Nghiên cứu nâng cao sức kháng bên cho móng trụ cầu cạn của tuyến đường sắt đô thị số 1 Thành phố Hồ Chí Minh

Chuyển vị quay, dịch chuyển và sức kháng cực hạn của đất tương ứng đối với cọc ngắn chịu tải trọng ngang.. Đối tượng và phạm vỉ nghiên cứu Luận văn nghiên cứu đến ảnh hưởng của phạm vi

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HCM TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

NGUYỄN THANH SƠN

NGHIÊN CỨU NÂNG CAO SỨC KHÁNG BÊN CHO MÓNG TRỤ CẦU CẠN CỦA TUYẾN ĐƯỜNG SẮT ĐÔ THỊ SỐ 1

CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA -

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HÔ CHÍ MINH

Thành phần Hội đồng đánh giá luận văn thạc sĩ gồm:

1 Chủ tịch hội đồng: PGS.TS Lê Thị Bích Thủy

2 Thư ký hội đồng: TS Nguyễn Danh Thắng

3 CB Phản biện 1: TS Đặng Đăng Tùng

4 CB Phản biện 2: TS Phùng Mạnh Tiến

5 Ưỷ viên hội đồng: TS Nguyễn Cảnh Tuấn

Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá LV và Bộ môn quản lý chuyên ngành sau khỉ luận vãn đã được sửa chữa (nếu cỏ)

Chủ tịch Hội đồng đánh giá LV Trưởng khoa Kỹ thuật xây dựng

— ii—

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP.HCM CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA ĐỘC lập - Tự do - Hạnh phúc

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ tên học viên: NGUYỄN THANH SƠN

Ngày, tháng, năm sinh: 06/10/1988

Chuyên ngành: Xây dựng cầu, Hầm

I TÊN ĐỀ TÀI:

NGHIÊN CỨU NÂNG CAO SỨC KHÁNG BÊN CHO MÓNG TRỤ CẦU CẠN CỦA TUYẾN ĐƯỜNG SẮT ĐÔ THỊ SỐ 1 THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

II NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG:

1 Nghiên cứu về các phương pháp tính toán cọc chịu tải trọng ngang;

2 Thu thập thông tin về ứng dụng công nghệ jet grouting để gia cố đất yếu;

3 Nghiên cứu về ứng dụng phần mềm PLAXIS 3D FOUNDATION để phân tích tương tác móng cọc và đất nền khi chịu tải ngang;

4 Xây dựng mô hình phần tử hữu hạn để nghiên cứu mối tương quan giữa phạm vi và kích thước của vùng gia cố xung quanh hệ móng cọc đến sự gia tăng sức kháng bên của móng trụ cầu - áp dụng cho đoạn đi trên cao của tuyến đường sắt đô thị số 1 tại TP Hồ Chí Minh

III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ : (Theo trong QĐ giao đề tài)

IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: (Theo trong QĐ giao đề tài)

MSHV: 12380411 Nơi sinh: Bà Rịa Vũng Tàu

Mã số : 60 58 25

TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

PGS.TS NGUYỄN MINH TÂM

— iv—

LỜI CẢM ƠN

Để hoàn thành bài Luận văn này, lời đầu tiên tôi xin gửi lời cám ơn đặc biệt và tri

ân sâu sắc đến thầy Lê Bá Khánh, người đã dành nhiều thời gian tận tình hướng dẫn, động viên và chỉ bảo tôi trong suốt thời gian thực hiện bài luận văn này Xin cám ơn toàn thể quý thầy, cô Bộ môn cầu - Đường trường đại học Bách khoa thành phố Hồ Chí Minh

đã giảng dạy, truyền đạt cho tôi nhiều kiến thức và kinh nghiêm quý báu, bổ ích

Thứ hai, xin gửi lời cám ơn đến Lãnh đạo phòng Kế hoạch và Đầu tư - Ban Quản lý Đường sắt đô thị, nơi tôi làm việc, đã tạo điều kiện cho tôi theo học chương trình thạc sĩ

và hoàn thành luận án này

Cuối cùng tôi xin gửi lời cám ơn đến Bố, Mẹ đã luôn ủng hộ tôi trong suốt thời gian qua

Tác giả

Nguyễn Thanh Sơn

HV: Nguyễn Thanh Sơn MSHV: 12380411

- V-

TÓM TẮT LUẬN VĂN

Sức kháng bên là một tham số quan trọng trong thiết kế móng cọc công trình cầu, đặc biệt là những công trình đi qua khu vực đất yếu Một trong những biện pháp để làm gia tăng sức kháng bên của cọc là cải thiện vùng đất yếu xung quanh móng cọc Luận văn nghiên cứu ảnh hưởng của việc gia cố vùng đất yếu xung quanh đài và đỉnh cọc đến sự gia tăng sức kháng bên của móng cọc Luận văn phân tích tương tác móng cọc và đất bằng phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH), từ đó xây dựng mối tương quan giữa kích thước

và hình dạng của vùng gia cố với sự gia tăng sức kháng bên của móng trụ cầu áp dụng cho đoạn cầu cạn của tuyến đường sắt đô thị số 1 thành phố Hồ Chí Minh

Lateral resistance is an important parameter in the design of bridge pile foundations, especially constructions in the soft soil area One of the methods to increasing the lateral resistance of pile is improvement of soft soil surrounding the pile This paper studies the effect of reinforcing soft soil surrounding the pile cap, the top-pile and the increase of the pile lateral resistance The article analyzes soil- pile interaction by finite element method (FEM), from which to build the relationship between the size and shape of the reinforced area with the increase of the bridge pier foundations lateral resistance for passage of the viaduct bridge Ho Chi Minh city urban railway (line 1)

