Các gi i pháp ch ng s t l th ng làm BSCL hi n nay
R đá (Gabion) và th m đá (Revet Mattresses hay Reno mattresses) là những cấu trúc hình hộp được thiết kế để chứa đá, phục vụ cho các công trình xây dựng Chúng là các hệ thống hình lưới liên kết thành các khối hình học, bên trong chứa đá được xếp chồng lên nhau một cách đơn giản.
L ch s cho th y t r t lâu đ i, ng i ta đã s d ng các r đá đ t o nên các kh i liên k t làm các đ ng ng m qua sông
Ngày nay, đá và thép được sử dụng chủ yếu để làm bề mặt cho các công trình, với lớp bảo vệ bằng thép không gỉ hoặc nhôm không gỉ, nhằm giảm thiểu tác động xâm thực và mòn của môi trường lên lõi thép bên trong Một số công trình hiện đại đã sử dụng hoàn toàn hợp chất polymer, nhờ vào tính chất chống mài mòn vượt trội so với các vật liệu khác.
R đá đ c dùng ch y u cho các công trình sau :
- Ch ng xói b sông, bi n
- Lát mái và đáy kênh
C ván thép được sản xuất với nhiều hình dạng và kích thước khác nhau, ngày càng cải tiến về các đặc tính và khả năng chịu lực Ngoài các loại ván thép có mặt cắt ngang dạng U và Z thông thường, còn có loại mặt cắt ngang Omega (W), dạng tấm phẳng (straight web) cho các kết cấu tường chân tròn khép kín, và dạng hộp (box pile) được cấu thành bởi 2 cạnh U hoặc 4 cạnh Z hàn với nhau.
Ngày nay, cọc ván thép (hay còn gọi là cọc thép, cọc Larssen, cọc cừ bần) đã trở thành một giải pháp phổ biến trong lĩnh vực xây dựng Chúng được sử dụng rộng rãi trong các công trình như bờ kè, cầu tàu, đê chắn sóng, công trình cải tạo dòng chảy, và các dự án dân dụng như bãi đậu xe ngầm, tầng hầm nhà nhiều tầng, cũng như trong các công trình công nghiệp.
C c ván thép không chỉ được sử dụng trong các công trình tạm thời mà còn được coi là một loại vật liệu xây dựng quan trọng Với những đặc tính riêng biệt, ván thép rất thích hợp cho một số bộ phận chủ lực trong các công trình xây dựng.
Trên thế giới, nhiều công trình đã được thiết kế với sự kết hợp của ván thép, đóng vai trò quan trọng như tường chắn Ván thép kết hợp với hệ thống neo và thanh neo tạo nên cấu trúc vững chắc, bên trong được lấp đầy bằng bê tông cốt thép, trong khi móng được xây dựng bằng cả thép và bê tông cốt thép, đảm bảo độ bền và ổn định cho công trình Tất cả các thành phần thép này được ngàm vào bê tông, tạo nên một hệ thống liên kết chắc chắn.
Bên c nh công trình c ng, nhi u công trình b kè, kênh m ng, c i t o dòng ch y c ng s d ng c c ván thép do tính ti n d ng, th i gian thi công nhanh, đ b n ch u l c t t
Ván thép được sử dụng phổ biến hiện nay chủ yếu trong việc thi công tường vây chống đất trong các hố đào tạm thời Chúng thường được áp dụng trong nhiều lĩnh vực như thi công tầng hầm nhà dân dụng, nhà công nghiệp, móng mực nước, hệ thống cấp thoát nước, trạm bơm, bể chứa, kết cấu hạ tầng và thi công van điều áp kênh mương.
- Kh n ng ch u ng su t đ ng khá cao (c trong quá trình thi công l n trong quá trình s d ng)
- Kh n ng ch u l c l n trong khi tr ng l ng khá bé
- C c ván thép có th n i d dàng b ng m i n i hàn ho c bulông nh m gia t ng chi u dài
- C c ván thép có th s d ng nhi u l n, do đó có hi u qu v m t kinh t
Những đặc điểm nổi bật của các ván thép là khả năng chống mài mòn trong môi trường làm việc, đặc biệt khi sử dụng trong các công trình xây dựng Hiện nay, có nhiều phương pháp bảo vệ ván thép khỏi sự mài mòn, bao gồm việc sử dụng các loại vật liệu chống mòn cao Việc lựa chọn loại ván thép chất lượng cao với tính năng chống mài mòn tốt sẽ giúp nâng cao hiệu quả và độ bền cho các công trình.
Cách đây khoảng 50 năm, Tập đoàn PS MITSUBISHI (Nhật Bản) đã phát minh ra loại cọc ván BTCT động lắc với kiểu dáng hình học dạng sóng, được xây dựng thành công tại nhiều địa điểm và đã chứng minh hiệu quả vượt trội trong nhiều năm qua.
Hình 1.5 C c ván bê tông d ng l c
C c ván PC đã được đưa vào Việt Nam trong giai đoạn 1999-2001, bắt đầu từ công trình nhiệt điện Phú Mỹ tại tỉnh Bà Rịa - Vũng Tàu, đánh dấu bước tiến quan trọng trong ngành xây dựng Với sự hỗ trợ từ các nhà tư vấn Nhật Bản, công nghệ thi công lắp đặt cọc bê tông ngầm đã được áp dụng Công ty C&T, đại diện cho ITOSHIMA, đã hoàn thành hệ thống các kênh dẫn chính và kênh nhánh với tổng chiều dài 42.000m, chiều rộng 45m và chiều sâu 8,7m, giúp dẫn nước từ sông Thị Vải vào hệ thống làm mát cho các tuabin khí Hiện tại, kênh này vẫn hoạt động ổn định và công nghệ này đã được Nhật Bản chuyển giao cho Việt Nam.
- h c n u không ph i trong thành ph thì có th dùng búa Diezen đ đóng, đ n gi n r ti n và nhanh
C c ván bê tông c t thép d ng l c t n d ng đ c h t kh n ng làm vi c ch u nén c a bê tông và ch u kéo c a thép, ti t di n ch u l c ma sát t ng t 1.5 ÷ 3 l n so v i lo i c c vuông có cùng ti t di n ngang Kh n ng ch u t i c a c c tính theo đ t n n t ng.
- Kh n ng ch u l c t ng: mô men ch ng u n, xo n cao h n c c vuông bê tông th ng, do đó ch u đ c mômen l n h n
- S d ng v t li u c ng đ cao(bê tông, c t thép) nên ti t ki m v t li u
C ng đ ch u l c cao nên khi thi công ít b v đ u c c, m i n i Tu i th cao
- Có th ng d ng trong nhi u đi u ki n đa ch t khác nhau
- Ch t o trong công x ng nên ki m soát đ c ch t l ng c c, thi công nhanh, m quan đ p khi s d ng k t c u n i trên m t đ t
Kết cấu sau khi thi công xong đảm bảo độ kín, khít Việc bơm cục lún sẽ phát huy tác dụng chống các loại vật liệu, ngăn nước hiệu quả Phương pháp này phù hợp với các công trình có chênh lệch áp lực trước và sau khi đóng cọc nhằm đảm bảo độ bền và ổn định cho nền móng.
Công nghệ cẩu lắp cao là giải pháp hiệu quả cho việc di chuyển và lắp đặt các cấu kiện nặng, giúp tăng cường khả năng chịu lực của ván mặt và giảm thiểu rủi ro trong quá trình thi công Sử dụng xà lan và cầu ván chuyên dụng, công nghệ này đảm bảo an toàn và chính xác trong từng giai đoạn lắp đặt.
Trong xây dựng nhà cao tầng tại thành phố, việc sử dụng móng cọc ép là phổ biến, trong đó có việc áp dụng cọc ván BTCT để tạo thành tường chắn xung quanh móng Khi ép cọc, đất không bị bồi đắp ở những phía có thể gây hư hại cho công trình, như làm nứt tường hay sụt lún Đây là một giải pháp thay thế hiệu quả trong điều kiện đất yếu (dày tối thiểu 600mm với chi phí xây dựng khá cao) hoặc khi sử dụng cọc Larsen trong một số trường hợp đặc biệt Phương pháp này rất hữu ích trong các khu vực có nhiều nhà dân, vì khi rút cọc lên, nhà dân không bị ảnh hưởng.
- G n khu v c nhà dân không dùng đóng ngoài ra n u thi công ph i tránh ch n đ ng
- Trong khu v c xây chen ph i khoan m i r i m i ép đ c c c, nên ti n đ thi công t ng đ i ch m
- Công ngh ch t o ph c t p h n c c đóng thông th ng
- Thi công đòi h i đ chính xác cao, thi t b thi công hi n đ i h n (búa rung, búa thu l c, máy c t n c áp l c )
- Giá thành cao h n c c đóng truy n th ng có cùng ti t di n
- Ma sát âm (n u có) tác d ng lên c c t ng gây b t l i khi dùng c c ván ch u l c nh c c ma sát trong vùng đ t y u
- Khó thi công theo đ ng cong có bán kính nh , chi ti t n i ph c t p làm h n ch đ sâu h c c
Tổng kê và cấu bê tông cốt thép là giải pháp hiệu quả và được thực hiện trong phạm vi rộng, không cần những thiết bị thi công quá hiện đại, phù hợp trong việc phòng chống sạt lở công trình ven sông, tiết kiệm nhiều chi phí đầu tư xây dựng so với các giải pháp khác Tuy nhiên, hiệu quả của nó còn phụ thuộc vào chiều cao mái dốc và điều kiện địa chất của khu vực đất nền, từ đó quyết định chọn lựa giải pháp phù hợp.
1.2.5 S l c v t ng ch n đ t a./ Khái ni m v t ng ch n đ t
Tính toán đ i v i t ng ch n
Khi tính toán k t c u ch n gi , các áp l c tác d ng vào b m t ti p xúc c a k t c u ch n gi g m áp l c đ t, áp l c n c và các t i tr ng ngoài, các áp l c này làm cho k t c u ch n gi chuy n v
T i tr ng tác d ng lên k t c u ch n đ t, ngoài áp l c đ t còn có áp l c n c c a n c ng m d i m t đ t, áp l c này g i là áp l c th y t nh E0(kN/m)
Áp lực tác động lên tấm đệm khi có sự chuyển động theo chiều dọc Khi áp lực này giảm, tấm đệm sẽ trở về trạng thái cân bằng, dẫn đến hiện tượng trượt liên tục Khi đó, áp lực giảm đến mức tối thiểu, được gọi là áp lực chân không Ea (kN/m).
Hình 2.2 Bi u đ áp l c đ t ch đ ng
Ph ng pháp tính toán áp l c lên t ng ch n
Khi m t đi m nào đó trong đ t tr ng thái phá h y c t, thì c a góc k p gi a m t c t v i m t tác d ng c a ng su t chính O1 là:
Hình 2.3 Vòng tròn ng su t đi u ki n cân b ng gi i h n
2.3.1.2 Nguyên lý c b n c a lý thuy t áp l c đ t Rankine
N u trong th đ t bán vô h n l y m t m t c t th ng đ ng, đ sâu z m t
AB lý thuyết phân tán ngẫu nhiên, trong đó x và z đều là ngẫu nhiên chính Khi đạt trạng thái cân bằng, x = K0z và z = z Vòng tròn ngẫu nhiên O1 không tiếp xúc với đỉnh bao cục khi z không thay đổi, trong khi vòng tròn ngẫu nhiên O2 tiếp xúc với đỉnh bao cục, dẫn đến trạng thái cân bằng giới hạn z Khi đó, x là ngẫu nhiên chính lớn nhất và z là ngẫu nhiên chính nhỏ nhất, tạo thành góc kẹp 45° ± /2 với một phương ngang, cho thấy trạng thái ổn định Rankine Khi z không thay đổi, vòng tròn ngẫu nhiên O3 cũng tiếp xúc với đỉnh bao cục, dẫn đến trạng thái cân bằng giới hạn Tại đây, z là ngẫu nhiên chính nhỏ nhất và x là ngẫu nhiên chính lớn nhất trong trạng thái này, với hai tấm tạo thành góc 45° - /2 với một mặt nằm ngang, cho thấy trạng thái bất động Rankine Áp lực tác động lên lượng tải AB của tấm chân đế là trạng thái ngẫu nhiên trên mặt AB với phương chiều, và kéo dài lượng tải trong tấm bán vô hạn khi đạt đến trạng thái cân bằng giới hạn Lý thuyết Rankine cho rằng có thể sử dụng tấm chân đế thay thế một phần của tấm bán vô hạn theo lý thuyết Rankine với điều kiện biên là tình trạng bề mặt của tấm vô hạn mà không cần điều kiện biên trên mặt tiếp xúc lượng tải với tấm.
Hình 2.4 Tr ng thái ch đ ng và b đ ng c a Rankine
2.3.1.3 Tính áp l c ch đ ng c a Rankine
Khi lực tác động lên một đốt đàn hồi, nếu đốt đó nằm ngang, thì có thể áp dụng lý thuyết cân bằng giới hạn cho đốt chịu tác động Nếu lực tác động theo chiều dọc khiến đốt tách ra khỏi vị trí cân bằng, thì đốt sẽ chuyển sang trạng thái cân bằng giới hạn, cụ thể là trạng thái cân bằng chịu lực Rankine Trong trường hợp này, ứng suất chính lớn nhất sẽ xuất hiện tại độ sâu z trong chiều dọc của đốt.
Áp lực đất chịu tác động ngang x được xác định là áp lực chính, và có thể tính toán thông qua công thức áp lực đất Rankine Cụ thể, công thức tính áp lực đất là pa = zKa – 2cKa, trong đó pa là áp lực đất, z là độ sâu, Ka là hệ số áp lực đất, và c là sức kháng cắt của đất.
- tr ng l ng riêng c a đ t kN/m 3 z - đ sâu t đi m tính đ n đi m đang xét
E a - áp l c ch đ ng c a đ t h 0 - cao đ vùng ch u kéo
Khi bắt đầu đặt đập sau lưng tường, có một số yếu tố quan trọng cần xem xét để tính toán tác động của áp lực đất lên cấu trúc Việc xác định áp lực đất tác động tại vị trí cần tính là rất cần thiết để đảm bảo tính an toàn và hiệu quả của công trình.
Mặt trời tạo ra năng lượng thông qua quá trình phản ứng hạt nhân, trong đó năng lượng được phát ra từ phía mặt trời và tác động đến các lớp khí quyển của Trái Đất Khi ánh sáng mặt trời chiếu tới, nó làm tăng áp suất không khí, dẫn đến trạng thái cân bằng trong môi trường Xét một phân tử trong lớp khí quyển, áp suất chính của nó là áp suất ngang, trong khi áp suất dọc có thể được coi là yếu tố phụ.
Cho 1 = pp, z = z thay vào s đ c công th c tính áp l c đ t b đ ng Rankine t cát: p p = z tan 2 (45 0 + /2) = z K p (2-7) t sét: pp = z tan 2 (45 0 + /2) + 2c tan(45 0 + /2) = z Kp+2c K p (2-8) Trong đó:
T công thức trên có thể được áp dụng để phân bố thành các vùng theo độ sâu z Hợp lý, công thức này tác động lên lượng tầng, giúp tìm thấy băng diện tích hình phân bố của các vùng.
Theo lý thuy t Coulomb khi tính áp l c đ t tác d ng lên t ng ch n thì
+ M t tr t đ c xem là ph ng
+ L ng t ng là m t tr t th 2
+ L ng tr tr t đ c xem là kh i g n tuy t đ i
+ t xem nh v t th r i không có l c dính
N u m t đ t l p n m ngang, l ng t ng th ng đ ng, mà l ng t ng l i nh n thì ta s có
N u đi m A tr ng thái cân b ng gi i h n = max
Ph ng trình toán h c di n t s cân b ng gi i h n c a Mohr – Rankine đ i v i đ t cát nh lu t Mohr – Rankine:
- N u ứ max = đi m A tr ng thỏi cõn b ng
3 = 1 tg 2 (45 0 + /2) + c ctg(45 0 - /2) (2-23) i v i đ t r i thỡ giỏ tr gúc l ch c c h n ứmax: sin 2 ứmax = 2
Hình 2.7 Vòng tròn Mohr và ph ng trình Coulomb đ i v i đ t r i
Các ph ng pháp tính toán c c ch u t i tr ng ngang
2.4.1 Theo tiêu chu n Vi t Nam TCXD 205-1998
Tác động của tải trọng lên các cọc gia cố thường được phân tích dựa trên trạng thái bền vững của đất đắp trên đài và trạng thái bền vững của đài móng Áp lực ngang của đất là H, trong khi momen tại đáy đài được ký hiệu là M Đối với móng cọc, có sự chuyển hóa giữa momen và lực ngang, trong đó momen sẽ chuyển thành lực dọc trong các cọc Lực ngang tác động lên các cọc được chia đều cho số lượng cọc, giúp đánh giá hiệu quả của móng cọc trong việc chịu tải.
Xác định momen và chuyển vị ngang của mảnh cấu trúc được thực hiện theo trục thẳng đứng, chịu tác động của momen M0 và lực ngang H0 tại cao trình một điểm nhất định Điều này đã được báo cáo và trình bày trong giáo trình của ông từ những năm 1950.
Khi tính toán c c ch u t i ngang, đ t xung quanh c c đ c xem nh môi tr ng đàn h i tuy n tính đ c mô ph ng b ng mô hình Winkler
Tính toán n i l c và chuyển vị thân c c d i tác động của tải trọng ngang hiện nay trở nên phức tạp khi xem xét các dạng trên nền đàn hồi Theo giả thuyết h s n n Winkler, phần l còn lại của đất tại bất kỳ điểm nào của thân c c có thể được tính toán dựa vào điểm y của thân c c Phương pháp này gọi là phương pháp dạng trên nền đàn hồi.
Tác động của tải trọng ngang lên các cấu kiện chịu lực là rất lớn, đặc biệt khi áp lực (cụ thể là phần lực đàn hồi của đất) càng lớn Điều này ảnh hưởng trực tiếp đến tính chất cơ học của đất, khả năng chịu tải của các cấu kiện, cũng như hình dạng và cấu trúc của chúng trong đất Áp lực này có thể được biểu diễn bằng các công thức cụ thể, giúp đánh giá chính xác hơn về tác động của tải trọng ngang.
C y z là hệ số nén theo chiều ngang của đất, trong đó h s n n là hệ số nén Chỉ tiêu phản ánh tính đàn hồi của nền đất, biểu thị lực phản tác động vào đất sinh ra một đồn và biến động cho một đồn và diện tích đất trong giải hàn đàn hồi Đặc điểm này liên quan đến loại đất nền và tính chất cơ lý của đất nền.
Ta coi c c nh d m có đ c ng EI d i tác d ng c a t i tr ng phân b theo quy lu t náo đó, ph ng trình vi phân c a đ ng cong đàn h i c a c c có d ng chung là:
V i h s n n theo ph ng ngang: C y z = KZ (2-28)
K là h s t l , có th nguyên là kN/m 4 h s này có đ c t th c đo theo thí nghi m, khi không có s li u th c đo, có th l a ch n đ l y theo b ng 2.1
Phân lo i đ t n n K (kN/m 4 ) t sét, á sét d o ch y IL = (0.75 – 1) 650 – 2500 t sét, á sét d o m m IL = (0.5 – 0.75) Á sét d o IL = (0 – 1)
2000 – 5000 t sét, á sét d o và n a c ng IL = (0 – 0.5) Á sét c ng IL < 0
T l i gi i c a ph ng trình trên ta suy ra các đ i l ng c n thi t: áp l c tính toán σ z (kN/m 2 ), Moment u n Mz((kN.m), l c c t Qz(kN) trong các ti t di n c a c c nh sau:
Le – Chi u dài c c trong đ t tính đ i, L e =α bd L
Hình 2.9 S đ tác đ ng c a Moment và t i tr ng ngang lên c c
Các chuy n v δ HH ,δ MH ,δ HM ,δ MM c a c c cao trình m t đ t do các ng l c đ n v gây ra t i cao trình này:
Chuy n v ngang và góc xoay c a c c t i cao trình m t đ t y 0 và ψ 0
Chuy n v c a c c cao trình đ t l c ho c đáy đài
Góc xoay c a c c cao trình đ t l c ho c đáy đài
2.4.1.3 n đnh n n quanh c c i u ki n n đnh n n đ t xung quanh c c khi có áp l c ngang do c c tác đ ng có d ng sau:
- σ v ' ng su t h u hi u theo ph ng th ng đ ng t i đ sâu z
- c1, 1 l c dính và góc ma sát trong cu đ t
- 1 h s b ng 1 cho m i công trình ch n đ t
- 2 h s xét đ n t l nh h ng c a ph n t i tr ng th ng xuyên trong t ng t i
- M p momen do t i th ng xuyên
Khi le = 2.5 c c dài hay c c ch u u n, n đnh n n theo ph ng ngang đ c ki m tra t i đ sâu z = L và z = L/3
Khi le >2.5 c c dài hay c c ch u u n, n đnh n n theo ph ng ngang đ c ki m tra t i đ sâu z = 0.85/ bd
CH NG TRÌNH PLAXIS TÍNH C C CH U T I TR NG NGANG
3.1.1 Ph ng trình c b n c a bi n d ng liên t c
Ph ng trình cân b ng t nh h c c a môi tr ng liên t c có th di n t theo công th c:
Ph ng trình quan h c a 6 thành ph n ng su t trong vect , v i 3 thành ph n c a t i tr ng b n thân t p h p trong vec t p L T là ma tr n chuy n c a vi phân toán t , đnh ngh a nh sau:
(3-2) tr ng thái cân b ng, m i liên h đ ng h c có th di n t theo công th c: u
Công thức này diễn tả sáu thành phần biến động hiện trong vectơ, đồng thời thể hiện đạo hàm của ba thành phần chuyển vị trong vectơ u Bằng cách sử dụng định nghĩa vi phân toán t L và kết hợp giữa (3-1) và (3-3), ta có mối quan hệ cân bằng thể hiện sự làm việc của vật liệu theo công thức: σ = Mε (3-4).
K t h p các công th c trên s d n đ n công th c liên h vi phân c a vect chuy n v u dV P L u T ( T + )
Trong công th c này dù là s thay đ i đ c tr ng đ ng h c có th ch p nh n đ c c a các thành ph n chuy n v Theo đnh lý Green công th c (3-5), d n đ n: dS t u dV p u dV T T
∫ δ ε σ = δ + δ (3-6) i u này d n đ n s hình thành m t bi n tích phân trong biên kéo th hi n trong vect Công th c (3-6) c ng liên quan đ n công th c công o
S phát tri n c a tr ng thái ng su t có th đ c đánh giá trong m t quá trình: σ σ σ i = i −1 +Δ Δσ =∫σ dt (3-7)
T công th c (3-7) xác đ nh i b c tính toán th i thì i - 1 đ c xác đnh theo ph ng trình: dV dS t u dV p u dV T i T i T i
Phương pháp PTHH một vật thể liên kết được chia thành nhiều phần tử t Mỗi phần tử bao gồm một số nút, và mỗi nút liên kết với một số bậc tự do nhất định Các thành phần chuyển động được xác định dựa trên điều kiện biên của bài toán Trong một phần tử, vectơ chuyển vị u thu được từ giá trị vectơ chuyển vị tại các nút thông qua việc sử dụng các hàm nội suy phù hợp trong ma trận N.
Các hàm n i suy trong ma tr n N th ng đ c bi u th nh các hàm hình d ng T công th c (3-9) và (3-3), ta có: v B v N
B là ma trận tính biến động, bao gồm đạo hàm của các hàm nội suy Công thức (3-9) và (3-10) có thể được sử dụng để xác định biến động theo giá trị cụ thể của các đại lượng tương ngẫu Hiện tại, công thức (3-8) có thể viết lại dưới dạng: dS v.
Các chuy n v riêng đ c th hi n theo công th c: dV B v dS t N v dV P N v dV B v T T σ δ T T i δ T T t δ T T σ il δ ∫ Δ = ∫ + ∫ − ∫ (3-12)
Công th c (3-12) có th áp d ng trong các đi u ki n đ ng h c v i l ng thay đ i chuy n v cho phép dv T , công th c trên có th vi t nh sau:
Công th c này đ c l p d a trên đi u ki n cân b ng l c S khác bi t gi a vect ngo i l c và vect n i l c đ c cân b ng b i vect gia s ng su t
Quan h gi a gia s ng su t và gia s bi n d ng th ng là phi tuy n
K t qu c a s gia t ng bi n d ng th ng không th tính tr c ti p mà ph i ti n hành tính l p theo công th c (3-13) đ i v i t t c các đi m v t li u
Gia s ng su t tính đ c b ng cách tích phân t c đ ng su t theo công th c (3-7) i v i các mô hình d o khác nhau gia s ng su t có th vi t chung d i d ng:
- D e là ma tr n đàn h i c a v t li u Gia s bi n d ng thu đ c t chuy n v v s d ng ma tr n n i suy bi n d ng B, t ng t công th c (3-10)
- i v i v t li u đàn h i, gia s bi n d ng d o p = 0
- i v i v t li u d o, gia s bi n d ng d o p đ c tính theo công th c:
- tham s ch ra lo i tích phân th i gian
Vermeer (1979) đã chỉ ra rằng việc sử dụng tích phân hàm n (với n = 1) có thể mang lại nhiều lợi ích, đặc biệt là trong việc cập nhật năng suất tại một công trình Trong trường hợp chuyển tiếp tính chất đàn hồi sang tính chất đàn dở, nó có thể chứng minh được hàm n trong điều kiện xác định, dẫn đến sự điều chỉnh chính xác và xác định vi phân ma trận ∂/∂s, điều này có tác động tích cực trong quá trình lập Do đó, khi n = 1, công thức (4-15) được đơn giản hóa thành: i p g.
Th công th c (3-16) vào công th c (3-14) và k t h p v i công th c(3-7) ta đ c: i e tr i g
Trong môi trường liên hệ suy trì, một vectơ sự kiện phản ánh các sự kiện đàn hồi trong trạng thái ngẫu nhiên, trong đó những sự kiện này được coi là các biến thể của vật liệu đàn hồi tuyến tính Để tính toán giá trị của hàm số, cần áp dụng công thức (3-17) nhằm xác định điều kiện trong trạng thái ngẫu nhiên mới, đồng thời phải thỏa mãn điều kiện biên động.
0 ) ( i f σ (3-18) i v i mô hình đàn d o lý t ng và mô hình c ng ph i tuy n tính gia s c a h s d o có th vi t nh sau: h d f tr
- h=0 bi u th h s c ng mô hình đàn d o lý t ng,
- h=cosnt bi u th h s c ng tuy n tính Trong tr ng h p sau, tr ng thái ng su t m i có th vi t d i d ng công th c: i e tr tr i g h D d f ⎟⎟⎠
Giá tr trong d u < > -theo McCauley, quy c nh sau:
Thay th quan h gi a gia s c a ng su t v gia s c a bi n d ng trong ph ng trình (4-13), Δδ = MΔε bi n đ i thành
Tuy nhiên, việc đánh giá giá sản xuất và giá bán động nói chung là phi tuyến, mà không thể lập trình một cách chính xác Do đó, việc thiết lập tổng thể cần thỏa mãn hai điều kiện cân bằng và quan hệ cơ bản Thực tế, tổng thể có thể viết như sau:
Ch s j th hi n s b c l p δ v gia s chuy n v , nó góp ph n t o thành gia s chuy n v c a b c i:
Ma tr n đ c ng K, s d ng trong công th c (3-23) th hi n ng x c a v t li u trong cùng m t lo i x p x Càng chính xác ma tr n đ c ng, m t vài b c l p đ đ t đ c đi u ki n c n b ng v i m t dung sai cho phép
Trong đó, ví d đ n gi n nh t là ma tr n đ c ng K ki u tuy n tính Tr ng h p này ma tr n xác đnh theo công th c :
- D e l ma tr n v t li u đàn h i xác đnh theo đnh lu t Hooke
- B là ma tr n tính bi n d ng
Tiến trình của ma trận đường hội là một yếu tố quan trọng trong việc đảm bảo độ chính xác và tính ổn định của các mô hình dự đoán Khi sử dụng vật liệu không tương thích, việc kiểm tra thứ tự cung tròn (Riks) trở nên cần thiết để phát hiện và khắc phục các vấn đề tiềm ẩn Điều này giúp nâng cao hiệu quả và giảm thiểu rủi ro trong quá trình áp dụng mô hình.
Mô hình vật liệu Mohr-Coulomb tiêu chuẩn được áp dụng trong nghiên cứu địa kỹ thuật từ năm 1979, cung cấp một cách tiếp cận hiệu quả để đánh giá tính chất của các khối đất Đặc biệt, việc xác định ma trận đàn hồi trong mô hình này có vai trò quan trọng trong việc tính toán và phân tích các ứng suất trong đất, giúp tách biệt và đánh giá các đặc tính riêng biệt của từng loại đất.
Lý thuy t c k t
3.2.1 Ph ng trình c b n c a lý thuy t c k t
Công thức bao trùm của lý thuyết cơ học đất trong Plaxis dựa trên lý thuyết Biot (1956), sử dụng định luật Darcy để mô tả dòng chảy và tính đàn hồi của đất Các công thức này được xây dựng dựa trên giả thuyết biên động Theo Terzaghi, ngưỡng suất được phân chia thành ngưỡng suất hiệu quả và áp lực nước lỗ rỗng, thể hiện qua công thức: P = P_m + (P_s + P_e).
T zx yz xy zz yy xx s s s s s s = ( ) và m=(111000) T (3-27) σ là véc tơ ngẫu nhiên, s' bao gồm m ngẫu nhiên hầu hết, Pexcess là áp lực cần thiết để duy trì dòng chảy, và m là véc t có các giá trị bằng 1 đối với ngẫu nhiên phương và bằng 0 tại các giá trị ngẫu nhiên tiếp theo Giải bài toán trạng thái ổn định – kết thúc quá trình khảo sát được biểu thị bằng Psteady Trong Plaxis, Psteady được xác định như sau:
Psteady = S - MWeight.Pinput (3-28) trong đó Pinput là áp lực cần thiết phát sinh trong chương trình nhập số liệu cần vào để đạt được trạng thái bão hòa hoặc tính toán theo dòng thấm Trong chương trình PLAXIS, ngưỡng nén được xem là âm, điều này được chấp nhận đối với ngưỡng hiệu quả ngược lại áp lực cần thiết Thực tế, sự thích hợp của Pexcess và Psteady là áp lực cần thiết Tuy nhiên, áp lực cần thiết giới hạn được ghi lại cho dù đó là ngưỡng kéo Cuối cùng, theo công thức cơ bản sau: ε = σ/M (3-29).
T zx yz xy zz yy xx s s s s s s )
Và M là ma tr n đ c ng c a v t li u
3.2.2 Ph ng pháp ph n t h u h n gi i bài toán c k t đ a vào m t ph n t x p x chúng ta s d ng kí hi u tiêu chu n: u = N v p = N pn = B v (3-31)
Vecto chuyển v được ký hiệu là v, trong khi vecto áp lực cần cân bằng là pn U đại diện cho vecto chuyển v liên tục trong một phần tử, và p là áp lực cần cân bằng d Ma trận N chứa các hàm nội suy, còn B là ma trận tính biến động.
Trong chương trình PLAXIS, các hàm n i suy đ i được áp dụng cho các chuy n v và áp l c n c l r ng, mặc dù chúng có sự khác biệt Các hàm này giúp mô phỏng chính xác các điều kiện và ứng suất trong môi trường xây dựng.
B t đ u t gia s c a ch ng trình cân b ng và ch p nh n ph n t x p x trên, chúng ta đ c:
Trong lĩnh vực vật lý, vector trọng lực là đại lượng đại diện cho lực hấp dẫn tác động lên một vật thể Vector này có độ lớn dương, không bằng 0, nhưng việc tính toán trên cơ sở vector này có thể dẫn đến những sai sót Bằng cách bổ sung thông tin vào vector, máy tính có thể thực hiện các phép tính chính xác hơn trong việc mô phỏng và phân tích lực tác động.
Gi i h n mi n l y tính phân c a dV là th tích c a phân t và ds xác đnh tích phân trên di n tích b m t.
Ph m vi s d ng ph n m m Plaxis cho công trình th c t
Các công trình giao thông, đặc biệt là hệ thống đường, thường có hình dạng tuyến tính và kéo dài theo cấu trúc địa hình Trong bài viết này, tác giả sử dụng mô hình 3D để mô phỏng các công trình này, nhằm phản ánh chính xác hình dáng và đặc điểm của chúng trong thực tế.
Hình 3.1 S đ bài toán mô ph ng
Các thông số đầu vào của bài toán địa chất khảo sát đa chức năng của công trình được xác định, trong khi các thông số vật liệu được tính toán Tác giả sử dụng mô hình Mohr – Coulomb để giải quyết bài toán dựa trên dữ liệu đầu vào từ các thí nghiệm đơn trục, trong khi các mô hình khác như Hardening – Soil và các mô hình khác yêu cầu phải xác định bằng những thí nghiệm đặc biệt và phức tạp hơn.
KÈ TRÊN N N T Y U TRONG I U KI N LÀM VI C
NG TH I C A C C VÀ B N BÊ TÔNG
4.1 S b v đ c đi m đa ch t khu v c qu n Ô Môn thành ph C n Th
C u t o đa t ng C n Th có ngu n g c tr m tích bi n, c t đa t ng đ c phân b thành các ph n chính nh sau :
- T ng có đ t đ ho c xám trên cùng hình thành trong đi u ki n tr m tích c a sông C u Long, t ng đ t xu t hi n t i nh ng n i có th đ t cao;
Tiếp theo, đất đen là loại đất sét có bề dày dao động từ 1.8 – 2.3m, nằm trong khoảng trung bình từ +0.5 đến +2.0 Nhóm tinh thể chủ yếu là sennite, với các lớp mùn và bã thực vật phong phú Đất đen được hình thành trong điều kiện biên mặn chứa nhiều gốc sunfat, đây là yếu tố chính gây chua hóa đất Tính chất của đất đen là ngậm nước rất tốt.
TDI t ng sét lam là bùn có ph m vi c h t r t r ng t s i, bao gồm cát, đ n h t b t và sét Đặc điểm của chúng là bùn có tính chất phân ly rõ rệt trong n c TDI t ng đ t m m y u này có chi u dày bi n đ i t vài mét đ n vài ch c mét.
Công trình n m trên n n đa ch t t ng đ i y u, phân l p nh sau :
+ L p 1 : L p đ t đ p Sét l n cát, s n, bê tông Chi u dày 0,5m;
+ L p 2 : L p sét màu xám nâu Tr ng thái d o m m Chi u dày 1,5m; + L p 3 : L p bùn sét màu xám nâu, xám đen Tr ng thái d o ch y Chi u dày 18 – 21m;
+ L p 4 : L p than bùn, xác b th c v t Chi u dày 1,5m;
+ L p 5 : L p sét màu nâu vàng, nâu đ Tr ng thái d o c ng Chi u dày 3– 12,5m
+ L p 6 : L p á cát màu nâu vàng Tr ng thái d o m m Chi u dày 6m
+ L p 7 : L p á sét màu nâu vàng, nâu đ Tr ng thái d o c ng Chi u dài đ n đáy h khoan là 6 – 12m.
S l c v công trình kè b o v ph ng Th t N t
- Chi u dài tuy n kè t ng ch n BTCT trên n n c c L = 1.167,3 m
- Chi u dài tuy n kè lát mái L = 32m trên n n c tràm
- Cao trình đáy kè : z đk = +0,4m
- Chi u cao cát san l p : H cát = 2,3m
- Kho ng cách gi a hai s n b n ch ng : Ls = 4,54 m
- Chi u cao m c n c sông max : hsmax = 1,9075m
- Chi u cao m c n c sông min : hmin = 0 m
- B ng 4.1 Tóm t t đ c tr ng c lý tiêu chu n c a các l p đ t :
STT CHặ TIEÂU Kyự hiệu Đơn vị Lớp
1 Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4 Lớp 5 Lớp 6 Lớp 7
II Chổ tieõu cụ lyự
2 Kh i l ng riêng tự nhiên γω g/cm³ 1,841 1,571 1,965 2,011 1,947
3 Kh i l ng riêng khoâ γχ g/cm³ 1,384 0,960 1,584 1,679 1.562,000
4 Kh i l ng riêng đẩy nổi γν〉 g/cm³ 0,872 0,596 1,000 1,051 0,982
12 Lực kết dính c kg/cm² 0,054 0,034 0,256 0,228 0,204
13 Heọ soỏ thaỏm K cm/giaõy 2,6 x10 -7 4,667 x10 -7 1,333 x10 -8 4,5 x10 -3 4,267 x 10 -6
- Cao trình đnh t ng kè : +2,7m
- K t c u b ng BTCT M250 cao 2,3m ; chi u dày đ nh t ng 40cm, chi u dài thân t ng 35cm;
- B n ch ng: b ng BTCT chi u dày 25cm ;
- B n đáy : r ng 180 cm; dày 40cm;
- X lý n n : B ng c c BTCT kích th c (35x35x27,5)cm ;
- Cao trình đnh mái gia c : +0,4 m
- K t c u gia c mái b ng th m đá, l = 5-27m tính t chân t ng ch n Bên d i gia c b ng v i đa k thu t
Thới Thạnh A Thới Thạnh 1 Đông Phước
Hình 4.2 : V trí xây d ng công trình
* C u t o công trình Kè ch ng s t l sông Ô Môn
Công trình g m có ba b ph n chính bê tông c t thép: C c, b n t ng, và b n đáy (đài c c)
C c đ c b trí hai hàng, kho ng cách hai hàng B=1.85m, kho ng cách hai c c 1 m, c c dài 27,5 m đ c chia làm hai đo n
Hình 4.5 mô tả cấu trúc của các cột và các cột đỡ liên kết giữa các cột với nhau, đồng thời đảm bảo cho các cột này hoạt động hiệu quả Đây là vùng đất bề mặt bị xói mòn bởi các dòng nước trong mùa mưa, các cột được chôn trong đất ngang áp lực đất phía bên dưới, giúp cho các bệ chịu tải trọng ngang Các cột nhấn mạnh liên kết giữa các cột và bệ chân BTCT, được chôn theo tiêu chuẩn di chuyển chính tại chiều cao h = 400 mm, rộng b = 1800 mm.
Bản chân đế phía trên đài và phía dưới đài được kết nối với nhau, trong đó phần phía trên liên kết với đài nhằm chống giật phần lớp cát san lấp phía trên Bản tảng phía dưới đài cũng được kết nối với đáy đài (bản móng) nhằm đảm bảo lớp cát san lấp phía dưới không bị lún sụt.
Hình 4.8 C u t o kè ven sông trên h c c
T i tr ng đ ng bao g m tr ng l ng b n thân b n móng, b n t ng, b n s n và l p đ t, cát trên b n móng Tính toán cho 4,5 m dài
- B dày t ng đ ng trung bình : btd = 0,36 m 2
- B dày đáy t ng đ ng : b td2 = 0,4 m 2
- Di n tích ti p xúc xe : B xe = 2,7.2,5 = 6,75 m 2
- Ho t t i xe : nxe = 1,2 t đ p (cát) γ cát = 1,6 T/m 3 ϕ cát = 30 đ
4.3.1 Các tr ng h p tính toán áp l c ngang a T h p 1 Áp l c đ t, t i tr ng xe thi công, t i tr ng nhà, áp l c n c sông
Hình 4.9 T h p l c lên b n t ng kè trong quá trình thi công Áp l c đ t ch đ ng
- C ng đ áp l c đ t ch đ ng t i Z1-2 = Ht = 2,3 m
- Tr s áp l c ch đ ng tính cho 4,5 m
= 1,907 T/m 2 i m đ t l c cách đáy công trình xns1 = 1/3 hnsmax = 0,636 m b T h p 2 Áp l c đ t, áp l c n c ng m, t i tr ng nhà, áp l c n c sông
Hình 4.10 T h p l c lên b n t ng kè trong quá trình s d ng Áp l c đ t ch đ ng phía trên m c n c ng m
- C ng đ áp l c đ t ch đ ng t i Z 2-2 = H t – h nn = 1,2 m
- Tr s áp l c đ t ch đ ng tính cho 4,5m
− − Áp l c đ t ch đ ng phía d i m c n c ng m
E nn2 = 1/2.P nn2 h nn n 3 L s = 3,296 T i m đ t l c cách đáy công trình xnn2 = 1/3 hnn = 0,367 m Áp l c n c đ y n i tính cho 4,5m do m c n c ng m
E đn2 = P đn2 n 3 B.L s = 10,787 T x đn2 = B/2 = 0,9 m Áp l c n c sông tính cho 4,5m
Ens2 = 1/2 Pns2.hnsmax n2.Ls = 9,911 T i m đ t l c cách đáy công trình x ns2 = 1/3 h nsmax = 0,636 m Áp l c th m tính cho 4,5m h th1 = h nsmax – h nn = 0,807 m
E th1 = 1/2.(h c1 +h c2 ).L th1 n 3 L s =5,719 T i m đ t áp l c th m h m h h h x L c c c c th th ( 2 ) 1
= + c T h p 3 Áp l c đ t, áp l c n c ng m, t i tr ng nhà Áp l c đ t ch đ ng phía trên m c n c ng m
= + + + Áp l c đ t ch đ ng phía d i m c n c ng m
E nn3 = 1/2.P nn3 h nn n 3 L s = 3,296 T i m đ t l c cách đáy công trình xnn2 = 1/3 hnn = 0,367 m Áp l c th m tính cho 4,5m hth = hnn = 1,1 m
Eth = 1/2.(hc1+hc2).Lth1.n3.Ls=7,791 T i m đ t áp l c th m
Tr ng l ng t ng đ ng
P tđ = S tđ γbt n1.Ls = 11,237 T x tđ ng = 0,69 m
Tr ng l ng b n s n ch ng
Tr ng l ng đ t đ p sau t ng
Khi ch a xu t hi n m c n c ng m
Khi xu t hi n m c n c ng m : h nn = 1,1 m h đ tt = Ht – hnn = 1,2m
Khi xu t hi n m c n c ng m tr ng h p 3
Tr ng l ng n c ng m sau l ng t ng
Tr ng l ng n c sông tr c t ng
Tr ng l ng t p trung c a ho t t i trên m t đ t đ p
4.3.3 Ki m tra n đnh l t t ng ch n (đ i v i đi m A n m phía ngoài sông) a T h p 1 Áp l c đ t, t i tr ng xe thi công, t i tr ng nhà, áp l c n c sông
T ng mômen ch ng l t đ i v i đi m A mép ngoài phía sông
Mbt = P tđ ng.x tđ ng + P bđáy x bđáy + Ps n.xs n = 20,36 T.m ΣMCL = Mbt + P đ t.x đ t + Ens1.xns1 = 46,941 T.m
T ng mô men gây l t đ i v i đi m A mép ngoài sông ΣM GL = E 1 d = 32,282 T.m
= Σ = 1,454> 1,15 nên công trình an toàn b T h p 2 Áp l c đ t, áp l c n c ng m, t i tr ng nhà, áp l c n c sông
T ng mômen ch ng l t đ i v i đi m A mép ngoài phía sông
M bt = P tđ ng x tđ ng + P bđáy x bđáy + P s n x s n = 20,36 T.m ΣM CL = M bt + P đ tnn2 x đ tnn2 + P nn x nn + E ns2 x ns2 = 49,833 T.m
T ng mô men gây l t đ i v i đi m A mép ngoài sông ΣMGL = E2-1.d2-1 + E2-2.d2-2 + E đn2 x đn2 + Eth1.xth1= 38,955 T.m
=Σ Σ > 1,15 nên côn trình an toàn c T h p 3 Áp l c đ t, áp l c n c ng m, t i tr ng nhà
T ng mômen ch ng l t đ i v i đi m A mép ngoài phía sông
M bt = P tđ ng x tđ ng + P bđáy x bđáy + P s n x s n = 20,36 T.m ΣM CL = M bt + P đ tnn3 x đ tnn3 + P nn x nn = 43,063 T.m
T ng mô men gây l t đ i v i đi m A mép ngoài sông ΣM GL = E 3-1 d 3-1 + E 3-2 d 3-2 + E nn3 x nn3 + E th x th = 31,319 T.m
=Σ Σ > 1,15 nên côn trình an toàn
4.4.1 Tính toán ng su t n n a T h p 1 Áp l c đ t, t i tr ng xe thi công, t i tr ng nhà, áp l c n c sông
T ng t i tr ng th ng đ ng tác d ng t i tâm b n đáy ΣP đ ng1 = P tđ ng + P bđáy + P đ t + Ps n + Pxett + Ps = 58,18 T
T ng mô men t i tâm đáy móng t ng ch n
E ns1 = 9,911 T x ns1 = 0.636 m ΣM 1 = P tđ ng Z tđ ng - P đ t Z đ t – P s n Z s n – P xett Z xe + E 1 d + P s Z ns
= 25,88 T.m l ch tâm c a t i tr ng so v i tâm b n đáy
V y t i tr ng l ch tâm v phía sông m t đo n là e1 ng su t đáy móng t ng ch n dung1 1
1 15, 391 tb 2 σ σ σ =⎛⎜⎝ + ⎞⎟⎠= T/m 2 b T h p 2 Áp l c đ t, áp l c n c ng m, t i tr ng nhà, áp l c n c sông
T ng t i tr ng th ng đ ng tác d ng t i tâm b n đáy ΣP đ ng2 = P tđ ng + P bđáy + P đ tnn2 + P s n + P nn + P s – E đn2 = 38,548 T
T ng mô men t i tâm đáy móng t ng ch n
M bt2 = P tđ ng Z tđ ng - P s n Z s n = 1,259 T.m
Mn2 = Enn2 xnn2 – Ens2.xns2 + E2-1.d2-1 + E2-2.d2-2 = 17,226 T.m ΣM2 = Mbt2 + Mn2 + Ps Zns - P đ t.Z đ t – Pnn.Znn = 13,406 T.m l ch tâm c a t i tr ng so v i tâm b n đáy
V y t i tr ng l ch tâm v phía sông m t đo n là e 2 ng su t đáy móng t ng ch n dung2 2
2 10,198 tb 2 σ σ σ =⎛⎜ + ⎞⎟⎝ ⎠ T/m 2 c T h p 3 Áp l c đ t, áp l c n c ng m, t i tr ng nhà
T ng t i tr ng th ng đ ng tác d ng t i tâm b n đáy ΣP đ ng3 = P tđ ng + P bđáy + P đ tnn3 + P s n + P nn – E th = 35,309 T
T ng mô men t i tâm đáy móng t ng ch n
M n3 = E nn3 x nn3 + E th Z th + E 3-2 d 3-2 + E 3-1 d 3-1 = 24,307 T.m ΣM 3 = M bt3 + M n3 - P đ t Z đ t – P nn Z nn = 19,147 T.m l ch tâm c a t i tr ng so v i tâm b n đáy
V y t i tr ng l ch tâm v phía sông m t đo n là e 3 ng su t đáy móng t ng ch n
1 1 2 min max min max σ σ σ σ σ tb đung đung
* T ng h p ax ax( 1max, 2 max, 3max) 38, 213 m m σ = σ σ σ = T/m 2 min min( 1min, 2 min, 3min) 7,543 σ = σ σ σ = − T/m 2
1 2 3 ax( , , ) 15,391 tb m tb tb tb σ = σ σ σ = T/m 2 ΣP đ ng = max (ΣP đ ng1 , ΣP đ ng2 , ΣP đ ng3 ) = 58,18 T.m ΣMmax = max (ΣM1, ΣM2, ΣM3) = 25,88 T.m e = e 1 = 0,455 m ΣH ngang1 = E 1 – E ns1 = 20,722 T ΣH ngang2 = E 2-1 + E 2-2 + E nn2 - E ns2 = 15,355 T ΣH ngang3 = E 3-1 + E 3-2 + E nn3 + 1/2E th = 29,161 T
Di n tích kh i móng quy c:
T ng t i tr ng th ng đ ng tác d ng t i đáy móng qui c
Kh i l ng đ t trong móng quy c :
T ng mô men tác d ng t i đáy móng quy c :
M qu = ΣM 1 + ΣH ng L c2 - ΣP đ ng1 x d = 462,238 T.m l ch tâm:
=0 qu qu qu N e M ng su t d i đáy móng quy c:
1 1 2 min max min max σ σ σ σ σ tb đung đung
N qu qu qu qu qu ⎟⎟⎠
N qu qu qu qu qu ⎟⎟⎠
Xác đnh s c ch u t i c a đ t n n theo tr ng thái gi i h n II:
Ta th y đi u ki n : σ qu max σ zmax V y th a đi u ki n n đnh n n đ t quanh c c
4.6 Mô ph ng đánh giá kh n ng n đ nh trong đi u ki n làm vi c đ ng th i c a c c và b n bê tông
B ng 4.2 Tóm t t các đ c tr ng c lý c a đ t n n s d ng cho bài toán mô ph ng n v
Lo i v t li u tác đ ng Type Drained Drained Drained -
Kh i l ng đ n v đ t trên MNN γ unsat 17 15,7 19,7 kN/m 3
Kh i l ng đ n v đ t d i MNN γsat 17,6 15,8 19,8 kN/m 3
Mô đun bi n d ng Eo 10.000 1.500 2.880 kN/m 2
Góc ma sát trong ϕ 30 29 20 o là yếu tố quan trọng trong việc đánh giá khả năng ổn định của công trình kè ven sông Để thực hiện điều này, chúng tôi đã tiến hành mô phỏng bằng phần mềm Plaxis 3D trong điều kiện làm việc động của các cọc và bề mặt bê tông gia cường mái dốc.
