Phân tích ổn định, biến dạng và các giải pháp xử lý trụ t5 cầu rạch lá cần giờ

Toồng quan

Sự cố công trình là hiện tượng kỹ thuật xảy ra trong quá trình xây dựng hoặc khai thác, khiến công trình không thể tiếp tục hoạt động bình thường Những sự cố này thường phản ánh trạng thái làm việc của công trình hoặc các bộ phận liên quan đã vượt quá giới hạn cho phép, không tính đến các thiệt hại do thiên tai gây ra.

Trong quá trình xây dựng cầu, thường xảy ra nhiều sự cố do thiếu sót trong thiết kế và thi công.

- Dầm cầu bê tông đang sử dụng đột nhiên đứt gãy, sụp đổ

- Dầm cầu treo dây võng, cầu dây văng bị sụp đổ trong quá trình sử duùng

- Dầm cầu đang lao bị rơi, bêtông đang đúc bị sập đà giáo

- Bê tông ở cấu kiện của cầu đang khai thác xuất hiện các vết nứt có bề rộng vượt quá giới hạn cho phép

- Biến dạng của đất nền quá lớn

- Đất nền bị mất ổn định

- Trượt của khối đất đắp cao ở hai đầu vào cầu

- Mố cầu bị nghiêng trong khi đang đắp đất lưng mố

- Hệ cọc của móng trụ cầu bị đẩy nghiêng, bị uốn gẫy trong lúc đang thi coâng

Các sự cố gần đây tại các công trình xây dựng cầu như cầu Dần Xây, cầu Rạch Miễu và cầu hầm chui Văn Thánh đang thu hút sự chú ý lớn từ các nhà đầu tư, công ty thiết kế và đơn vị thi công trong ngành xây dựng.

Dự đoán và khắc phục sự cố trong thiết kế công trình là rất quan trọng Bài viết này phân tích các vấn đề về ổn định và biến dạng của hệ cọc trong móng trụ cầu trong quá trình thi công và sử dụng lâu dài.

Ý nghĩa khoa học của đề tài

Tìm ra nguyên nhân và khắc phục sự cố trong thi công móng cọc trên đất yếu là rất quan trọng, không chỉ cho các công trình cầu mà còn cho tất cả các loại công trình xây dựng khác.

Dựa vào các thông số cơ lý của đất nền, kết hợp với sự biến động của mực nước ngầm và mực nước thủy triều, có thể dự đoán sự mất ổn định của cọc sau khi đóng Điều này giúp tiết kiệm thời gian và chi phí trong quá trình thi công công trình.

Mục đích nghiên cứu

Mục đích nghiên cứu là phân tích sự ổn định và biến dạng của cọc trong đất yếu để dự đoán sự cố mất ổn định đầu cọc, đặc biệt dưới tác động của dao động lớn mực nước thủy triều Từ đó, đề xuất phương án thiết kế thi công hiệu quả và giải quyết các sự cố cho các công trình tương tự trong tương lai.

Nội dung nghiên cứu

Nội dung bài viết tập trung vào việc nghiên cứu sự ổn định, biến dạng và chuyển vị của hệ cọc trong móng trụ cầu ở đất yếu dưới tác động của biến động mực nước thủy triều Phương pháp nghiên cứu bao gồm: i) áp dụng các công thức tính toán trong lý thuyết cơ học đất để phân tích ổn định và biến dạng của cọc; ii) sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn với phần mềm Plaxis để mô hình hóa tình huống với các thông số cơ lý của đất nền; iii) xác định nguyên nhân và đề xuất giải pháp khắc phục sự cố chuyển vị đầu cọc, đồng thời đưa ra kết luận và kiến nghị hướng nghiên cứu tiếp theo cho đề tài.

Với nội dung nghiên cứu như trên đề tài được chia ra các chương như sau:

Chương 2: Tổng quan về những vấn đề ổn định trụ cầu trong đất yeáu

Chương 3: Cơ sở lý thuyết phân tích và tính toán ổn định và biến dạng trụ cầu bê tông cốt thép

Chương 4: Phân tích và tính toán ổn định, biến dạng và các giải pháp xử lý trụ T5 – cầu Rạch Lá

Chương 5: Kết luận và kiến nghị.

Hạn chế của đề tài

Do thời gian có hạn nên đề tài không xét đến các yếu tố sau đây:

+ Không phân tích ảnh hưởng của hiện tượng xói và dòng thấm tác động lên đất xung quanh cọc

+ Không xét ảnh hưởng của dòng chảy tác động lên chuyển vị của đầu cọc + Không xét hiện tượng ma sát âm.

QUAN VỀ ỔN ĐỊNH TRỤ CẦU TRONG ĐẤT YẾU

Tổng quan về mố trụ cầu trong đất yếu

Mố trụ cầu là một công trình đặc biệt, vừa chịu tải trọng từ kết cấu nhịp, vừa đóng vai trò như tường chắn đất và chịu ảnh hưởng từ biến động mực nước thủy triều Mố đảm bảo xe chạy êm thuận từ đường vào cầu, trong khi trụ là kết cấu chính gánh đỡ tải trọng từ dầm, bản mặt cầu và tải trọng xe Do phải chịu tải ngang và moment lớn, mố trụ cầu cần được thiết kế với móng cọc đài cao.

Khi xây dựng mố cầu trên đất yếu với nền đất đắp cao, có thể xảy ra hiện tượng mất sức chịu tải do lún sụp, phá hoại kết cấu nền đất, đùn đẩy sang hai bên hoặc trồi lên Tương tự, trong quá trình thi công móng trụ cầu trên đất yếu, hệ cọc có thể bị đẩy nghiêng hoặc uốn gẫy.

Để đảm bảo mố trụ cầu ổn định trên đất yếu và an toàn trong quá trình khai thác, cần áp dụng các giải pháp hợp lý như: nâng cao công trình so với vị trí thiết kế để bù đắp độ lún dự kiến, tạo các khe lún để phân tách công trình thành từng phần, tăng cường độ bền cho các kết cấu, sử dụng các loại kết cấu đặc biệt, và điều chỉnh kích thước cũng như độ sâu đặt móng Công trình khi đưa vào sử dụng phải đáp ứng các tiêu chuẩn về ổn định chống lật, ổn định chống trượt và khả năng chịu tải.

Mất ổn định của trụ cầu trong đất yếu

Mất ổn định trượt xảy ra khi đất bị chia thành các khối riêng biệt và dịch chuyển theo mặt trượt Tất cả các mái dốc có xu hướng giảm độ dốc để đạt trạng thái ổn định hơn, thường chuyển sang nằm ngang Trong ngữ cảnh này, mất ổn định được hiểu là sự di chuyển và phá hoại của đất Các lực gây mất ổn định chủ yếu liên quan đến trọng lực và thấm, trong khi sức chống phá hoại phụ thuộc vào hình dạng mái dốc và độ bền kháng cắt của đất.

