Đồ án Giải pháp tính toán cho cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải đại kỹ thuật ở vùng đất Hiệp Phước-Nhà Bè

cường và ngăn cản sự chuyển vị của cọc. Randolph và Hewlett (1988) cũng đề nghị một cơ sở cho cọc dưới nền đất đắp. bởi sự phá hoại, cho dù là sự sụp vòm hay sự phá hoại do tải trọng, chỉ ảnh hưởng đến phần dưới của đất đắp. do đó, rất thuận lợi khi xây dựng phần dưới của đất đắp bằng loại đất có cấp phối tốt và được đầm nén tốt, điều đó sẽ làm tăng hiệu quả chống đỡ của cọc. Randolph và Hewlett đã cho nhận xét tốt hiệu ứng vòm trong khối đất đắp trên nền gia cố cọc. tuy nhiên, đỉnh của vòm được xem là đường đẳng độ lún trong hiệu ứng vòm Marston và tác dụng của màng trong việc nâng cao hiệu quả gia cường. 2.3.3. Cơ chế truyền lực: Khi khối đắp được đắp lên trên nền gia cố cọc kết hợp vải ĐKT gia cường bên trên các mũ cọc, khối đất giữa hai mũ cọc bị lún xuống. Do đó, tấm vải địa kỹ thuật bị võng xuống đồng thời sinh ra hai thành phần lực, lực kéo trong vải địa kỹ thuật và phản lực của nền đất yếu ss, quá trình dịch chuyển của khối đất sẽ hình thành ứng suất cắt trong khối đắp trên mũ cọc. Ứng suất cắt này sinh ra hiệu ứng vòm trong khối đắp và làm giảm tải trọng tác dụng lên tấm vải địa kỹ thuật gia cường nhưng làm tăng tải trọng do vòm tác dụng vào mũ cọc. cơ cấu truyền lực này được mô phỏng theo hiệu ứng vòm của Terzaghi (1943) - 40 - s-a s W2 t T sc ss Wt W2 t T sc H Vaûi ÐKT Hình 2.11: Nguyên lý truyền lực lên cọc và vải ĐKT (Li., 2002) Trong đó T là lực kéo sinh ra trong vải ĐKT So sánh với các trường hợp không gia cường vải địa kỹ thuật trên các mũ cọc, vải địa kỹ thuật gia cường trên mũ cọc có tác dụng làm giảm chuyển vị của đất đắp giữa các cọc. Làm giảm chuyển vị đồng nghĩa với việc giảm ứng suất cắt bên trong khối đất đắp. Do đó, hiệu ứng vòm trong đất đắp cũng được giảm nhỏ nhất và tải trọng truyền lên đầu cọc do vòm cũng giảm đi. Tuy nhiên, tải trọng trên các đầu cọc sẽ gia tăng do lực kéo bên trong vải địa kỹ thuật hình thành các tổ hợp lực đứng. Khi gia cường một lớp vải địa kỹ thuật sẽ ứng xử như một tấm màng chịu kéo, khi nhiều tấm vải địa kỹ thuật gia cường được đặt theo từng lớp xen kẽ với lớp đất đắp sẽ ứng xử như một tấm có độ cứng (như một dầm) do có sự liên kết chặt chẽ bề mặt tiếp xúc giữa vải địa kỹ thuật và các lớp đất. Giroud (1990) và tiêu chuẩn BS8006 (1995) đã đề nghị sự hợp lý tương tự cho việc ước lượng lực kéo trong vải địa kỹ thuật như là lực kéo của màng. Wang (1969) đã xem xét sự làm việc của nhiều lớp vải địa kỹ thuật gia cường trong đất trong điều kiện lực dính biểu kiến. - 41 - Tóm lại, cơ cấu truyền lực có thể được xem xét như một tổ hợp của vòm đất và lực kéo của màng hay độ cứng ảnh hưởng của tấm, và quan hệ độ cứng giữa cọc và đất. Cơ cấu truyền lực dựa vào một số các nhân tố bao gồm: độ cứng về khả năng chịu kéo của các lớp vải địa kỹ thuật, thông số đất đắp và đất nền, mô đun của cọc và đất. 2.3.4. Sự phân bố ứng suất: Tỷ số phân bố ứng suất là thông số được dùng để