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

ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016 76 MỘT PHƯƠNG PHÁP ĐƠN GIẢN HÓA CHO VIỆC TÍNH TOÁN MỐ CẦU CHẮN NỀN ĐẮP CAO TRÊN MÓNG CỌC QUA ĐẤT YẾU ThS. PHẠM ANH TUẤN Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng Tóm tắt: Mục tiêu chính của bài báo này là giới thiệu phương pháp SAPA để phục vụ cho việc phân tích và dự tính chuyển vị, momen uốn của mố cấu chắn nền đắp cao được xây dựng trên móng cọc qua nền đất yếu. Nghiên cứu cũng cho thấy rằng, kết quả từ phương pháp trình bày SAPA đã đạt được một sự phối hợp tốt và hợp lý với dữ liệu thí nghiệm centrifuge và phần mềm Plaxis 3D. Do đó, các kết quả của nghiên cứu này hướng tới để có thể cung cấp một số hướng dẫn cơ bản cho các nhà thiết kế, mang lại cái nhìn thực tế hơn về cơ chế tương tác vào trong quá trình thiết kế. Từ khóa: SAPA phương pháp; ứng suất cắt; mố cầu; tương tác đất nền-kết cấu, ứng xử đất yếu. 1. Đặt vấn đề Vấn đề thiết kế mố cầu chắn nền đắp cao trên móng cọc đi qua nền đất yếu là một vấn đề khó khăn và thách thức đối với các kỹ sư địa kỹ thuật bởi cường độ chịu nén và kháng cắt thấp, tính nén lún cao và hệ số thấm thấp của nền sét yếu. Mức độ cố kết của lớp sét yếu bởi tải trọng phụ phía trên và hiện tượng dồn đất giữa các cọc là những nguyên nhân gây ra chuyển vị và momen uốn của cọc. Trong một số trường hợp thì khả năng chịu tải bị vượt quá giới hạn và sự phá hoại kết cấu sẽ xảy ra [1,2]. De Bear and Wallays [2] và Tschebotarioff [3] đã khuyến nghị về việc sử dụng mô hình phân bố áp lực bên xem như liên tục và có dạng tam giác trong nền sét yếu. Polous [4] đã tiến hành nghiên cứu thông qua phương pháp sai phân hữu hạn cho cọc đơn để xem xét sự chuyển động của đất xung quanh cọc từ việc thay đổi các yếu tố mà có ảnh hưởng đến chuyển vị và momen của cọc. Oteo [5] đã phát triển các biểu đồ thiết kế đơn giản cho việc dự tính độ võng và momen uốn trong cọc do tải trọng phụ phía trên gây ra. Một vài phương pháp đã được đề xuất trước đây cho việc tính toán chuyển vị và momen uốn của cọc chẳng hạn như Spring-man (1997), Ellis(1996) và Steward et.al(1993), Polous (1973). Tuy nhiên một số yếu tố như sự chuyển tiếp ứng suất từ nền đắp vào móng cọc, sự tương tác giữa nền đắp - đất yếu và độ cứng tương đối của cọc - đất nền chưa được xem xét trong các phương pháp trước đây. Một trong những mục đích chính của bài báo này là xây dựng và phát triển một phương pháp phân tích cải tiến đơn giản gọi là SAPA. Ở đó có xem xét tới cơ chế chuyển tiếp ứng suất từ nền đắp vào móng cọc, sự tương tác giữa nền đắp - đất yếu - kết cấu và độ cứng tương đối của cọc - đất nền bởi việc sử dụng mô hình áp lực đất tương đương, được áp dụng để tính toán momen uốn của cọc và chuyển vị ngang của cọc. Kết quả tính toán của phương pháp cũng được so sánh với các kết quả phân tích số và dữ liệu thí nghiệm ly tâm. 2. Sơ đồ thí nghiệm và mô phỏng số 2.1 Thí nghiệm centrifuge Ellis [6] đã nghiên cứu sự tương tác giữa kết cấu - đất với nền đắp sau lưng tường mố có chiều cao lớn đã đưa ra chuyển vị thẳng đứng của cọc qua lớp sét yếu. Bốn thí nghiệm ly tâm (EAE4-EAE5-EAE6-EAE7) đã được tiến hành để nghiên cứu ảnh hưởng của chiều dày của lớp sét và tỷ lệ chiều cao nền đắp xây dựng sau lưng tường mố cầu. Việc thoát nước thẳng đứng đã được sử dụng trong 3 thí nghiệm để đẩy nhanh quá trình phân tán áp lực nước lỗ rỗng. Ellish [6], Ellish and Spring- man [7] đã mô tả chi tiết của chương trình thí nghiệm, những hướng dẫn và quá trình mô hình. Những điểm mấu chốt của thí nghiệm centrifuge được tổng quan như sau: - Bốn thí nghiệm ly tâm được kí hiệu là EAE4- EAE5-EAE6-EAE7 với các thông số được trình bày trong hình 1. Việc xây dựng nền đắp được hoàn thành trong 21 ngày (EAE4-EAE6) đối với ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016 77 mô hình đắp nhanh và 210 ngày (EAE5-EAE7; hình 1c) đối với mô hình đắp chậm. - Thời kỳ cố kết cuối cùng được tính toán là 1000 ngày kể từ lúc bắt đầu xây dựng (tương đương 2.4h đối với tỷ lệ của mô hình) cho toàn bộ thí nghiệm. 2.2 Mô hình phần tử hữu hạn (FE Model) Toàn bộ bốn mô hình thí nghiệm centrifuge (EAE4-EAE5-EAE6-EAE7) đã được mô hình và phân tích với việc sử dụng phần mềm FE Plaxis 3D Foundation v2.1 [8]. Sơ đồ địa chất, các phần tử kết cấu và được minh họa trên hình 1 và bảng 1. Bảng 1. Các thông số của đất và kết cấu được sử dụng trong phân tích số FE γ(kN/m3) kx, kz(m/s) ky (m/s) Cc Cs Cα einit c' (kPa) φ' (o) ψ (o) μ Clay 16.6 2.66x10-9 1.33x10-9 0.43 0.07 0.006 1.33 1.0 23 0.0 0.35 γ(kN/m3) kx, kz , ky (m/s) E*ref (kPa) Einc (kPa) einit c' (kPa) φ' (o) ψ (o) μ Đất Cát 19.5 Drain material 26.0/57.0 7.8 0.67 1.0 35 5 0.3 Đất đắp 17.5 Drain material 10.5 1.3 0.50 1.0 35 5 0.3 Kí hiệu Fr Lực ngang do áp lực đất bị động gây ra (kN/m); Fc Lực ma sát giữa đài cọc và nền đất (kN/m); Ff Lực ngang do áp lực đất chủ động gây ra (kN/m); Fp Tổng lực cắt ở đầu cọc tính cho 1m bề rộng (H/s), (kN/m); Fw Lực cắt giữa mặt tiếp xúc tường và đài cọc (kN/m) ; Ft Tải trọng nằm ngang tác dụng lên đài cọc (kN/m); Hf Lực cắt ở đỉnh của hàng cọc trước (kN/m) ; Hr Lực cắt ở đỉnh của hàng cọc sau (kN/m) ; ; Hp Tổng lực cắt ở đỉnh của hàng cọc trước và sau (KN); H Tổng lực ngang tương đương tác dụng lên đài cọc; bao gồm sự truyền ứng suất cắt vào đài cọc pm Giá trị trung bình của áp lực đất nằm ngang (kN/m) ; q Tải trọng phụ thêm(m); Gm Môđun kháng cắt ở giữa tâm của lớp sét yếu(kN/m2) Gr Môđun kháng cắt suy giảm của nền đất bên cọc D Đường kính cọc (m); s Khoảng cách cọc (m); w Bề rộng đài cọc (m); γ Dung trọng riêng đơn vị của đất, (kN/m3) k Hệ số thấm của đất; Cc Chỉ số nén; Cs Chỉ số dãn nở Cα Chỉ số từ biến; einit Hệ số rỗng ban đầu của đất c Lực dính của đất (kN/m2); φ Góc nội ma sát của lớp đất yếu(độ); ψ Góc trương nở (độ); μ Hệ số poisson d Đường kính của vật liệu (m); E Mô đun đàn hồi của vật liệu(kN/m2); Eref Môđun đàn hồi của đất (kN/m2); Ka Hệ số áp lực đất chủ động, Kp Hệ số áp lực đất bị động Kt Hệ số áp lực đất tương đương ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016 78 Hình 1. Trình bày sơ lược mô hình thí nghiệm ly tâm (mô hình gốc của Ellis [6]) 3. Phân tích và tính toán mố cầu bằng phương pháp SAPA 3.1 Phương pháp SAPA Phương pháp SAPA (Simple Advanced Pile Analysis method) là phương pháp được phát triển và đơn giản hóa dựa trên mô hình áp lực đất tương đương (hình 2) và một số đặc điểm tương tự với phân tích đã được trình bày bởi Springman and Bolton [9]. Hình 2. Mô hình áp lực đất tác dụng lên cọc Hình 3. Sơ đồ các lực ngang tương tác Áp lực đất bị động xung quanh cọc được xác định theo phương trình (1), ở đó ảnh hưởng của độ cứng