Đồ án Nghiên cứu tính toán lớp cốt địa kỹ thuật kết hợp cọc chống sử dụng trong nền đắp trên đất yếu

à những người đầu tiên quan tâm đến vấn đề định lượng sự hiệu quả của việc sử dụng cốt đáy tăng cường. Họ đã sử dụng công thức giải tích của Marston để ước tính phần tải trọng nền đắp truyền xuống cọc. Phần tải trong còn lại được cho là phân bố đều trên lớp cốt ĐKT và được dùng để tính lực kéo trong lớp cốt. Đây là một cách tính được đơn giản hóa và được sử dụng làm cơ sở cho tiêu chuẩn thiết kế đất có cốt của Anh (BS 8006) Han và Gabr [30] đã sử dụng phần mềm Flac để phân tích bài toán phẳng trường hợp cọc bố trí dạng lưới ô vuông. Nghiên cứu nhằm tính ra độ lún tổng cộng và độ lún lệch, ứng suất bên trên và bên dưới lớp vải, ứng suất tập trung trên đỉnh cọc, vòm đất phát triển giữa cọc cọc và lực kéo trong lớp cốt ĐKT. Kết quả nghiên cứu cho thấy hiệu quả của việc sử dụng cốt làm giảm độ lún tổng thể và độ lún lệch tại vị trí trên đỉnh cọc và vị trí giữa cọc. (3) Synwal Satibi [40] trong luận án Tiến sỹ của mình đã sử dụng phần mềm Plaxis để phân tích bài toán cọc kết hợp với vải ĐKT với mô hình cọc ma sát. Luận án đưa ra một số kết luận về phân tích sự phát triển vòm đất, khuyến cáo loại đất đắp nên có góc ma sát trong  > 300 và một số khuyến nghị với trường hợp cọc làm việc theo sơ đồ cọc ma sát. Ngoài ra một số nghiên cứu khác dựa trên phương pháp phần tử hữu hạn nhằm tính toán chính xác hơn lực kéo trong lớp cốt. Có thể kết luận các nghiên cứu bằng phương pháp số đã kể tới được sự làm việc của lớp đất yếu và mối tương tác của đất với các loại kết cấu trong đất, ảnh hưởng này vốn bị bỏ qua trong các phương pháp phân tích giải tích. Nhận xét: Nhìn chung việc sử dụng phương pháp số để phân tích bài toán cọc kết hợp với cốt ĐKT ngày càng phổ biến. Các kết quả tính đều chứng minh được độ tin cậy nhờ việc đối chiếu kết quả với các thí nghiệm. Tuy nhiên, trong các tính toán các nhà nghiên cứu, thiết kế chỉ đưa ra mô hình tính cho phạm vi một cọc và như vậy đã không xét được bài toán tổng thể nền đắp. Ngoài ra, chưa có một sự khảo sát tổng thể về sự ảnh hưởng của đặc tính vật liệu bao gồm góc ma sát trong, lực dính đơn vị, mô đun độ cứng của cọc và cốt ĐKT và các kích thước hình học gồm chiều cao nền đắp, kích thước mũ cọc, khoảng cách giữa các cọc đến lực phân bố trong cốt, cọc và độ lún với trường hợp cọc làm việc theo sơ đồ cọc chống. 41 1.2.3. Tình hình nghiên cứu và ứng dụng giải pháp kết hợp cọc với lưới địa kỹ thuật ở Việt Nam Ở Việt Nam, phương pháp sử dụng cọc gia cố nền đất yếu đã được triển khai trên rất nhiều công trình xây dựng nói chung và trong xây dựng đường nói riêng. Với công trình giao thông, các vị trí đắp cao trên nền đất yếu như vị trí đầu cầu thì công nghệ sử dụng cọc gia cố thường được lựa chọn. Các loại cọc sử dụng cũng rất phong phú về chủng loại từ cọc BT, BTCT, cọc thép, cọc cừ tràm, cọc tre, cọc đất xi măng, đất vôi. Bắt đầu là công nghệ cọc đất xi măng (ĐXM) thi công theo công nghệ Thụy Điển năm 1980, công nghệ trụ đất xi măng của Nhật Bản với các công trình tiêu biểu như Sân bay Trà Nóc (2000) và rất nhiều công trình giao thông khác như dự án cao tốc Bến Lức – Long Thành, Hà Nội – Hải Phòng, Đại Lộ Thăng Long, hầm chui Văn Thánh Nhận thấy, ở hầu hết các công trình nền đắp sử dụng cọc, việc sử dụng sàn giảm tải cứng (BT hoặc BTCT) với mục đích gánh đỡ phần tải trọng nền đắp là phổ biến. Do chi phí cao, nên giải pháp chỉ phù hợp trong các trường hợp cần đẩy nhanh tiến độ, thời gian thi công yêu cầu ngắn hoặc có sự khắt khe về yêu cầu độ lún [3,4,27]. Trên lĩnh vực nghiên cứu, một số kết quả đã được công bố như nghiên cứu về xác định hệ số tập trung ứng suất đầu cọc của tác giả Nguyễn Tuấn Phương [15]. Nghiên cứu đã xây dựng mô hình thực nghiệm mô hình tỷ lệ thực 1:1 được tại Quốc lộ 60 trên địa bàn xã Tân Thạch huyện Châu Thành tỉnh Bến Tre. Kết quả của nghiên cứu đã khẳng định được hiệu quả của lớp vải ĐKT với vai trò làm tăng hệ số tập trung ứng suất đầu cọc thông qua tăng ứng suất tập trung tại đầu cọc từ 14,4 kPa khi không sử dụng vải ĐKT lên 64,49 kPa khi sử dụng vải ĐKT. Tuy nhiên, nghiên cứu hiện tại mới dừng lại ở trường hợp thí nghiệm mà chưa đưa ra được cách tính hệ số tập trung ứng suất một cách tổng quát. Ngoài ra, một số nghiên cứu khác được báo cáo trong các tạp chí, các luận văn thạc sỹ như: “Nghiên cứu giải pháp cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật để xây dựng nhà kho, nhà xưởng trên nền đất yếu tại khu Hiệp Phước, Nhà Bè, Hồ Chí Minh” tác giả Nguyễn Võ Ngọc Huy (2009); “Nghiên cứu giải pháp gia cố nền đất yếu bằng cọc ĐXM kết hợp vải/lưới ĐKT cho xây dựng công trình cảng ở Việt Nam” – tác giả Nguyễn Chí Hiếu (2012); “Nghiên cứu giải pháp nâng cao hiệu quả giảm lún nền đường đầu cầu đắp trên đất yếu trong đô thị bằng cọc đất xi măng có gia cường vải địa kỹ thuật”- tác giả Nguyễn Xuân Quân (2015) [13, 15, 20]. Kết quả của các nghiên cứu này là đề xuất tính toán, thiết kế theo một tiêu chuẩn nước ngoài hiện có và áp dụng tính cho một công trình cụ thể, đồng thời sử dụng phương pháp số thông qua phần mềm địa kỹ thuật (Plaxis, FlAC,) để phân tích bài toán ví dụ. Trong lĩnh vực ứng dụng, giải pháp cũng đã bắt đầu được áp dụng ở một số công trình như Bồn dầu nhà máy điện Cà Mau 1 thuộc dự án Khí - Điện - Đạm Cà Mau, hay 42 giải pháp thay thế dùng sàn giảm tải cứng BT tại dự án đường cao tốc Bến Lức – Long Thành, dự án đường dẫn đầu cầu Trần Thị Lý – Đà Nẵng [6, 21]. Tuy nhiên, việc ứng dụng giải pháp công nghệ này còn rất hạn chế mang tính chất tham khảo các ứng dụng giải pháp tương tự mà chưa xây dựng được một quy trình tính toán, phân tích phù hợp với điều kiện địa chất, vật liệu ở Việt Nam. 1.3. Một số vấn đề rút ra từ nghiên cứu tổng quan 1. Đa số các tỉnh thành của Việt Nam, đất yếu phân bố trên một phạm vi rộng và chiều dày thay đổi trong một khoảng lớn từ vài mét đến vài trăm mét. Đi kèm với đó là công nghệ xử lý nền đất yếu dưới nền đường đắp rất