định lượng sự phân bố của tải trọng tác dụng. Nó được định nghĩa là tỷ số của ứng suất trên mũ cọc với ứng suất của đất ở giữa các mũ cọc, s pn s s = . Tỷ số tập trung ứng suất là chỉ số chung mà nó bao hàm cả cơ cấu của vòm đất, lực kéo hay lực dính biểu kiến và độ cứng của cọc – đất khác nhau. Ooi (1987) chỉ ra rằng giá trị n cho các cọc thông thường dưới đất đắp không có vải ĐKT thay đổi trong khoảng từ 1 đến 8. Tỷ số này gia tăng với sự gia tăng tỷ số giữa chiều cao đắp với khoảng cách 2 cạnh gần nhất của các mũ cọc. dựa trên nghiên cứu của Reid (1993) và Maddison (1996) giá trị n của hệ thống nền gia cố cọc kết hợp vải ĐKT gia cường dưới đất đặp sử dụng cọc bê tông thì giá trị n thay đổi từ 8 đến 25, sự gia tăng của n là do có sự đóng góp của vải ĐKT. Giá trị n phụ thuộc vào độ cứng hay độ bền của móng. 2.3.5. Lý thuyết hiệu ứng màng: Các phương pháp hiện tại nghiên cứu hiệu ứng màng bao gồm các phân tích được phát triển bởi Delmas (1979); Perrier (1983) và Kinney (1987) cho hình dạng và điều kiện lực đơn giản. Tuy nhiên, hầu hết các vần đề bao gồm các hình dạng và điều kiện lực phức tạp thì cần sử dụng phương pháp số. Thiết kế vải ĐKT gia cường trên nền gia cố cọc dưới đất đắp được thay thế cho phương pháp thông thường là tấm bê tông cốt thép đặt trên nền cọc. với vải ĐKT gia cường sẽ chuyển phản lực do trọng lượng khối đắp bên dưới vòm thành lực kéo. Biến dạng và sự truyền tải trọng của vải ĐKT cũng như hiệu ứng vòm và ứng suất bên trong - 42 - khối đất đắp cần phải được đánh giá. Do đó, thiết kế vải ĐKT cần xem xét các vấn đề sau: 1. Ứng suất thẳng đứng trên vải ĐKT sau khi hiệu ứng vòm của lớp đất xảy ra giữa khoảng trống hai mũ cọc đã được xác định. 2. Lực kéo được phát triển trong vải ĐKT gia cường do áp lực thẳng đứng của đất đắp. 3. Lực kéo được phát triển trong vải ĐKT gia cường do hiện tượng trượt ngang của khối đắp. Phương pháp thiết kế được thảo luận ở đây gồm: tiêu chuẩn BS8006, lý thuyết Terzaghi, lý thuyết của Hewlett và Randolph, phương pháp của Jones và lý thuyết của Guido. Phương pháp phần tử hữu hạn sử dụng chương trình plaxis. Hầu hết các tính toán theo công thức lý thuyết thường bỏ qua phần gối đỡ của nền bên dưới lớp vải ĐKT. Như trong tính toán thường xem bên dưới vải ĐKT là một lỗ trống, an toàn trong thiết kế. Xét cọc bố trí theo hình vuông Hình 2.12: Ô đơn vị (Russell vả Pierpoint, 1997) Diện tích (s2-a2) - 43 - Mỗi ô đơn vị được đỡ bởi mũ cọc, (Russell và Pierpoint, 1997). Diện tích của ô lưới là s2 và diện tích không nằm trong phạm vi được chống đỡ trực tiếp bởi mũ cọc là (s2 – a2). Một phần tư của tải trọng được giả thuyết là truyền vào vải ĐKT gia cường. 