Trong xây dựng trụ cầu, hiện tượng trượt mất ổn định thường xảy ra ở mái dốc lòng sông, gây ra bởi nhiều nguyên nhân Những nguyên nhân này bao gồm sự thay đổi trạng thái ứng suất bất lợi đối với mái đất do tải trọng đặt thêm, ảnh hưởng của các yếu tố bên ngoài như nhiệt độ, độ ẩm, và các yếu tố địa chất thủy văn như nước thủy triều và mưa Ngoài ra, tình hình làm việc của khối đất nền, bao gồm các lớp địa chất và khả năng chịu tải của đất cũng góp phần vào hiện tượng này.

2.2.2 Mất ổn định do biến dạng: Đối với nền đất yếu, khi phải chịu tác dụng của tải trọng ngoài thường xảy ra biến dạng rất lớn Ngay cả khi tải trọng tác dụng lên nền còn còn khá nhỏ so với tải trọng tới hạn (tải trọng làm công trình mất ổn định), thì chuyển vị của nền đất yếu đã lớn tới mức gây cho công trình bị biến dạng, nứt, gây khó khăn cho việc sử dụng Nền đất yếu có khả năng xảy ra biến dạng rất lớn trước khi bị phá hỏng về cường độ

Nguyên nhân gây mất ổn định của trụ cầu chủ yếu do chuyển vị vượt quá giới hạn cho phép của các cấu kiện hoặc toàn bộ trụ cầu Chuyển vị đứng, thường chỉ vài chục milimet, phụ thuộc vào tính chất đất nền và tải trọng tác động lên trụ cầu Đối với đất yếu, chuyển vị ngang có thể xảy ra do áp lực ngang từ chuyển dịch đất nền, áp lực thấm, chấn động từ búa đóng cọc, thủy triều, và san lấp công trình phụ trợ Chuyển vị ngang lớn gây nhiều khó khăn trong công tác khắc phục sự cố.

Một số sự cố gặp phải khi xây dựng cầu trong đất yếu

2.3.1 Sự cố cầu và hầm chui Văn Thánh 2:

Hầm chui dưới đường dẫn cầu Văn Thánh 2 là một hạng mục công trình quan trọng trong thi công đường Lê Thánh Tôn, nhằm cải thiện việc di chuyển của người dân hai bên đường Hầm chui được thiết kế với dạng cống hộp BTCT, có hai khoang rộng 5m và tĩnh không 2.5m, nằm ở đoạn đường đắp cao sau 2 mố cầu Để đảm bảo độ ổn định, nền đất dưới hầm chui được gia cố bằng cừ tràm dài 4.5m, với đường kính từ 8 đến 10cm, mật độ 25 cây/m².

Theo quy định, việc thi công đường hầm chỉ được bắt đầu sau khi nền đường đắp đạt độ lún ổn định vào khoảng tháng 5/2002 Tuy nhiên, thiết kế không chỉ ra điều kiện này, dẫn đến việc thi công đồng thời hầm chui và đắp nền đường vào tháng 8/2001 Kết quả là hầm chui bị lún theo quá trình lún của đường đắp, với độ lún đo được là 112cm sau 8 tháng 20 ngày Hầm chui không còn khả năng sử dụng do chiều cao thông thoáng chỉ còn 1.5m và nước tràn vào ngập trong hầm Do đó, hầm buộc phải bị phá bỏ và sửa chữa bằng cách sử dụng hệ móng cọc.

Cầu Văn Thánh 2 sau khi hoàn thành và đưa vào sử dụng đã gặp sự cố nghiêm trọng, với nhiều vết nứt xuất hiện ở hai đầu cầu Đặc biệt, một số chỗ dầm bê tông bị bể loang lổ, và tất cả các dầm cầu đều bị dịch chuyển, va chạm vào mố ở cả hai phía bờ.

Hình 2.1 Sự cố lún mố cầu Văn Thánh 2

Hình 2.2 Nứt dẫn đến sụp lòng cầu Văn Thánh 2.

2.3.2 Sự cố nghiêng và gẫy cọc trong khi thi công móng trụ cầu:

Sự cố nghiêng và gẫy cọc trong khi thi công móng trụ cầu được PGS TS

Phan Vị Thủy, đại diện Bộ Giao Thông Vận Tải, đã trình bày tại Hội nghị khoa học toàn quốc lần thứ nhất về sự cố công trình và nguyên nhân gây ra chúng Sự cố công trình chủ yếu liên quan đến vấn đề đất nền.

Mặt cắt công trình gồm nhiều lớp nhưng có thể mô tả là gồm hai tầng khác bieọt

Tầng trên: đất bùn sét, là tầng đất yếu có các thông số kháng cắt trung bỡnh nhử sau ϕ = 3 o 35’ c = 8.8kN/m 2 γ’ = 4.23kN/m 3

Tầng dưới của công trình bao gồm á sét trạng thái dẻo cứng, xen lẫn thấu kính sét và sỏi sạn, tạo thành một lớp đất có tính chất tốt Các thông số kháng cắt trung bình của tầng đất này được xác định như sau: góc ma sát ϕ = 23 độ 18’, sức kháng cắt c = 17.1 kN/m², và trọng lượng riêng γ’ = 9.8 kN/m³ Trong quá trình thi công, cần chú ý đến các sự cố có thể xảy ra.

Hạ cọc BTCT đạt cao độ -44.4m bằng phương pháp búa rung kết hợp xói hút, với đầu cọc ở cao độ -2.4m Cọc có chiều dài tổng cộng 42m, bao gồm 20m ngàm vào đất tốt, 16m đi qua lớp bùn và 6m đoạn tự do trên mặt đất.

Hạ vòng vây cọc ván thép đến mức nước thi công (+1.5m), với đầu cọc có cao độ -14.5m ở bờ và -18.5m ở giữa sông, cho thấy mũi các cọc ván thép nằm lơ lửng trong tầng đất yếu.

- Đổ cát vào vòng vây để san bằng đáy sông, tạo mặt bằng ở cao độ -6.2m chuẩn bị cho công tác đổ bê tông bịt đáy vòng vây

- Đổ bê tông bịt đáy để hút nước, tạo không gian khô ráo thi công bệ móng trụ cầu

Vòng vây cọc ván thép

Hình 2.3 Thi công trụ lúc xảy ra sự cố

Trong quá trình đổ cát vào vòng vây, hệ thống đã bị dịch chuyển, dẫn đến việc bê tông bịt đáy không thể hút cạn nước sau 10 ngày do không còn giữ được độ kín Nước từ bên ngoài tràn vào với lưu lượng vượt quá khả năng bơm Kiểm tra vị trí các cọc cho thấy nhiều sai lệch lớn, hệ vành đai cọc ván thép nghiêng về phía bờ sông và một số cọc đã bị gãy.

Phân tích nguyên nhân kỹ thuật

Lòng sông là môi trường đất mềm yếu với mặt cắt ngang không bằng phẳng Tại vị trí xây dựng trụ cầu, lòng sông có độ dốc ngang lớn nhất, nhưng trước khi xây dựng, mái dốc đã ở trạng thái cân bằng tự nhiên khá bền vững.