phong phú và đa dạng. 2. Trên thế giới, trong xây dựng nền đắp trên đất yếu, giải pháp kết hợp cọc gia cố với cốt ĐKT đã được thực tế ứng dụng trên rất nhiều công trình, đặc biệt tại các vị có yêu cầu độ lún còn lại nhỏ như vị trí đường đầu cầu, đoạn đường mở rộng,...Giải pháp chứng tỏ hiệu quả rất lớn trên các khía cạnh giảm thời gian thi công, giảm kích thước mũ cọc cũng như tăng khoảng cách giữa các cọc và mang hiệu quả kinh tế hơn so với giải pháp sàn giảm tải cứng. 3. Với công nghệ cọc kết hợp với cốt ĐKT, mặc dù đã có rất nhiều nghiên cứu từ thực nghiệm đến lý thuyết và có các tiêu chuẩn thiết kế bằng phương pháp tính toán giải tích, tuy nhiên chưa có sự thống nhất về kết quả tính. Từ các giả thiết đưa ra trong hai tiêu chuẩn nhằm đơn giản hóa tính toán, các phương pháp hiện tại đều chưa phản ánh sát thực với sự làm việc thực tế như bỏ qua tương tác đất và kết cấu, bỏ qua sự làm việc đất yếu làm cho bài toán thuần túy trở thành bài toán cơ học mà không phải bài toán cơ học đất. 4. Về cơ chế truyền tải trọng, do có các quan điểm khác nhau về vòm đất nên dẫn tới sự sai khác nhau trong cách tính tải trọng truyền xuống cọc, cốt và đất yếu giữa các phương pháp. Với các phương pháp nêu trên, kích thước vòm đất chỉ phụ thuộc vào kích thước mũ cọc hoặc cọc trong trường hợp không làm mũ cọc và chiều cao đất đắp mà bỏ qua loại đất đắp và tải trọng. 5. Hai tiêu chuẩn chính BS8006-1:2010 và EBGEO 2004 đều chưa đưa ra được lời giải trong trường hợp nhiều lớp cốt với sự thay đổi các lớp vật liệu đệm, trong khi đây là bài toán thường gặp ở thực tế. Ngoài ra, việc coi cốt ĐKT như vật liệu đẳng hướng, lực kéo theo phương song song và vuông góc với tim đường là như nhau là không đúng với thực tế gây lãng phí khi bố trí cốt. 43 6. Các phương pháp hiện tại đều đưa ra mô hình tính hai chiều (2D) trong phạm vi 2 cọc và như vậy sẽ không phản ánh được đặc điểm làm việc của toàn thể kết cấu nền đắp. 7. Ở Việt Nam, hiện tại những nghiên cứu và ứng dụng giải pháp công nghệ này còn hạn chế, chưa mang tính tổng thể, chưa có quy trình, chỉ dẫn tính toán thiết kế hệ cọc kết hợp với cốt ĐKT được ban hành. 1.4. Lựa chọn vấn đề nghiên cứu Từ các tồn tại của các nghiên cứu, tính toán nêu trên, NCS lựa chọn các vấn đề nghiên cứu như sau: - Phân tích lựa chọn mô hình hình học và mô hình vật liệu phù hợp cho bài toán bằng phương pháp số thông qua phân tích vòm đất và sự truyền tải. - Khảo sát, phân tích xây dựng cách tính hiệu quả truyền tải có kể đến các yếu tố đặc tính của cốt ĐKT, vật liệu đệm giữa các lớp lưới, đất đắp, kích thước cọc, quan hệ độ cứng cọc và đất yếu. - Khảo sát, phân tích xây dựng cách tính chiều cao vòm đất có xét đến yếu tố tải trọng ngoài. - Khảo sát, phân tích, xây dựng phương pháp tính lực kéo trong các lớp cốt ĐKT. - Xây dựng quy trình tính toán và lập chương trình tính để tự động hóa, tốc độ hóa các bước tính toán. 44 CHƯƠNG 2 NGHIÊN CỨU XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TRUYỀN XUỐNG CỌC VÀ CHIỀU CAO NỀN ĐẮP TỐI THIỂU TRÊN HỆ CỌC KẾT HỢP VỚI CỐT ĐỊA KỸ THUẬT GIA CƯỜNG NỀN ĐẤT YẾU 2.1. Đặt vấn đề Chiều cao nền đắp tối thiểu trên hệ cọc là một thông số quan trọng đảm bảo chiều cao vòm phát triển hoàn toàn, quyết định đến tỉ lệ tải trọng truyền tới cọc, cốt ĐKT và xuống đất yếu. Ngoài ra, chiều cao đất đắp tối thiểu cũng chính là chiều cao mặt phẳng cân bằng lún, do vậy đảm bảo không xảy ra lún lệch phản trên mặt nền đắp [24, 25, 29,33]. Nội dung chương 2 nhằm giải quyết 2 vấn đề: 1. Từ mô hình và các kết quả thực nghiệm của Zaeske 2001, tác giả sử dụng phương pháp số và các phương pháp giải tích trong tiêu chuẩn của Anh Quốc BS8006- 1:2010, tiêu chuẩn Đức EBGEO 2004 để phân tích, so sánh, từ đó rút ra những kết luận về sự phù hợp của mô hình số cũng như sự lựa chọn các mô hình đất, mô hình vật liệu kết cấu phù hợp. 2. Phân tích mở rộng cho các trường hợp khác trên mô hình số để tìm ra mối tương quan các yếu tố về ngoại tải, chỉ tiêu cơ lý của đất đắp và đất yếu đến chiều cao vòm đất và sự phân bố tải trọng xuống cọc vốn là các yếu tố bị bỏ qua trong các phương pháp tính toán trước đây (chương 1). 2.2. Phương pháp số và mô hình vật liệu 2.2.1. Khái quát về phương pháp số sử dụng trong Địa kỹ thuật Sử dụng phương pháp số để giải bài toán Địa kỹ thuật đã là phương pháp quen thuộc, phổ biến đối với cả những nhà nghiên cứu cũng như thiết kế nhất là khi công nghệ máy tính ngày càng phát triển. Các phương pháp số điển hình có thể kể tới gồm: phương pháp sai phân hữu hạn, phương pháp phần tử hữu hạn, phương pháp phần tử biên, phương pháp phần tử rời rạc,Trong số này, phương pháp phần tử hữu hạn được sử dụng rộng rãi để giải các bài toán nền móng, đặc biệt với các trường hợp bài toán có mô hình hình học phức tạp và nhiều loại kết cấu làm việc trong đất [14,17,19, 22,25,26, 34,35,36,37,43]. Các phần mềm theo phương pháp phần tử hữu hạn phổ biến như ABAQUS, FLAC, PLAXIS 3D, ANSYStrong đó phần mềm PLAXIS 3D là phần mềm được sử dụng phổ biến trong cả nghiên cứu lẫn thiết kế. Trên lý thuyết chung về cơ học môi trường liên tục, lý thuyết chung về biến dạng và phương pháp phần tử hữu hạn, phần 45 mềm Plaxis 3D là một công cụ mạnh cho phép mô phỏng và phân tích các bài toán địa kỹ thuật từ đơn giản đến phức tạp bởi những ưu việt như: - Cho phép mô phỏng sự làm việc trong không gian 3 chiều sát thực với thực tế; - Phong phú về mô hình đất, đá; đa dạng về mô hình kết cấu như thanh, tấm, vỏ 3D, dầm, vải (lưới) ĐKT; có phần tử mô phỏng sự tiếp xúc đất với kết cấu... - Kết quả phân tích số là các thành phần ứng suất, chuyển vị tại tất cả các nút phần tử; nội lực, biến dạng trong kết cấu. Chính vì vậy luận án lựa chọn sử dụng phần mềm Plaxis 3D để nghiên cứu phân tích bài toán cọc kết hợp với vải (lưới) ĐKT. 2.2.2. Lựa chọn mô hình vật liệu Mô hình vật liệu là một thành phần rất quan trọng quyết định mối quan hệ giữa ứng suất và biến dạng. Các loại vật liệu liên quan tới bài toán nghiên cứu trong luận văn bao gồm: vật liệu