Thiết kế móng cầu và gia cố đất nền đường dẫn đầu cầu

TỔNG QUAN VỀ CÔNG TRÌNH CẦU QUA SÔNG VÀM CỎ ĐÔNG

GIỚI THIỆU CHUNG

1.1.1 Vị trí địa lý chính trị :

Cầu Vàm Cỏ Đông nằm tại tỉnh Tây Ninh, kết nối trung tâm thị trấn Gò Dầu với vùng có tiềm năng kinh tế lớn Công trình cầu Tây Ninh Thuận là một phần quan trọng trong tuyến đường nối liền Tây Ninh với Thành Phố Hồ Chí Minh, tạo ra một cửa ngõ chiến lược giữa hai trung tâm kinh tế và chính trị Gò Dầu không chỉ là điểm trung chuyển giữa Tây Ninh và Thành Phố Hồ Chí Minh, mà còn đang trải qua sự chuyển mình mạnh mẽ trong bối cảnh phát triển kinh tế không ngừng của tỉnh Với tiềm năng sẵn có của Thành Phố Hồ Chí Minh, Gò Dầu hứa hẹn sẽ có cơ hội phát triển vượt bậc trong tương lai gần.

Khu vực xây dựng cầu là vùng đồng bằng rộng rãi và bằng phẳng, có mật độ dân cư tương đối đông đúc Cầu được đặt trên tuyến đường chiến lược theo chủ trương của Ủy ban Nhân dân tỉnh Tây Ninh nhằm thực hiện kế hoạch đổi mới năm 2020.

Dân số đất đai và định hướng phát triển :

Cầu nằm cách trung tâm thị xã 3km, dẫn đến sự gia tăng dân số đáng kể trong những năm gần đây Mật độ dân số ở đây tương đối cao và phân bố đồng đều Cư dân sinh sống bằng nhiều nghề nghiệp đa dạng, trong đó phần lớn vẫn phụ thuộc vào nông nghiệp.

Cửa khẩu Mộc Bài là điểm giao thương quan trọng giữa Việt Nam và Campuchia, với lượng hàng hóa qua lại rất lớn Ngoài vai trò thương mại, khu vực này còn thu hút du khách nhờ phong cảnh thiên nhiên tuyệt đẹp và các đặc sản độc đáo của miền Đông Nam Bộ, dẫn đến sự gia tăng lượng xe phục vụ du lịch.

1.1.2 Thực trạng và xu hướng phát triển mạng lưới giao thông :

Cầu Vàm Cỏ Đông ở huyện Gò Dầu đã được xây dựng từ lâu, do đó thông tin về khả năng thông hành hiện tại không còn phù hợp với sự phát triển nhanh chóng của dân cư và nhu cầu vận tải.

SVTH: NGUYỄN XUÂN TY - LỚP 15127CLCB

Hai là tuyến đường hai bên cầu đã được nâng cấp, do đó lưu lượng xe chạy qua cầu bị hạn chế đáng kể

Theo các nghiên cứu gần đây, cơ sở hạ tầng là yếu tố quan trọng để đánh giá sự phát triển của một quốc gia Trong chiến lược phát triển kinh tế của tỉnh, việc xây dựng một cơ sở hạ tầng vững chắc, đặc biệt là hệ thống giao thông, được đặt lên hàng đầu.

1.1.3 Nhu cầu vận tải qua sông Vàm Cỏ Đông:

Theo định hướng phát triển kinh tế của tỉnh thì trong một vài năm tới lưu lượng xe chạy qua vùng này sẽ tăng rất đáng kể

1.1.4 Sự cần thiết phải đầu tư xây dựng cầu qua sông Vàm Cỏ Đông :

Qua quy hoạch tổng thể xây dựng và phát triển của tỉnh và nhu cầu vận tải qua sông Vàm

Việc xây dựng cầu mới tại Cỏ Đông là rất cần thiết để đáp ứng nhu cầu giao thông ngày càng tăng của địa phương Cây cầu này sẽ tạo điều kiện thuận lợi cho sự phát triển của các ngành kinh tế, đặc biệt là ngành dịch vụ du lịch.

Cầu Vàm Cỏ Đông là một phần quan trọng trong mạng lưới giao thông của tỉnh Tây Ninh, đóng vai trò là cửa ngõ kết nối giữa Tây Ninh và Thành phố Hồ Chí Minh Cây cầu này không chỉ thúc đẩy giao lưu mà còn góp phần phát triển kinh tế và văn hóa xã hội của tỉnh.

Khu vực này đóng vai trò quan trọng trong việc vận tải hàng hóa, nguyên vật liệu và vật tư giữa hai khu vực, đặc biệt là khi cửa khẩu Mộc Bài được mở ra Đây là một tuyến giao thông hàng hóa chiến lược, góp phần thúc đẩy giao thương giữa Việt Nam và Campuchia, tạo điều kiện thuận lợi cho quá trình vận chuyển hàng hóa.

Việc xây dựng cầu mới là một nhu cầu cấp bách và cần thiết, nằm trong quy hoạch phát triển kinh tế chung của tỉnh, nhằm đáp ứng tầm quan trọng của hạ tầng giao thông.

1.1.5 Đặc điểm tự nhiên nơi xây dựng cầu :

Khu vực xây dựng cầu nằm trong đồng bằng với địa hình hai bên bờ sông bằng phẳng, tạo điều kiện thuận lợi cho việc vận chuyển vật liệu và máy móc thi công, cũng như tổ chức quá trình xây dựng cầu một cách hiệu quả.

Khí hậu Tây Ninh có đặc điểm ôn hoà, được chia thành hai mùa rõ rệt: mùa khô từ tháng 12 đến tháng 4 và mùa mưa từ tháng 5 đến tháng 11 Nhiệt độ ở đây tương đối ổn định, với nhiệt độ trung bình hàng năm dao động từ 29°C đến 40°C Lượng mưa trung bình hàng năm rơi vào khoảng 1800 – 2200 mm.

Các số liệu thủy văn cho thấy khu vực này có chế độ thủy văn ổn định với sự chênh lệch mực nước rõ rệt giữa mùa mưa và mùa khô Sau nhiều năm khảo sát, chúng tôi đã xác định được các đặc điểm này.

1.1.6 Các chỉ tiêu kỹ thuật để thiết kế cầu và giải pháp kết cấu :

1.1.6.1 Các chỉ tiêu kỹ thuật :

- Việc tính toán và thiết kế cầu dựa trên các chỉ tiêu kỹ thuật sau:

- Quy mô xây dựng: vĩnh cửu

- Tải trọng : xe HL-93 và HL-93S

- Khổ thông thuyền: Cấp III

- Mặt cắt ngang cầu được thiết kế cho 2 làn xe chạy với vận tốc V = 60 Km/h

Hình 1.1 General view 1.1.6.2 Giải pháp kết cấu :

- Với những điều kiện được trình bày như trên ta đưa ra giãi pháp kết cấu như sau:

- Đảm bảo mọi chỉ tiêu kỹ thuật đã được duyệt

- Kết cấu phải phù hợp với khả năng và thiết bị của các đơn vị thi công

- Ưu tiên sử dụng các công nghệ mới tiên tiến nhằm tăng chất lượng công trình, tăng tính thẩm mỹ

- Quá trình khai thác an toàn và thuận tiện và kinh tế

1.1.7 Giải pháp kết cấu công trình:

- Cầu gồm 3 nhịp dầm bằng BTCT ƯST có f’cPMPa là dầm liên tục thi công theo công nghệ đúc hẫng theo sơ đồ 50+80+50m0m

- Các lớp mặt cầu gồm :

+Lớp BTN hạt mịn dày 5cm tạo mui luyện 2%

+Lớp phòng nước dày 1,5cm

- Gối cầu sử dụng gối chậu EKSPAN

- Cáp dự ứng lực OVM

Trụ sử dụng loại trụ đặc bằng bê tông cốt thép (BTCT) có độ bền f’c 30MPa, với bề rộng thay đổi theo chiều cao Móng trụ được thiết kế sử dụng móng cọc khoan nhồi bằng bê tông cốt thép có độ bền f’c 0MPa, với chiều dài dự kiến là 62.5m.

- Kết cấu mố chọn loại mố chữ U tường mỏng

- Kết cấu trụ ta nên dùng trụ đặc.

SỐ LIỆU VẦ YÊU CẦU THIẾT KẾ

Tiêu chuẩn thiết kế: TCVN 11823-2017

Loại dầm: Dầm hộp 2 vách

Chiều dài nhịp tính toán (Ltt): 179 m

Tải trọng : HL – 93 và HL93s

- Tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN 272-05

- Thiết kế móng cọc TCVN 10304:2014

- Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép TCVN 5574-2017

Các tải trọng và tác động trong tính toán độ bền công trình được áp dụng theo tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN 272-05, với các điều khoản cụ thể được thống kê trong quy trình.

Bảng 1.1 Các điểu khoản áp dụng trong quy trình tính toán tải trọng

Loại tải trọng Điều khoảng áp dụng trong tiêu chuẩn

Tác dụng của nhiệt độ 3.12.2 và 3.12.3

Co ngót và từ biến 3.12.4 và 3.12.5 Áp lực đất 3.11

Các tổ hợp tải trọng trụ 3.4

Tổ hợp tải trọng được sử dụng tính toán bao gồn những tổ hợp được lấy theo các trạng thái giới hạn sau đây:

- Trạng thái giới hạn cường độ I:

- Trạng thái giới hạn cường độ II:

- Trạng thái giới hạn cường độ III:

- Trạng thái giới hạn đặc biệt:

- Trạng thái giới hạn sử dụng:

Công thức tính toán tải trọng với các hệ số: i i i Q

Q i : tải trọng tác động lên công trình bao gồm:

DC: tải trọng bản thân của các bộ phận kết cấu và thiết bị phụ phi kết cấu

DW: tải trọng bản thân của lớp phủ mặt và các tiện ích công cộng

EH :tải trọng áp lực đất nằm ngang

EV :áp lực thẳng đứng do tự trọng đất đắp

IM :lực xung kích (lực động ) của xe

LS : hoạt tải chất thêm

WL :gió trên hoạt tải

WS :tải trọng gió trên kết cấu i = hệ số điều chỉnh tải trọng, i =1

I = hệ số tải trọng lấy theo bảng sau:

Bảng 1.2 hệ số tải trọng DC tương ứng với tải trọng

LL IM CE BR PL LS EL

Cùng một lúc chỉ dùng một trong các tải trọng eq ct cv

Cường độ I n 1,75 1,0 - - 1,0 0,5/1.2 TG SE - - - Cường độ II n - 1,0 1,40 - 1,0 0,5/1.2 TG SE - - - Cường độ III n 1,35 1,0 0.4 1,00 1,0 0,5/1.2 TG SE - - - động đất n 0,50 1,0 - - 1,0 - - - 1,0 - -

Sử dụng 1.0 1,00 1,0 0,30 1,00 1,0 1,0/1,2 TG SE - - - Mỏi chỉ có LL,

Bảng 1.3 Hệ số tải trọng dung cho tải trọng thường xuyên,  n

Loại tải trọng Hệ số tải trọng

DC: Cấu kiện và các thiết bị phụ 1,25 0,90

DW: Lớp phủ mặt cầu và các tiện ích 1,50 0,65

EH: Áp lực ngang của đất

EV: áp lực đất thẳng đứng

• Kết cấu vùi mềm khác với cống hộp thép

ES: Tải trọng đất chất thêm 1,50 0,75

4300 mm 4300 mm tíi 900cm mmm

600 mm nãi chung 300mm mút thừa của mặt cầu

Hình 1.2 Tải trọng xe thiết kế

+ Hoạt tải xe ô tô thiết kế:

+ Xe hai trục thiết kế

Xe hai trục gồm một cặp trục 110.000N cách nhau 1200mm Cự ly chiều ngang của các bánh xe lấy bằng 1800 mm

+ Tải trọng làn thiết kế:

Tải trọng làn thiết kế được xác định là 9,3N/mm, phân bố đều theo chiều dọc Theo chiều ngang, tải trọng được giả định phân bố đều trên bề rộng 3000 mm Lưu ý rằng ứng lực của tải trọng làn thiết kế không tính đến lực xung kích.

Hệ số làn xe không áp dụng cho trạng thái giới hạn mỏi và chỉ sử dụng cho một xe tải thiết kế, không phụ thuộc vào số làn xe thiết kế Để xác định ứng lực cực hạn của hoạt tải, cần xem xét từng tổ hợp có thể của số làn chịu tải nhân với hệ số làn xe.

Hệ số làn xe "m" không được kết hợp với hệ số phân bố tải trọng, trừ khi áp dụng quy tắc đòn bẩy hoặc có yêu cầu đặc biệt cho dầm ngoài cùng trong cầu dầm-bản.

Số làn chất tải Hệ số làn (m)

Tác động tĩnh học của xe tải hoặc xe hai trục, khi không tính đến lực ly tâm và lực hãm, cần phải được điều chỉnh bằng cách tăng thêm một tỷ lệ phần trăm cho lực xung kích.

Hệ số áp dụng cho tải trọng tác dụng tĩnh được lấy bằng: (1 + IM/100)

Lực xung kích không áp dụng cho tải trọng bộ hành hoặc tải trọng làn thiết kế

Bảng 1.5 Tỷ lệ phần trăm được tăng thên cho lực xung kích IM

Mối nối bản mặt cầu Tất cả các trạng thái giới hạn

Tất cả các cấu kiện khác

• Trạng thái giới hạn mỏi và giòn Tất cả các trạng thái giới hạn khác

Lực hãm được xác định bằng 25% trọng lượng của các trục xe tải hoặc xe hai trục, áp dụng cho mỗi làn đường thiết kế, và được xem là tác động theo cùng một chiều Các lực này tác động theo chiều ngang ở độ cao 1.800mm trên mặt đường, nhằm tạo ra ứng lực lớn nhất Tất cả các làn đường thiết kế cần được chất tải đồng thời cho cầu và cũng được coi là di chuyển cùng một chiều trong tương lai.

+ Tải trọng gió tác động lên công trình:

Tải trọng gió tác động lên công trình và xe trên công trình được tính với vận tốc gió VB (VB

- Tốc độ gió giật cơ bản trong 3 giây với chu kỳ xuất hiện 100 năm thích hợp với vùng tính gió tại vị trí cầu đang nghiên cứu)

Bảng 1.6 Tốc độ gió tác dụng lên kết cấu

Vùng tính gió theo TCVN 272 - 05

1.2.6 Các tiêu chuẩn về cường độ bê tông :

Hiện nay đang hình thành 2 tiêu chuẩn áp dụng :

Theo tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN 272-05 : áp dụng trong các yêu cầu tính tóan cường độ bê tông

Theo tiêu chuẩn định mức dự toán, giá trị xây dựng của vật liệu bê tông được tính toán dựa trên cường độ chịu nén Cường độ chịu nén của bê tông ở 28 ngày tuổi được ký hiệu là f’c và có đơn vị tính là Mpa Trong hồ sơ dự toán, cần thực hiện quy đổi giữa cấp bê tông và mác bê tông để thuận tiện cho việc áp dụng hệ thống định mức và đơn giá hiện hành.

Bảng 1.7 qui đổi tiêu chuẩn bê tông

100 9 - - Cột số 1 dùng để tính dự tóan công trình Đơn vị ở cột số 1 tính bằng kg/cm2, thí nghiệm trên mẫu lập phương 150x150x150

- Cột số 2 dùng để tính toán cho công tác thiết kế công trình Đơn vị ở cột số 2 tính bằng MPa, thí nghiệm trên mẫu hình trụ 150x300

Với đặc điểm địa hình và khí tượng thủy văn, việc thi công có thể diễn ra quanh năm Tuy nhiên, từ tháng 9 đến tháng 10, cần chú ý đến lũ lớn và mưa kéo dài có thể ảnh hưởng đến việc thi công móng và mặt đường, do đó công trường cần có kế hoạch thi công phù hợp.

ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

Dựa trên kết quả thí nghiệm thành phần hạt và giới hạn chảy dẻo, chúng tôi đã phân chia và xếp loại đất theo tiêu chuẩn 22TCN 260-2000, đồng thời xử lý thống kê số liệu để đưa ra các giá trị trung bình đặc trưng cho từng lớp đất Các số liệu thí nghiệm được chỉnh lý theo 20 TCN 74-87 do Bộ Xây Dựng ban hành Trong khu vực khảo sát địa chất, chúng tôi đã thành lập 13 hình trụ hố khoan và 03 mặt cắt địa tầng Địa tầng trong khu vực khảo sát được chia thành các lớp từ trên xuống đến 60m.

- Đất đắp:Lớp này gặp trong tất cả các lỗ khoan Bề dày lớp thay đổi từ 0.6 m đến 1.3 m

- Bụi hữu cơ, xám xanh đen, trạng thái chảy (OH), đôi chỗ lẫn cát, màu xám xanh đen

Lớp này gặp trong tất cả các lỗ khoan Bề dày lớp thay đổi từ 20.50 m (BH3) đến 36.80 m (BH2) Cao độ đáy lớp thay đổi từ -35.175 m (BH2) đến +0.721m (BH1)

Bảng 1.8 Chỉ tiêu cơ lý của lớp 1A như sau:

Hàm lượng % bột và sét (%) 97.22 Độ ẩm W (%) 79.0

Hệ số rỗng ban đầu 2.15

Chỉ số dẻo PI (%) 32.18 Độ sệt LI 1.16

- Bụi hữu cơ lẫn cát, xám xanh đen, trạng thái chảy, Lớp này chỉ gặp tại một số hố khoan:

Tại khu vực khảo sát, các lớp địa chất được ghi nhận với các thông số như sau: BH3 có độ sâu từ 24.00 m đến 37.20 m với bề dày 13.20 m; BH4 từ 26.30 m đến 39.10 m với bề dày 12.80 m; BH6 từ 28.30 m đến 37.50 m với bề dày 9.20 m; BH7 từ 24.00 m đến 35.50 m với bề dày 11.50 m; và BH8 từ 35.00 m đến 41.10 m với bề dày 6.10 m Cao độ đáy lớp địa chất dao động từ -39.338 m tại BH8 đến -33.679 m tại BH7.

Bảng 1.9 Chỉ tiêu cơ lý của lớp 1B như sau:

Dung trọng tự nhiên ρ (kN/m 3 ) 15.91

SVTH: NGUYỄN XUÂN TY - LỚP 15127CLCB Độ sệt LI 1.18

- Bụi hữu cơ lẫn cát, xám xanh đen, trạng thái chảy (OH), lớp này chỉ gặp tại hố khoan

BH3 (từ 21.50 m đến 24.00 m, bề dày lớp 2.50 m)

Bảng 1.10 Chỉ tiêu cơ lý của lớp 1C như sau:

Lớp sét gầy màu xám nâu có trạng thái dẻo mềm (CL) được phát hiện tại tất cả các hố khoan, với bề dày lớp thay đổi từ 2.9 m ở hố BH8 đến 9.5 m ở hố BH6 Cao độ đáy lớp này dao động từ -45.147 m tại hố BH6 đến -39.215 m tại hố BH2.

Bảng 1.11 Chỉ tiêu cơ lý của lớp 2 như sau:

Cát pha sét có màu vàng nâu và kết cấu chặt vừa (SC – SM) được phát hiện tại tất cả các hố khoan Độ dày của lớp cát này dao động từ 1.9 m tại hố BH6 đến 8.0 m tại hố BH1, trong khi cao độ đáy lớp cát pha sét thay đổi từ -49.679 m tại hố BH1 đến -45.179 m tại hố BH7.

Bảng 1.12 Chỉ tiêu cơ lý của lớp 3 như sau:

Hàm lượng % hạt sạn sỏi (%) 0.93

Sét gầy có màu nâu - xám trắng, với trạng thái nửa cứng đến cứng (CL), xuất hiện tại tất cả các hố khoan Độ dày của lớp sét này dao động từ 9.0 m tại hố BH1 đến 13.0 m tại hố BH7, trong khi cao độ đáy lớp thay đổi từ Nmax = 2665 kN Kết luận: cọc đủ khả năng chịu nén dọc trục

2.5.3 Kiểm tra cọc chịu nén khi uốn:

❖ Xác định độ mảnh của cọc:

 Với K là hệ số độ dài K = 1 r là bán kính quán tính của mặt cắt cọc r =0.3 m 2 lu là chiều dài cọc tự do (không ngàm) lu = 4.5m

Khi Klu/r > 22, phải xét đến hiệu ứng độ mảnh của cọc bằng phương pháp khuyếch đại momen

Trong đó: M2b: Momen do tải trọng phương dọc thanh gây ra

M2c: Momen do tải trọng phương ngang thanh gây ra

 : Hệ số chiết giảm độ cứng Với bê tông  = 0.75

Pu: Tải trọng tính toán

Pe: Tải trọng uốn tới hạn Pe = p²EI/(K*lu)²

K = 1 là hệ số chiều dài có hiệu của cọc

EI là độ cứng của cọc, lấy theo giá trị lớn của:

Vậy ở đây phải xét đến hiệu ứng độ mảnh

Bảng 2.33 Tải trọng xét đến hiệu ứng độ mảnh

Qx (KN) My (KNm) Qy (KN) Mx (KNm) ttcd1mncn 3,574.30 1.012 6.60 39.56 7.20 90.95 ttcd1mntn 3,795.00 1.012 3.80 24.60 7.20 91.02 ttcd2mntn 3,555.30 1.012 30.40 163.68 7.20 75.16 ttcd2mncn 3,388.50 1.011 35.00 188.46 7.20 75.12 ttsdmncn 2,665.40 1.009 28.50 149.18 4.40 68.29 ttsdmntn 2,897.90 1.009 25.50 132.94 4.40 68.34 ttdbngangcau 4,351.90 1.014 565.20 3,097.95 7.20 38.64 ttdbdoccau 3,720.80 1.012 5.20 30.06 272.80 1,302.55

Bảng 2.34 Xác định độ lệch tâm

Trạng thái giới hạn N (KN) My (KNm) Mx (KNm) ey (m) ex (m)

Cường độ 1 3,574.30 39.56 90.95 0.011 0.03 Đặc biệt 3 3,795.00 24.60 91.02 0.006 0.02 Đặc biệt 8 3,555.30 163.68 75.16 0.046 0.02 Đặc biệt 3 3,388.50 188.46 75.12 0.056 0.02 Đặc biệt 4 2,665.40 149.18 68.29 0.056 0.03 Đặc biệt 3 2,897.90 132.94 68.34 0.046 0.02 Đặc biệt 8 4,351.90 3,097.95 38.64 0.712 0.01 Đặc biệt 6 3,720.80 30.06 1,302.55 0.008 0.35

Lập biểu đồ với các thông số không thứ nguyên

Xét tiết diện đặt cốt thép đối xứng A's = As và thỏa mãn điều kiện Rs = Rsc Đặt ( b o ) n N

Với m và n tính được ta tìm trên họ biểu đồ 1 điểm nằm trong vùng các  ( gần đúng )

Bảng 2.35 Kiểm tra cốt thép theo các thông số không thứ nguyên n my mx  y  x As KẾT LUẬN

Kết luận: cọc đủ khả năng chịu tải

2.5.4 Kiểm tra cọc chịu cắt:

Lực cắt tại cọc lớn nhất Vu = Qmax = 565.20 KN

Sức kháng cắt của cọc: Vr =  *Vn

Hệ số sức kháng cắt f = 0.90

Momen tính toán lớn nhất Mu = 3054.40 kNm

Góc nghiêng của ứng suất nén chéo (giả định)  gd = 36.40 Deg

Góc nghiêng của thép ngang với trục dọc  = 90.00 Deg

Hệ số bê tông bị nứt chéo khi truyền lực (giả định)  gd = 2.20

Chiều cao chịu cắt hữu hiệu của mặt cắt là 760 mm, với ứng suất cắt trong bê tông được tính bằng công thức v = Vu/(*bv*dv), cho giá trị 0.786 Đồng thời, ứng biến trong cốt thép chịu kéo do uốn được xác định qua công thức ex=(Mu/dv+0.5*Vu*Cos)/(Es*As), với kết quả nhỏ hơn 0,002, cụ thể là 2.00E-03.

Hệ số Fe Fe = Es*As/(Ec*Ac + Es*As) = 0.091

Giá trị tuyệt đối ex đã được điều chỉnh ex = 2.00E-03

Tra bảng giá trị của  và   = 36.4

Kiểm tra điều kiện giả định  gd − OK

Giá trị 0,1*f'c*bv*dv 0,1*f'c*bv*dv = 2,397

Khoảng cách s của cốt thép đai s = 600

Số lượng cốt đai trong cự ly s n = 6

Diện tích cốt đai trong cự ly s Av = 1,206.37mm²

Diện tích cốt đai tối thiểu trong cự ly s Av min = 1,194.81 mm²

Kiểm tra điều kiện hàm lượng cốt đai ĐẠT

Sức kháng danh định của bê tông Vc = 0,083*b*(f'c)^0,5*bv*dv = 810 kN Sức kháng của cốt đai

Vn được xác định bằng giá trị nhỏ hơn của:

- Giá trị 1 Vn = 0,25 f'c bv dv = 5993 kN

- Giá trị 2 Vn = Vc + Vs = 1308 kN

Sức kháng cắt tính toán của cọc: Vr = 1177 kN

Kết luận: Vu V5.20 kN < Vr ĐẠT

Cọc đủ khả năng chịu lực cắt 2.5.5 Kiểm tra nứt cọc

Tổ hợp tải trọng kiểm tra nứt Sử dụng

Momen tính toán Mmax = 89.90 KNm

Tỷ số modun đàn hồi n = Es/Eo = 7.11

Hàm lượng cốt thép p = As/(D*d) = 1.79%

Giá trị j j = 1 - k/3 = 0.87 Ứng suất trong cốt thép chịu kéo f s =M / (A s * * )= 15.38 Mpa

Thông số bề rộng vết nứt

Cấu kiện bị vùi dưới đất Z = 17,000 N/mm

Diện tích BT bao thép chủ chia cho số thanh A = 13,090 mm² Ứng suất kéo trong cốt thép ở TTGH SD fsa=Z/(dc*A) 1/3 181.76Mpa

Kiểm tra điều kiện fs < fsa : fs = 15 < fsa = 182 ĐẠT

Kiểm tra điều kiện fs < 0,6fy: fs = 15 < 0,6fy = 240 ĐẠT

Kiểm toán đài

Hình 2.13 Sơ đồ tính bệ trụ phương dọc đài Bảng 2.36 Tải trọng theo phương dọc đài

Moment mặt cắt ngàm (kN.m) 34294 23928

Lực cắt tại ngàm (kN) 14282

2.6.1.2 Các thông số thiết kế:

Bảng 2.37 Các thông số thiết kế

Thành phần Kí hiệu Giá trị Đơn vị

Trong môi trường bình thường 30,000 Trong môi trường khắc nghiệt 23,000 Cấu kiện bị vùi dưới đất 17,000

Cường độ bê tông quy đổi (Bảng A.1 TCVN 5574-2012) f' c 25.0 MPa

Module đàn hồi bê tông E c 26712 MPa

Cường độ cốt thép chịu lực f y 400 MPa

Cường độ cốt thép chịu cắt f yh 300 MPa

Module đàn hồi thép E s 210000 MPa

Chiều cao tiết diện tính toán h 2.2 m

Bề rộng tiết diện tính toán b 5.8 m

Bề dày lớp bê tông bảo vệ a 0 0.075 m

2.6.1.3 Bố trí cốt thép trong đài:

 - Đường kính thanh thép  = 40 mm

- Số lượng thanh thép 1 lớp n = 41 cây/5.80m

- Số lớp cốt thép n' = 1 lớp

- Khoảng cách giữa các cốt thép a1 = 140 m

- Diện tích cốt thép bố trí A's = 0.0515 m2

- Diện tích cốt thép yêu cầu As = 0.0433 m2

❖ Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa

- KC từ trọng tâm CT chịu kéo đến mép ngoài thớ chịu kéo dc = 0.095 m

- KC từ trọng tâm CT chịu kéo đến mép ngoài thớ chịu nén d = 2.105 m

- Khoảng cách từ TTH đến mặt ngoài chịu nén c = 0.192 m

- KC từ trọng tâm CT chịu kéo đến mép ngoài thớ chịu nén de = 2.105 m

- Hàm lượng cốt thép tại mặt cắt tính toán c/de = 0.091

❖ Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu

- Tỷ lệ giữa cốt thép chịu kéo và diện tích nguyên  = 0.00404

- Hàm lượng cốt thép tối thiểu min = 0.00188

2.6.1.4 Kiểm tra nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng:

- Diện tích cốt thép chịu kéo tính toán As = 0.052 m2

- Hàm lượng cốt thép tính toán  = 0.004

- Khoảng cách tính toán từ mép chịu kéo đến trọng tâm cốt thép de = 0.070 m

- Diện tích phần bê tông có cùng trọng tâm với cốt thép (5.7.3.4) A = 0.812 m2

- Điều kiện môi trường (5.7.3.4) Thông thường

- Thông số bề rộng vết nứt (5.7.3.4) Z = 30000.00 kN/m

- Ứng suất kéo ở trạng thái giới hạn sử dụng (5.7.3.4) fsa = 78.03 MPa

- Tỷ số module đàn hồi n = 7.862

- Moment lớn nhất trong tổ hợp tải trọng sử dụng M = 23928.00 kN.m

- Ứng suất kéo trong cốt thép do tải trọng sử dụng fs = 235.48 MPa

- Kiểm tra điều kiện nứt ĐẠT

Hình 2.14 Sơ đồ tính đài theo phương ngang Bảng 2.38 Tải trọng theo phương ngang đài

Moment mặt cắt ngàm (kN.m) 21016.25 15266.25

Lực cắt tại ngàm (kN) 18275

2.6.2.2 Các thông số thiết kế:

Bảng 2.39 Các thông số thiết kế:

Thành phần Kí hiệu Giá trị Đơn vị

Cường độ bê tông quy đổi (Bảng A.1 TCVN 5574-2012) f' c 25.0 MPa

Module đàn hồi bê tông E c 26712 MPa

Cường độ cốt thép chịu lực f y 400 MPa

Cường độ cốt thép chịu cắt f yh 300 MPa

Module đàn hồi thép E s 210000 MPa

Chiều cao tiết diện tính toán h 2.2 m

Bề rộng tiết diện tính toán b 16.60 m

Bề dày lớp bê tông bảo vệ a 0 0.075 m

2.6.2.3 Bố trí cốt thép trong đài:

 - Đường kính thanh thép  = 28 mm

- Số lượng thanh thép 1 lớp n = 118 cây/16.60m

- Số lớp cốt thép n' = 1 lớp

- Khoảng cách giữa các cốt thép a1 = 0.141 m

- Diện tích cốt thép bố trí A's = 0.0727 m2

- Diện tích cốt thép yêu cầu As = 0.0265 m2

❖ Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa

- KC từ trọng tâm CT chịu kéo đến mép ngoài thớ chịu kéo dc = 0.143 m

- Khoảng cách từ TTH đến mặt ngoài chịu nén c = 0.095 m

- KC từ trọng tâm CT chịu kéo đến mép ngoài thớ chịu nén de = 2.057 m

- Hàm lượng cốt thép tại mặt cắt tính toán c/de = 0.046

❖ Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu

- Tỷ lệ giữa cốt thép chịu kéo và diện tích nguyên  = 0.00199

- Hàm lượng cốt thép tối thiểu  min = 0.00188

- Kiểm tra   min ĐẠT 2.6.2.4 Kiểm tra nứt ở TTGH SỬ DỤNG:

- Diện tích cốt thép chịu kéo tính toán As = 0.073 m2

- Hàm lượng cốt thép tính toán  = 0.002

- Khoảng cách tính toán từ mép chịu kéo đến trọng tâm cốt thép de = 0.064 m

- Diện tích phần bê tông có cùng trọng tâm với cốt thép (5.7.3.4) A = 2.125 m2

- Điều kiện môi trường (5.7.3.4) Thông thường

- Thông số bề rộng vết nứt (5.7.3.4) Z = 30000 kN/m

- Ứng suất kéo ở trạng thái giới hạn sử dụng (5.7.3.4) fsa = 58.34 MPa

- Tỷ số module đàn hồi n = 7.862

- Moment lớn nhất trong tổ hợp tải trọng sử dụng M = 15266.25 kN.m

- Ứng suất kéo trong cốt thép do tải trọng sử dụng fs = 103.98 MPa

- Kiểm tra điều kiện nứt ĐẠT 2.6.3 Kiểm tra chọc thủng:

Hình 2.15 Mặt bằng bố trí cọc trong đài

-Tổng lực chọc thủng tính toán P = 28564.0 m2

- Cường độ kéo dọc trục tính toán Rbt = 1.1

- Khoảng cách mép trong đến mép cột gần nhất (phương ngang) c1= 1.2 m

- Khoảng cách mép trong đến mép cột gần nhất (phương dọc ) c2 = 0.0 m

- Chiều cao làm việc của đài ho = 2.2 m

- Hệ số ứng với đài cọc toàn khối  = 1.0

- Khả năng chống chọc thủng của đài cọc [P] = 54439.0 kN

- Kiểm tra điều kiện ĐẠT 2.7 CHUYỂN VỊ CỦA CỌC:

Phương pháp tính toán cọc và nền làm việc đồng thời dựa trên quan hệ tải trọng – biến dạng

(Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2014)

Mô hình Winkler là một phương pháp mô phỏng nền đất, trong đó nền được thay thế bằng các lò xo, cho phép chỉ những khu vực chịu tải trọng xảy ra biến dạng, trong khi các khu vực lân cận không bị ảnh hưởng.

Theo mô hình này, quan hệ ứng suất - biến dạng được biểu diễn bằng quan hệ sau: p = ks

Trong đó: p - tải trọng tác dụng

Phương pháp phần tử hữu hạn kết hợp với mô hình Winkler phi tuyến cho phép chia cọc thành các phần tử nhỏ, trong đó tương tác giữa cọc và đất được mô phỏng bằng các lò xo (gối đàn hồi) Cụ thể, một phần tử cọc có chiều dài li được xem xét, với giả thiết rằng đường kính và phản lực của đất tác động lên cọc theo phương ngang (py) và phương đứng (tz) là không đổi trong phạm vi chiều dài của phần tử cọc (Tạp chí Cầu đường Việt Nam số 11/2006)

- Hệ số nền tại mũi cọc theo phương đứng tính như sau:

Cọc khoan nhồi (rời hoặc dính): Kv = 0.2 α EoD-3/4

Kv: Hệ số nền muic theo phương đứng (kgf/cm3) α : Hệ số điều chỉnh mũi cọc Eo

D: Đường kính mũi cọc (cm)

Eo: Mô đun biến dạng nền (kgf/cm2)

Eo = 25N; (N: Giá trị xuyên tiêu chuẩn)

- Hệ số nền dọc thân cọc thdeo phương đứng tính như sau:

Cọc khoan nhồi: ksv = 0.03 αEoD-3/4 ksv: hệ số nền thân cọc theo phương đứng (kgf/cm3)

- Hệ số nền ngang thân cọc tính như sau:

Cọc khoan nhồi (đá) : kh: Hệ số nền ngang thân cọc (kgf/cm3)

- Tính theo mô hình phần tử hữu hạn

Mô hình cọc đơn được thiết kế với các liên kết đàn hồi cách đều nhau 2m, và hệ số nền được tính toán dựa trên phương pháp mô đun biến dạng nền.

Gối đàn hồi gắn vào cọc được tính như sau:

+ Gối đàn hồi đứng mũi cọc: Kv = kv At, (At diện tích mũi cọc)

+ Gối đàn hồi đứng thân cọc : Ksv = ksv As (As diện tích xung quanh phần cọc giữa hai gối đàn hồi ngang)

+ Gối đàn hồi ngang: Kh = khp Ahp (Ahp diện tích hình chiếu đứng của phần cọc giữa hai gối đàn hồi ngang) Điều kiện kiểm tra:

+ Chuyển vị ngang không được vược quá 38 mm

+ Độ lún giới hạn của móng không được vượt qua 25.4 mm

Bảng 2.40 Kết quả chuyển vị của móng ở TTGH SD MNTN Kết luận:Vậy móng cọc khoan nhồi thỏa mãn điều kiện chuyển vị ngang và độ lún cho phép

Hình 2.16 Kết quả chuyển vị đầu cọc ở TTGH SD mntn

GIA CỐ ĐẤT NỀN ĐẦU CẦU

Cơ sở thực hiện và tính toán thiết kế cọc xi măng đất

Theo quy định của TCXDVN 9403: 2012 về "Gia cố đất nền yếu bằng phương pháp trụ đất xi măng", thiết kế cọc đất xi măng được áp dụng để cải thiện nền đất yếu, đặc trưng bởi khả năng chịu tải kém (N300 < 1), độ nhạy lớn (a > 0,01 cm²/kg) và tính lún cao (Cc > 0,5) Các nguyên tắc và quy trình lập thiết kế này nhằm đảm bảo hiệu quả trong việc gia cường nền đất yếu.

Các thí nghiệm trong phòng và thí nghiệm hiện trường được thực hiện trước và sau khi xử lý gia cường nền đất yếu bằng cọc đất xi măng Kết quả thu được từ các thí nghiệm này là dữ liệu đầu vào quan trọng để lập thiết kế cơ sở cho cọc xi măng đất.

Các thí nghiệm hiện trường và thí nghiệm trong phòng là cần thiết để xác minh kết quả tính toán trong hồ sơ thiết kế cọc đất xi măng, đồng thời cung cấp cơ sở khoa học và thực tiễn cho việc xác định các thông số kỹ thuật như đường kính, khoảng cách và tỷ lệ xi măng/1m³ đất trộn Đối với cấu trúc địa chất phức tạp, việc thi công đại trà cọc xi măng đất vẫn yêu cầu thực hiện các thí nghiệm bổ sung để đảm bảo chất lượng.

Phương án thiết kế gia cố nền và các thông số thiết kế cọc xi măng đất

3.2.1 Phương án thiết kế gia cố nền bằng cọc xi măng đất

Bố trí cọc theo hình vuông là phương pháp gia cố nền đất yếu tại khu vực tiếp giáp với mố cầu Sử dụng cọc xi măng đất với phương pháp cánh trộn, có đường kính D=0,8m và chiều sâu cọc được xác định phù hợp để đảm bảo tính ổn định và bền vững cho công trình.

31m và khoảng cách gia cố là 1,4m

Thông số thiết kế cọc xi măng đất

3.2.2 Các thông số kỹ thuật của cọc đất xi măng như sau:

Vữa xi măng đất là một loại vật liệu hỗn hợp, yêu cầu việc đồng nhất hóa giữa hai thành phần chính để tạo ra một vật liệu có các thông số tương đương Trong luận văn này, do không thực hiện thí nghiệm mẫu, chúng tôi áp dụng công thức để ước lượng các thông số trộn của cọc xi măng đất.

Sử dụng lý thuyết vật liệu composite:

E L lần lượt là mô đun đàn hồi của hỗn hợp xi măng – đất, vật liệu xi măng và vật liệu đất

 L lần lượt là hệ số Poison của hỗn hợp xi măng – đất, vật liệu xi măng và vật liệu đất

S1: là diện tích của phần vật liệu xi măng

-Hàm lượng nước và xi măng: N/X=0,3 - 0,7

-Hàm lượng xi măng:220kg/m 3

-Sức kháng nén một trục nở hông: q u =1MPa (10kg/cm 2 )

-Mô đun tổng biến dạng: E c %0MPa

-Dung trọng của cọc: γ c =1,6T/m 3 KN/m 3

-Lực dính đơn vị của cọc: C c =0,25MPa

-Hệ số poision :v=0,35 bảng 3.1 Thông số tỷ lệ trộn của cọc xi măng đất

Mô đun đàn hồi E (kPa) Tỷ lệ trộn (%) Mô đun đàn hồi tương đương E (kPa) Đất Vữa XM Đất Vữa XM Mô hình

3.2.3 Các thông số về quy mô xử lý:

- Đường kính cọc xử lý: D=0,8m

- Sơ đồ bố trí: Bố trí dạng hình vuông, khoảng cách giữa các cọc: d 1 =1,4m, khoảng cách giữa các hàng cọc là d 2 =2m

- Tỷ lệ diện tích gia cố: 25,65%

Dự án thiết kế bao gồm 2 làn xe với tải trọng tính toán theo tiêu chuẩn HL93 Quy mô xử lý cọc xi măng đất được xác định với đường kính cọc 0.8 m, bố trí hình vuông và tỷ lệ diện tích gia cố đạt 25.65% Tổng số lượng cọc là 108, trong đó có 72 cọc dài 31m, 12 cọc dài 23m, 12 cọc dài 27m và 12 cọc dài 29m Lớp vữa bê tông được sử dụng có độ dày 0.4 m.

Hình 3.1 Mặt bằng bố trí cọc xi măng đất

Sức chịu tải của đất nền sau gia cố

3.3.1 Sức chịu tải của cọc xi măng đất:

Sức chịu tải cọc đơn xi măng đất có thể tính theo công thức:

Theo sức kháng cắt của vật liệu cọc xi măng-đất : qxmd1 = .qus.A =0.85*0.85*1*1000*0.50363 kN

Sức chịu tải cho phép của cọc đơn xi măng-đất được xác định dựa trên sức kháng cắt của vật liệu cọc xi măng-đất (kN) Cường độ kháng nén của xi măng-đất thân cọc đạt 90 ngày tuổi và được bảo dưỡng theo tiêu chuẩn, được ký hiệu là qus (kN/m2).

Ac - Diện tích mặt cắt của cọc (m2 );

 - Hệ số triết giảm cường độ thân cọc; = 0.8 bảng 3.3 Sức chịu tải cọc xi măng đất

Chiều dài cọc soilcrete Hr m 31 Đường kính cọc soilcrete D m 1

Kiểu bố trí Hình vuông

Tỉ số thay thế as 0,256

Số cọc thiết kế n cọc 18

Hệ số an toàn FS 1,2

Cường độ cọc soilcrete cần phải thiết kế quyc kN/m 2 85.9 Cường độ cọc xmđ qxmd1 kN/m 2 302.5 Kết luận Cọc đủ khả năng chịu tải

3.3.2 Khả năng chịu tải của nền đất sau gia cố:

Khả năng chịu tải của nền đất sau gia cố được xác định theo công thức 1 và 2 (theo 22 TCN 244-98 và TCN 262-2000): q ult =π+2

Khả năng chịu tải tối đa của đất yếu sau khi gia cố được biểu thị bằng qult (kN/m2), trong đó B (m) là bề rộng nền đường, Hy (m) là chiều dày lớp đất yếu Hệ số sức chịu tải được tra cứu từ đồ thị là Nc, trong khi hệ số an toàn Fs được quy định là 1,05-1,1 theo tiêu chuẩn 22 TCN 244-98 trong thi công và Fs ≥ 1,5 trong khai thác.

Sức chống cắt của nền tương đương được tính theo công thức 3 (TCVN 9403: 2012) với ctb = as×cus + (1-as)cuc, trong đó ctb (kN/m2) là sức chống cắt không thoát nước, cus là sức chống cắt không thoát nước của đất trộn xi măng, và cuc là sức chống cắt không thoát nước của đất yếu nguyên dạng Tỉ số thay thế as được xác định theo công thức 4 hoặc 5 và thể hiện trên Hình 2.1, với as = π×D² / (4×S²) bố trí theo lưới ô vuông Ngoài ra, góc ma sát trong φtb và môđun đàn hồi Etb của nền tương đương cũng được xác định theo công thức 6 và 7.

SVTH: NGUYỄN XUÂN TY - LỚP 15127CLCB φ tb =as×φ us +(1-as)φ uc

E tb =as×E us +(1-as)E uc

Trong bài viết này, φtb (độ) và Etb (kN/m2) đại diện cho góc ma sát và môđun đàn hồi của nền quy đổi tương đương Bên cạnh đó, φus (độ) và Eus (kN/m2) là góc ma sát và môđun đàn hồi của đất trộn xi măng, trong khi φuc (độ) và Euc (kN/m2) thể hiện góc ma sát và môđun đàn hồi của đất yếu nguyên dạng.

Hình 3.2 Sơ đồ bố trí cọc xi măng đất

Đường kính cọc soilcrete được ký hiệu là D (m) và khoảng cách giữa hai cọc là S (m) Tổng tải trọng tác động lên đất yếu gia cố, ký hiệu là q0, phải tuân theo công thức q0 = He × γe + qs ≤ q ult Trong đó, qs (kN/m2) là tải trọng tương đương của hoạt tải thiết kế, He (m) là chiều cao nền đường, và γe (kN/m3) là dung trọng trung bình của đất đắp nền đường.

3.3.3 Khả năng chịu tải của nền đất bên dưới khối gia cố:

Khả năng chịu tải tối đa của đất bên dưới phần gia cố được xác định theo công thức 9: q ult =[c ' N c +q×N q +1

Lực dính hiệu c’ (kN/m²) của nền đất dưới vùng gia cố được xác định bởi các yếu tố như trọng lượng riêng của lớp đất xung quanh γ (kN/m³) và các hệ số khả năng chịu tải Nc, Nq, Nγ theo lý thuyết của Terashi Tải trọng tác động lên đáy vùng gia cố được tính bằng công thức q = γ × Hr, trong đó Hr là độ dày của vùng gia cố Để đảm bảo khả năng chịu tải, tổng áp lực nền đắp q0 phải nhỏ hơn khả năng chịu tải cho phép qall và thỏa mãn điều kiện q0 ≤ qall = qult.

3 Trong đó, Fs là hệ số an toàn lấy bằng 3 trong mọi trường hợp bảng 3.3 Sức chịu tải dưới nền đường

Sức chống cắt của đất yếu xác định từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường cuc kN/m 2 21

Cường độ xi măng đất ở tuổi 28 ngày qus kN/m 2 500.00

Cường độ cọc soilcrete ở ngoài hiện trường qutk kN/m 2 250.00

Sức kháng cắt của xi măng đất cus kN/m 2 125.00

Sức chịu tải của nền gia cố ctb kN/m 2 47.89

Hệ số an toàn FS 1,5

Tải trọng do khối đất đắp qe kN/m 2 80.00 Tải trọng do xe tác dụng lên nền đường qs kN/m2 15.00

Tải trọng tổng cộng do nền đường gây ra qo kN/m2 95.00

Khả năng chịu tải tối đa của nền đất sau khi gia cố đạt 164.17 kN/m2, cho thấy nền đất đủ khả năng chịu tải theo bảng 3.4 Sức chịu tải của nền đất dưới vùng gia cố cũng được xác nhận.

Khoảng cách từ mép cọc đến mép cọc

Góc ma sát của đất dưới mũi cọc từ thí nghiệm cắt trực tiếp φ độ

Lực dính của đất dưới mũi cọc từ thí nghiệm cắt trực tiếp c kN/m 2

Hệ số khả năng chịu tải Nc 8.82

Hệ số khả năng chịu tải Nq 2.72

Hệ số khả năng chịu tải Nγ 0.62

Hệ số an toàn FS 3.00

Tải trọng bản thân của đất tại mũi cọc q kN/m 2

Khả năng chịu tải tối đa của đất dưới mũi cọc qutk kN/m 2

Khả năng chịu tải của nền đất sau khi gia cố qall kN/m 2

Tải trọng tổng cộng do nền đường gây ra qo kN/m 2 95

Kết luận nền đủ khả năng chịu tải

Thiết lập mô hình tính toán

- Mô phỏng bằng phần mềm Plaxis;

- Sử dụng mô hình nền Morh-Coulomb để mô phỏng;

So sánh kết quả mô phỏng giữa hai mô hình nền với dữ liệu quan trắc thực tế giúp xác định mô hình nào có kết quả gần gũi nhất với thực tế Việc lựa chọn mô hình phù hợp là rất quan trọng để đảm bảo độ chính xác trong các phân tích và dự báo.

Hàm lượng hạt cuội, sạn

Hàm lượng hạt bụi – sét Độ ẩm tự nhiên

Khối lượng thể tích tự nhiên

Khối lượng thể tích khô

Hệ số rỗng Độ bão hòa

Chỉ số dẻo Độ sệt

Số búa thí nghiệm SPT

% % % % kN/m 3 kN/m 3 % % % % % kPa o ' kPa -1 kPa búa

4 0 3.92 96.08 21 20.48 16.97 2.74 38.1 0.62 92.55 42.95 21.36 21.58 0 49.16 15°39' 0.0002 16348 15-50 bảng 3.5 tổng hợp các chỉ tiêu cơ lý thông thường

3.4.1 Phương pháp phân tích Độ lún nền đất yếu sẽ được phân tích bằng phương pháp phần tử hữu hạn với sự hỗ trợ của phần mềm Plaxis 2D Mô hình nền được sử dụng trong phân tích là Morh-Coulomb Model (MCM) Kết quả phân tích sẽ được so sánh và so sánh với kết quả lún tiêu chuẩn cho phép

Xây dựng mô hình phân tích lún nền đất yếu bằng phần mềm Plaxis 2D

Gia cố nền đường khu vực vào cầu vượt bằng phương pháp cọc xi măng đất, sử dụng cọc có đường kính 0,8m và chiều sâu 9m Khoảng cách giữa các cọc gia cố là 1,4m, trong khi khoảng cách giữa các hang là 2m.

Bố trí mặt tính toán diện tích 9m x 6m với 03 hàng cọc có đường kính d1 = 1,4m và d2 = 2m Đầu cọc được gia cố bằng khối vữa bê tông dày 0,4m Tải trọng xe tính toán theo tiêu chuẩn HL93 với 2 làn xe (B = 9m).

Tải trọng phân bố:(93x2)/(9x20)=1,111Tấn/m2.78 Kn/m2.

Hình 3.3 Mô hình Cọc đất trộn xi măng

3.4.2 Mô hình vật liệu cho các cấu kiện và đất nền

Cấu kiện cơ bản trong mô hình bao gồm cọc xi măng đất, được gia cố bằng tấm xi măng đất với hàm lượng xi măng đạt 220kg/m³ Các cấu kiện này được mô phỏng thông qua các phần tử và thông số vật liệu, như được trình bày trong bảng 3.6 và bảng thông số tải trọng.

Load Load Node X Y qx qy no system [m] [m] [kN/m/m] [kN/m/m]

2160 65.7 35.3 0 -15 bảng 3.7 Thông số cấu kiện vữa bê tông

ID Name Type EA EI w n M_p N_p kN/m kNm 2 /m kN/m 2 kNm/m kN/m

1 Vữa BT Elastic 1070000 14200 9.6 0.35 1.00E+15 1.00E+15 bảng 3.8 Thông số cấu kiện cọc xi măng đất

Name Type g_unsat g_sat k_x k_y n E_ref E_incr y_ref R_inter kN/m 3 kN/m 3 m/day m/day kN/m 2 kN/m 3 m Cọc xi măng đất Non-porous 16 16 0 0 0.35 250000 0 0 1 bảng 3.9 Thông số vật liệu đất nền

Name Type g_unsat g_sat k_x k_y n E_ref c_ref phi

[kN/m 3 ] [kN/m 3 ] [m/day] [m/day] [ - ] [kN/m 2 ] [kN/m 2 ] [ ° ] Lớp đất 1a UnDrained 8.44 15.14 0 0 0.2502 498.8 6.52 3.83 Lớp đất 1b UnDrained 9.87 19.91 0 0 0.2499 725.9 8.44 5.2 Lớp đất 1c UnDrained 8.95 15.45 0 0 0.25 694.0 7.85 4.86 Lớp đất 2 UnDrained 13.56 18.34 0 0 0.2499 9375.2 21.41 11.01 Lớp đất 3 UnDrained 16.41 19.85 0 0 0.35 24137.0 10.75 23.2 Đất đắp Drained 17 20 1 1 0.3 39998.8 1 32

3.4.3 Phân tích lún của nền đất yếu bên dưới nền đắp được thực hiện trên hai mô hình nền Morh- Coulomb:

Mô hình các giai đoạn thi công

Việc mô hình các giai đoạn thi công cho mô hình đất nền Morh-Coulomb như

Hình 3.4 Áp lực nước lỗ rỗng trong mô hình

Identification Phase no Start from Calculation Loading input Time

The construction of cement-soil piles involves a plastic analysis with a staged construction timeline of 50 days Following this, a consolidation analysis is conducted after 15 years, spanning 8,754 days Stability checks are performed, utilizing phi/c reduction with incremental multipliers, which requires no additional time Furthermore, stability assessments are carried out post-construction, also using phi/c reduction with incremental multipliers, with no time allocated for this step These steps are outlined in Table 3.10, detailing the calculation setup within the Plaxis 2D Foundation model.

Hình 3.6 Giai đoạn gia cố cọc xi măng đất và lớp vữa bê tông

Hình 3.7 Giai đoạn đặt tải

Xét điểm A dưới đáy lớp đất đắp

Hình 3.8 chuyển vị đất nền giai đoạn 1

Hình 3.9 Điểm A chuyển vị đáy lớp đất đắp giai đoạn 1 khi chưa cố kết có độ lún lớn nhất là

Hình 3.10 chuyển vị đất nền giai đoạn 2

Time [day] chuyển vị đáy lớp đất

Hình 3.11 Điểm A chuyển vị đáy lớp đất đắp giai đoạn 2 có độ lún lớn nhất là 1.2cm thỏa độ lún dư cho phép 10cm

3.4.4.2 Cung trượt và hệ số ổn định: bảng 3.11 Hệ số ổn định trượt của nền đường đắp Ph-No Displ Load A Load B Weight Accel Time s-f

Hình 3.12 Cung trượt nền đường đắp sau khi gia cố xi măng đất

Time [day] chuyển vị của điểm A sau

Hình 3.13 Cung trượt của nền đường đắp khi khai thác

Cung trượt của nền đường đắp thường xuất hiện ở phía trên ta luy, do đó cần áp dụng các biện pháp gia cố mái ta luy như trồng cỏ, lát đá và phun vữa để đảm bảo tính ổn định và an toàn cho công trình.

Hình 3.14 Ứng suất momem uốn trên lớp vữa bê tông Mmax = 9.19kNm => lớp vữa bê tông không bị phá hủy

Các bước thiết kế, thi công cọc xi măng đất

- Khảo sát địa chất công trình, thí nghiệm xác định hàm lượng xi măng thích hợp trong phòng thí nghiệm;

Thiết kế sơ bộ nền gia cố cần dựa vào điều kiện tải trọng từ kết cấu bên trên, được xác định qua kết quả thí nghiệm mẫu trong phòng và kinh nghiệm tích lũy.

- Thi công trụ thử bằng thiết bị dự kiến sử dụng;

- Tiến hành các thí nghiệm kiểm tra (xuyên cánh, xuyên tĩnh, nén tĩnh, lấy mẫu);

- So sánh với các kết quả thí nghiệm trong phòng, đánh giá lại các chỉ tiêu cần thiết;

- Điều chỉnh thiết kế (hàm lượng chất gia cố, chiều dài hoặc khoảng cách giữa các trụ);

- Thi công đại trà theo công nghệ đã đạt yêu cầu và tiến hành kiểm tra chất lượng phục vụ nghiệm thu

Mặc dù tỷ lệ pha trộn giống nhau, nhưng mẫu chế bị trong phòng và thực tế thi công có sự khác biệt Do đó, việc thi công trụ thử và tìm kiếm hiệu quả gia cố tối ưu là bắt buộc Các trụ thử cần được thi công ngoài công trình để thực hiện thí nghiệm kiểm tra, với yêu cầu tối thiểu là 2 trụ cho mỗi loại thiết bị và công nghệ theo TCVN 9403: 2012.

Quá trình thi công công trình cọc xi măng đất

Công tác khoan được thực hiện bằng phương pháp khoan xoay kết hợp với xối nước qua cần khoan và mũi khoan đặc biệt Khi mũi khoan đạt đến độ sâu thiết kế, quá trình phụt vữa bắt đầu, với vữa được phun qua vòi phun dưới áp suất và vận tốc cao, giúp phá vỡ cấu trúc đất và hình thành cột hỗn hợp ximăng-đất Trong suốt quá trình này, cần khoan được xoay và nâng lên từ từ.

Hình 3.15 Mô tả quá trình thi công tạo cọc đất gia cố xi măng

Thiết bị thi công bao gồm: Thùng chứa nước, trạm trộn vữa và thiết bị khoan, bơm

Các ống nối chịu áp lực cao và đường cáp điều khiển kết nối máy bơm với máy khoan, với chiều dài cần khoan từ 2m đến 35m Lỗ khoan được liên kết với rãnh thu để dẫn bùn chảy về máy bơm bùn, nơi hỗn hợp nước, đất và ximăng được bơm ra khỏi hiện trường hoặc tái sử dụng.

Cần khoan phải được thiết kế với các lỗ phun và mũi khoan, đảm bảo khả năng khoan đến độ sâu mong muốn Thông thường, hỗn hợp vữa phun cũng đóng vai trò là dung dịch giữ vách lỗ khoan.

Quá trình phun vữa được thực hiện từ dưới lên trên, kết hợp với việc xoay và rút cần khoan Hỗn hợp đất, nước và ximăng thừa sẽ được vận chuyển lên mặt đất qua vành khuyên tiếp giáp với lỗ khoan và dọc theo cần khoan Trong suốt quá trình này, cần phải liên tục theo dõi các thông số thiết kế để đảm bảo hiệu quả.

Sự hỗn loạn từ tia vữa trong khu vực ảnh hưởng giúp trộn đều đất với dung dịch phụt Trước khi thực hiện phụt vữa, cần rót dung dịch giữ vách vào lỗ khoan và bổ sung liên tục.

Tính toán thiết kế các thông số khoan phụt

Các yếu tố ảnh hưởng đến kết quả gia cố đất bằng cọc đất trộn xi măng bao gồm loại đất, sức chịu tải, dung trọng, cấp phối hạt, hàm lượng nước và giới hạn Atterberg Những yếu tố này đóng vai trò quan trọng trong việc xác định hiệu quả và độ bền của công trình gia cố đất.

Trong quá trình thi công cọc đất trộn xi măng, cần xác định các thông số quan trọng như đường kính cọc, tốc độ thi công, tính chất cơ lý của cọc và hiệu quả kinh tế Mỗi thông số này phải được tính toán phù hợp với loại đất và vị trí cụ thể Để đạt được kết quả tối ưu, việc tiến hành các thử nghiệm hiện trường là cần thiết nhằm tìm ra các thông số thích hợp.

3.5.2.2 Trình tự tính toán sơ bộ các thông số khoan phụt như sau: a Sơ bộ chọn cường độ cọc đất gia cố xi măng, kết hợp với biểu đồ kinh nghiệm để hiệu chỉnh lượng xi măng, sau đó xác định lượng xi măng trên một m3 cọc đất gia cố xi măng b Chọn đường kính cọc đất gia cố xi măng sẽ tạo ra và tính toán lượng xi măng sẽ dùng c Chọn cấp phối vữa Trong trường hợp hỗn hợp chỉ là nước và xi măng, tỉ lệ này sẽ ảnh hưởng đến khả năng bơm cũng như cường độ cọc đất gia cố xi măng Tỉ lệ nước/ximăng (N/X) càng cao thì càng dễ bơm nhưng cường độ đạt được lại thấp

Khi chọn cấp phối vữa cần quan tâm đến các yếu tố: điều kiện tự nhiên của đất; cấp phối hạt; khả năng thấm và hàm lượng nước

Trong vùng đất có tính thấm lớn, nước trong vữa có thể thoát ra khỏi vùng xử lý, tỉ lệ N/X cần chọn tăng lên

Với đất dính, độ thấm nước nhỏ thì chọn tỉ lệ N/X nhỏ để đạt cường độ cao hơn

Với đất có độ thấm cao, mà yêu cầu về cường độ không cao lắm, có thể pha thêm Bentonite vào vữa để giảm mất nước

Tỉ lệ N/X thông thường được chọn từ 1 đến 1,5 Để tính toán số lượng vữa cần bơm cho một cọc đất gia cố xi măng, cần xác định áp suất phụt, lý tưởng nhất là dựa trên kinh nghiệm kết hợp với thí nghiệm thực địa Áp suất bơm vữa càng cao, năng lực của tia phụt ra càng lớn, dẫn đến hiệu quả phá đất cao hơn Áp suất cao cũng làm tăng đường kính cột đất, điều này còn phụ thuộc vào thời gian bơm và lượng vữa bơm ra tại vị trí đó Ngoài ra, việc chọn kích thước và số lỗ phù hợp với cần khoan cũng rất quan trọng Cuối cùng, từ các thông số đã xác định, ta có thể tính toán thời gian bơm vữa cho một mét cọc đất gia cố xi măng.

Nguyễn Xuân Ty, lớp 15127CLCB, hướng dẫn cách chọn mức độ rút cần khoan lên từ 20 đến 30cm/ph và tính toán thời gian bơm vữa cho mỗi đoạn Đồng thời, cần xác định tốc độ quay của cần khoan khi rút lên, tối thiểu là 1 đến 2 vòng cho mỗi đoạn.

Sau khi hoàn thành 9 bước tính toán, cần thực hiện thí nghiệm thực địa tại ít nhất bốn vị trí, mỗi vị trí thực hiện ba cột Tại mỗi vị trí, cần điều chỉnh giá trị cấp phối vữa, lưu lượng và bước thời gian để thu thập dữ liệu chính xác.

Sau khi cọc đất gia cố xi măng đã ổn định, cần tiến hành đào để kiểm tra cọc, đo lại đường kính và đánh giá cường độ cũng như hệ số thấm Nếu cọc nằm quá sâu, có thể thực hiện khoan lấy mẫu để tiến hành thí nghiệm.

Hình 3.16 Thi công cọc đất gia cố xi măng đất

22 TCN 272 : 2005 Tiêu chuẩn thiết kế cầu

TCVN 10304 : 2014 Móng cọc – tiêu chuẩn thiết kế

22 TCN 262 : 2000 Quy trình khảo sát, thiết kế đường ô tô trên nền đất yếu

TCVN 9403:2012 Gia cố nền đất yếu – Phương pháp trụ đất xi măng

“Nghiên cứu ứng dụng phương pháp cọc xi măng đất trong gia cố nền đất yếu” – Lý Duyên Lộc, Trần Văn Tiếng

Luận văn thạc sĩ của Lý Duyên Lộc nghiên cứu ứng dụng phương pháp cọc xi măng đất theo công nghệ Nhật Bản trong việc gia cố nền đất yếu Nguyễn Lê Thuận thực hiện đồ án tốt nghiệp với đề tài thiết kế cầu dầm liên tục BTCT có nhịp 50-80-50m, thi công bằng phương pháp đúc hẫng cân bằng Võ Trọng Phúc cũng hoàn thành đồ án tốt nghiệp về thiết kế móng cầu.

Định dạng
Số trang	79
Dung lượng	6,29 MB