Một phương pháp đơn giản hóa cho việc tính toán mố cầu chắn nền đắp cao trên móng cọc qua đất yếu

pdf 8 trang ngocly 22/05/2021 190
Bạn đang xem tài liệu "Một phương pháp đơn giản hóa cho việc tính toán mố cầu chắn nền đắp cao trên móng cọc qua đất yếu", để tải tài liệu gốc về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên

Tài liệu đính kèm:

  • pdfmot_phuong_phap_don_gian_hoa_cho_viec_tinh_toan_mo_cau_chan.pdf

Nội dung text: Một phương pháp đơn giản hóa cho việc tính toán mố cầu chắn nền đắp cao trên móng cọc qua đất yếu

  1. ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA MỘT PHƯƠNG PHÁP ĐƠN GIẢN HÓA CHO VIỆC TÍNH TOÁN MỐ CẦU CHẮN NỀN ĐẮP CAO TRÊN MÓNG CỌC QUA ĐẤT YẾU ThS. PHẠM ANH TUẤN Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng Tóm tắt: Mục tiêu chính của bài báo này là của cọc chẳng hạn như Spring-man (1997), giới thiệu phương pháp SAPA để phục vụ cho Ellis(1996) và Steward et.al(1993), Polous (1973). việc phân tích và dự tính chuyển vị, momen uốn Tuy nhiên một số yếu tố như sự chuyển tiếp ứng của mố cấu chắn nền đắp cao được xây dựng suất từ nền đắp vào móng cọc, sự tương tác giữa trên móng cọc qua nền đất yếu. Nghiên cứu cũng nền đắp - đất yếu và độ cứng tương đối của cọc - cho thấy rằng, kết quả từ phương pháp trình bày đất nền chưa được xem xét trong các phương SAPA đã đạt được một sự phối hợp tốt và hợp lý pháp trước đây. với dữ liệu thí nghiệm centrifuge và phần mềm Một trong những mục đích chính của bài báo Plaxis 3D. Do đó, các kết quả của nghiên cứu này là xây dựng và phát triển một phương pháp này hướng tới để có thể cung cấp một số hướng phân tích cải tiến đơn giản gọi là SAPA. Ở đó có dẫn cơ bản cho các nhà thiết kế, mang lại cái xem xét tới cơ chế chuyển tiếp ứng suất từ nền nhìn thực tế hơn về cơ chế tương tác vào trong đắp vào móng cọc, sự tương tác giữa nền đắp - quá trình thiết kế. đất yếu - kết cấu và độ cứng tương đối của cọc - Từ khóa: SAPA phương pháp; ứng suất cắt; mố đất nền bởi việc sử dụng mô hình áp lực đất cầu; tương tác đất nền-kết cấu, ứng xử đất yếu. tương đương, được áp dụng để tính toán momen 1. Đặt vấn đề uốn của cọc và chuyển vị ngang của cọc. Kết quả Vấn đề thiết kế mố cầu chắn nền đắp cao trên tính toán của phương pháp cũng được so sánh móng cọc đi qua nền đất yếu là một vấn đề khó với các kết quả phân tích số và dữ liệu thí nghiệm khăn và thách thức đối với các kỹ sư địa kỹ thuật ly tâm. bởi cường độ chịu nén và kháng cắt thấp, tính 2. Sơ đồ thí nghiệm và mô phỏng số nén lún cao và hệ số thấm thấp của nền sét yếu. 2.1 Thí nghiệm centrifuge Mức độ cố kết của lớp sét yếu bởi tải trọng phụ phía trên và hiện tượng dồn đất giữa các cọc là Ellis [6] đã nghiên cứu sự tương tác giữa kết những nguyên nhân gây ra chuyển vị và momen cấu - đất với nền đắp sau lưng tường mố có uốn của cọc. Trong một số trường hợp thì khả chiều