Hệ thống vật kiến trúc như cọc ván thép, cát đổ vào vòng vây, bê tông bịt đáy và các thiết bị thi công khác đã làm thay đổi trạng thái cân bằng theo chiều hướng bất lợi Cọc ván thép đóng trong vòng vây với mũi cọc nông có thể khiến lực tác dụng trong lòng khối vòng vây gây ra biến đổi trạng thái ứng suất và biến dạng Hiện tượng này dẫn đến sự cố công trình, thể hiện sự mất ổn định nền công trình.

2.3.3 Sự cố cầu Rạch Lá – Cần Giờ:

Cầu Rạch Lá, tọa lạc trên tuyến đường Rừng Sác, đóng vai trò quan trọng trong việc phát triển kinh tế khu vực duyên hải huyện Cần Giờ, TP Hồ Chí Minh, đã gặp sự cố trong quá trình thi công móng trụ T5, đoạn từ phà Bình Khánh đến cầu Dần Xây.

- Khi thi công phần cọc đóng các đầu cọc bị chuyển vị 0.4m so với vị trí thiết kế ban đầu ngay sau khi đóng (hình 2.4)

- Sau đó khi mực nước sông hạ xuống theo thủy triều tất cả các đầu cọc đều bị chuyển vị rất lớn từ 2.3m đến 4.2m (hình 2.5)

Trên đường Rừng Sác, sau cầu Rạch Lá hướng về biển Cần Giờ, cầu Lôi Giang cũng gặp sự cố tương tự Dưới đây là một số hình ảnh minh họa về cầu Rạch Lá và cầu Lôi Giang.

Hình 2.4 Đầu cọc chuyển vị 0.4m ngay sau khi đóng

Hình 2.5 Đầu cọc chuyển vị khi mực nước hạ xuống theo thủy triều.

Hình 2.6 Cầu Rạch Lá cũ bên cạnh cầu mới đang thi công

Hình 2.7 Trụ T6 và phần nhịp cầu đã thi công đến trụ T3

Hình 2.8 Cốt thép trụ và trụ khi đã hoàn thiện

Hình 2.9 Cầu Lôi Giang và sự cố tương tự cầu Rạch Lá

CƠ SỞ LÝ THUYẾT PHÂN TÍCH VÀ TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH VÀ BIẾN DẠNG CỦA TRỤ CẦU BÊ TÔNG CỐT THÉP

Toồng quan

Trụ cầu chỉ được coi là ổn định khi phần móng trụ cầu, bao gồm bệ trụ và móng đỡ bệ, có độ ổn định cao trong đất yếu Trong nghiên cứu này, móng đỡ bệ trụ được thiết kế là hệ móng cọc BTCT, do đó việc tính toán ổn định và biến dạng của trụ cầu thực chất là tính toán cho hệ móng cọc BTCT Móng trụ cầu thường phải chịu tải trọng lớn và moment ngang, cùng với điều kiện thi công khó khăn trong môi trường sông, vì vậy thiết kế móng trụ cầu thường là móng cọc với đài cao để đảm bảo độ bền vững.

Sự cố tại trụ T5 cầu Rạch Lá liên quan đến hiện tượng đầu cọc của hệ móng cọc bị chuyển vị lớn sau khi đóng Các lý thuyết tính toán trong chương này tập trung vào ổn định và biến dạng của cọc trong đất yếu, bao gồm sức chịu tải cọc, biến dạng của đất nền dưới mũi cọc và ổn định mái dốc lòng sông.

Chương này cung cấp cơ sở lý thuyết cho việc tính toán ổn định mái dốc thông qua phần mềm GEO-SLOPE, đồng thời trình bày lý thuyết của phương pháp phần tử hữu hạn với phần mềm Plaxis Mô hình Mohr – Coulomb được sử dụng để mô tả ứng xử của đất nền trong quá trình tính toán.

Cơ sở lý thuyết của phương pháp giải tích

3.2.1 Lý thuyết tính toán sức chịu tải của cọc BTCT: [3]

3.2.1.1 Sức chịu tải dọc trục của cọc theo vật liệu:

Cọc làm việc như một thanh chịu nén đúng tâm, lệch tâm hoặc chịu kéo

(khi cọc bị nhổ) và sức chịu tải của cọc theo vật liệu có thể được tính theo công thức sau:

Q VL : sức chịu tải của cọc theo vật liệu

A p : diện tích tiết diện ngang cọc ϕ: hệ số ảnh hưởng bởi độ mảnh của cọc

Cọc làm việc trong nền đất chịu áp lực nén từ đất xung quanh, vì vậy thường không cần xem xét ảnh hưởng của uốn dọc Tuy nhiên, trong những trường hợp đặc biệt như cọc quá mảnh, sự rung động làm giảm áp lực xung quanh, hoặc khi cọc đi qua lớp bùn loãng, thì cần phải tính đến ảnh hưởng của độ mảnh trong sức chịu tải của cọc theo vật liệu.

Cọc bê tông cốt thép có sức chịu tải cực hạn được xác định dựa trên vật liệu, áp dụng công thức cho thanh chịu nén và xem xét ảnh hưởng của uốn dọc Uốn dọc được tính toán tương tự như cách tính toán cho một cột trong thiết kế bê tông.

R at : sức chịu kéo hay nén cho phép của thép

R n : sức chịu nén cho phép của bê tông

Diện tích tiết diện ngang cốt thép dọc trong cọc được ký hiệu là A, trong khi ϕ là hệ số xét đến ảnh hưởng của uốn dọc, phụ thuộc vào độ mảnh và được xác định qua thực nghiệm Công thức tính ϕ là: ϕ = 1.028 – 0.0000288λ² + 0.0016λ, trong đó λ là độ mảnh của cọc tròn hoặc vuông, và λd là độ mảnh của cọc tiết diện chữ nhật (với d là bề rộng).

3.2.1.2 Sức chịu tải dọc trục của cọc theo đất nền:

Sức chịu tải của đất nền thường được xác định dưới móng nông và có thể được áp dụng để phát triển các công thức tính cho móng sâu hoặc ổn định của đất Nó phụ thuộc vào sức chống cắt của đất, bị ảnh hưởng bởi lịch sử chịu tải và quá trình thoát nước Các phương pháp tính toán sức chịu tải có thể được chia thành hai nhóm: i) Sức chịu tải tức thời với các đặc trưng chống cắt không thoát nước (c u và ϕ u), không xem xét sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng; ii) Sức chịu tải với các đặc trưng chống cắt có thoát nước (c’ và ϕ’), tương ứng với nền đất đã lún ổn định do cố kết thấm, xem xét quá trình thay đổi áp lực nước lỗ rỗng.

Có nhiều phương pháp để xác định sức chịu tải của đất nền, bao gồm: phương pháp hạn chế phát triển vùng biến dạng dẻo, phương pháp giả thiết mặt trượt dưới đáy móng là mặt gãy phẳng, phương pháp cân bằng giới hạn điểm trong khu vực nền đất ngay dưới đáy móng, và phương pháp phần tử hữu hạn với các mô hình ứng xử của đất khác biệt so với mô hình Mohr – Coulomb.