2.3.5.1. Hệ số giảm ứng suất: Qua so sánh kết quả các phương pháp tính toán khác nhau, tỷ số giảm ứng suất được định nghĩa là tỷ số của ứng suất thẳng đứng trung bình trên vải ĐKT và áp lực do trọng lượng bản thân của đất đắp. ( ) ( )22 2 asH asWS Tsr - - = g (2.64) Trong đó: WT : tải trọng phân bố đều tác dụng lên vải ĐKT s : khoảng cách giữa 2 tim cọc. a : kích thước mũ cọc. H : chiều cao đất đắp g : dung trọng đất đắp 2.3.5.2. Mô hình vòm đất trên cống ngầm. Lý thuyết Marston về tải trọng trên các công trình ống dẫn ngầm đã xác định thành công hiệu ứng vòm và được tiêu chuẩn BS8006 sử dụng cho đất đắp trên nền đất yếu được gia cố. Đây là phương pháp thiết kế được cho là an toàn. Tải trọng phân bố trên vải ĐKT gia cường giữa các mũ cọc là WT được xác định như sau: Nếu H > 1.4(s-a) ( ) ( ) úû ù ê ë é ÷÷ ø ö çç è æ - - -××× = ' 22 22 4.1 v pfs T asas asfs W s sg (2.65) - 44 - Nếu 0.7(s-a) ≤ H ≤ 1.4(s-a) ( ) úû ù ê ë é ÷÷ ø ö çç è æ - - × = ' 22 22 ' v pv T asas sW s ss (2.66) Nếu '2 2 v p a s s s £ WT = 0 (2.67) Trong đó: s’v : ứng suất trung bình thẳng đứng tại vị trí đặt vải ĐKT sqfsv wfHf ×+××= gs ' q : hoạt tải phân bố đều sp : ứng suất thẳng đứng trên mũ cọc. ffs : hệ số tải trọng cục bộ cho trọng lượng đơn vị của đất. fq : hệ số tải trọng cục bộ do các tải trọng ngoài. Trong phương pháp này xem các mũ cọc như là cống ngầm cố định. Ứng suất thẳng đứng lấy theo công thức của Marston cho các dự án cống ngầm, xác định theo công thức (2.48). Dựa trên các biểu thức trên tỷ số giảm ứng suất được xác định theo công thức sau: ( ) úû ù ê ë é ÷÷ ø ö çç è æ - + = ' 22 2 8.2 v c sr pas Has sS s (2.68) 2.3.5.3. Phương pháp của Terzaghi. Phương pháp của Terzaghi (1943) được dựa trên thi nghiệm ngưỡng giữ (trap door). Terzaghi xem xét cường độ lực cắt dọc theo lăng trụ đất mà được mô phỏng từ - 45 - chiều cao đắp đã được xác định tại các mặt phẳng có độ lún bằng nhau. Tỷ số giảm ứng suất được xác định theo công thức sau: ( ) ( ) ÷ ÷ ø ö ç ç è æ - ××× - = - ×××- 22 'tan422 1 'tan4 as KaH sr eKaH asS f f (2.69) Trong đó: K là tỷ số áp lực ngang với áp lực đứng. Theo Terzaghi lấy K=1 2.3.5.4. Lý thuyết của Hewlett và Randolph(1998). Hewllet và Randolph đã nêu ra lý thuyết vòm cho các hạt rời dựa theo các thí nghiệm mô hình thoát nước tự do. Nó được giả thuyết vòm đất như là một chuỗi các vòm hình bán cầu được chống đỡ bởi các mũ cọc. Trong trường hợp đó, các vị trí giới hạn phá hoại có thể ở đỉnh vòm hay ở các mũ cọc. hệ số giảm ứng suất được đánh giá sử dụng giới hạn cân bằng dẻo xem hình 2.10 Tỷ số giảm ứng suất ở đỉnh của vòm được xác định theo công thức: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )32 12 232 12 2 11 12 - - × - +÷ ÷ ø ö ç ç è æ - - ×-÷ ø ö ç è æ -= - p p p p K sr K K H as K K H s s aS p (2.70) Tỷ số giảm ứng suất trên các mũ cọc được xác định theo công thức: ( ) ÷÷ ø ö çç è æ -+ ú ú û ù ê ê ë é ÷ ø ö ç è æ +÷ ø ö ç è æ --÷ ø ö ç è æ -÷ ÷ ø ö ç ç è æ + = - 2 21 1111 1 2 1 s aK s a s a s a K K S p K p p sr p (2.71) Trong đó: Kp :áp lực đất bị động Trong hai trường hợp trên, giá trị Ssr lớn nhất sẽ được chọn để tính toán, đó là trường hợp bất lợi nhất. 2.3.5.5. Lực kéo trong vải địa kỹ thuật - 46 - Theo tiêu chuẩn Anh BS8006 (1995) đề nghị công thức tính lực kéo trong vải ĐKT gia cường như sau: Lực kéo trên một mét dài của vải ĐKT gia cường được xác định thông qua lực phân bố đều