- vi—

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu khoa học độc lập của tôi Các số liệu trong luận án là trung thực và có nguồn gốc rõ ràng Các kết quả của luận án chưa từng được công bố trong bất cứ công trình khoa học nào Tác giả hoàn toàn chịu trách nhiệm về tính xác thực và nguyên bản của luận án

Tác giả

Nguyễn Thanh Sơn

- vii —

MỤC LỤC

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ ii

LỜI CẢM ƠN iv

TÓM TẮT LUẬN VĂN V LỜI CAM ĐOAN vi

MỤC LỤC vii

DANH MỤC CÁC BẢNG X DANH MỤC CÁC HÌNH X MỞ ĐẦU 1

CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ LĨNH VỰC NGHIÊN CỨU 4

1.1 Giới thiệu 4

1.2 Tình hình nghiên cứu trên thế giới 4

1.3 Tình hình nghiên cứu trong nuớc 10

1.4 Nhận xét chuơng 12

CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT 13

2.1 Giới thiệu 13

2.2 Các phuơng pháp tính cọc chịu tải trọng ngang 14

2.2.1 Phuơng pháp tính toán sức kháng bên cục hạn 14

2.2.1.1

Phuơng pháp Brinch Hansen (1961): 15

2.2.1.2

Phương pháp Brom (1964 a,b): 17

2.2.2 Phương pháp tính toán chuyển vị chấp nhận được khi chịu tải trọng làm việc 22

2.2.2.1 Xấp xỉ phản lực nền (Reese và Matlock, 1956) 22

2.2.2.2 Xấp xỉ đàn hồi (Poulos, 1971 a và b): 26

2.3 Cọc thẳng đứng trong đất không dính chịu tải trọng ngang 28

2.3.1 Sức kháng bên cực hạn của cọc đơn trong đất không dính 28

- viii -

2.3.1.1 Phương pháp Brinch Hansen 28

2.3.1.2 Phương pháp Broms 29

2.3.2 Sức kháng ngang cực hạn của nhóm cọc trong đất không dính 32

2.3.3 Chuyển vị ngang của cọc đơn trong đất không dính 33

2.3.3.1 Xấp xỉ phản lực nền 33

2.3.3.2

Xấp xỉ đàn hồi 42

2.3.4 Chuyển vị ngang của nhóm cọc trong đất không dính 44

2.4 Cọc thẳng đứng trong đất dính chịu tải trọng ngang 45

2.4.1

Sức kháng tải trọng ngang cực hạn của cọc đơn trong đất dính 45

2.4.1.1 Phương pháp Brinch Hansen 45

2.4.1.2 Phương pháp Broms 46

2.4.2 Sức kháng tải trọng ngang cực hạn của nhóm cọc trong đất dính 49

2.4.3 Chuyển vị ngang của cọc đơn trong đất dính 50

2.4.3.1 Xấp xỉ phản lực nền 50

2.4.3.2 Xấp xỉ đàn hồi 51

2.4.4 Chuyển vị ngang nhóm cọc trong đất dính 55

2.5 Sức kháng bên và chuyển vị của cọc trong nền bị phân lớp 56

2.5.1 Sức kháng cực hạn trong nền nhiều lớp 56

2.5.2 Chuyển vị ngang của cọc chịu tải trọng bên trong nền nhiều lóp 57

2.6 Giới thiệu về ứng dụng của Jet-grouting cho gia cố nền 58

2.7 Mô hình Mohr - Coulumb (MC) 61

2.8 Kết luận chương 63

CHƯƠNG 3: PHÂN TÍCH TƯƠNG QUAN GIỮA PHẠM VI GIA CỐ ĐẤT NỀN XUNG QUANH MÓNG VÀ SỨC KHÁNG NGANG CỦA MÓNG 64

3.1 Giới thiệu 64

3.2 Đối tượng nghiên cứu 65

3.2.1 Thông số đất nền 67

- ix -

3.2.2 Thông số cọc và trụ 68

3.2.3 Thông số Jet Grouting 68

3.2.4 Mô hình 69

3.2.5 Tải trọng tác dụng 72

3.3 Các trường hợp nghiên cứu 72

3.4 Phân tích ảnh hưởng của vùng gia cố 75

3.4.1 Sức kháng bên của móng cọc khi đất nền chưa gia cố 75

3.4.2 Sức kháng bên của móng cọc khi đất nền được gia cố 76

3.4.2.1 Mô hình PTHH cho móng cọc được gia cố với Jet grouting 77

3.4.2.2 Ảnh hưởng chiều sâu jet grout (bên cạnh đài cọc) đối với sức kháng ngang 78

3.4.2.3 Ảnh hưởng chiều sâu jet grout (bên dưới đài cọc) đối với sức kháng ngang 81

3.4.2.4 Ảnh hưởng chiều dài jet grout (bên cạnh đài cọc) đối với sức kháng ngang 85

3.4.2.5

Ảnh hưởng khối gia cố đối xứng 2 bên đài cọc 87

3.4.2.6 Tương quan giữa chiều sâu khối gia cố và chiều sâu lớp đất yếu 89

3.4.3 Tổng hợp kết quả các trường hợp phân tích 89

3.5 Kết luận chương 89

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 91

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA TÁC GIẢ LIÊN QUAN ĐẾN LUẬN VĂN 93

TÀI LIỆU THAM KHẢO 94

— X —

DANH MỤC CÁC BẢNG

Bảng 1.1 Giá trị chuyển vị và momen lớn nhất theo TCXD 205-1998 và tính theo phần

mềm FB Pier 11

Bảng 2.1 Hiệu quả nhóm Ge đối với đất không dính 33

Bảng 2.2: Hệ số A đối với cọc dài (Zmax >5): đầu cọc tự do (Matlock và Reese, 1961,1962) 37