cao lớn đã đưa ra chuyển vị thẳng đứng năng chịu tải bị vượt quá giới hạn và sự phá hoại của cọc qua lớp sét yếu. Bốn thí nghiệm ly tâm kết cấu sẽ xảy ra [1,2]. (EAE4-EAE5-EAE6-EAE7) đã được tiến hành để De Bear and Wallays [2] và Tschebotarioff [3] nghiên cứu ảnh hưởng của chiều dày của lớp sét đã khuyến nghị về việc sử dụng mô hình phân bố và tỷ lệ chiều cao nền đắp xây dựng sau lưng áp lực bên xem như liên tục và có dạng tam giác tường mố cầu. Việc thoát nước thẳng đứng đã trong nền sét yếu. Polous [4] đã tiến hành nghiên được sử dụng trong 3 thí nghiệm để đẩy nhanh cứu thông qua phương pháp sai phân hữu hạn quá trình phân tán áp lực nước lỗ rỗng. Ellish [6], cho cọc đơn để xem xét sự chuyển động của đất Ellish and Spring- man [7] đã mô tả chi tiết của xung quanh cọc từ việc thay đổi các yếu tố mà có chương trình thí nghiệm, những hướng dẫn và ảnh hưởng đến chuyển vị và momen của cọc. quá trình mô hình. Những điểm mấu chốt của thí Oteo [5] đã phát triển các biểu đồ thiết kế đơn nghiệm centrifuge được tổng quan như sau: giản cho việc dự tính độ võng và momen uốn - Bốn thí nghiệm ly tâm được kí hiệu là EAE4- trong cọc do tải trọng phụ phía trên gây ra. EAE5-EAE6-EAE7 với các thông số được trình Một vài phương pháp đã được đề xuất trước bày trong hình 1. Việc xây dựng nền đắp được đây cho việc tính toán chuyển vị và momen uốn hoàn thành trong 21 ngày (EAE4-EAE6) đối với 76 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016
  2. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA mô hình đắp nhanh và 210 ngày (EAE5-EAE7; 2.2 Mô hình phần tử hữu hạn (FE Model) hình 1c) đối với mô hình đắp chậm. Toàn bộ bốn mô hình thí nghiệm centrifuge - Thời kỳ cố kết cuối cùng được tính toán là (EAE4-EAE5-EAE6-EAE7) đã được mô hình và 1000 ngày kể từ lúc bắt đầu xây dựng (tương phân tích với việc sử dụng phần mềm FE Plaxis 3D đương 2.4h đối với tỷ lệ của mô hình) cho toàn Foundation v2.1 [8]. Sơ đồ địa chất, các phần tử kết bộ thí nghiệm. cấu và được minh họa trên hình 1 và bảng 1. Kí hiệu Fr Lực ngang do áp lực đất bị động gây ra (kN/m); w Bề rộng đài cọc (m); Fc Lực ma sát giữa đài cọc và nền đất (kN/m); γ Dung trọng riêng đơn vị của đất, (kN/m3) Ff Lực ngang do áp lực đất chủ động gây ra (kN/m); k Hệ số thấm của đất; Fp Tổng lực cắt ở đầu cọc tính cho 1m bề rộng (H/s), (kN/m); Cc Chỉ số nén; Fw Lực cắt giữa mặt tiếp xúc tường và đài cọc (kN/m) ; Cs Chỉ số dãn nở Ft Tải trọng nằm ngang tác dụng lên đài cọc (kN/m); Cα Chỉ số từ biến; Hf Lực cắt ở đỉnh của hàng cọc trước (kN/m) ; einit Hệ số rỗng ban đầu của đất 2 Hr Lực cắt ở đỉnh của hàng cọc sau (kN/m) ; ; c Lực dính của đất (kN/m ); Hp Tổng lực cắt ở đỉnh của hàng cọc trước và sau (KN); φ Góc nội ma sát của lớp đất yếu(độ); H Tổng lực ngang tương đương tác dụng lên đài cọc; ψ Góc trương nở (độ); bao gồm sự truyền ứng suất cắt vào đài