WT trên vải ĐKT. ( ) e6 11 2 + - = a asWT Trp (2.72) Trong đó: Trp : là lực kéo trong vải ĐKT gia cường. e : là biến dạng trong vải ĐKT Lực kéo trong vải ĐKT gia cường được tính toán xét đến khả năng biến dạng cho phép lớn nhất. Biến dạng 6% là biến dạng giới hạn dưới cho việc truyền tải trọng vào các mũ cọc. Đường cong tải trọng và biến dạng sẽ được nghiên cứu ứng với các mức tải trọng khác nhau. Dọc theo các khe rỗng, biến dạng tập trung ở bề mặt của đất đắp, biến dạng dọc phải được giữ nhỏ nhất. biến dạng từ biến lớn nhất được cho phép là 2% đối với kết cấu cố định. Lực kéo phát triển cùng với biến dạng của vải ĐKT trong suốt quá trình đắp bên trên. Nếu vải ĐKT không biến dạng trong suốt quá trình đắp thì lực kéo cũng không phát triển. Jones (1987) cho rằng, có sự tương tự giữa một cáp treo tải trọng phân bố đều và vải ĐKT. Điều này cho thấy hình dạng lúc bị biến dạng của vải ĐKT giống như đường võng dạng móc xích hơn là một cung tròn hình 2.13 - 47 - s bn=s-a DSrT T a 0,15gH Phaûn löïc cuûa neàn ñaát yeáu Taûi troïng treân maøng sau khi xem xeùt hieäu öùng voøm Vaûi ÐKT Hình 2.13: Sơ họa về biến dạng mốc xích, sơ đồ lực theo Jones(1987) Nếu giả thiết rằng phản lực gối tựa WB = 0,15gH thì hàm tiêu chuẩn cho móc xích này sẽ là: ( ) 2 2 16 1 2 1 r n nbTrp S bbWWT D +-= (2.73) 11614ln 8 161 2 1 2 22 22 2 - ú ú û ù ê ê ë é D ++÷÷ ø ö çç è æ D ÷÷ ø ö çç è æ D + D += n r n r r n n r G b S b S S b b S e (2.74) Trong đó: eG : biến dạng trong vải ĐKT gia cường DSr : chuyển vị lớn nhất của vải ĐKT gia cường Trp : lực kéo trong vải ĐKT gia cường. WT : ứng suất trung bình thẳng đứng phân bố trên vải ĐKT gia cường WB : ứng suất thẳng đứng (phản lực nền) bên dưới lớp vải ĐKT - 48 - Mặt khác, T = eG.J được áp dụng trong trường hợp DSr thường là chưa biết và phải được xác định trong thiết kế. Ứng suất trung bình thẳng đứng trên vải ĐKT gia cường có thể dựa vào phương pháp tính toán nêu trên. Jones (1987) đã giả thiết phản lực của nền đất yếu: Ws = 0,15gH Quá trình xác định biến dạng và lực kéo trong vải ĐKT gia cường lần lượt theo các bước sau: a. Giả thuyết một chuyển vị lớn nhất trong vải ĐKT gia cường DSr. b. Dùng công thức 2.74 để tính toán biến dạng eG trong vải ĐKT gia cường. c. Tính toán lực kéo Trp trong vải ĐKT theo công thức 2.73 d. Sử dụng lực kéo tính toán và biểu đồ quan hệ biến dạng và lực kéo của vải ĐKT gia cường đã được xác định trong phòng thí nghiệm (hình 2.14) để tính toán biến dạng. e. Thực hiện tính lặp, cho giá trị của chuyển vị lớn nhất thay đổi và tính lặp cho đến khi giá trị biến dạng tính toán trong bước b và bước d trùng khớp với nhau. 1 J er Tr Löïc keùo (kN/m) Bieán daïng Hình 2.14: Biểu đồ thí nghiệm kéo trên vải ĐKT gia cường - 49 - 2.3.5.6. Phản lực đất Thông thường trong các nghiên cứu trước thường bỏ qua phản lực của nền, do đó bài toán thiết kế trở nên rất an toàn. Trong thực tế một phần phản lực do nền bên dưới lớp vải ĐKT cần phải được xem xét. Reid và Buchman (1984) nghiên cứu và cho rằng phản lực nền bên dưới lớp