Sức chịu tải cực hạn của cọc theo đất nền:

Q ult : Sức chịu tải cực hạn của cọc

Q s : Sức chống cắt cực hạn giữa đất và cọc ở mặt bên của cọc

Q p : Sức gánh đỡ cực hạn của đất ở mũi cọc

Diện tích xung quanh cọc tiếp xúc với đất được ký hiệu là A s, trong khi lực chống cắt đơn vị trên toàn bộ mặt tiếp xúc của đất và cọc là f s Lực chống cắt này được xác định theo biểu thức của Coulomb, được thể hiện qua công thức: a v s a a h a s c tg c K tg f = +σ ' ϕ = + σ ' ϕ.

Trong đó: c a , ϕ a : Lực dính và góc ma sát giữa cọc và đất v ' γ'Z σ = : ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng γ’: Trọng lượng riêng đẩy nổi

K s : Hệ số áp lực ngang của đất

K 0 : Hệ số áp lực ngang của đất ở trạng thái tĩnh

K 0 = 1-sinϕ’ (đất cố kết thường) (3.8)

K 0 = (1-sinϕ a ) OCR (đất cố kết trước) (3.9)

OCR : Hệ số cố kết trước Tính Q p = q p A p : phương pháp Meyerhof

Trong công thức trên, A_p đại diện cho diện tích tiết diện ngang của cọc, trong khi q_p là sức chịu tải đơn vị diện tích của đất dưới mũi cọc Công thức của Meyerhof tính đến hình dạng và chiều sâu đóng cọc, giúp xác định khả năng chịu tải của cọc một cách chính xác hơn.

Trong đó: c: lực dính của đất q ’ : ứng suất hữu hiệu do trọng lượng bản thân đất nền tại mũi cọc

N c ,N q * : hệ số sức chịu tải của Meyerhof có xét đến ảnh hưởng của chiều sâu và hình dạng cọc

Theo lý thuyết của Meyerhof, sức kháng mũi của cọc trong đất nền tăng lên theo chiều sâu của cọc, đặc biệt là trong đất cát, và đạt giá trị cực đại khi tỷ số giữa chiều sâu cọc và đường kính cọc đạt một mức nhất định.

Chiều dài cọc cắm trong đất tốt được ký hiệu là Lb, và tỷ số (Lb / D) phụ thuộc vào góc ma sát trong của đất, có thể tra cứu từ biểu đồ Đối với đất yếu, việc xác định tỷ số này là rất quan trọng.

Hình 3.1 Sơ đồ chọn chiều dài cọc ngàm vào đất L b

Khi tỷ lệ (L b / D) vượt quá giá trị (L b / D) cr, sức chịu mũi của cọc trong đất sẽ đạt cực đại và duy trì không đổi từ độ sâu tương ứng với L b Cực đại sức chịu mũi này được xác định dựa trên các hệ số N c * và N * q max được tra cứu từ biểu đồ của Meyerhof.

Theo Meyerhof, mỗi loại đất nền đều có sức chịu mũi lớn nhất, phụ thuộc vào góc ma sát trong của đất, được gọi là sức chịu mũi giới hạn.

Sức chịu tải cho phép của cọc:

Một số phương pháp tính toán sức chịu tải cọc theo kết quả xuyên động chuaồn (SPT):

Q u = q p A p + f s A s = q p A p + f s A s (3.14) q p (kPa) bằng 400N cho cọc đóng và 120N cho cọc nhồi, trong dó

N là chỉ số SPT trung bình của đất trong khoảng 1D dưới mũi cọc và

4D trên mũi cọc f s bằng 2N tb cho cọc đóng và bằng N tb cho cọc nhồi và cọc nhỏ

* Theo TCXD 195: sức chịu tải cho phép của cọc trong đất dính và đất rời được tính như sau

N: chỉ số SPT trung bình của đất trong khoảng 1D dưới mũi cọc và 4D trên mũi cọc Nếu N > 60 khi tính toán lấy N `, nếu N > 50 thì trong công thức lấy N =50

N c : chỉ số SPT trung bình trong lớp đất rời

N s : chỉ số SPT trung bình trong lớp đất dính

L c : chiều dài phần thân cọc nằm trong lớp đất rời (m)

L s : chiều dài phần thân cọc nằm trong lớp đất dính (m) Ω: chu vi tiết diện cọc (m)

A p : diện tích tiết diện mũi cọc (m 2 )

W p : hiệu số trọng lượng cọc và trọng lượng đất do cọc thay thế

3.2.2 Kiểm tra ổn định móng cọc BTCT:

3.2.2.1 Sức chịu tải của móng cọc BTCT: [3]

Sức chịu tải đứng của móng cọc BTCT phản ánh khả năng chịu tải của nhóm cọc trong móng Khi khoảng cách giữa các cọc lớn hơn 6d, ảnh hưởng lẫn nhau giữa các cọc có thể được bỏ qua, vì vậy khoảng cách trong một móng cọc thường được bố trí từ 3d đến 6d Hiệu ứng nhóm tác động đến sức chịu tải của cọc, dẫn đến sự khác biệt về sức chịu tải giữa cọc trong nhóm và cọc đơn.

Công thức hiệu ứng nhóm η thường được sử dụng trong tính toán móng cọc của Converse – Labarre có dạng sau:

Trong đó: n 1 : số hàng cọc trong nhóm cọc n 2 : số cọc trong một hàng s arctgd θ = tính bằng độ s: khoảng cách hai cọc tính từ tâm d: đường kính hoặc cạnh cọc

3.2.2.2 Ổn định móng cọc BTCT: [6]

Tính toán ổn định móng cọc BTCT cho móng trụ cầu BTCT được thực hiện với đặc điểm là móng cọc đài cao, có thể coi như một khung không gian với các cọc đứng và xiên kết hợp với một thanh ngang (đài cọc) cứng hoặc mềm Trong trường hợp này, ta giả định khung và thanh ngang cứng tuyệt đối Để tính toán móng cọc đài cao, hai giả thuyết đơn giản hóa cơ bản được áp dụng: thứ nhất, sự ngàm của các cọc không phụ thuộc vào trị số nội lực và loại cọc, với hai loại liên kết cứng trong đất; thứ hai, chia hệ không gian thành hai khung phẳng và thực hiện tính toán tách biệt theo phương pháp chuyển vị.