cọc μ Hệ số poisson pm Giá trị trung bình của áp lực đất nằm ngang (kN/m) ; d Đường kính của vật liệu (m); q Tải trọng phụ thêm(m); E Mô đun đàn hồi của vật liệu(kN/m2); 2 2 Gm Môđun kháng cắt ở giữa tâm của lớp sét yếu(kN/m ) Eref Môđun đàn hồi của đất (kN/m ); Gr Môđun kháng cắt suy giảm của nền đất bên cọc Ka Hệ số áp lực đất chủ động, D Đường kính cọc (m); Kp Hệ số áp lực đất bị động s Khoảng cách cọc (m); Kt Hệ số áp lực đất tương đương Bảng 1. Các thông số của đất và kết cấu được sử dụng trong phân tích số FE 3 o o γ(kN/m ) kx, kz(m/s) ky (m/s) Cc Cs Cα einit c' (kPa) φ' ( ) ψ ( ) μ Clay 16.6 2.66x10-9 1.33x10-9 0.43 0.07 0.006 1.33 1.0 23 0.0 0.35 3 * o o γ(kN/m ) kx, kz , ky (m/s) E ref (kPa) Einc (kPa) einit c' (kPa) φ' ( ) ψ ( ) μ Đất Cát 19.5 Drain material 26.0/57.0 7.8 0.67 1.0 35 5 0.3 Đất đắp 17.5 Drain material 10.5 1.3 0.50 1.0 35 5 0.3 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016 77
  3. ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA a) Mặt cắt ngang của thí nghiệm ly tâm b) Mặt bằng của cọc và tường c) Chi tiết của các thí nghiệm Test Code Chiều dày Thoát Thời gian cố kết bởi Ellis lớp sét (m) nước (ngày) EAE4 6.0 Có 21 EAE5 6.0 Có 210 EAE6 10.0 Không 21 EAE7 10.0 có 210 Hình 1. Trình bày sơ lược mô hình thí nghiệm ly tâm (mô hình gốc của Ellis [6]) 3. Phân tích và tính toán mố cầu bằng phương pháp SAPA 3.1 Phương pháp SAPA Phương pháp SAPA (Simple Advanced Pile Analysis method) là phương pháp được phát triển và đơn giản hóa dựa trên mô hình áp lực đất tương đương (hình 2) và một số đặc điểm tương tự với phân tích đã được trình bày bởi Springman and Bolton [9]. Hình 2. Mô hình áp lực đất tác dụng lên cọc Hình 3. Sơ đồ các lực ngang tương tác Áp lực đất bị động xung quanh cọc được xác yếu đã tác động đáng kể đến áp lực đất chủ dộng định theo phương trình (1), ở đó ảnh hưởng của của tường và áp lực đất bị động của cọc. Điều độ cứng nền đất, khoảng cách cọc và độ cứng này là nguyên nhân của tải trọng ngang phụ thêm tương đối giữa nền đất-cọc đã được tính bởi (1). xung quanh đầu cọc và tải trọng phụ thêm này sẽ q tăng dần theo thời gian. Sơ đồ tính toán tải trọng Pm = (1) lên mũ cọc được thể hiện trên hình 3 và phương 3 Gm d d G m dh 3 + + 0.71 trình (2). Gr h s E p I p Ft = Fr + FP - Fc - Ff -Fw (2) Tuy nhiên, do ảnh hưởng của hiệu ứng vòm Tải trọng ngang tác dụng lên tường mố do và sự truyền ứng suất cắt từ nền đắp vào chân ảnh hưởng của hiệu ứng vòm một lượng là (Ff tường của mố cầu do sự biến dạng của lớp sét +Fw). 78 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016
  4. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA Ở đây: 3.2 Áp lực bị động tác dụng lên hàng cọc sau mố Fc là lực ma sát nằm ngang giữa đài cọc và Các kết quả thí nghiệm centrifuge và các kết nền đất yếu như trong phương trình (3). quả phân tích số từ phần mềm Plaxis 3D đã Fc = w.Cmod (3) được tiến hành trong nghiên cứu này cho thấy rằng chuyển vị tương đối giữa đất - cọc đã giảm (Cmod = 2/3cu) và bề rộng của đài cọc (w=9m). đi bởi vì sự suy giảm thể tích của lớp sét và Khi nền đắp được xây dựng nhanh thì Fc tăng chuyển vị của kết cấu mố cầu là lớn hơn đáng kể lên theo tải trọng nền đắp. Thêm vào đó, khi vào cuối thời kỳ cố kết. Do vậy, áp lực đất bị chiều dày của lớp sét càng lớn thì Fc cũng tăng động tác dụng lên hàng cọc sau mố được giả lên. Vào thời điểm cuối của quá trình xây dựng thiết là bằng 0 vào cả cuối thời kỳ xây dựng và nền đắp đối với các thí nghiệm đắp nhanh. Ellis cuối thời kỳ cố kết nền đắp. [6] đã tính toán Fc xấp xỉ bằng 60kN/m và 40kN/m 3.3 Hệ số áp lực đất tương đương Kt cho nền sét dày 10m và 6m tương ứng. Giá trị Fc đã đạt được từ phân tích số 3D là 40kN/m và Để thể hiện ảnh hưởng của việc truyền ứng 25kN/m. suất cắt vào mố cầu, hệ số áp lực đất tương đương K được sử dụng trong phương pháp Các ứng xử tương tự cũng được theo dõi và t SAPA để đánh giá sự làm việc thực tế của hệ kết phân tích cho các thí nghiệm đắp chậm nhưng cấu - đất nền. giá trị Fc đạt được là rất thấp, chỉ khoảng 10kN/m trong mọi giai đoạn và thậm chí bằng 0 vào cuối 2.F K = t (7) thời điểm cố kết. Điều này cho thấy sự cần thiết t 2 γs h1 + h 2 phải xem lại các giả thiết ban đầu về sự chuyển Tổng lực ngang tác dụng lên đài cọc được dịch và lực ma sát F . Giá trị 50kN/m và 10kN/m c tính toán theo công thức (8) với s là khoảng cách đã được sử dụng cho toàn bộ các thí nghiệm đắp cọc. nhanh vào cuối thời kỳ xây dựng và cuối thời kỳ cố kết tương ứng. Tương tự, giá trị 10kN/m và 0 H=s.(Ft + Fc + Ff + Fw - Fr) (8) được sử dụng cho các thí nghiệm đắp chậm Thay thế các công thức (3) - (7) vào công tương ứng (bảng 2). thức (8) ta được công thức cuối cùng (9) như dưới đây. (Fw+Ff) là tải trọng ngang chủ động tác dụng trên tường mố và mặt trước của đài cọc là K γ h2 Ka + K t 2 p s 2 (9) H = s. γs h + h + F c - được gửi đến trong phương trình 4. 21 2 2 Fr là tải trọng ngang tác dụng lên mặt sau Hệ số áp lực đất tương đương Kt cũng đã của đài cọc. Hệ số áp lực đất chủ động và bị được xem xét thông qua các kết quả thí nghiệm động được tính theo lý thuyết Rankin với góc nội EAE4 và EAE6 và cho thấy việc dự tính tải trọng 0 ma sát φ'=35 (Ka=0.27 và Kp =3.69). tác dụng lên nhóm cọc là khá gần với kết quả tính toán theo phương pháp SAPA (bảng 2) vào cuối γ.K a 2 F + Fw = h + h (4) f 2 1 2 thời kỳ xây dựng (trong khoảng giữa 344 và γ.K p 2 360kN/m). Fp là đã tăng lên khoảng 45% vào cuối Fr = h (5) 2 2 thời kỳ cố kết cho các thí nghiệm đắp nhanh Fp là tổng lực ngang chủ động tác dụng (EAE4 và EAE6). Tuy nhiên hàng cọc sau mố đã lên đỉnh của cọc trước (front) và cọc sau (rear). không chịu áp lực đất bị động bởi quá trình cố kết của nền đất giữa các hàng cọc trong và sau quá Fp = (Hf + Hr)/s (6) trình xây dựng đối với thí nghiệm đắp chậm Ft là lực ngang tác dụng lên đài cọc do (EAE5). Do vậy, lực cắt (448kN/m) đã tác dụng ứng suất cắt gây ra tại mặt tiếp xúc của nền đắp - lên hàng cọc sau mố tăng đến 27% vào cuối thời lớp đệm. Giá trị Ft được tính toán cho toàn bộ kỳ cố kết. Giá trị Fp đã tăng lên tối đa là các mô hình thí nghiệm như trong bảng 2. 66.67%(291- 485kN/m) đối với thí nghiệm không Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016 79
  5. ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA thoát nước EAE6. Từ đó, hệ số áp lực đất chủ công thức (7) lần lượt là 0.77 và 0.72 cho thí động (Ka=0.27) và các hệ số áp lực đất tương nghiệm đắp nhanh EAE4 và EAE6, bằng 0.68 đương được tính toán ở trạng thái chảy dẻo theo cho thí nghiệm đắp chậm (EAE5). Bảng 2. Kết quả các thông số tính toán được sử dụng trong phương pháp SAPA Thông số EAE4-6m-Drain EAE5-6m-Drain EAE6-10m-No Drain EAE7-10m-Drain tính toán 21 ngày 1000 ngày 210 ngày 1000 ngày 21 ngày 1000ngày 210 ngày 1000 ngày Fr (kN/m) 33.0 33.0 33.0 33.0 33.0 33.0 33.0 33.0 Fp (kN/m) 366.0 522.0 351.0 448.0 291.0 485.0 269.0 321.0 Fc (kN/m) 50.0 10.0 10.0 0.0 50.0 10.0 10.0 0.0 Ff +Fw(kN/m) 192.0 192.0 192.0 192.0 192.0 192.0 192.0 192.0 Ft (kN/m) 157.0 353.0 182.0 289.0 82.0 216.0 100.0 162.0 Kt 0.22 0.50 0.26 0.41 0.12 0.45 0.14 0.23 H (kN) 2452.7 3497.9 2352.2 3002.1 1950.2 3250.0 1802.8 2151.2 Pm (kPa) 105.1 105.1 85.4 85.4 3.4. Mô phỏng với phương pháp SAPA Hình 4. Mô hình các lực ngang tác dụng lên hệ kết cấu Các phân tích SAPA đã được tiến hành cho 4.1 Chuyển vị ngang của mố cầu toàn bộ các thí nghiệm EAE4-EAE5-EAE6-EAE7 Hình 6, 7 thể hiện kết quả sơ lựơc về chuyển với tải trọng ngang tác dụng lên cọc - đài cọc - vị ngang của cọc từ dữ liệu thí nghiệm ly tâm, tường mố bởi lực ngang H như trong hình 4. Lực phương pháp SAPA và phần mềm Plaxis 3D cho ngang H được tính theo công thức (9). Các thống hàng cọc phía trước (front row) và hàng cọc phía số đầu vào của lực tác dụng bao gồm (F , F , F , t r f sau (rear row) xuyên qua các lớp sét dày 6m và F , F ) để dự tính lực ngang H được thể hiện w c 10m ở cuối giai doạn xây dựng (21 ngày) và ở trong bảng 2. Nếu các thông số này chưa biết thì cuối giai đoạn cố kết (1000 ngày) tương ứng. Tuy lực ngang H có thể được tính toán theo công nhiên, đã có một sự sai khác đáng kể giữa kết thức (9) cùng với hệ số (K +K ) được tính theo a t quả tính toán (Plaxis 3D) và đo đạc (thí nghiệm ly công thức (7). Công thức (1) được áp dụng để tâm) cho chuyển vị ngang đầu cọc. Sự khác biệt tính toán áp lực đất áp lực đất tác dụng lên cọc giữa hai kết quả tính toán và đo đạc chuyển vị trong lớp đất sét yếu. ngang đầu cọc là khoảng 50%  65%, điều này có 4. So sánh kết quả giữa centrifuge, SAPA, mối liên kết chặt chẽ với chuyển vị ngang của đất Plaxis (50%  60%). Mô hình đất đẳng hướng SSC (soft 80 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016
  6. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA soil creep) đã ảnh hưởng mạnh mẽ đến việc tính cuối cố kết so với dữ liệu đo đạc từ thí nghiệm ly toán chuyển vị ngang đầu cọc khi mô phỏng nền tâm là 5% (EAE4), 8% (EAE6), trong khi sai số đất sét ứng xử dị hướng. chuyển vị từ Plaxis 3D so với dữ liệu đo đạc từ thí Không chỉ giá trị chuyển vị đạt được từ phân nghiệm ly tâm là 32% (EAE4), 36% (EAE6). tích Plaxis 3D nhỏ hơn mà kết quả tính toán từ Kết quả phân tích cũng cho thấy điểm xoay của phương pháp SAPA cũng thấp hơn nhưng có sự cọc là khoảng 16.5m phía dưới đài cọc với góc phù hợp tốt với kết quả từ thí nghiệm ly tâm. Sai xoay trung bình là 0.23 và 0.51 độ tương ứng cho số chuyển vị của phương pháp SAPA tại thời điểm mô hình EAE4 và EAE6. -2 0 2 4 6 8 10 12 14 -2 2 6 10 14 18 22 26 30 0 0 2 2 4 4 6 6 PP SAPA 8 8 PP SAPA 10 10 12 12 14 Centrifuge_day 21 14 Chiều dàicọc (m) Centrifuge_day 21 Centrifuge_day 1000 C hiều dài cọc (m) 16 16 Centrifuge_day 1000 Plaxis_day 21 Plaxis_day 21 18 Plaxis_day 1000 18 Plaxis_day 1000 SAPA_day 1000 SAPA_day 1000 20 20 EAE4-Chuyển vị ngang đầu cọc (cm) EAE6-Chuyển vị ngang đầu cọc (cm) Hình 5. Chuyển vị ngang đầu cọc cho trường hợp EAE4 và EAE6 4.2. Momen uốn của cọc -6 -3 0 3 6 9 -6 -3 0 3 6 9 12 -6 -3 0 3 6 9 0 0 0 2 2 2 4 4 4 6 6 6 8 8 8 CENTRIFUGE 10 10 PLAXIS 10 CENTRIFUGE CENTRIFUGE SAPA PLAXIS PLAXIS 12 12 12 SAPA SAPA Chiều dài cọc (m) cọc dài Chiều Chiều dài cọc (m) cọc dài Chiều Chiều dài cọc (m) cọc dài Chiều 14 14 14 16 16 16 18 EAE4 18 EAE4 18 EAE4 front pile front pile rear pile 20 20 20 Momen uốn của cọc (MNm) Momen uốn của cọc (MNm) Momen uốn của cọc (MNm) a) EAE4-Day 21-front pile b) EAE4-Day 1000-front pile c) EAE4-Day 21-rear pile -9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 18 -6 -3 0 3 6 9 12 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 0 0 0 2 2 2 4 4 4 6 6 6 8 8 8 10 10 CENTRIFUGE 10 CENTRIFUGE CENTRIFUGE PLAXIS PLAXIS PLAXIS 12 12 12 SAPA SAPA SAPA Chiều dài cọc (m) cọc dài Chiều Chiều dài cọc (m) cọc dài Chiều 14 cọc dài (m) Chiều 14 14 16 16 16 18 EAE4 18 EAE6 18 EAE6 rear pile front pile front pile 20 20 20 Momen uốn của cọc (MNm) Momen uốn của cọc (MNm) Momen uốn của cọc (MNm) d) EAE4-Day 1000-rear pile e) EAE6-Day 21-front pile f) EAE6-Day 1000-front pile Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016 81