vải ĐKT là 0,18gH. Jones (1987) đã nghiên cứu cho rằng phản lực đất nền bằng 0,15gH, sau đó 1990 sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) về mô hình nền gia cố cọc kết hợp vải ĐKT dưới đất đắp, kết quả tính toán bằng chương trình Plaxis được thể hiện trong hình 2.15. [17] Hình 2.15 Quan hệ giữa lực kéo trong vải ĐKT dưới đất đắp và khoảng cách cọc (Jones và cộng sự. (1990) được thực hiện ở Han (1999)) 2.3.5.7. Lực kéo trong vải địa kỹ thuật do trượt Ngoài việc nghiên cứu lực kéo trong vải ĐKT do ứng suất trung bình thẳng đứng của trọng lượng bản thân đất đắp mà còn phải xem xét về lực kéo sinh ra do ảnh hưởng biến dạng tại khu vực mái đất đắp và chuyển vị ngang cho phép của cọc. Lực kéo Tds - 50 - của vải ĐKT gia cường (tính cho 1 m dài) cần thiết để có thể chịu đẩy ngang do vật liệu đắp nền gây ra, theo tiêu chuẩn BS86006 (1995) được tính theo công thức: ( )HwfHfKT sqfsads 25,0 += g (2.75) Trong đó: Ka : hệ số áp lực đất chủ động, ÷÷ ø ö çç è æ -= 2 45tan ' 2 cv aK f ws : hoạt tải phân bố đều trên bề mặt đất đắp. ffs : hệ số tải trọng cục bộ của đất đắp. fq : hệ số tải trọng cục bộ của hoạt tải bên trên Tải trọng phát sinh lực kéo do đất đắp không được vượt ra ngoài biên của vải ĐKT. Chiều dài của vải ĐKT kéo dài ở mái đất đắp được tính toán theo công thức sau: ( ) ms cv nssqfsa e f tgh fffHfHK L '' 25,0 fa g wg - ³ (2.76) Trong ñoù: fs : heä soá rieâng phaàn veà söùc choáng tröôït cuûa vaûi ÑKT (baûng2.1) fn : heä soá rieâng phaàn xeùt ñeán haäu quaû phaù hoaïi veà kinh teá (baûng 2.1 ) h : chieàu cao trung bình cuûa vaät lieäu ñaép trong chieàu daøi Le a’ : heä soá töông taùc lieân quan ñeán goùc neo baùm giöõa ñaát vaø vaûi ÑKT aùp duïng cho tgf’cv; f’cv : goùc ma saùt trong ñieàu kieän bieán daïng lôùn cuûa vaät lieäu ñaép neàn xaùc ñònh trong caùc ñieàu kieän öùng suaát höõu hieäu; - 51 - fms : heä soá vaät lieäu rieâng phaàn aùp duïng cho tgf’cv (baûng 2.1 ) Lp Lb Le coïc muõ coïc Vaûi ñòa kyõ thuaät H Vaät lieäu ñaép g, f'cv Pfill Tds Neàn ñaát yeáu ÖÙng suaát caét höôùng ra phía ngoaøi Taûi troïng ngoaøi, ws Hình 2.16: Ổn định trượt của mái dốc đất đắp và vải ĐKT(BS8006,1995) 2.3.5.8. Biến dạng của vải ĐKT gia cường Theo tiêu chuẩn BS8006, biến dạng giới hạn cho phép lớn nhất trong vải ĐKT gia cường phải đảm bảo không xảy ra các biến dạng khác nhau trên bề mặt đất đắp. tuy nhiên trong trường hợp đắp thấp, biến dạn khác nhau có thể xảy ra do vòm đất chưa hình thành đầy đủ. Biến dạng kéo ban đầu phải đảm bảo yêu cầu truyền tải trọng đến các cọc yêu cầu khoảng 6% để đảm bảo rằng tất cả tải trọng được truyền đến các cọc. Giới hạn này có thể giảm xuống cho trường hợp đắp thấp để ngăn cản xảy ra hiện tượng lún khác nhau. Để đảm bảo rằng, dọc theo các vị trí chuyển vị bên dưới vải ĐKT không xảy ra hiện tượng lún không đều trên bề mặt đất đắp phải khống chế biến dạng trong vải ĐKT là nhỏ nhất. Biến dạng từ biến cho phép lớn nhất là 2% đối với vải ĐKT gia cường. 