Bảng 2.3 Hệ số B đối với cọc dài (Zmax >5): đầu cọc tự do (Matlock và Reese, 1961,1962) 38

Bảng 2.4 Hệ số giảm do nhóm đối với hệ số phản lục nền (Davisson, 1970) 45

Bảng 2.5 Hệ số hiệu quả nhóm Ge đối với cọc trong đất dính 49

Bảng 2.6 Giá trị của KR của cọc ứng với các loại đất (Poulos và David 1980) 52

Bảng 2.7 Đặc trung vật liệu đất trong mô hình Mohr - Coulumb 62

Bảng 3.1 - Thông số đất nền 67

Bảng 3.2 - Thông số trụ, đài và cọc khoan nhồi 68

Bảng 3.3 Thông số Jet Grouting ở địa chất TPHCM 68

Bảng 3.4- Các thông số jet-grouting đuợc sử dụng trong mô hình (Aimer 2001, Bzowka 2004) 69

Bảng 3.5 Kích thuớc khối gia cố soilcrete các truờng hợp nghiên cứu 73

Bảng 3.6 Tổng hợp kết quả phân tích 89

DANH MỤC CÁC HÌNH Hình 1.1 Thử cọc chịu tải ngang và kết quả vùng phá hoại [4] 5

Hình 1.2 Đường cong tải trọng - chuyển vị của nhóm 9 cọc trong sét cứng và cát chặt [3] .5

Hình 1.3 Đường cong tải trọng - chuyển vị của nhóm 15 cọc trong sét chặt và cát chặt theo nghiên cứu của Rollins, Snyder (2010) [1] 6

Hình 1.4 Xây dựng kết cấu tường gia cố quanh hố đào để bảo vệ liên kết giữa các cọc trong bệ [10] 10

Hình 1.5 Ket quả biểu đồ momen, chuyển vị của cọc [12] 11

-xi-

Hình 2.1 Cọc chịu tác dụng của tải trọng ngang [17] 14 Hình 2.2 Huy động sức kháng bên đối với cọc cứng có đầu tự do chịu tải trọng

ngang 15 Hình 2.3 Hệ số Kq và Ke (Binch Hanse, 1961) 17 Hình 2.4 Chuyển vị quay, dịch chuyển và sức kháng cực hạn của đất tương ứng đối với cọc ngắn chịu tải trọng ngang Các dạng biến dạng: (a) Đầu tự do, (b) đầu cố định Phản lực đất và mômen uốn trong đất dính (c) đầu tự do, (d) đầu cố định (Broms, 1964 a và b) 20 Hình 2.5 Chuyển vị quay, dịch chuyển và sức kháng cực hạn của đất tương ứng đối với cọc chịu tải trọng ngang Cọc trong đất dính: (a) Đầu tự do, (b) Đầu cố định F(t)

Cọc trong đất không dính: (c) Đầu tự do, (d) Đầu cố định F(t) (Broms 1964a và b) 22 Hình 2.6 ứng xử của cọc chịu tải trọng ngang: xấp xỉ phản lực nền (a)Dầm trên nền đàn hồi, (b)Mô hình của Winkler, (c) Cọc chịu tải trọng ngang trong đất (d) Cọc

chịu tải trọng ngang tựa trên các lò xo 26 Hình 2.7 ứng suất tác dụng lên (a) cọc, (b) đất gần cọc (Poulos, 1971a) 28 Hình 2.8 Khả năng chịu tải trọng ngang cực hạn của cọc ngắn và cọc dài trong đất không dính (Broms, 1964) (a) Sức kháng ngang cực hạn của cọc ngắn liên quan tới độ ngập của cọc, (b) Sức kháng ngang cực hạn của cọc dài liên quan tới momen kháng cực hạn 31 Hình 2.9 Cọc có chiều dài L cắm hoàn toàn trong đất và chịu tác dụng của Qg và Mg (a) chuyển vị y; (b) đường dy/dx; (c) mômen EI (d2y/dx2); (d) lực cắt EI (d3y/dx3);

(e) phản lực của đất El (d4y/dx4) (Reese và Matlock, 1956) 34 Hình 2.10 Các hệ số đối với cọc có đầu tự do trong đất không dính 39 Hình 2.11 Các hệ số chuyển vị, momen và phản lực đất đối với cọc có đầu cố định trong đất không dính (a) Chuyển vị, (b) Momen uốn, (c) Phản lực của đất (Reese và

Matlock,1956) 41 Hình 2.12 (a) giá trị I pF, (b) Hệ số chuyển vị dẻo F pF cọc di động có đầu cố định

(Poulos và Davis, 1980) 43 Hình 2.13 Momen cố định trong cọc có đầu cố định (Poulos và Davis, 1980) 44 Hình 2.14 Khả năng chịu tải ngang cực hạn của cọc ngắn và cọc dài trong đất dính (a) Cọc ngắn, (b) Cọc dài (Brom, 1964a) 48

— xii —

Hình 2.15 Hệ số ảnh hưởng Iph và IpM và IQH đối với mô đun không đổi (a) IpH theo KR

đối với cọc có đầu tự do (b) IpM và I()I I theo KR đối với cọc có đầu tự do (Poulos,

1971a) 53

Hình 2.16 Mô men lớn nhất trong cọc có đầu tự do (Polous 1971a) 54

Hình 2.17 Các hệ số ảnh hưởng IpF đối với cọc có đầu cố định (Poulos, 1971a) 55

Hình 2.18 Momen cố định ở đầu cọc có đầu cố định (Poulos, 1971a) 55

Hình 2.19 Sự biến đổi mô đun phản lực nền trong đất dính phân lớp (Davisson và Gill, 1963) 57