đất, cốt ĐKT, cọc và vật liệu cho phần tiếp xúc đất với cọc, đất với cốt ĐKT. Các dạng mô hình vật vật liệu như sau [23, 31,32,35,36,42]: 2.2.2.1. Mô hình vật liệu đất Luận án sử dụng mô hình vật liệu Mohr – Coulomb (MC) và tiêu chuẩn phá hoại MC để đánh giá sự làm việc của vât liệu đất. MC là mô hình đàn hồi – dẻo lý tưởng bao gồm 5 thông số: E,  cho đặc tính đàn hồi; c,  cho đặc tính dẻo và  là góc trương nở. Năm thông số này hoàn toàn quen thuộc với những nhà địa kỹ thuật và dễ dàng có được từ các thí nghiệm trên các mẫu đất. Tính dẻo gắn liều với sự phát triển của biến dạng. Để đánh giá trạng thái dẻo đã xuất hiện hay chưa trong tính toán, sử dụng hàm f là hàm của ứng suất và biến dạng. Biến dạng dẻo liên quan đến điều kiện f = 0. Trong không gian ứng suất chính, điều kiện này thể hiện là một bề mặt. Mô hình đàn dẻo lý tưởng là mô hình cơ bản gồm 6 mặt biến dạng, tức là bề mặt biến dạng được định nghĩa hoàn toàn bởi các thông số mà hoàn toàn không bị ảnh hưởng bởi biến dạng dẻo. Với những điểm bên trong bề mặt biến dạng, trạng thái ứng suất hoàn toàn đàn hồi và tất cả các biến dạng thuận nghịch. Hình 2.1 Không gian ứng suất chính Mohr – Coulomb 46 Mô hình MC bao gồm 6 hàm biến dạng giới hạn được lập lên trong quan hệ với các thành phần ứng suất chính. Khi các hàm fi = 0, thì sẽ có được giới hạn hình côn 6 mặt trong không gian ứng suất chính như sau: 1a 2 3 2 3 1 3 2 3 2 2a 3 1 3 1 2 1 3 1 3 3a 1 2 1 2 3b 1 1 ( ' ' ) ( ' ' ) sin os 0 2 2 1 1 ( ' ' ) ( ' ' ) sin os 0 2 2 1 1 ( ' ' ) ( ' ' ) sin os 0 2 2 1 1 ( ' ' ) ( ' ' ) sin os 0 2 2 1 1 ( ' ' ) ( ' ' ) sin os 0 2 2 1                                                              b b f cc f cc f cc f cc f cc f 2 1 2 1 1 ( ' ' ) ( ' ' ) sin os 0 2 2          cc (2.1) trong đó: fia, fib là các hàm biến dạng; ’i là ứng suất chính hữu hiệu theo các phương ứng suất chính; i là góc ma sát trong của đất; c là lực dính đơn vị của đất. Bên cạnh các hàm biến dạng fi trên, 6 hàm thế về biến dạng dẻo được Mohr – Coulomb định nghĩa như sau: 1a 2 3 2 3 1 3 2 3 2 2a 3 1 3 1 2 1 3 1 3 3a 1 2 1 2 3b 2 1 2 1 1 1 ( ' ' ) ( ' ' ) sin 2 2 1 1 ( ' ' ) ( ' ' ) sin 2 2 1 1 ( ' ' ) ( ' ' ) sin 2 2 1 1 ( ' ' ) ( ' ' ) sin 2 2 1 1 ( ' ' ) ( ' ' ) sin 2 2 1 1 ( ' ' ) ( ' ' ) sin 2 2                                                       b b g g g g g g (2.2) trong đó: gia, gib là các hàm thế về biến dạng;  là góc trương nở của đất. 2.2.2.2. Mô hình vật liệu cọc Luận án sử dụng mô hình dầm cọc để mô tả cho sự làm việc của cọc dưới nền đắp. Mô hình cọc bao gồm các phần tử dầm kết hợp với các phần tử tiếp xúc nhằm mô phỏng cho tương tác cọc với đất xung quanh và tại chân cọc. 47 Vật liệu phần tử dầm được mô phỏng là vật liệu đàn hồi. Lực dọc trục N được tính theo công thức: N = EAc (2.3) trong đó E là mô đun đàn hồi vật liệu cọc; A là diện tích mặt cắt ngang cọc; c là biến dạng tương đối của cọc theo phương thẳng đứng. Vật liệu phần tử tiếp xúc cọc và đất xung quanh cọc được mô phỏng là vật liệu đàn hồi. Phương trình liên tục tại bề mặt tiếp xúc của cọc như sau:                                   s t p t s n p n s s p s t n s t n s uu uu uu K00 0K0 00K t t t (2.4) trong đó ts tn, tt là lực kéo trên một đơn vị dài theo các phương phương dọc và vuông góc với cọc; u P là chuyển vị của cọc; u s là chuyển vị của đất; Ks là mô đun độ cứng đàn hồi chống cắt theo phương dọc theo thân cọc của phần tử tiếp xúc; Kn, Kt là mô đun độ cứng đàn hồi chống cắt theo phương vuông góc thân cọc của phần tử tiếp xúc và được tính qua mô đun Ks: stn KKK   21 )1(2    (2.5) trong đó:  là hệ số boatxong của phần tử tiếp xúc Hình 2.2 Mô đun độ cứng của phần tử tiếp xúc dọc theo thân cọc và tại chân cọc 48 Các thành phần lực kéo tn và tt luôn ở trạng thái đàn hồi, còn dọc theo thân cọc để đảm bảo ở trạng thái đàn hồi, lực kéo ts cần thỏa mãn điều kiện: s Maxt T (2.6) trong đó: TMax là lực cắt lớn nhất cho phép dọc theo thân cọc. Trên toàn bộ thân cọc, trạng thái làm việc đàn hồi thỏa mãn thể hiện qua sức kháng cắt của phần tử tiếp xúc: ( tan )       avg s n i i s Max t c d t T (2.7) Và ở trạng thái phá hoại dẻo, điều kiện sau xảy ra: ( tan )       avg s n i i s Max t c d t T (2.8) trong đó: d là đường kính hoặc đường kính tương đương của cọc; i là góc ma sát trong của phần tử tiếp xúc; ci là lực dính đơn vị của phần tử tiếp xúc; avgn là ứng suất trung bình của đất xung quanh cọc theo phương vuông góc. Trường hợp cọc thẳng đứng và được tính như sau: )σ(σ 2 1 σ zzxx avg n  (2.9) Tương tác cọc và đất nền tại mũi cọc cũng được mô hình bởi phần tử tiếp xúc với mô hình vật liệu đàn dẻo lý tưởng. Phương trình liên tục tại chân cọc và tiêu chuẩn phá hoại như sau: Trong giai đoạn làm việc đàn hồi: Max S foot P footfootfoot F)u(uKF  (2.10) Trong giai đoạn phá hoại dẻo: Max S foot P footfootfoot F)u(uKF  (2.11) trong đó Ffoot là lực nén tại chân cọc; Kfoot là biểu thị mô đun độ cứng đàn hồi của phần tử tiếp xúc cọc và nền tại chân cọc; Pfootu là chuyển vị của chân cọc; Sfootu là chuyển vị của đất tại chân cọc; FMax là lực nén lớn nhất cho phép tại chân cọc. 49 2.2.2.3. Mô hình cốt địa kỹ thuật Cốt ĐKT được mô hình hóa là loại vật liệu đàn dẻo. Đây là loại vật liệu hoàn toàn không chịu nén mà chỉ chịu kéo. Các phương trình biểu thị sự làm việc của cốt như sau: Trp1 = J11 và Trp2 = J22 (2.12) trong đó Trp1, Trp2 là lực kéo theo phương ứng suất chính 1và 2; J1, J2 là mô đun độ dãn dài của cốt ĐKT theo phương 1 và 2; 1, 2 là độ dãn dài tương đối theo phương 1 và 2 trên 1 m dài. Hình 2.3 Lực kéo trong cốt ĐKT 2.2.2.4. Vật liệu tiếp xúc Vật liệu tiếp xúc cho phép mô phỏng sự tiếp xúc giữa đất và kết cấu (tấm, cốt ĐKT, cọc, tường, vỏ hầm) hoặc giữa hai khối đất. Tính chất vật liệu của bề mặt tiếp xúc có lấy theo lớp đất liền kề với hệ số suy giảm cường độ Rinter (< 1). Như vậy, vật liệu tiếp xúc có cùng mô hình vật liệu với đất – mô hình Mohr – Coulomb. Tuy nhiên các chỉ tiêu cơ lý góc ma sát trong và lực dính đơn vị bị giảm đi một lượng là Rinter như sau: tani = Rinter tan ci = Rinterc (2.13) trong đó , c là góc ma sát trong và lực dính đơn vị của đất; i, ci là góc ma sát trong và lực dính đơn vị của mặt tiếp xúc; Rinter là hệ số suy giảm cường độ, phụ thuộc vào vật liệu của kết cấu tiếp xúc với đất và loại đất. Hệ số này cần có thí nghiệm để xác định, có thể tham khảo như bảng 2.1 [30,33,40] Bảng 2.1 Hệ số tiếp xúc đất và kết cấu 1. Tiếp xúc cát và thép Riner = 0,6 – 0,7 2. Tiếp xúc đất sét và thép Rinter = 0,5 50 3. Tiếp xúc cát và bê tông Riner = 0,8 – 1,0 4. Tiếp xúc đất sét và bê tông Riner = 0,7 – 1,0 5. Tiếp xúc đất và cốt ĐKT Riner = 1,0 6. Tiếp xúc đất và vải ĐKT Riner = 0,5 – 0,9 2.3. Phân tích tải trọng truyền xuống cọc 2.3.1. Tham số phân tích Để phân tích sự tuyền tải, NCS đã sử dụng các thông số hiệu quả truyền tải Ef [23,24,25,29]. Ef là thông số cơ bản được Hewllet và Randolph đầu tiên giới thiệu vào năm 1988, Ef được tính bằng tỉ số giữa lực đo được trên cọc (N) với tải trọng tương đương (Wtr) trên diện tích phân bố tải trọng xuống mỗi cọc AE (hình 1.22). Hiệu quả truyền tải: W f tr N E (2.14) Lực phân bố trên cốt ĐKT và đất yếu: (1 )Wf trF E  (2.15) Tải trọng tương đương trên diện tích ô cọc: Wtr = AE (H + s) (2.16) trong đó Ef là hiệu quả truyền tải; Wtr là tải trọng tương đương trên mỗi diện tích ô cọc; N là lực truyền vào cọc F là lực phân bố trên cốt ĐKT và đất yếu; AE là diện tích ô cọc H là chiều cao nền đắp;  là trọng lượng thể tích của đất đắp; s là ngoại tải đặt trên nền đắp (tải trọng xe chạy quy đổi,) Về mặt lý thuyết, giới hạn trên của Ef là 1, có nghĩa toàn bộ tải trọng vào cọc và khi Ef càng nhỏ thì hiệu quả của việc truyền tải xuống cọc càng thấp. 2.3.2. Phân tích thực nghiệm Zaeske 2001 2.3.2.1. Sử dụng phương pháp số Sử dụng phần mềm plaxis 3D để mô phỏng, phân tích lại thực nghiệm Zaeske 2001 [38]. 51 a. Mô hình vật liệu Các thông số vật liệu của đất, cọc và cốt ĐKT trong thí nghiệm Zaeske 2001 như bảng sau: Bảng 2.2 Bảng thông số vật liệu mô hình Zaeske 2001 Vật liệu Mô hình vật liệu trong phần mềm Thông số vật liệu Cát đắp trên đỉnh cọc Mohr – Coulomb (MC) E = 23 MPa, v = 0,3, c = 0,0 kPa,  = 38,00, ψ = 0,00, γ = 18 kN/m 3 , Rinter = 0,8 Bùn sét yếu MC E = 0,850 MPa, v = 0,33,  = 70, c = 8,5 kPa, ψ = 00, γ = 18 kN/m 3 Cọc bê tông Đàn hồi tuyến tính (Linear Elastic -LE) Cọc vuông a = 0,16cm, E = 26 GPa,  = 21,5 kN/m3 Cốt ĐKT LE J = 1000 kN/m b. Xây dựng mô hình hình học và điều kiện biên Để sát thực với điều kiện làm việc, mô hình số được xây dựng với đúng kích thước hình học của mô hình thí nghiệm (hình 2.4). Sử dụng các công cụ trong phần mềm để tạo khối đất thể hiện lớp bùn sét yếu và lớp đất đắp; tạo bốn cọc bằng mô hình phần tử cọc dầm “embedded pile”; tạo lớp vải ĐKT bằng mô hình phần tử “Geogrid”. Các điều kiện biên được định nghĩa như (bảng 2.4) Bảng 2.3 Bảng thông số kích thước hình học mô hình thực nghiệm Zaeske (2001) Tên điểm x (m) y (m) z (m) Tên điểm x (m) y (m) z (m) Tên điểm x (m) y (m) z (m) A 0 0 -0,4 M 0 0 0 E 0 0 0,7 B 1 0 -0,4 N 1 0 0 F 1 0 0,7 C 1 1 -0,4 P 1 1 0 G 1 1 0,7 D 0 1 -0,4 Q 0 1 0 H 0 1 0,7 Bảng 2.4 Bảng thông số điều kiện biên mô hình thực nghiệm Zaeske (2001) Mặt Điều kiện biên ABCD Mặt đáy, khống chế tất cả các chuyển vị EFGH Mặt thoáng, không áp dụng điều kiện biên, các điểm trên mặt thoáng có thể chuyển vị tự do theo các phương ADHE Khống chế chuyển vị theo phương x, chuyển vị tự do theo phương y và z ABFE Khống chế chuyển vị theo phương y, chuyển vị tự do theo phương x và z 52 Mặt Điều kiện biên BCGF Khống chế chuyển vị theo phương x, chuyển vị tự do theo phương y và z DCGH Khống chế chuyển vị theo phương y, chuyển vị tự do theo phương x và z Tạo tải trọng phân bố trên đỉnh lớp đắp và định nghĩa 13 trường hợp tính tương ứng với các trường hợp chất tải từ 0 kPa đến 120 kPa như thực nghiệm. Rời rạc hóa mô hình thành 9688 phần tử và 14175 nút. Trong đó, đất được rời rạc hóa thành các phần tử khối dạng chóp tứ diện với 10 nút, cốt ĐKT được rời rạc hóa thành phần tử diện tích dạng tam giác với 6 nút. Hình 2.5 Phần tử tam giác 6 nút (a) và chóp tứ diện 10 nút (b) c) Kết quả và phân tích kết quả Kết quả lực nén trên cọc cho 13 trường hợp tính khi thay đổi ngoại lực từ 0 kPa đến 120 kPa như ở phụ lục 1. Hình 2.4 Mô hình hình học và điều kiện biên thử nghiệm Zaeske (2001) Z y x A B D C M N Q P E F H G 53 Hình 2.6 Kết quả phân tích lực nén trên đỉnh cọc theo phương pháp số Sử dụng giá trị lực nén trên đỉnh cọc (z = 0) để phân tích hiệu quả truyền tải theo các công thức 2.14 và 2.16, kết quả thể hiện ở bảng 2.5. Bảng 2.5 Kết quả tính hiệu quả truyền tải theo phương pháp số s (kPa) AE (m 2 )  (kN/m 3 ) H (m) Wtr (kN) Lực tại đỉnh cọc N (kN) Ef 0 0,25 18 0,7 3,15 2,41 0,765 10 0,25 18 0,7 5,65 4,37 0,773 20 0,25 18 0,7 8,15 6,31 0,774 30 0,25 18 0,7 10,65 8,24 0,774 40 0,25 18 0,7 13,15 10,17 0,773 50 0,25 18 0,7 15,65 12,09 0,773 60 0,25 18 0,7 18,15 14,01 0,772 70 0,25 18 0,7 20,65 15,91 0,770 80 0,25 18 0,7 23,15 17,82 0,770 90 0,25 18 0,7 25,65 19,72 0,769 100 0,25 18 0,7 28,15 21,6 0,767 110 0,25 18 0,7 30,65 23,48 0,766 120 0,25 18 0,7 33,15 24,96 0,753 2.3.2.2. Sử dụng tiêu chuẩn Anh BS8006-1:2010 Sử dụng tiêu chuẩn BS8006-1:2010 (mục 1.2.2.5), không kể tới các hệ số riêng phần, tính hiệu quả truyền tải tính theo cả hai phương pháp Marston và Hewlett - Randolph. 54 a. Tính theo phương pháp Marston Trong thực nghiệm Zaeske, hệ cọc làm việc theo sơ đồ cọc chống. Để tính ứng suất trên đỉnh cọc, sử dụng các công thức 1.9, 1.10 và 1.12, hiệu quả truyền tải tính theo các công thức 2.14 và 2.16. Kết quả thể hiện ở tính bảng 2.6. Bảng 2.6 Kết quả tính hiệu quả truyền tải theo Marston s (kPa) Cc 'v (kPa) p'c (kPa) Lực tại đỉnh cọc N (kN) Ef 0 8,351 12,6 45,911 1,175 0,373 10 8,351 22,6 82,348 2,108 0,373 20 8,351 32,6 118,786 3,041 0,373 30 8,351 42,6 155,223 3,974 0,373 40 8,351 52,6 191,66 4,906 0,373 50 8,351 62,6 228,098 5,839 0,373 60 8,351 72,6 264,535 6,772 0,373 70 8,351 82,6 30