2.3.5.9. Các trạng thái giới hạn theo tiêu chuẩn BS8006 Các trạng thái giới hạn được xét đến là các trạng thái sau: - 52 - § Khả năng chịu tải của nhóm cọc (Hình 2.17 a) § Phạm vi bố trí nhóm cọc (Hình 2.17 b) § Tải trọng thẳng đứng phân bố trên mũ cọc (Hình 2.17c) § Ổn định trượt ngang của vật liệu đắp (Hình 2.17d) § Ổn định tổng thể của nền đắp đặt trên cọc (Hình 2.17e) Neàn ñaép Seùt meàm Muõ coïc coïc Vaûi ñòa kyõ thuaät Neàn ñaép Seùt meàm Muõ coïc coïc Vaûi ñòa kyõ thuaät Khoâng oån ñònh meùp a. Khả năng chịu tải của nhóm cọc b. Phạm vi bố trí nhóm cọc Neàn ñaép Seùt meàm Muõ coïc coïc Vaûi ñòa kyõ thuaät Neàn ñaép Seùt meàm Muõ coïc coïc Vaûi ñòa kyõ thuaät Vaät lieäu ñaép dòch chuyeån ngang c. Phân bố tải trọng thẳng đứng d. Trượt ngang Neàn ñaép Seùt meàm coïc Vaûi ñòa kyõ thuaät Muõ coïc e. Ổn định tổng thể Hình 2.17 Các trạng thái giới hạn phá hoại đối với nền đắp đặt trên cọc có vải địa kỹ thuật tăng cường Các trạng thái giới hạn sử dụng được xét đến: - 53 - - Dãn quá mức trong cốt tăng cường (Hình 2.18 a) - Lún móng cọc (Hình 2.18 b) Neàn ñaép Seùt meàm Muõ coïc coïc Vaûi ñòa kyõ thuaät Neàn ñaép Seùt meàm Muõ coïc coïc Vaûi ñòa kyõ thuaät a. Dãn cốt tăng cường b. Lún móng Hình 2.18 Các trạng thái giới hạn sử dụng đối với nền đất đắp đặt trên cọc Lực kéo lớn nhất Tr ở trạng thái giới hạn phá hoại trên 1m dài nền đắp trong vải ĐKT được xác định như sau: a) Theo hướng dọc chiều dài nền đắp, lực kéo lớn nhất phải là lực kéo cần có để chuyển tải trọng đắp thẳng đứng lên các mũ cọc Trp. b) Theo hướng ngang chiều rộng nền đắp, lực kéo lớn nhất phải là tổng của lực kéo cần có để chuyển tải trọng thẳng đứng lên các mũ cọc Trp cộng với lực kéo cần có để chống lại trượng ngang. Để đảm bảo không đạt tới trạng thái giới hạn phá hoại về kéo đứt vải ĐKT trong suốt thời kỳ tính toán, cần phải tuân theo điều kiện sau: r n D T f T ³ (2.77) Trong đó: TD : cường độ thiết kế của vải ĐKT fn : hệ số riêng phần đối với hậu quả phá hỏng về mặt kinh tế. - 54 - fn = 1 : đối với nền đắp và công trình khi phá hoại sẽ gây tổn hại ở mức độ vừa phải, giảm khả năng phục vụ của công trình ở mức độ vừa phải. fn = 1.1 : đối với mố trụ cầu, những kết cấu trực tiếp chịu tải trên đường cao tốc, đường huyết mạch, đường bộ chính yếu, đường sắt hay trong nhà ở, đê đập, tường chắn và mái dốc vùng biển, tường chắn và mái dốc dọc sông. 2.3.6. Thiết kế hệ cọc: Hiệu ứng vòm giúp truyền hoạt tải và tải trọng bản thân khối đất đắp xuống tầng đất chịu lực phía dưới thông qua hệ thống cọc gia cường, đồng thời khối đất đắp làm sinh ra áp lực ngang trên đầu cọc. Trong hệ thống cọc kết hợp vải ĐKT gia cường dưới đất đắp, lớp vải ĐKT làm việc như một tấm màng trên các mũ cọc, lực kéo sinh ra trong tấm vải ĐKT truyền tải trọng lên các mũ cọc ngăn cản sự hình thành áp lực gây chuyển vị ngang của đất đắp. Trong thiết kế cọc cần lưu ý các vấn đề chính như sau: 1) Chuyển vị ngang của cọc. 2) Moment của cọc do sự chuyển vị ngang. 