Mô hình tính toán đ c th hi n nh hình 4.15
Hình 4.15b M t b ng đi n hình trong tính toán mô ph ng
Hình 4.16 T ng chuy n v d i d ng vùng đ ng giá tr
Hình 4.17 T ng chuy n v d i d ng đ ng đ ng m c
Hình 4.18 T ng chuy n v ngang d i d ng vùng đ ng giá tr
Hình 4.19 T ng chuy n v ngang d i d ng đ ng đ ng m c
Hình 4.20 T ng chuy n v đ ng d i d ng vùng đ ng giá tr
Hình 4.21 T ng chuy n v đ ng d i d ng đ ng đ ng m c
K t qu mô ph ng đánh giá kh n ng n đnh c a công trình kè trên c c k t h p b n bê tông khu v c Ô Môn, C n Th th hi n hình 4.15 đ n hình 4.21
V t ng th , d i tác d ng c a kh i đ t đ p có chi u cao 2,7m phía bên trong t ng kè, công trình v n đ m b o kh n ng n đnh và th a mãn đi u ki n kh n ng ch u t i
Giá trị chuyển vị của công trình thể hiện qua hình 4.16, cho thấy rằng chuyển vị lún nén chính là vấn đề chính của công trình Khu vực xây dựng có lớp đất yếu trên bề mặt, dẫn đến tác động của khí đất đắp, làm cho đất yếu bị nén ép và gây ra lún Khu vực kè bê tông trên hố cọc có nền đáy bê tông được bố trí Khí đất đắp trong khu vực này tạo tải trọng lên bề mặt bê tông trên hố móng, nên lún không đáng kể Khi xảy ra sụt giảm thể tích do hiện tượng kè cứng của nền đất yếu bên trong, áp lực ngang tác động lên hố cọc giảm đi và chuyển vị ngang của các sụt giảm theo từng ngóc ngách Giá trị chuyển vị khi công trình đã lún đến mức xấp xỉ 26cm, cho thấy đây là thành phần chuyển vị đáng kể (hình 4.20 và 4.21) Do đó, khi đất đắp, chuyển vị ngang lún nhẹ có giá trị xấp xỉ 4,1cm, trong khi chuyển vị của kè là 3,0cm (hình 4.22) So sánh với giá trị chuyển vị ngang của kè được xác định bằng phương pháp giải tích là 2,3cm, sự khác biệt này có thể xem là không đáng kể do hai kết quả tính toán đầu cho giá trị chuyển vị ngang trong giới hạn cho phép.
Hình 4.22 T ng chuy n v ngang c a c c và t ng kè
Hình 4.23 Chuy n v đ ng c a c c và t ng kè
Hình 4.24 Mô men d c theo thân c c Mz
Mô men và lực cắt được thể hiện qua các hình 4.24 và 4.25 Kết quả tính toán từ hình 4.12 và 4.13 cho thấy sự khác biệt trong phân bố mô men theo độ sâu so với thân cọc Kết quả mô phỏng bằng Plaxis 3D cho thấy tính hợp lý khi xem xét sự làm việc của bề mặt bê tông đứng và bề mặt đáy Trong khi đó, việc tính toán bằng giải tích không cung cấp mô men, mà chỉ xem xét lực chịu áp lực ngang tập trung do khối đắp Thêm vào đó, theo kết quả mô phỏng bằng Plaxis, mô men ngoài có giá trị lớn hơn và giảm nhanh theo độ sâu so với mô men bên trong Lực cắt theo thân cọc có xu hướng tăng lên, tạo ra một bức tranh ngang được thể hiện qua hình 4.26.
Hình 4.26 ng su t lên m t b ng
Áp lực của khí san lấp được truyền qua bề mặt đáy tập trung lên đỉnh cọc Do sự tập trung này, áp lực ngang tác động lên hạng mục sẽ giảm đi, ảnh hưởng đến điều kiện nền móng của công trình kè.
K t lu n ch ng
K t qu tính toán kè trên c c bê tông c t thép k t h p b n bê tông cho th y:
- Chuy n v ngang c a đnh kè : 3,0 cm
- Góc xoay đnh kè : 0,004 rad
Tính toán bằng giải tích trên cơ sở tiêu chuẩn và mô phỏng bằng Plaxis 3D đã đánh giá khả năng ngăn đỉnh công trình kè trên hạng mục có kết hợp bền vững bê tông cốt thép tại khu vực đê yếu Ô Môn, Cần Thơ Các kết luận chính từ nghiên cứu cho thấy hiệu quả và độ ổn định của công trình trong điều kiện địa chất cụ thể.
Chuyển vị ngang của đỉnh cọc được đánh giá thông qua kết quả mô phỏng làm việc động thời bằng Plaxis 3D, cho thấy giá trị này nhỏ hơn so với kết quả tính toán khi quy đổi đất đắp thành lớp trung bình (không xét đến sự làm việc của nền bê tông) Chuyển vị ngang theo kết quả của hai phương pháp tính đầu trong giới hạn cho phép (