Lực trọng trườngg
2.2.3. Các loại tải trọng tác dụng lên kết cấu chắn giữ
Tải trọng tác động chủ yếu lên kết cấu chắn giữ gồm: + áp lực đất
+ áp lực nước
+ Tải trọng truyền từ móng qua môi trường đất của công trình xây dựng trong phạm vi vùng ảnh hưởng (ở gần hố móng)
+ Tải trọng thi công: ô tô, cần cẩu, các vật liệu xếp trên hiện trường, lực neo, chống tường ...
1. áp lực đất
a. áp lực đất chủ động
Dưới tác động của áp lực đất lấp mà kết cấu chắn đỡ dịch chuyển theo chiều đất lấp, khi đó áp lực đất sẽ áp lực đất tĩnh 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 giá trị nhỏ nhất.
Đối với đất rời: Khi tường chắn đất thẳng đứng, mặt đất sau lưng tường nằm ngang tại độ sâu h. Cường độ áp lực đất chủ động là:
a a hK P ) 2 45 ( 0 2 tg Ka
Trong đó: Pa: Cường độ áp lực chủ động của đất Ka: Hệ số áp lực đất chủ động
: Trọng lượng riêng của đất
h: Độ sâu từ điểm tính toán đến mặt đất lấp : Góc ma sát trong của đất
Đối với đất dính: Cường độ áp lực đất chủ động là:
a z a hK ctg K P 2 2 ) 2 45 ( 0 2 tg Ka c: Lực dính của đất b. áp lực đất bị động
Dưới tác dụng của ngoại lực mà kết cấu chắn đỡ dịch chuyển theo chiều đất lấp, khi đó áp lực đất sẽ từ áp lực đất tĩnh tăng lên cho đến khu thể đất đạt giới hạn cân bằng, đồng thời xuất hiện mặt trượt liên tục làm cho thể đất ở phía sau bị chèn đẩy lên, khi đó áp lực đất tăng đến giá trị lớn nhất.
Đối với đất rời: Đối với đất rời, cường độ áp lực đất bị động là:
PP hK P hK
)2 2 45 ( 0 2 tg KP c. áp lực nước
áp lực nước tác dụng lên tường được xác định tuân theo quy luật thuỷ tĩnh.
Giả sử mực nước ngầm tại độ sâu h so với mặt đất. Xét điểm M có độ sâu z kể từ mặt đất thì áp lực nước tại M được xác định theo công thức sau:
PW = W (z – h) Trong đó: PW: áp lực nước
W: Trọng lượng riêng của nước.
Khi đất sau lưng kết cấu chắn đỡ nằm dưới mực nước ngầm thì trong công thức xác định áp lực đất chủ động và áp lực đất bị động trọng lượng riêng của đất
được tính bằng trọng lượng riêng đẩy nổi '.
2.2.4. Nội dung tính toán
1. Thiết kế cọc xi măng - đất trộn sâu
Nhóm các cột đất được xây dựng theo phương pháp trộn sâu đã được sử dụng trong rất nhiều công trình (Porbaha và cộng sự, 1998). Đôi với trường hợp có nhiều cột đất, việc tính toán thường được giải quyết song song với giả thuyết
về vật liệu tổng hợp (cột đất đã được xi măng hóa và và đất xung quanh). Cường độ của nền đất được tính toán như sau:
Trong đó, col - cường độ của cột đất đã được cải tạo; soil - cường độ của đất xung quanh;
ac- cường độ chung của nền đất sau khi được cải tạo.
Quan sát hiện trường cho nền đất được gia cố dưới đê cho kết quả như trên hình 6. Cường độ giới hạn của tỷ lệ 4 lần vôi / xi măng trên hình 2.8 được tính như sau (Kiveio, 1997):
Trong đó, D là đường kính của cột;
cu1 và cu2 là lực dính không thoát nước của đất ở trong và dưới mặt phá hoại giả thiết.
Mu - mô men kháng uốn tại một tiết diện của cột.
Hình 2.9. Biến dạng ngang và các dạng phá hoại của cột đất dưới thân đê
Có vài công trình sử dụng cọc đất – xi măng để giữ ổn định cho hố đào trong trường hợp nền đất yếu (Mihashi và cộng sự, 1987; Furuya và cộng sự 1988). Trong trường hợp hố đào sâu trong nền đất yếu hiện tượng mất ổn định do trương nở cần được đặc biệt quan tâm. Thông thường, phương pháp mặt trượt trụ tròn được sử dụng.
Tường vây
Tường vây tạo bởi các trụ gối đè nhau không cho nước rò rỉ qua tường. Quan trọng là độ đồng nhất và phòng rò rỉ. Thường dùng thêm vữa sét để tăng sức chống rò rỉ. Nếu thiết kế tường ngăn ô nhiễm phải kiểm tra phản ứng của chất nhiễm bẩn với đất xử lý, đặc biệt khi chúng có tính a xít cao.
3. Kiểm tra ổn định của kết cấu chắn giữ
Nội dung tính toán kiểm tra bao gồm: - ổn định tổng thể (đất + tường) - Chuyển dịch theo phương ngang - Trượt của đáy chân tường
- ổn định trồi đất ở đáy hố đào - ổn định tường + neo / thanh chống - ổn định dòng thấm (không / có áp)
- Đất quanh hố đào lún, nứt, chuyển vị ngang
a. Cường độ kháng cắt của thành gia cố:
Thường cột trụ xử lý được dùng để ổn định mái dốc, khối đắp hoặc tường hào. Mặt phá hoại theo mặt phẳng hoặc cung tròn, huy động sức kháng cắt của trụ và đất xung quanh trụ. Phân tích ổn định dựa theo các phương pháp hiện hành (xem BS 8006 : 1995). Nền xử lý có cường độ kháng cắt tính theo công thức:
Ctb = Cu (1- a) + a Cc,
Trong đó:
Culà sức kháng cắt của đất, tính theo phương pháp trọng số cho nền nhiều lớp;
a là tỷ số diện tích: a = n Ac / Bs;
n là số trụ trong 1 m chiều dài khối đắp; Bs là chiều rộng khối đắp; Aclà diện tích tiết diện trụ.
Sức kháng cắt của trụ, Cc xác định bằng các thí nghiệm hiện trường, hoặc mẫu lấy từ thân trụ cho kết quả phù hợp thực tế hơn.
b. ảnh hưởng của vị trí trụ dọc theo mặt trượt khả dĩ
Trong trường hợp dùng các trụ đơn lẻ để chống mất ổn định cần lưu tâm đến nguy cơ phá hoại uốn của trụ. ứng xử của trụ khác nhau trong vùng chủ động, vùng chịu cắt và vùng bị động (xem hình 2.10). Trong vùng chủ động lực dọc trục của trụ sẽ góp phần làm tăng sức kháng cắt và kháng uốn trong khi đó tại vùng bị động các trụ thậm chí bị nứt do chịu kéo. Do đó các trụ trong vùng chủ động có lợi tăng điều kiện ổn định. Trong vùng cắt và bị động bố trí trụ thành tường hoặc thành khối sẽ hiệu quả hơn bố trí các trụ đơn lẻ để ngăn phá hoại trượt.
Hình 2.10. Lực dọc trục của trụ trong vùng chủ động tăng sức kháng cắt và kháng uốn , trong vùng bị động trụ có thể bị nứt khi chịu kéo.
1. Vùng bị động; 2. Vùng cắt; 3. Vùng chủ động
- Gối lên nhau
Trụ tăng ổn định thường được bố trí hàng đơn hoặc hàng đôi. Gối đè nhau các trụ trong hàng sẽ tăng sức kháng mô men và lật. Vùng gối nhau phải đủ để tạo thành tường liên tục. Điều quan trọng là khống chế và giám sát độ gối thẳng
đứng suốt chiều dài các trụ. Khả năng chịu tải trọng ngang của tường quyết định bởi sức kháng cắt của đất xử lý ở chỗ gối nhau.
- Phân cách các trụ
Phá hoại xảy ra ở vùng chịu cắt do phân cách các trụ trong hàng khi mặt trượt nằm gần đỉnh trụ và sức kháng kéo thấp trong vùng gối nhau. Dự tính sức kháng kéo của đất xử lý ở vùng gối nhau khoảng 5% đến 15% cường độ kháng nén không hạn chế nở hông (có thể thấp hơn hoặc cao hơn tùy theo chất lượng và hiệu quả trộn sâu). Khi các trụ phân cách với nhau, sức kháng cắt của trụ trong hàng bằng sức kháng cắt của trụ đơn.
- Xử lý toàn khối
Do tính chất của đất nền xử lý khác xa nền chưa xử lý, có thể xem khối xử lý được chôn trong đất để truyền tải trọng tác dụng đến lớp thích hợp (Kitazume, 1996).
Bước đầu tiên gồm phân tích ổn định công trình bên trên làm việc đồng thời với nền xử lý.
Bước thứ hai gồm phân tích ổn định của nền xử lý chịu tác động của ngoại tải: phá hoại trượt, lật, mất khả năng chịu tải.
Bước thứ ba, kiểm tra độ lún của nền.
Có thể dùng phương pháp PTHH để phân tích ứng suất và biến dạng của nền xử lý phức tạp, số liệu đầu vào chiếm vai trò quan trọng.
c. Kiểm tra ổn định ngoài
Việc tính ổn định ngoài của nền đất được cải tạo là nhằm kiểm tra ổn định trượt, lật và cường độ. Thêm vào đó, ổn định tổng thể của cả hệ cũng cần phải được kiểm tra. Trong trường hợp này ổn định tổng thể cần phải kiểm tra nếu có sự hình thành của mặt trượt chạy qua phần đất đã được cải tạo (hình 4).
Hình 2.11. Các khả năng mất ổn định của nền đất được gia cố bằng trộn sâu
d. Kiểm tra ổn định cục bộ
Bất kỳ một thiết kế nào cũng cần phải tính toán đến ứng suất khi có tải trọng ngoài tác dụng lên trên kết cấu. Những ứng suất này phải đẩm bảo không vượt quá ứng suất cho phép. Do vậy cần phải đưa ra được những ứng suất cho phép khi tính toán ổn định cục bộ. Những quan hệ ứng suất mang tính kinh nghiệm và những liên hệ với cường độ chịu nén không nở hông của đất được sử dụng.
e. Thiết kế tối ưu
Trong các bước thiết kế được trình bày ở trên, các hiện tượng phá hỏng được đề cập riêng biệt. Những khả năng phá hoại này rất ít khi xảy ra cùng một lúc.
Trong rất nhiều trường hợp, căn cứ vào loại kết cấu, tải trọng và điều kiện xung quanh của công trình một trong những khả năng phá hoại trên có thể dễ xảy ra hơn những khả năng khác. Do vậy cần phải có các phép thử để đem lại thiết kế tốt nhất.
4. Nội lực và chuyển vị của kết cấu chắn giữ
- Độ chôn sâu của tường dưới đáy hố đào - Nội lực của tường (lực cắt, mô men)
- Nội lực/sức chống của thanh chống/neo - Chuyển vị/biến dạng của tường
- Chuyển vị/biến dạng của công trình lân cận.
Độ lún của nền gia cố bằng cọc xi măng - đất a. Độ lún toàn phần
Trụ để giảm độ lún thường được bố trí theo lưới tam giác hoặc ô vuông. Phân tích lún dựa trên quan điểm đồng biến dạng- nói cách khác, cho rằng hiệu ứng vòm phân bố lại tải trọng sao cho biến dạng thẳng đứng tại độ sâu nhất định trở thành bằng nhau trong trụ và đất quanh trụ.
Đối với nhóm trụ, độ lún trung bình sẽ được giảm bởi ứng suất cắt của đất, huy động tại bề mặt tiếp xúc theo chu vi khối với đất xung quanh. Chỉ chuyển dịch khá nhỏ (vài mm ) đủ để huy động sức kháng cắt của đất. ứng suất cắt gây nên độ lún lệch các trụ trong nhóm. Độ lún lệch này sẽ giảm dần theo mức độ cố kết của đất, cho nên sẽ không kể đến trong tính lún tổng. Phương pháp tính lún của giáo sư Broms. B được giới thiệu trong phụ lục C.
Độ lún tổng (S) của nền gia cố được xác định bằng tổng độ lún của bản thân khối gia cố và độ lún của đất dưới khối gia cố:
S = S1 + S2
trong đó: S1 - độ lún bản thân khối gia cố
S2- độ lún của đất chưa gia cố, dưới mũi trụ Độ lún của bản thân khối gia cố được tính theo công thức:
s c tb aE aE qH E qH S ) 1 ( 1 Trong đó:
q - tải trọng công trình truyền lên khối gia cố (kN);
H - chiều sâu của khối gia cố (m)
a - tỷ số diện tích, a = (nAc / BL)
n - tổng số trụ,
B, L - kích thước khối gia cố;
Ec- Mô đun đàn hồi của vật liệu trụ; Có thể lấy Ec = (50100)Cc; (trong đó Cc là sức kháng cắt của vật liệu trụ);
Es - Mô đun biến dạng của đất nền giữa các trụ
(có thể lấy theo công thức thực nghiệm Es = 250Cu, với Cu là sức kháng cắt không thoát nước của đất nền).
Các thông số Ec, Cc, Es, Cu xác định từ kết quả thí nghiệm mẫu hiện trường cho kết quả phù hợp thực tế hơn.
b. Tốc độ lún
Trong trộn khô, có thể tính thấm của trụ cao hơn đất xung quanh, trụ có tác dụng như băng thoát nước thẳng đứng. Tuy nhiên, tốc độ lún không chỉ quyết định bởi hiệu ứng thoát nước. Khi trụ gia cố và đất sét yếu xung quanh cùng làm việc, hiện tượng nổi trội chính là sự phân bố ứng suất trong hệ thống trụ-đất theo thời gian. Ngay khi tác động, tải trọng được chịu bởi áp lực nước lỗ rỗng dư. Trụ tăng độ cứng theo thời gian, sẽ chịu dần tải trọng, giảm bớt tải trọng lên đất. Hệ quả là áp lực nước lỗ rỗng dư trong đất yếu sẽ được giảm nhanh, thậm chí chưa có thấm hướng tâm. Phân bố lại ứng suất là nguyên nhân chính để giảm độ lún và tăng tốc độ lún. Do đó, cho dù tính thấm của trụ chỉ bằng của đất thì quá trình cố kết cũng nhanh hơn nhờ hiện diện của các trụ. Trụ đất xi măng đã làm tăng hệ số cố kết một chiều.
Trong trộn ướt, tính thấm của trụ không cao hơn nền đất xung quanh. Nhưng nhờ phân bố lại ứng suất mà quá trình cố kết một chiều xảy ra nhanh hơn.
5. Thiết kế các điểm nối
Thiết kế các điểm nối phải đảm bảo các yếu tố sau:
- Thi công thuận lợi
- Thống nhất giữa cấu tạo mối nối với giả thiết tính toán - Phòng ngừa mất ổn định cục bộ
- Giảm thiểu biến dạng bản thân của mối nối
- Bố trí các điểm nối tương quan với ổn định tổng thể.
Thiết kế hạ mực nước ngầm dựa vào: - Loại đất và hệ số thấm
- Cốt yêu cầu hạ mực nước (0,5 1,0m dưới đáy hố đào) - Loại kết cấu chắn giữ thành hố đào
- Diện tích hố đào Xác định:
- Cách bố trí các loại giếng
- Lượng nước vào hố chọn số lượng và công suất máy bơm - Phương pháp hạ : lưu lượng, tốc độ bơm hút .
- Quan trắc những biến động của đất nền khi bơm hút
7. Ví dụ thiết kế của cọc đất trộn sâu cho tường đất thẳng đứng
Đối với một hố đào thì cột đất đóng vai trò để giữ hố để chống lại áp lực ngang và giữ ổn định cho các công trình lân cận. Mặt cắt ngang của cột một công trình tại sân bay Tokyo được thể hiện trên hình 2.12 (Shiomi và cộng sự, 1996). Hệ số an toàn được tính như sau:
(Fs)sliding = (Pp + S)/Pa
Trong đó,
Pp và Pa là tổng áp lực bị động và chủ động tác dụng lên khối đât; S là khả năng chịu cắt dọc theo đáy của cột đất trộn sâu.
ổn định lật cũng được tính như sau:
(Fs)ov : (Pplp + Wlw)/(Pala)
Trong đó,
W là trọng lượng của đất đã được xử lý;
lw là cánh tay đòn của W từ phía cạnh đào;
la và lp là cánh tay đòn của Pp và Pa từ dưới mũi của cọc đất. Tính toán ở đây đã được đơn giản hóa và bỏ qua biến dạng của mặt đất và vì vậy tâm quay thường không phải tại mũi của khối đất. Nếu như áp lực tiếp xúc
t1 lớn hơn khả năng chịu lực của đất tự nhiên bên dưới khối đất đã được xử lý thì hệ số an toàn cho khả năng chịu lưc là nhỏ hơn 1 và vì vậy dễ dẫn đến phá hoại. Kết quả tính toán được trình bày trên bảng 2.1. Hệ số an toàn cho ổn định trượt và lật trong tất cả các trường hợp đều lớn hơn giá trị tối thiểu là 1,2. Mặt khác,