3) Khả năng chịu tải của cọc. 4) Lún của cọc. Trong thiết kế cần phải xét tới ảnh hưởng của nhóm cọc. Khoảng cách giữa các cọc phải được tính toán sao cho bước cọc là lớn nhất. Khoảng cách bố trí lưới ô vuông lớn nhất theo BS8006 được tính theo công thức sau: ( )sqfs p fHf Q s wg + = (2.78) - 55 - Trong ñoù: Qp : khaû naêng chòu taûi cho pheùp cuûa moãi coïc trong nhoùm coïc. ffs : heä soá rieâng phaàn ñoái vôùi troïng löôïng ñôn vò cuûa ñaát (baûng 2.1) g : troïng löôïng rieâng cuûa vaät lieäu ñaép H : chieàu cao ñaép fq : heä soá rieâng phaàn ñoái vôùi taûi troïng ngoaøi (baûng 2.1) ws : taûi troïng ngoaøi taùc duïng. 2.3.6.1. Phạm vi bố trí nhóm cọc: Theo tiêu chuẩn BS8006, vùng đóng cọc phải được mở rộng đến một khoảng cách vượt ra ngoài mép vai nền đắp để đảm bảo bất kì sự lún lệch nào hoặc mất ổn định nào ở bên ngoài vùng đóng cọc. Giới hạn biên của hàng đóng cọc ngoài cùng được xác định theo công thức sau: ( )pp nHL qtan-= (2.79) Trong đó: Lp : khoảng cách nằm ngang giữa mép ngoài của mũ cọc đến mép ngoài cùng của chân đất đắp. H : chiều cao nền đắp n : độ dốc của mái đất. qp : góc so với phương thẳng đứng của đường nối mép ngoài mũ cọc ngoài cùng với vai nền đắp. - 56 - 2.3.6.2. Chuyển vị ngang của cọc và moment uốn trong cọc. Hệ cọc trong nền đất có tác dụng ngăn ngừa chuyển vị của nền đất yếu, khối đất đắp và các ứng suất theo phương ngang tác dụng lên đầu cọc. Hình dạng biến dạng của khối đất đắp phụ thuộc vào sự thay đổi các yếu tố như độ cứng của cọc, điều kiện về đất đắp, lớp đất nền tại vị trí mũi cọc, chiều dày và độ cứng của lớp đất yếu. Tải trọng tác dụng lên cọc sẽ sinh ra chuyển vị ngang và xoay ở cao trình mũi cọc. do đó, chuyển vị đứng của cọc và môment trong cọc là những vấn đề luôn được quan tâm. Các vấn đề liên quan đến ứng xử của cọc gồm: 1) Cường độ của đất. 2) Quan hệ giữa độ cứng và biến dạng của đất. 3) Đường kính cọc 4) Chiều dài cọc. 5) Độ cứng của cọc. 6) Mặt bằng bố trí cọc và khoảng cách cọc. 7) Sự ngàm theo phương ngang giữa các lớp. 8) Quan hệ giữa áp lực đất trên cọc và cường độ của đất. 9) Tốc độ chuyển vị của đất Có nhiều phương pháp khác nhau để xác định chuyển vị ngang của cọc. 1) Các quan hệ kinh nghiệm 2) Phân tích phần tử hữu hạn 3) Dựa trên các phương pháp phân tích chuyển vị 4) Dựa trên các phương pháp phân tích áp lực. 5) Dựa trên các thí nghiệm mô hình. - 57 - 2.3.6.3. Sự tương tác giữa hiệu ứng vòm và hiệu ứng màng. Thí nghiệm mô hình và phân tích lý thuyết đã được tiến hành để nghiên cứu sự tạo vòm trong đất đắp trên nền đất yếu được gia cố bằng cọc và dầm mũ, hoặc cọc và vải địa kỹ thuật, bằng cách cải tiến và dùng kết cấu võng hình vòm do Hewlett và Randolph (1998) đề nghị. Trong mô hình thí nghiệm đầu tiên, cát đã được đắp trên những dầm mũ và nền đất yếu để mô phỏng. Trong mô hình thí nghiệm thứ hai, một lớp vải ĐKT được trải lên dầm mũ và nền đất yếu trước khi đắp cát. Low đã giới thiệu các điều kiện sau để đánh giá mức độ hiệu ứng vòm trong cát đắp. Tính hiệu quả %100´= HA PL g (2.80) Tỷ số khối lượng Ha PL g = (2.81) Tỷ lệ giảm ứng suất ( ) HaA SL g- = (2.82) Trong đó: PL : lực trên một dầm mũ cọc A : diện tích phụ thuộc của một dầm mũ cọc. a : diện tích của một dầm mũ cọc. g : dung trọng của cát san lấp H : chiều dày của phần đắp bên trên dầm mũ cọc - 58 - Tính hiệu quả là phần trăm theo trọng lượng của cát đắp được dầm mũ chịu. Tỷ số khối lượng là tỷ lệ của tải trọng trên dầm mũ so với trọng lượng cột đất có cùng chiều rộng với dầm mũ. Tỷ lệ giảm ứng suất là tỷ lệ của ứng suất đứng trung bình trên nền đất yếu so với giá trị của gH. Nếu không có hiệu ứng vòm, tính hiệu quả bằng với %100´ A a , tỷ số khối lượng và tỷ lệ giảm ứng suất bằng 1. Đất được dùng trong thí nghiệm mô hình là cát thạch anh với góc ma sát trong fmax = 45o và sử dụng vải ĐKT thương mại không dệt với độ cứng dọc trục bằng 400kN/m. tóm lược kết quả thí nghiệm mô hình như trong bảng 2.3 Bảng 2.3 Tổng kết các kết quả thí nghiệm mô hình theo Low Tỷ số bề rộng mũ cọc với khoảng cách (a/s) Tỷ số diện tích (%) Tính hiệu quả lớn nhất Tỷ số khối lượng lớn nhất Tỷ lệ giảm ứng suất (SSR) 1:4 (không vải ĐKT) 20 80 4,0 0,25 1:4 (có vải ĐKT) 20 95 4,8 0,06 1:5 (không vải ĐKT) 16,7 70 4,2 0,36 1:5 (có vải ĐKT) 16,7 81 4,9 0,23 1:7 (không vải ĐKT) 12,1 55 4,5 0,50 1:7 (có vải ĐKT) 12,1 72 6,0 0,32 1:9 (không vải ĐKT) 10 55 5,5 0,50 1:9 (có vải ĐKT) 10 68 6,8 0,36 Thí nghiệm mô hình cho thấy, tính hiệu quả tăng cùng với tỷ lệ diện tích của dầm mũ. Ứng với mỗi tỷ lệ diện tích cho trước, tính hiệu quả tăng với giá trị lớn nhất khi tỷ lệ của độ dày lớp đất đắp so với khoảng các giữa dầm mũ là lớn. Phương pháp giải tích cho thấy sự ổn định của đất trong đỉnh của vòm nguy hiểm hơn trên dầm mũ. Vải ĐKT có mặt trong mô hình đã chứng tỏ lợi ích trong ba khía cạnh nêu trong bảng 2.3 - 59 - 2.4. Nhận xét Phương pháp lý thuyết của Marston dựa trên nghiên cứu các công trình ngầm để mô phỏng vòm đất, do đó ứng suất tác dụng thẳng đứng lên cống ngầm sẽ lớn hơn nhiều khi mô phỏng ứng suất vòm trong đất nền phương pháp tính toán này thiên về an toàn. Tiêu chuẩn BS8006 (1995) thiên về an toàn nên đã sử dụng kết quả của Marston để tính toán. Phương pháp của Terzaghi nghiên cứu dựa trên mô phỏng thí nghiệm ngưỡng giữ, ông giả định 2 mặt phẳng ứng suất cắt thẳng đứng xuất hiện khi cho “cửa xập” đi xuống, phương pháp này không xét đến phản lực đất nên nên cũng thiên về an toàn. Phương pháp lý thuyết của Hewlett và Randolph (1988) phân tích vòm đất băng xem xét sự cân bằng giới hạn ứng suất trong vòm cát, kết quả được kiểm chứng dựa trên kinh nghiệm rút ra từ các thí nghiệm mô hình. Trong mô hình này không xét đến sự làm việc đồng thời của vải địa kỹ thuật trên đầu cọc, nên phương pháp này cũng thiên về an toàn khi áp dụng để tính toán cho giải pháp cọc kết hợp vải địa kỹ thuật gia cường đầu cọc. Phương pháp của Jones (1987) giả thiết phản lực đất nền WB = 0.15gH dựa trên các kết quả thực nghiệm và mô hình, nhưng giả thiết này cần được kiểm chứng lại thực tế đối với từng loại đất nền. - 60 - CHƯƠNG 3: PHÂN TÍCH VÀ SO SÁNH KẾT QUẢ THEO LÝ THUYẾT VÀ PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN