Washington, DC Federal Highway Administration, Washington, DC 85 | P a g e ... phương pháp ph? ?n tích kết cấu thơng thường Thiết kế tường cọc v? ?n có nhiều khung chống/neo Hi? ?n nay, tường cọc v? ?n có nhiều khung chống/neo dung nhiều cho h? ?? đào Tiêu chu? ?n thiết kế h? ?ớng d? ? ?n. .. Tính t? ?n tường cọc v? ?n cơng xon (khơng h? ?? đỡ) H Gi¶ thiÕt D= 1. 3H D= 6.5m H? ?nh 3. 11 Cọc v? ?n d? ??ng cơng xon Một tường cọc v? ?n công xon kết cấu tường ch? ?n chống đỡ nhờ ph? ?n sức kháng bị động ph? ?n. .. đi? ?n thành phố, thành ph? ?n tường ch? ?n thẳng đứng gồm bê tông cốt thép n? ??i tiếp xây d? ??ng sử d? ??ng phương pháp tường vây, (? ?n định h? ?? đào nhờ dung d? ??ch bentonite vữa polymer) Sau trình đào xong, neo