  7. ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA -9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 18 -6 -3 0 3 6 9 0 0 0 2 2 2 4 4 4 6 6 6 8 8 8 CENTRIFUGE PLAXIS SAPA 10 CENTRIFUGE 10 CENTRIFUGE 10 12 PLAXIS 12 PLAXIS 12 SAPA SAPA Chiều dài cọc (m) cọc dài Chiều Chiều dài cọc (m) cọc dài Chiều Chiều dài cọc (m) cọc dài Chiều 14 14 14 16 16 16 18 EAE6 18 EAE6 18 EAE5 rear pile rear pile front pile 20 20 20 Momen uốn của cọc (MNm) Momen uốn của cọc (MNm) Momen uốn của cọc (MNm) g) EAE6-Day 21-rear pile h) EAE6-Day 1000-rear pile i) EAE5-Day 210-front pile -6 -3 0 3 6 9 12 -6 -3 0 3 6 9 12 -6 -3 0 3 6 9 12 0 0 0 2 2 2 4 4 4 6 6 6 8 CENTRIFUGE 8 8 PLAXIS CENTRIFUGE PLAXIS 10 SAPA 10 10 CENTRIFUGE SAPA 12 PLAXIS 12 12 SAPA Chiều dài cọc (m) cọc dài Chiều Chiều dài cọc (m) dài Chiều 14 (m) cọc dài Chiều 14 14 16 16 16 18 EAE5 18 EAE5 18 EAE5 front pile rear pile rear pile 20 20 20 Momen uốn của cọc (MNm) Momen uốn của cọc (MNm) Momen uốn của cọc (MNm)) k) EAE5-Day 1000-front pile l) EAE5-Day 210-rear pile m) EAE5-Day 1000-rear pile Hình 6. Momen uốn của cọc cho mô hình đắp nhanh EAE4-EAE6 và mô hình đắp chậm EAE5 Momen uốn của hàng cọc trước và hàng cọc vì trị số lực cắt ở trên đỉnh của hàng cọc sau cao sau trong mố cầu đạt được từ các phương pháp hơn hàng cọc trước và bởi áp lực đất bị động khác nhau (Centrifuge-SAPA-Plaxis 3D) là được trong lớp sét. Giá trị momen uốn ở trên đỉnh cọc gửi đến trong hình 6, 7 cho quá trình đắp nhanh đã tăng lên vào cuối giai đoạn cố kết và đắp chậm tương ứng, cũng như cho thời điểm 43%  56% cho nền sét dày 6m và cuối giai đoạn xây dựng và quá trình cố kết. 22%  53% cho nền sét dày 10m, tương ứng Không giống như kết quả trước đây (sự phân bố cho nền đắp nhanh. Mức tăng này là khoảng áp lực nước lỗ rỗng, chuyển vị ngang của đất, 16%  22% cho nền đắp chậm, trong khi giá trị cọc), sự phân bố momen uốn của cọc theo các momen uốn ở cuối giai đoạn cố kết trong mô hình phương pháp là khá tương tự và có sự phối hợp đắp chậm lại nhỏ hơn so với mô hình đắp nhanh. tốt với nhau. Như vậy phương pháp SAPA đã mang lại một kết Thêm vào đó, giá trị momen uốn lớn nhất là quả phù hợp với kết quả thí nghiệm ly tâm cũng cao hơn ở hàng cọc phía sau (rear row) so với như Plaxis 3D. Và điều này sẽ đưa đến một kỹ hàng cọc phía trước (front pile) trong tất cả các thuật mô phỏng đơn giản và hợp lý hơn cho kết quả tính toán. Điều này đã bị ảnh hưởng bởi người kỹ sư. 82 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016
  8. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA -12 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 18 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 0 0 0 2 2 2 4 4 4 6 6 6 8 8 8 10 10 10 CENTRIFUGE CENTRIFUGE CENTRIFUGE PLAXIS 12 12 PLAXIS 12 PLAXIS SAPA SAPA Chiều dài cọc (m) cọc dài Chiều Chiều dài cọc (m) cọc dài Chiều SAPA (m) cọc dài Chiều 14 14 14 16 16 16 18 EAE7 18 EAE7 18 EAE7 front pile rear pile rear pile 20 20 20 Momen uốn của cọc (MNm) Momen uốn của cọc (MNm)) Momen uốn của cọc (MNm)) a) EAE7-Day 1000-front- pile b) EAE7-Day 210-rear pile c) EAE7-Day 1000-rear pile Hình 7. Momen uốn của cọc cho mô hình đắp chậm EAE7 5. Kết luận highway bridges. Federal Highway Phương pháp SAPA đã mang lại kết quả phù Administration, Washington; Report no. hợp tốt với kết quả từ thí nghiệm ly tâm trong việc dự FHWA/RD-85/107. tính chuyển vị ngang của cọc, sai số chỉ là 5% - 8%. [2] De Beer EE, Wallays M (1972). "Forces Trí số momen uốn của cọc đạt được từ induced in piles by unsymmetrical surcharges phương pháp SAPA là hoàn toàn thích hợp với on the soil around the piles". In: Proceedings of kết quả đo đạc và phân tích số 3D. Điều này sẽ 5th European conference on soilmechanics and mang lại một cơ hội tiếp cận dễ dàng và kỹ thuật foundation engineering, Madrid. p. 325–32. mô hình đơn giản hơn cho các kỹ sư thiết kế. [3] Tschebotarioff GP (1973). "Foundations, Không chỉ duy nhất chuyển vị ngang của nền retaining and earth structures". 2nd ed. New đất mà giá trị chuyển vị ngang của cọc từ mô phỏng York: McGraw-Hill. p. 365–414. số cũng nhỏ hơn so với giá trị đo đạc. Bởi vì trong [4] Poulos HG (1973). "Analysis of piles mô hình đã giả thiết là không có sự xoay nghiêng ở undergoing lateral soil movement". J Soil đầu cọc. Nếu thêm điều kiện này vào mô hình thì Mech Found Eng ASCE 1973;99:391–406. một kết quả thích hợp hơn có thể đạt được. [5] Oteo CS (1997). "Horizontally loaded piles- Sự phân bố momen uốn trên các hàng cọc deformation influence". In: Proceeding of 9th trước và sau là có sự phù hợp tốt với dự liệu thí European conference on soil mechanics and nghiệm ly tâm. Thêm vào đó, giá trị momen uốn foundation engineering, Tokyo, 1977. p. 101–6. lớn nhất ở hàng cọc phía sau (rear row) là cao [6] Ellis EA (1977). "Soil-structure interaction for full- hơn so với hàng cọc phía trước (front row) trong height piled bridge abutments constructed on tất cả các kết quả tính toán. Điều này đã bị ảnh soft clay". PhD thesis, University of Cambridge. hưởng bởi vì trị số lực cắt ở trên đỉnh của hàng [7] Ellis EA, Springman SM (2001). "Full-height cọc sau cao hơn hàng cọc trước. bridge abutments constructed on soft clay" Quá trình đắp nhanh thoát nước đưa đến kết Computer Geotechnique 2001;51:3–14. quả chuyển vị ngang và momen uốn của cọc nhỏ [8] Stewart DP, Jewell RJ, Randolph MF (1993). hơn so với quá trình đắp chậm không thoát nước, N"umerical modelling of piles bridge nhưng giá trị momen uốn ở cuối giai đoạn cố kết abutments on soft grounds". Computer trong mô hình đắp chậm lại nhỏ hơn so với mô Geotech 1993;15:21–46. hình đắp nhanh. [9] Springman SM, Bolton MD (1996). The effect Mô hình Soft soil Creep (SSC) và Hardening soil of surchage loading adjacent to pile groups. (HC) là khá thích hợp để mô tả cho các lớp sét yếu. Final contact’s Report to UK Transport. TÀI LIỆU THAM KHẢO University of Cambridge. [1] Moulton LK, Ganga Rao HVS, Halvorsen GT Ngày nhận bài: 19/01/2016. (1985). Tolerable movement criteria for Ngày nhận bài sửa lần cuối: 25/02/2016. Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016 83