Hình 2.20 Phạm vi ứng dụng của các công nghệ dùng vữa khác nhau [18] 60

Hình 2.21 Cường độ của Soilcrete và sự phát triển cường độ Soilcrete [18] 60

Hình 2.22 Đường bao phá hoại trong mô hình Mohr - Coulomb 61

Hình 2.23 Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb trong không gian ứng suất 62

Hình 2.24 ứng xử đàn hồi - dẻo tuyệt đối 63

Hình 3.1 Gia cố hệ cọc bằng jet grouting 64

Hình 3.2 Bố trí chung cầu cạn 65

Hình 3.3 Mặt cắt ngang trụ cầu 66

Hình 3.4 Mặt bằng và mặt cắt đài cọc theo phương ngang và phương dọc cầu 67

Hình 3.5 Mô hình trụ cầu 71

Hình 3.6 Các trường hợp nghiên cứu phạm vi gia cố của khối soilcrete xung quanh móng cọc 74

Hình 3.7 Chuyển vị ngang hệ cọc trong mặt cắt phương dọc cầu 75

Hình 3.8 Quan hệ chuyển vị ngang - độ sâu cọc trong đất nguyên trạng 76

Hình 3.9 Mô hình gia co jet grout phía bên cạnh hệ cọc 78

Hình 3.10 Chuyển vị ngang của hệ cọc trong mặt cắt phương dọc cầu 79

Hình 3.11 Quan hệ chuyển vị ngang - độ sâu cọc 80

Hình 3.12 Tỷ lệ cải tạo đất theo chiều sâu gia cố 81

Hình 3.13 Mô hình hệ cọc với gia co jet grout bên dưới đài cọc 82

Hình 3.14 Chuyển vị ngang của hệ cọc trong mặt cắt theo phương dọc cầu 82 Hình 3.15 Quan hệ chuyển vị ngang - độ sâu cọc đất nguyên trạng và đất được gia cố

- xiii -

dưới đài cọc 83 Hình 3.16 Tỷ lệ cải tạo đất theo chiều sâu gia cố 84 Hình 3.17 Quan hệ chuyển vị ngang - độ sâu cọc trong đất nguyên trạng và theo chiều dài đất gia cố bên cạnh đài cọc 86 Hình 3.18 Tỷ lệ cải tạo đất theo chiều dài khối soilcrete bên đài cọc 87 Hình 3.19 Quan hệ chuyển vị ngang - độ sâu cọc trong đất nguyên trạng và khối gia cố đối xứng 2 bên đài cọc 88

Một vài nghiên cứu trước đây cho thấy việc cải thiện cường độ đất yếu có thể làm gia tăng đáng kể sức kháng bên của cọc Những phương pháp cải thiện cường độ đất thông thường bao gồm việc đào bỏ và thay thế bằng vật liệu khác, đầm nén hiện trường, bơm phụt vữa hay trộn hỗn hợp đất rời với vữa xi măng Việc gia cố đất theo một phạm

vi được giới hạn xung quanh cọc và dưới đài cọc có thể là một phương pháp mang lại hiệu quả về mặt chi phí cũng như đáp ứng được các yêu cầu về thiết kế nền móng [ 1] Nội dung luận văn cao học này tập trung nghiên cứu về ảnh hưởng của kích thước

và hình dạng khối đất gia cố (soilcrete) đến sức kháng bên cho móng trụ cầu cạn

2 Mục đích nghiên cứu

Nghiên cứu ảnh hưởng của phạm vi và kích thước khối đất yếu được gia cố xung quanh móng cọc khoan nhồi đến sự gia tăng sức kháng bên của móng trụ cầu, đưa ra mối tương quan giữa sức kháng bên của móng cọc và kích thước khối đất yếu được gia cố ở xung quanh móng Từ đó, đưa ra những khuyến cáo về phạm vi gia cố hợp lý của khu vực đất nền xung quanh móng

3 Đối tượng và phạm vỉ nghiên cứu

Luận văn nghiên cứu đến ảnh hưởng của phạm vi gia cố đối với sự gia sức kháng bên của móng cọc khi chịu tải trọng ngang theo phương dọc cầu Từ đó, thiết lập mối tương quan giữa kích thước của vùng gia cố với sự gia tăng sức kháng bên của móng cầu cạn

-2-

Biện pháp gia cố được đất yếu được lựa chọn trong luận văn là phương pháp jet grouting Việc xem xét sự gia tăng sức kháng bên được xem xét thông qua độ giảm chuyển vị ngang của móng cọc

4 Phương pháp nghiên cứu

Phương pháp nghiên cứu của đề tài là kết hợp giữa nghiên cứu tổng quan về lý thuyết, nghiên cứu mô phỏng bằng phần mềm để giải quyết các nội dung của đề tài

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

Đoạn cầu cạn của tuyến đường sắt đô thị số 1 ở thành phố Hồ Chí Minh có chiều dài tương đối lớn (17,2 km) và đi qua một số khu vực có địa chất khá yếu (khu vực Văn Thánh,

Ba Son ) Theo hồ sơ thiết kế, giải pháp gia cố đất xung quanh móng cọc chưa được áp dụng [2], trong quá trình thi công có thể có một số sự cố ảnh hưởng đến chất lượng cọc khoan nhồi, làm giảm khả năng chịu lực của một cọc nào đó trong móng Trong trường hợp này giải pháp gia cố xung quanh móng cọc thay cho giải pháp thông thường là tăng số lượng có thể là một giải pháp xem xét

6 Nội dung đề tài

Nội dung đề tài gồm: phần mở đầu, 3 chương, phần kết luận và kiến nghị, tài liệu tham khảo và phần phụ lục