Khi đài tuyệt đối cứng và các cọc phân bố đối xứng thì các phương trình chính tắc của phương pháp chuyển vị có dạng:

H wr ur ww uw vv uu uu

Trong đó: u, v, w: chuyển vị ngang, chuyển vị đứng và góc xoay của đài

P: tổng các lực đứng tác dụng ở đáy đài

M: tổng các moment r uu , r uw , r vv , r ww : phản lực do chuyển vị đơn vị gây ra α

Hình 3.2 Sơ đồ tính móng cọc đài cao α α α α Δ=1 α

Hình 3.3 Sơ đồ phản lực do chuyển vị đơn vị của đầu cọc gây ra

Các phản lực do chuyển vị đơn vị gây ra được xác định theo các công thức sau:

E, F: module đàn hồi và diện tích tiết diện ngang của cọc

J: moment quán tính chính trung tâm của tiết diện cọc α i : góc nghiêng của cọc so với trục thẳng đứng n: số lượng cọc trong sơ đồ tính

L i : khoảng cách từ đáy đài đến điểm khống chế chuyển vị dọc

Chiều dài cọc được xác định bởi khoảng cách từ đáy đài đến điểm ngàm, với công thức tính l i = l oi + 6d, trong đó l oi là chiều dài tự do của cọc và d là đường kính hoặc cạnh cọc Tọa độ tim cọc tại cao trình đáy đài được ký hiệu là x i.

Giải phương trình 3.32 ta tìm được chuyển vị của đài:

2 uw ww uu uw uu vv uw ww uu uu ww r r r

Móng cọc BTCT, hay còn gọi là đài cọc trong hệ móng cọc, được coi là ổn định khi kết quả chuyển vị thu được nhỏ hơn giá trị giới hạn cho phép.

3.2.2.3 Ổn định trượt trong điều kiện tự nhiên: [22]

Trong điều kiện tự nhiên mái dốc ổn định khi có một hệ số an toàn lớn hơn

PHÂN TÍCH VÀ TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH, BIẾN DẠNG VÀ CÁC GIẢI PHÁP XỬ LÝ TRỤ T5 – CẦU RẠCH LÁ

Toồng quan

Chương này trình bày việc tính toán các kết quả liên quan đến ổn định và biến dạng thông qua phương pháp giải tích Tiếp theo, phương pháp phần tử hữu hạn được áp dụng bằng phần mềm Plaxis 3D Tunnel phiên bản 1.2 để mô hình hóa hoạt động của cọc và nền Cuối cùng, hai giải pháp xử lý sự cố được mô phỏng nhằm lựa chọn phương án tối ưu nhất.

Phương pháp giải tích dựa trên lý thuyết ở chương 2 bao gồm việc tính toán sức chịu tải của cọc, phân tích biến dạng của đất nền dưới mũi cọc, và đánh giá ổn định mái dốc lòng sông dưới tác động của tải trọng phụ như cát san lấp và các thiết bị tạm thời phục vụ thi công.

Phương pháp phần tử hữu hạn, dùng phần mềm Plaxis 3D Tunnel version

Trong bài viết này, chúng tôi tập trung vào việc xác định chuyển vị của đầu cọc để so sánh với kết quả quan trắc thực tế của công trình khi sự cố xảy ra Chúng tôi cũng sẽ phân tích kết quả chuyển vị của hai giải pháp xử lý khác nhau và đề xuất phương án thích hợp nhất để đảm bảo an toàn và hiệu quả cho công trình.

Mô tả công trình

Cầu Rạch Lá, tọa lạc trên đường Rừng Sác tại huyện Cần Giờ, Thành phố Hồ Chí Minh, nối liền đoạn từ cầu Dần Xây đến phà Bình Khánh Cầu được thiết kế dạng dầm đơn giản với tổng chiều dài 279.8m, bao gồm 11 nhịp, trong đó nhịp chính dài 33m và các nhịp còn lại dài 24.54m Khoảng thông thuyền của cầu là 3.5m, thuận tiện cho việc di chuyển.

Trụ T5 cùng với tất cả các trụ cầu khác được thiết kế với móng cọc đóng, trong đó chiều dài cọc của trụ T5 là 47m Móng trụ cầu T5 bao gồm 22 cọc được sắp xếp thành 2 hàng theo phương dọc và 11 hàng theo phương ngang, với cách bố trí xen kẽ hai cọc xiên ra ngoài theo tỷ lệ 6:1, tiếp theo là 2 cọc thẳng và tiếp tục theo cách này.

Hình 4.2 Vị trí cọc trước và sau khi chuyển vị

Sự cố tại trụ T5 của cầu Rạch Lá đã được mô tả chi tiết ở chương 1, dưới đây là bảng quan trắc kết quả chuyển vị

Bảng 4.1 Kết quả quan trắc chuyển vị đầu cọc

STT cọc Chuyển vị (m) STT cọc Chuyển vò (m)

4.2.3 Địa chất công trình tại trụ T5:

Từ mặt đất hiện hữu đến độ sâu đã khảo sát là 65.0m, nền đất tại vị trí khảo sát được cấu tạo bởi 7 lớp đất như sau: [21]

Bùn sét hữu cơ màu xám đen, ít cát mịn và có trạng thái chảy, tạo thành lớp đất số 1 dày 21.8m Lớp đất này có chỉ số chùy tiêu chuẩn N = 0, phản ánh các đặc tính cơ lý đặc trưng của nó.

- Dung trọng đẩy nổi : γ' = 5.19 kN/m 3

- Lực dính đơn vị : c = 8.5 kN/m 2

Lớp đất số 2 có màu xám xanh và trạng thái dẻo cứng, với bề dày 5.2m Đặc điểm cơ lý của lớp đất này được xác định qua số chùy tiêu chuẩn N từ 11 đến 15.

- Dung trọng đẩy nổi : γ’ = 9.72 kN/m 3

Lớp đất số 3 có màu á sét nâu vàng xám trắng, với trạng thái dẻo cứng đến nửa cứng và bề dày 3.4m Đặc điểm cơ lý của lớp đất này được xác định qua số chùy tiêu chuẩn N = 12 – 18.

Cát mịn lẫn ít sét, có màu xám trắng nâu vàng, với kết cấu chặt vừa Lớp đất số 4 có bề dày 4.4m và số chùy tiêu chuẩn N = 19 – 24, thể hiện các tính chất cơ lý đặc trưng của lớp đất này.

Cát trung đến mịn có màu nâu vàng, nâu đỏ, xám trắng và kết cấu chặt chẽ Lớp đất số 5 có độ dày 21.2m, với số chùy tiêu chuẩn N = 28 – 36, thể hiện các tính chất cơ lý đặc trưng của lớp đất này.

Lớp đất số 6 là đất sét màu xám nhạt, có trạng thái nửa cứng đến cứng với bề dày 7.4m Chỉ số chùy tiêu chuẩn N nằm trong khoảng 31 – 35, phản ánh các đặc tính cơ lý đặc trưng của lớp đất này.

Cát mịn màu xám nhạt, ít sét và có kết cấu chặt chẽ Lớp đất số 7 có bề dày 1.6m, với số chùy tiêu chuẩn N = 40, thể hiện các tính chất cơ lý đặc trưng của lớp đất nhử.

Tính toán ổn định và biến dạng trụ T5 bằng phương pháp giải tích

4.3.1.1 Theo vật liệu làm cọc: Áp dụng công thức 3.2 cho cọc BTCT (45×45)cm 2 với các thông số: Chiều dài đóng trong đất 47m

Cốt thộp dọc 12ị25 thộp AII cú gờ

Bê tông cọc mác 300 Ỉ R n = 13000kN/m 2

Tớnh heọ soỏ ϕ : λ = l 0 /r, l 0 = υl υ = 2: hệ số phụ thuộc liên kết của hai đầu cọc l = 21.8m: chiều dài cọc đi qua lớp đất yếu ặ l 0 = 2ì21.8 = 43.6m ặ λ = 43.6/0.45 = 96.9 ặ ϕ = 0.6

4.3.1.2 Sức chịu tải cực hạn của cọc theo đất nền:

Tính Q s theo công thức 3.4 và 3.6 với các thông số xác định như sau:

Cọc đóng bê tông cốt thép ta có: c a = c và ϕ a = ϕ Đối với đất dính hệ số K 0 có thể được tính theo Alphan với công thức nhử sau:

Kết quả tính toán được lập như bảng bên dưới

Bảng 4.2 Bảng tính f si của các lớp đất cọc đi qua c a = c ϕ a = ϕ γ' Z

Tính Q p theo các công thức 3.5 và 3.10 với các thông số như sau: c = 3.7kN/m 2 : lực dính của đất q ’ = 371.9kN/m 2

Tính các hệ số sức chịu tải N c * và N q *

Chiều dài cọc cắm trong đất tốt là L b = 4.4 + 12.2 = 16.6m

Góc ma sát trong trung bình của hai lớp đất là: ϕ = (29.5 + 32.4)/2 = 31.95 ≈ 32 o ϕ = 32 o tra biểu đồ ta được (L b /D) cr = 8

L b /D = 16.6/0.45 = 36.9 > 8 Ỉ N c * 3 vàN q * Sức chịu tải đất nền dưới mũi cọc là: q p = 3.7×143 + 371.9×80 = 30281.1kN/m 2 Giá trị giới hạn của sức chịu tải đất nền dưới mũi cọc theo công thức 3.12 là:

Sức chịu tải cực hạn của cọc:

Sức chịu tải cho phép của cọc:

Sức chịu tải cho phép của cọc tính toán theo kết quả thí nghiệm xuyên động chuẩn SPT áp dụng các công thức 3.14 và 3.15

Q u = 13600×0.45 2 + 0.45×4×2(0×21.8 + 13×5.2 + 15×3.4 + 22×4.4 + 33×12.2) = 2754 + 2224.8 = 4978.8 kN Sức chịu tải cho phép: kN

Q =1.5 +Ω 0.15 +0.43 − Để phù hợp so với thực nghiệm giá trị SPT được giảm 60%

Lớp 1: N s =0→N s 60 =0, Ls = 21.8m Lớp 2: N s =13→N s 60 =8, Ls = 5.2m Lớp 3: N s =15→N s 60 =9, Ls = 3.4m Lớp 4: N c "→N c 60 , Lc = 4.4m Lớp 5: N c 3→N c 60 , Lc = 12.2m

4.3.2 Biến dạng đất nền dưới mũi cọc – độ lún của một cọc riêng lẻ: Áp dụng các công thức 3.28, 3.29, 3.30 và 3.31

L = 47m ξ = 0.67 (f s phaân boá tuyeán tính theo chieàu saâu) Tính Q ap và Q as từ chỉ số xuyên động chuẩn SPT theo Meyerhof:

D = 0.45m α = 0.88 (cọc vuông) Theo công thức 3.30:

Tính s 3 : u = 0.45×4 = 1.8m Áp dụng công thức 3.32:

= × Tổng độ lún của một cọc theo công thức 3.28 là: s = s 1 + s 2 + s 3 = (13.312 + 156.929 + 2.884)×10 -3

4.3.3 Ổn định mái dốc lòng sông:

4.3.3.1 Giới thiệu: Ổn định mái dốc lòng sông được tính toán bằng phương pháp phân mảnh mái dốc Phương pháp này chia mặt trượt thành nhiều mảnh sau đó tính hệ số an toàn bằng cách tính tổng moment gây trượt và moment chống trượt của từng mảnh Để phân mảnh mái dốc ta cần biết vị trí của cung trượt nguy hiểm nhất, cung trượt nguy hiểm nhất là một cung trượt có hệ số an toàn thấp nhất

Để xác định vị trí của cung trượt nguy hiểm nhất, cần áp dụng phương pháp thử và sai số, điều chỉnh ba thông số hình học: vị trí tâm, bán kính và khoảng cách cắt ở phía trước chân mái dốc Để đạt được độ tin cậy cao, cần vẽ nhiều cung thử, do đó việc sử dụng máy tính là cần thiết để rút ngắn thời gian tính toán Phần mềm GEO – SLOPE được sử dụng để xác định vị trí cung trượt và hệ số an toàn, với cơ sở lý thuyết đã được trình bày ở chương 2.

Mô hình bài toán xác định rằng mặt trượt chỉ xảy ra trong lớp đất yếu nhất (lớp đất số 1), với độ dày 21.8m, nhưng để đơn giản, ta sẽ xem xét vùng nền dày 20m Theo hồ sơ khảo sát, mực nước ngầm thấp nhất cách đáy sông 1.51m và cao nhất cách đáy sông 4.41m Trong thực tế, khi kết hợp với triều cường, mực nước sông có thể dâng cao gần bằng mặt đất tự nhiên Do đó, ta có thể tổng quát rằng mực nước ngầm gần như nằm ở mặt đất.

4.3.3.2 Mô hình bài toán cho mái dốc tự nhiên:

Trường hợp mực nước sông cao nhất

LƯỚI XÁC ĐỊNH TỌA ĐỘ TÂM CUNG TRƯỢT

MỰC NƯỚC SÔNG VÀ ÁP LỰC DO NƯỚC GÂY RA

CÁC ĐOẠN THẲNG SONG SONG TIẾP TUYẾN CUNG TRƯỢT

Hình 4.3 Mô hình bài toán trong Geo – Slope

- Mái dốc: rộng 36m, độ dốc mái 1:6

- Đặc trưng đất nền của mái dốc: mô hình Mohr – Coulomb

+ Dung trọng: 15.5kN/m 3 + Lực dính thoát nước: 4.4kN/m 2 + Góc nội ma sát thoát nước: 16 o

- Mực nước ngầm: tại mặt đất

Sau khi giải bài toán ta được các kết quả:

Hình 4.4 Tọa độ tâm và vị trí cung trượt

(Trường hợp mực nước cao nhất)

+ Điểm bắt đầu: cách đỉnh mái dốc 3.36m về phía trái

+ Điểm kết thúc: cách chân mái dốc 1.77m về phía phải

- Hệ số an toàn chống trượt:

Như vậy trong điều kiện tự nhiên và khi mực nước sông cao nhất mái dốc ổn định với hệ số an toàn chống trượt F > 1

Trường hợp mực nước sông thấp nhất

Tương tự như trường hợp mực nước cao nhất, các thông số đầu vào không thay đổi, chỉ có mực nước sông giảm 4.49m còn 1.51m

MỰC NƯỚC SÔNG VÀ ÁP LỰC

DO NƯỚC GÂY RA MỰC NƯỚC NGẦM

CÁC ĐOẠN THẲNG SONG SONG TIẾP TUYẾN CUNG TRƯỢT LƯỚI XÁC ĐỊNH TỌA ĐỘ TÂM CUNG TRƯỢT

Hình 4.5 Mô hình bài toán trong Geo – Slope

Sau khi giải bài toán ta được các kết quả:

(Trường hợp mực nước thấp nhất)

+ Điểm kết thúc: trổ ra ở giữa sườn mái dốc cách đỉnh 32.84m theo hướng mái dốc

Trong điều kiện tự nhiên khi mực nước sông hạ thấp nhất, mái dốc ổn định với hệ số an toàn chống trượt F > 1 Tuy nhiên, theo phương pháp Fellius, hệ số an toàn chống trượt lại cho kết quả khác.

F = 1.109 gần tiến tới trạng thái cân bằng giới hạn F = 1, mái dốc rất có thể sẽ bị trượt khi có tác động của áp lực ngoài.

Mô phỏng bài toán bằng phần mềm Plaxis 3D Tunnel version 1.2

4.4.1 Các thông số đầu vào của mô hình Mohr – Coulomb:

Trên cơ sở lý thuyết đã nêu ở chương 3, các thông số đầu vào của mô hình Mohr – Coulomb được xác định như sau

Module biến dạng E 0 được xác định từ module biến dạng không nở hông E oed thông qua thí nghiệm nén cố kết tại áp lực p = 100 (kN/m²) Để xác định E oed, cần vẽ đường cong quan hệ giữa biến dạng tương đối λ (%) và các cấp áp lực p (kN/m²) Tại áp lực p = 100 (kN/m²), đường thẳng tiếp tuyến với đường quan hệ λ - p được vẽ, và hệ số góc của đường thẳng này chính là giá trị E oed cần xác định.

Hình 4.7 Xác định E oed từ thí nghiệm nén cố kết

Công thức quan hệ giữa E oed và E 0 trong Plaxis:

Do hạn chế trong điều kiện thí nghiệm, hồ sơ địa chất của công trình không có thí nghiệm xác định hệ số Poisson ν Vì vậy, hệ số Poisson được lựa chọn dựa trên các giá trị kinh nghiệm, từ các hồ sơ địa chất tương tự và kết hợp với thống kê của nhiều tác giả khác.

Lực dính c (kN/m 2 ) và góc nội ma sát ϕ (độ)

Lực dính c' và góc nội ma sát ϕ' được xác định từ thí nghiệm nén ba trục trong điều kiện thoát nước, trong khi các giá trị này trong hồ sơ địa chất thường lấy từ thí nghiệm cắt trực tiếp không thoát nước, dẫn đến sự không phù hợp Do đó, c' và ϕ' cần được điều chỉnh dựa trên các công thức tham khảo từ tài liệu cơ học đất và nền móng, đồng thời so sánh với các hồ sơ địa chất tương tự và kết hợp thống kê từ các tác giả khác.

Các công thức tham khảo: [5]

Dùng cho đất dính: sinϕ’ = 0.814 – 0.234logI p (4.2) Dùng cho đất rời: ϕ’ &o + 0.2Dr (4.3)

Trong mô hình còn có hai loại vật liệu cần mô phỏng là cọc đóng BTCT và bệ trụ với các thông số như sau:

Cọc đóng BTCT: phần tử plate, loại vật liệu Elastoplastic, các thông số cơ bản EA = 5.87×10 6 , EI = 9.92×10 4 , w = 9, ν = 0.15

Bệ trụ (bê tông): phần tử Soil & Interfaces, mô hình vật liệu Linear elastic, loại vật liệu Non-porous, γ = 25kN/m 3 , E ref = 2.9×10 7 , ν = 0.15

Bảng 4.3 Các chỉ tiêu cơ học làm thông số đầu vào của các lớp đất

Các thông số Eoed (kN/m 2 ) ν c’ (kN/m 2 ) ϕ’ (độ) ψ (độ)

4.4.2 Mô hình và các bước tính toán:

Theo trình tự thi công bài toán gồm các giai đoạn (Phase) chính như sau:

Giai đoạn 1: Đặt hệ số tải trọng Σ -Mweight = 1 và Σ -MloadB = 20 Giai đoạn 2: Thi công phần cọc đóng (kích hoạt cọc và load B)

Giai đoạn 3: Hạ thấp mực nước sông

Giai đoạn 4: Khắc phục sự cố (bằng cọc khoan nhồi hoặc cọc đóng) Giai đoạn 5: Thi công bệ trụ

Giai đoạn 6: Đặt hệ số Σ -MloadA = 231 (lực tác dụng N = 20950kN phân bố dọc chiều dài bệ, mỗi lớp (slice) chịu 231kN/m)

Giai đoạn 7: Tải trọng tác dụng hoàn toàn lên bệ (kích hoạt load A)

Sau khi giải bài toán, cần chú ý đến chuyển vị ngang của đầu cọc và nội lực trong cọc Do số lượng cọc lên đến 22 cái, trong quá trình phân tích, chúng ta chỉ chọn đại diện cho một số cọc, bao gồm các cọc nằm ở mép ngoài, các cọc ở hàng giữa, và các cọc có chuyển vị ngang lớn theo quan trắc thực tế.

Hình 4.8 Mô hình bài toán trong Plaxis 3D Tunnel

4.4.3 Ba bài toán theo các giai đoạn thi công:

4.4.3.1 Thi công cọc đóng + tải trọng phụ + hạ mực nước thủy triều:

* Mực nước sông còn cao: Ổn định mái dốc khi chất tải trọng phụ (phần mềm Geo – Slope)

Mô hình bài toán tương tự như bài toán mái dốc tự nhiên ở chương 3, với các thông số đầu vào không thay đổi Tuy nhiên, chúng ta xem xét thêm tải trọng phụ từ lớp cát san lấp dày 1m, có trọng lượng riêng γ = 20 kN/m³, tương đương với tải trọng để xây dựng đường tạm và phục vụ cho thi công trụ T5.

CÁC ĐOẠN THẲNG SONG SONG TIẾP TUYẾN CUNG TRƯỢT ÁP LỰC DO TẢI TRỌNG PHỤ

Hình 4.9 Mô hình bài toán trong Geo – Slope khi xét thêm tải trọng phụ

Sau khi giải bài toán ta thu được các kết quả:

+ Điểm bắt đầu: trổ ra ở giữa sườn mái dốc cách đỉnh 14.25m theo hướng mái dốc

+ Điểm kết thúc: cách chân mái dốc 2.27m về phía phải

+ Phương pháp Janbu: F f = 3.767 Nhận xét: mái dốc lòng sông, ở trạng thái tự nhiên, khi chịu thêm tải trọng phụ vẫn ổn định với hệ số an toàn khá cao

Chuyển vị cọc sau khi thi công cọc đóng (Plaxis 3D Tunnel)

Chuyển vị lớn nhất của hệ sau khi đóng cọc đạt 0.456m, trong khi chuyển vị ngang thực tế của cọc là 0.4m Kết quả tính toán bằng phần mềm Plaxis cho thấy chuyển vị ngang lớn nhất của cọc là 0.304m So sánh hai kết quả này cho thấy có sự chênh lệch khoảng 10cm giữa giá trị tính toán và thực tế.