PHÀN MỎ ĐÀU: Nêu lý do chọn đề tài, mục đích nghiên cứu, đối tượng và phạm

vi nghiên cứu, phương pháp nghiên cứu, ý nghĩa khoa học và tính thực tiễn của đề tài Chương 1: Giới thiệu đối tượng nghiên cứu, tổng quan về tình hình nghiên cứu trong nước và trên thế giới về vấn đề nghiên cứu, kết luận lý do thực hiện

Chương 2: Cơ sở lý thuyết về các phương pháp tính toán cọc chịu tải trọng ngang, các phương pháp gia cố đất nền xung quanh cọc và lý thuyết phục vụ cho việc phân tích tương tác cọc, nhóm cọc và đất nền khi chịu tải ngang; Các thông số để mô hình hóa tương tác nhóm cọc và đất nền

Chương 3: Giới thiệu mô hình móng cọc của đoạn cầu cạn dùng để khảo sát; Phân

-3-

tích mô hình bằng phần mềm PLAXIS 3D FOUNDATION

PHẦN KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Nhận xét, đánh giá và rút ra kết luận về ảnh hưởng của phạm vi và kích thước vùng đất gia cố tới sự cải thiện sức kháng bên của móng cọc Đồng thời đề nghị định hướng nghiên cứu tiếp sau nghiên cứu này

-4-

CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ LĨNH VỰC NGHIÊN CỨU

do lớp đất trên mặt Nên khi tính toán cọc chịu tải ngang cần chú ý trước tiên các lớp đất trên mặt, nếu chúng quá yếu thì phải nghĩ đến nên thay bằng lớp vật liệu khác

1.2 Tình hình nghiên cứu trên thế giới

Brown et al (1988) đã đưa ra Biểu đồ đường cong tải trọng - chuyển vị của một nhóm

9 cọc (Hình 1.2) khi so sánh khả năng chịu tải ngang của nhóm cọc trước và sau khi tiến hành cải tạo, gia cố đất xung quanh cọc (đào bỏ lớp đất sét và thay thế bằng cát được đầm chặt) [3], Theo kết quả tính toán, phạm vi chuyển vị bé hơn 20mm thì sức kháng bên của cọc trong đất sét và cát là tương đương nhau, đối với phạm vi chuyển vị lớn hơn thì sức kháng bên của nhóm cọc trong cát cao hơn trong đất sét 28%

-5-

Hình 1.1 Thử cọc chịu tải ngang và kết quả vùng phá hoại [4]

Hình 1.2 Dường cong tải trọng - chuyển vị của nhóm 9 cọc trong sét cứng và cát

chặt [3]

-6-

Năm 2010, Rollins et al đưa ra biểu đồ đường cong tải trọng - chuyển vị của nhóm

15 cọc (Hình 1.3) khi so sánh khả năng chịu tải ngang của nhóm cọc trước và sau khi tiến hành cải tạo, gia cố đất xung quanh [5],

Hình 1.3 Đường cong tải trọng - chuyển vị của nhóm 15 cọc trong sét chặt và cát

chặt theo nghiên cứu của Rollins, Snyder (2010) [1]

Matthew E Adsero (2008) đã đưa ra một số kết luận khi nghiên cứu ảnh hưởng biện pháp jet-grouting đối với sự gia tăng cường độ theo phương ngang của đất xung quanh móng cọc đóng [6]:

- Một khối soilcrete gia cố xung quanh nhóm 9 cọc và bên dưới đài cọc làm tăng sức kháng bên từ 950 kN đến 2722 kN trong khoảng chuyển vị l,9cm của đài cọc, tương đương với 185% sức kháng bên ban đầu Sự gia tăng ấy có thể đạt đến 3300-3400 kN trong khoảng chuyển vị 5cm tại đài cọc Giá trị này xấp xỉ khoảng 250% so với sức kháng bên ban đầu được ước tính (1330 kN) trong khoảng chuyển vị 5 cm

-1-

- Sức kháng bên tăng 1% đối với 0,2 m3 đất được gia cố trong phạm vi xung quanh đài cọc và 0,29 m3 đất được gia cố trong phạm vi dưới đáy đài cọc Vì vậy, gia cố bằng jet-grouting trong phạm vi xung quanh đài cọc sẽ có tác dụng lớn hơn trong phạm vi dưới đài cọc

- Phương án gia cố bằng kỹ thuật jet-grouting thay thế cho phương án bổ sung số lượng cọc và mở rộng đài cọc có thể đem lại hiệu quả cao hơn về mặt kinh tế, đặc biệt là trong những dự án có quy mô lớn

Nathan A.Lemme (2010) đưa ra một số kết luận khi nghiên cứu ảnh hưởng của khối đắp đầm nén và cột cốt liệu thô đầm chặt đối với sự gia tăng sức kháng ngang móng cọc [7]:

- Đào bỏ lớp sét mềm tới độ sâu 76 cm (2,35 lần đường kính cọc) và thay thế nó bằng cát chặt ở xung quanh nhóm 9 cọc đem lại sự gia tăng tương đối nhỏ đối với kháng ngang Đạt khoảng 11% khi cát chặt thay thế nằm trong phạm vi mép của đài cọc và 16% khi cát chặt được mở rộng thêm 152cm từ mép đài cọc Sự gia tăng có thể lớn hơn nếu đất được đào bóc mềm hơn và chiều sâu vật liệu thay thế lớn hơn

- Đào bóc lớp sét bên cạnh đài cọc (sâu 76cm) và thay thế bằng cát chặt có kích thước 152cm làm giảm thiểu lực thụ động từ 240kN kips xuống 133kN

- Khi thiết đặt một nhóm gồm 13 cột cốt liệu sỏi đầm chặt xung quanh một đài cọc

có sẵn cũng mang lại sự gia tăng sức kháng ngang tương đối nhỏ Sức kháng ngang chỉ gia tăng 10% so với đất sét nguyên trạng ở một khoảng chuyển vị l,5in về cơ bản sự gia tăng này đến từ sự gia tăng kháng thụ động, một phần nhỏ tới từ tương tác cọc - đất

- Sự gia tăng kháng ngang bằng thay thế bằng khối đắp đầm nén hoặc cột cốt liệu thô cũng làm gia tăng độ cứng chống uốn của đài cọc và giảm chuyển vị xoay Độ cứng chống uốn tăng làm giảm mô men uốn phát triển trong cọc Ảnh hưởng

-8-

này rõ hơn đối với mômen âm lớn nhất ở bề mặt đài cọc hơn momen dương lớn nhất ở các độ sâu bên dưới

- Có thể mang lại hiệu quả kinh tế cao hơn so với cách bổ sung cọc

Một số thành viên của đại học Ain Shams (Ai Cập) [8] đã sử dụng mô hình số để phân tích chuyển vị ngang và bất ổn định của cọc trong môi trường đất hóa lỏng Thông qua phân tích mô hình 3D, cọc được mô phỏng như một phần tử dầm với các lớp đất xung quanh (phần tử solid) Mô hình được hỗ trợ bởi phần tử Line-Solid 3+3 nút đặc biệt để mô phỏng 3D giữa mặt phân lớp của cọc và đất xung quanh Báo cáo đã đưa ra một số kết luận:

- Nhìn chung, chuyển vị ngang của cọc gây ra do địa chấn khá lớn bởi sức kháng ngang thấp của lớp cát hóa lỏng phía trên Chuyển vị ngang lớn nhất của đầu cọc trong đất

ẩm thường lớn hơn trong đất khô Lý do là sức kháng cắt của cát hóa lỏng nhỏ dẫn đến sức kháng thụ động của cọc suy giảm

- Đường kính cọc có ảnh hưởng đáng kể đến việc giảm thiểu chuyển vị ngang, đặc biệt đối với những cọc có đường kính nhỏ và trung bình (đến lm), đối với những cọc có đường kính lớn hơn lm, ảnh hưởng của đường kính cọc bị giới hạn, lm được xem như là kích thước tối ưu để nghiên cứu các trường hợp như vậy

- Biểu đồ moment uốn tương tự như tường chắn Giá trị lớn nhất đạt được tại độ sâu trung bình của lớp cát, nơi có sức kháng thụ động của đất được tạo ra

- Momen uốn có liên quan nhiều và tỷ lệ thuận với đường kính cọc Điều này có thể được thể hiện khi tăng đường kính cọc sẽ có 2 ảnh hưởng đối với moment uốn Thứ nhất

là độ cứng chịu uốn của cọc để chống lại biến dạng ngang của đất hóa lỏng, thứ hai là gia tăng diện tích tiếp xúc giữa cọc và đất từ đó gia tăng sức kháng thụ động của cọc theo chiều sâu

Gangyu Liu và Bilong Wang (11/2012) [9] nghiên cứu ảnh hưởng của biện pháp grouting trong gia cố nền đất yếu đối với đường sắt cao tốc nhằm gia tăng cường độ nền móng hiện có, đảm bảo sự ổn định, kiểm soát độ lún và vận hành an toàn Bài viết đưa ra những kết luận sau:

jet Phân bố chuyển vị nền và đất đắp có dạng chữ “U”, đạt được lớn nhất ở chính giữa

-9-

nền đắp, độ lún cọc ít hơn đất xung quanh Sau khi gia cố, độ lún nền đắp giảm không đáng

kể, và biện pháp gia cố có hiệu quả không rõ ràng,

- Cọc jet-grouting ở chân mái taluy gia tăng cường độ của đất, gia tăng lực liên kết ngang giữa các cọc, chuyển vị ngang lớn nhất nhỏ hơn chuyển vị của thiết kế ban đầu với khoảng 9,0%

- Cọc jet-grouting gia tăng độ ổn định mái taluy và nền đường một cách đáng kể (trung bình khoảng 18%)

Công ty Bachy Soletanche [10] đã ứng dụng công nghệ Jet grouting để gia cường hố đào của móng cầu được thi công tại khu vực bị ảnh hưởng bởi mực nước sông và điều kiện thi công chật hẹp (men theo vách núi) (Hình 1.4)

Để tiến hành đào các hố móng ngăn cách với nước, một lớp bảo vệ xung quanh hố móng được xây dựng trên một mặt bằng công trường ở ven sông, thi công bằng phương pháp jet grouting phun đôi, các cột jet grout có đường kính 80cm, được thiết lập chồng chất và cách đều nhau 60 cm với sức kháng nhỏ nhất là 20 MPa tới áp lực nén thông thường

Hình 1.4 Xây dựng kết cấu tường gia cố quanh hố đào để bảo vệ liên kết giữa các

cọc trong bệ [10]

1.3 Tình hình nghiên cứu trong nước

Nguyễn Duy Cường (2007) đã nghiên cứu sự làm việc của cọc đơn và nhóm cọc dưới

mố trụ cầu” [11] Kết quả nghiên cứu cho thấy khi cọc làm việc theo nhóm và khoảng cách

giữa các cọc song song với phương của tải trọng ngang nhỏ hơn 8B (B là đường kính hoặc

cạnh cọc) thì chuyển vị ngang và nội lực thân cọc tăng lên so với khi cọc làm việc riêng lẻ,

khi đó khả năng chịu tải trọng ngang cực hạn của nhóm cọc nhỏ hơn tổng khả năng chịu

tải trọng ngang cực hạn của các cọc đơn

Nguyễn Anh Dân đã kết luận việc áp dụng phương pháp phần tử hữu hạn kết hợp với

mô hình Winkler dựa trên đường cong p-y phản ánh chính xác sự tương tác giữa cọc và

nền đất khi chịu tải ngang [12], Theo đó, tác giả đã đưa ra bài toán so sánh tính cọc đơn

chịu tác dụng đồng thời của tải trọng đứng, tải trọng ngang và mô men (hình 3.8) theo 2

phương pháp: Phương pháp tính phụ lục G của tiêu chuẩn TCXD 205-1998 [13] và Phương

pháp phần tử hữu hạn kết hợp với mô hình Winkler phân tích sự làm việc đồng thời giữa

cọc chịu tải trọng ngang và nền đất được tính toán bằng phần mềm FB Multi Pier

Hình 1.5 Kết quả biểu đồ momen, chuyển vị của cọc [12]

Bảng 1.1 Giá trị chuyển vị và momen lớn nhất theo TCXD 205-1998 và tính theo

phần mềm FB Pier

Theo TCXD 205-1998 [13], tương tác giữa cọc và đất nền được xác định thông qua hệ số

tỷ lệ K, phụ thuộc vào từng loại đất và có phạm vi biến thiên khá rộng, do đó kết quả tính toán phụ thuộc nhiều vào độ chính xác của việc lựa chọn hệ số tỷ lệ K Phuong pháp tính dựa trên đường cong quan hệ p-y chính xác và khách quan hơn do được tính toán dựa trên các thông số của đất như Y, <p, c

Ngô Quốc Trinh (2014) [14] đã xây dựng được bài toán tương tác tĩnh học, tương tác động lực học giữa cọc với nền đất khi chịu tải trọng tĩnh, tải trọng động nằm ngang đặt tại vị trí bất

Nguyễn Minh Tâm và Hoàng Bá Linh (2013) [15] kết luận việc sử dụng giải pháp grouting đã giảm đáng kể chuyển vị của tường vây vị trí gần đáy hố đào và ảnh hường lún đến công trình lân cận cũng giảm Đồng thời, cách thức bố trí cọc Jet-grouting cũng có ảnh hưởng đến kết quả chuyển vị tường vây, những cọc ở phía gần tường vây huy động được cường độ lớn hơn so với những cọc gần tâm hố đào

jet-Nguyễn Tăng Thanh Bình và Trần jet-Nguyễn Hoàng Hùng [16] đã kết luận việc sử dụng hiệu quả công nghệ Jet grouting trong gia cố đường hầm phụ thuộc vào 2 yếu tố chính là cường độ vữa phun được sử dụng và bề dày kết cấu vữa phun Theo đó, bề dày của kết cấu vữa phun ảnh hưởng mạnh đến độ lún bề mặt khi modul đàn hoi E của vữa nằm trong khoảng [100, 1000] MPa

và độ lún ít ảnh hưởng hơn khi E>1000 MPa

1.4 Nhận xét chương

Các công trình nghiên cứu đã chỉ ra rằng, việc cải tạo đất yếu xung quanh hệ móng cọc có ảnh hưởng đáng kể trong việc nâng cao khả năng chịu tải và làm giảm chuyển vị ngang của cọc Mỗi phương pháp cải tạo khác nhau sẽ mang lại hiệu quả khác nhau Tuy nhiên, việc nghiên cứu ảnh hưởng của phạm vi và kích thước của khối gia cố xung quanh đến việc gia tăng sức kháng bên của hệ cọc vẫn còn hạn chế, bên cạnh đó tương quan giữa kích thước khối gia cố và chiều sâu lớp đất yếu cũng chưa được xem xét

CHƯƠNG 2: cơ SỞ LÝ THUYẾT

2.1 Giói thiệu

Ngoài tải trọng dọc, cọc còn có thể chịu tải trọng ngang và mô men Các tải trọng ngang thường gặp: do tăng hoặc giảm tốc độ xe; tải trọng gió; sóng; dòng chảy; do tàu bè va chạm; do động đất; lở đất

Đối với việc tính toán móng cọc chịu tải trọng ngang, các yếu tố quan trọng sau đây có ảnh hưởng chính:

- Sức kháng của đất nền xung quanh cọc;

- Các đặc trưng của nền đất xung quanh cọc, cường độ của vật liệu cọc;

- Chiều sâu ngàm của cọc trong đất;

Sled frame

(tứ

p Vrticai process vessel cn a pile group Slippering a building coijmr lead

Hình 2.1 Cọc chịu tác dụng của tải trọng ngang

[17]

a Cọc chịu tác dụng của tải trọng đứng và tải trọng ngang (đầu tụ do)

b Cọc chịu tác dụng của tải trọng đứng, ngang và mô men (đầu tụ do)

c Cọc chịu tải trọng đứng, ngang và mô men (đầu cố định)

2.2 Các phương pháp tính cọc chịu tải trọng ngang

2.2.1 Phuong pháp tính toán sức kháng bên cực hạn

Hình 2.2 chỉ ra cơ chế huy động lực kháng bên cực hạn của đất để chống lại tổ hợp lực bên

Q và mô men M đặt ở đầu cọc tự do Lực kháng bên cực hạn Qu và tương ứng mô men Mu có quan hệ với sức kháng cực hạn của đất Pu theo điều kiện cân bằng như sau:

Trong các lực theo phương ngang = SFy = 0

Q 7 Support for poeway in a typical refiner/

Defcxmstitf mode

I

J

■I

xr - độ sâu của điểm uốn

Nếu biết sụ phân bố của sức kháng cục hạn đơn vị của đất pxu dọc theo chiều sâu X thì giá trị của xr (độ sâu của điểm uốn) và Qu (kháng bên cục hạn) có thể nhận đuợc từ phuơng trình (2.1) và (2.2) Brinch Hansen (1961) và Brom (1964 a,b) đã sử dụng quan điểm này để xác định sức kháng bên cục hạn của cọc thẳng đứng

Hình 2.2 Huy động sức kháng bên đối với cọc cứng có đầu tự do chịu tải trọng

ngang

2.2.1.1 Phuong pháp Brinch Hansen (1961):

Phương pháp này dựa trên lý thuyết áp lực đất và có các ưu điểm là:

- Áp dụng được cho đất c - (p

- Áp dụng được cho nền nhiều lớp

Tuy nhiên, phương pháp này cũng có các hạn chế:

- Chỉ áp dụng được cho các cọc ngắn

- Đòi hỏi phải thí nghiệm để xác định điểm uốn

Đối với cọc ngắn và cứng, Brinch Hansen (1961) đã đưa ra một phương pháp cho sự phân

bố chung về sức kháng của đất Phương pháp này dựa trên lý thuyết về áp lực đất đối với đất c - (p Nội dung của nó là xác định tâm quay bằng cách lấy momen của tất cả các lực đối với một điểm đặt tải trọng và cho bằng 0 Sau đó có thể tính sức kháng cực hạn bằng cách sử dụng phương trình tương tự như phương trình (2.1), cụ thể là lấy tổng các lực ngang và cho bằng 0 Do đó, sức kháng cực hạn của đất ở độ sâu nào đó được tính bằng phương pháp sau:

Trong đó:

ơvx - áp lực đất quá tải hiệu quả thẳng đứng

c - lực dính của đất

Ke và Kq - hệ số phụ thuộc vào (p và x/B như cho trên Hình 2.3

Phương pháp này được áp dụng cho cả nền đồng nhất và nền nhiều lớp Đối với các tải trọng ngắn hạn, chẳng hạn như các lực gây ra do các sóng, thì có thể lấy độ bền không thoát nước

cu và (p bằng 0 Đối với các tải trọng quan trọng và dài hạn thì phải dùng các giá trị độ bền hiệu quả thoát nước (c và (p )

Hình 2.3 Hệ số Kq và Kc (Binch Hanse, 1961)

2.2.1.2 Phương pháp Brom (1964 a,b):

Phương pháp này cũng dựa trên lý thuyết áp lực đất nhưng đã thừa nhận làm đơn giản hóa

sự phân bố sức kháng cực hạn của đất dọc theo chiều dài cọc Phương pháp này có các ưu điểm là:

- Áp dựng được cho cả cọc ngắn và cọc dài

- Đã xem xét riêng rẽ đất dính và đất không dính

- Đã xem xét cả cọc có đầu tự do và cả cọc có đầu cố định nên có thể phân tích từng trường hợp

Tuy nhiên, nó cũng còn một số hạn chế:

- Không áp dụng được cho nền nhiều lớp

- Không xem xét tới đất c - (p

Brom (1964a, b) đã đề xuất phương pháp để xác định sức kháng bên đối với cọc thẳng đứng dựa trên cơ chế tương tự như đã trình bày ở trên Phương pháp này đã thừa nhận một số giả thiết đơn giản hóa sau đây:

Đất được xem đơn thuần là đất không dính (c=O) hoặc đơn thuần là đất dính (<p=0) Ta sẽ phân tích cọc cho từng loại đất riêng rẽ này

Sẽ xem xét riêng từng loại cọc: cọc ngắn và cứng, cọc dài và mềm Tiêu chuẩn đối với cọc ngắn là L/T < 2 hoặc L/R < 2

Trong đó

(2.4)

(2.5)

E là mô đun đàn hồi của vật liệu làm cọc

I là mô men quán tính của mặt cắt cọc

kh = nhx với đất có mô đun kh tăng tuyến tính theo độ sâu (x)

nh là hằng số của mô đun phản lực nền

k là giá trị mô đun trong đất dính và không phụ thuộc độ sâu

Tiêu chuẩn để phân biệt cọc dài và mềm là L/T > 4, L/R > 3,5

Cọc ngắn đầu tự do bị quay xung quanh một tâm quay, trong khi đó với những cọc có đầu

cố định lại bị dịch chuyển ngang (Hình 2.4a,b) Dạng biến dạng của cọc dài khác với cọc ngắn

vì rằng cọc dài sẽ không bị xoay và dịch chuyển do có sức kháng thụ động của đất rất lớn ở phần dưới của cọc (Hình 2.5a,b) Do đó khả năng của tải trọng bên của cọc ngắn và cọc dài sẽ được đánh giá bằng các phương pháp khác nhau

Sự phân bố sức kháng cực hạn của đất dọc theo cọc đối với các cọc có các liên kết ở đầu khác nhau cho trên Hình 2.4 đối với cọc ngắn và Hình 2.5 đối với cọc dài

( EI xl/4

ơ v - áp lực hiệu quả quá tải ở độ sâu nào đó

y - trọng lượng đơn vị hiệu quả của đất

L - độ sâu trong đất của cọc

B - bề rộng của cọc

Kp = (1+sin (p)/( 1-sin (p) - hệ số áp lực bị động Rankine của đất

(p góc ma sát trong (hiệu quả)

Áp lực này không phụ thuộc vào hình dạng mặt cắt của cọc

(b) Khảo sát đến sức kháng bên đầy đủ được huy động

Hình 2.4 Chuyển vị quay, dịch chuyển và sức kháng cực hạn của đất tương ứng đối với cọc ngắn chịu tải trọng ngang Các dạng biến dạng: (a) Đầu tự do, (b) đầu cố