Hình 4.11 Chuyển vị của hệ sau khi đóng cọc

Hình 4.12 Chuyển vị ngang của cọc sau khi đóng

Chuyển vị ngang của cọc trong giai đoạn này có thể xảy ra do đất nền bị dịch chuyển dưới tác động của tải trọng phụ, làm mất đi sự cân bằng tự nhiên của nền Tuy nhiên, do mực nước sông còn cao, tạo ra bệ phản áp, nên mái dốc sông vẫn giữ được sự ổn định.

* Mực nước sông hạ xuống theo thủy triều: Ổn định mái dốc ÁP LỰC DO TẢI TRỌNG PHỤ GÂY RA

MỰC NƯỚC SÔNG VÀ ÁP LỰC

CÁC ĐOẠN THẲNG SONG SONG TIẾP TUYẾN CUNGTRƯỢT LƯỚI XÁC ĐỊNH TỌA ĐỘ TÂM CUNG TRƯỢT

Hình 4.13 Mô hình bài toán trong Geo – Slope khi xét thêm tải trọng phụ

Sau khi giải bài toán ta thu được các kết quả:

+ Điểm kết thúc: trổ ra ở giữa sườn mái dốc cách đỉnh 31.80m theo hướng mái dốc

Phương pháp Janbu cho thấy F f = 0.994, điều này chỉ ra rằng trong quá trình thi công phần cọc đóng, mái dốc phải chịu thêm áp lực từ tải trọng phụ Khi mực nước sông giảm thấp, mái dốc có nguy cơ mất ổn định và trượt theo cung trượt đã phân tích Nguyên nhân dẫn đến sự chuyển vị của các đầu cọc có thể do áp lực từ khối đất trượt vượt quá khả năng chịu tải ngang của cọc.

Hình 4.15 Chuyển vị hệ sau khi mực nước sông hạ xuống theo thủy triều

Chuyển vị của đất nền và cọc gia tăng mạnh mẽ khi mực nước sông hạ xuống theo thủy triều Nguyên nhân có thể là do sự mất ổn định của mái dốc sông, dẫn đến hiện tượng trượt Áp lực từ khối đất trượt tác động lên cọc, khiến cọc bị chuyển vị theo hướng trượt của mái dốc.

Hình 4.16 Chuyển vị ngang cọc sau khi mực nước sông hạ xuống theo thủy triều

Hình 4.17 Moment uốn dọc thân cọc

Bảng 4.4 So sánh kết quả quan trắc và kết quả tính toán bằng Plaxis

Chuyeồn vũ theo tính toán (m)

Theo kết quả từ bảng 4.4, chuyển vị ngang của cọc khi sử dụng phần mềm Plaxis khoảng 2.1m, và các cọc đối xứng qua trục ngang cho kết quả chuyển vị tương đương Tuy nhiên, giá trị này vẫn thấp hơn so với kết quả quan trắc thực tế Hình 4.17 cho thấy tất cả các cọc đều phải chịu moment lớn; nếu moment này vượt quá khả năng chịu uốn của cọc, cọc có thể bị phá hoại, dẫn đến hiện tượng đầu cọc có thể bị chuyển vị.

4.4.3.2 Khắc phục bằng cọc đóng (trường hợp nguy hiểm nhất):

XỬ LÝ TRỤ T5 CẦU RẠCH LÁ - PHƯƠNG ÁN I

Để đơn giản hóa và tiết kiệm thời gian trong việc tính toán, mô phỏng bài toán khắc phục bằng cọc đóng được điều chỉnh khoảng cách giữa hai mép cọc từ 0.5m thành 0.45m Mặc dù thay đổi này ảnh hưởng đến chuyển vị của hệ, nhưng khi phân tích toàn hệ trước và sau khi chất tải, sự điều chỉnh này không có tác động đáng kể Trường hợp nguy hiểm nhất trong quá trình thi công là khi mực nước sông hạ xuống theo thủy triều, do đó, cần phân tích lại các chuyển vị ngay từ khi bắt đầu đóng cọc cho trụ T5.

Hình 4.20 Chuyển vị ngang của cọc ngay sau khi đóng

Hình 4.21 Chuyển vị ngang của cọc khi mực nước sông hạ xuống theo thủy triều

Hình 4.22 mô tả quá trình chuyển vị ngang của mặt phẳng cắt qua vị trí đóng cọc bổ sung trong ba giai đoạn: a) khi hạ mực nước sông mà chưa đóng cọc bổ sung, b) ngay sau khi cọc bổ sung được đóng, và c) khi chất tải hoàn toàn lên cọc bổ sung.

Hình 4.23 Chuyển vị ngang của hệ khi mực nước sông hạ xuống theo thủy triều và sau khi chất tải toàn bộ

Chuyển vị ngang lớn nhất của cọc sau khi đóng đạt 0.305m và tăng lên 1.16m khi mực nước sông giảm Tương tự, trong trường hợp khắc phục bằng cọc khoan nhồi, chuyển vị ngang của cọc bổ sung chỉ tăng thêm 0.01m ngay sau khi đóng và sau đó giữ nguyên Điều này cho thấy hệ thống khi khắc phục bằng cọc đóng vẫn ổn định và có khả năng chịu tải đầy đủ.

Trong trường hợp khắc phục bằng cọc đóng có kích thước nhỏ hơn so với cọc khoan nhồi, chuyển vị sẽ giảm do khoảng cách giữa các cọc được điều chỉnh hẹp hơn Kết luận rút ra là mật độ cọc càng lớn, tức là khoảng cách giữa các cọc càng gần, thì chuyển vị toàn hệ (bao gồm cả đất nền) sẽ tăng lên, trong khi chuyển vị riêng lẻ của từng cọc lại giảm.

4.4.3.2 Khắc phục bằng cọc khoan nhồi (trường hợp nguy hiểm nhất):

(BỔ SUNG 6 CỌC KHOAN NHỒI ị120cm, LPM) XỬ LÝ TRỤ T5 CẦU RẠCH LÁ - PHƯƠNG ÁN II

Hình 4.18 Chuyển vị của hệ và chuyển vị ngang của cọc khoan nhồi

Nhận xét cho thấy rằng chuyển vị của toàn hệ không thay đổi, điều này có nghĩa là mái dốc sau khi bị trượt đã đạt được trạng thái cân bằng giới hạn mới ổn định hơn Hình ảnh bên cạnh minh họa chuyển vị ngang của cọc khoan nhồi qua mặt phẳng cắt đi qua tâm của cọc.

Hình 4.19 Chuyển vị của hệ và chuyển vị ngang của cọc khoan nhồi khi chất tải hoàn toàn

Định dạng
Số trang	95
Dung lượng	1,59 MB