nền đất, khoảng cách cọc và độ cứng tương đối giữa nền đất-cọc đã được tính bởi (1). qP =m 3G G dhd dm m3 + + 0.71 G h s E Ir p p                    (1) Tuy nhiên, do ảnh hưởng của hiệu ứng vòm và sự truyền ứng suất cắt từ nền đắp vào chân tường của mố cầu do sự biến dạng của lớp sét yếu đã tác động đáng kể đến áp lực đất chủ dộng của tường và áp lực đất bị động của cọc. Điều này là nguyên nhân của tải trọng ngang phụ thêm xung quanh đầu cọc và tải trọng phụ thêm này sẽ tăng dần theo thời gian. Sơ đồ tính toán tải trọng lên mũ cọc được thể hiện trên hình 3 và phương trình (2). Ft = Fr + FP - Fc - Ff -Fw (2) Tải trọng ngang tác dụng lên tường mố do ảnh hưởng của hiệu ứng vòm một lượng là (Ff +Fw). a) Mặt cắt ngang của thí nghiệm ly tâm b) Mặt bằng của cọc và tường c) Chi tiết của các thí nghiệm Test Code bởi Ellis Chiều dày lớp sét (m) Thoát nước Thời gian cố kết (ngày) EAE4 6.0 Có 21 EAE5 6.0 Có 210 EAE6 10.0 Không 21 EAE7 10.0 có 210 ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016 79 Ở đây:  Fc là lực ma sát nằm ngang giữa đài cọc và nền đất yếu như trong phương trình (3). Fc = w.Cmod (3) (Cmod = 2/3cu) và bề rộng của đài cọc (w=9m). Khi nền đắp được xây dựng nhanh thì Fc tăng lên theo tải trọng nền đắp. Thêm vào đó, khi chiều dày của lớp sét càng lớn thì Fc cũng tăng lên. Vào thời điểm cuối của quá trình xây dựng nền đắp đối với các thí nghiệm đắp nhanh. Ellis [6] đã tính toán Fc xấp xỉ bằng 60kN/m và 40kN/m cho nền sét dày 10m và 6m tương ứng. Giá trị Fc đã đạt được từ phân tích số 3D là 40kN/m và 25kN/m. Các ứng xử tương tự cũng được theo dõi và phân tích cho các thí nghiệm đắp chậm nhưng giá trị Fc đạt được là rất thấp, chỉ khoảng 10kN/m trong mọi giai đoạn và thậm chí bằng 0 vào cuối thời điểm cố kết. Điều này cho thấy sự cần thiết phải xem lại các giả thiết ban đầu về sự chuyển dịch và lực ma sát Fc. Giá trị 50kN/m và 10kN/m đã được sử dụng cho toàn bộ các thí nghiệm đắp nhanh vào cuối thời kỳ xây dựng và cuối thời kỳ cố kết tương ứng. Tương tự, giá trị 10kN/m và 0 được sử dụng cho các thí nghiệm đắp chậm tương ứng (bảng 2).  (Fw+Ff) là tải trọng ngang chủ động tác dụng trên tường mố và mặt trước của đài cọc là được gửi đến trong phương trình 4.  Fr là tải trọng ngang tác dụng lên mặt sau của đài cọc. Hệ số áp lực đất chủ động và bị động được tính theo lý thuyết Rankin với góc nội ma sát φ'=350(Ka=0.27 và Kp =3.69).  2γ.K aF + F = h + hw 1 2f 2 (4) γ.K p 2F = hr 22 (5)  Fp là tổng lực ngang chủ động tác dụng lên đỉnh của cọc trước (front) và cọc sau (rear). Fp = (Hf + Hr)/s (6)  Ft là lực ngang tác dụng lên đài cọc do ứng suất cắt gây ra tại mặt tiếp xúc của nền đắp - lớp đệm. Giá trị Ft được tính toán cho toàn bộ các mô hình thí nghiệm như trong bảng 2. 3.2 Áp lực bị động tác dụng lên hàng cọc sau mố Các kết quả thí nghiệm centrifuge và các kết quả phân tích số từ phần mềm Plaxis 3D đã được tiến hành trong nghiên cứu này cho thấy rằng chuyển vị tương đối giữa đất - cọc đã giảm đi bởi vì sự suy giảm thể tích của lớp sét và chuyển vị của kết cấu mố cầu là lớn hơn đáng kể vào cuối thời kỳ cố kết. Do vậy, áp lực đất bị động tác dụng lên hàng cọc sau mố được giả thiết là bằng 0 vào cả cuối thời kỳ xây dựng và cuối thời kỳ cố kết nền đắp. 3.3 Hệ số áp lực đất tương đương Kt Để thể hiện ảnh hưởng của việc truyền ứng suất cắt vào mố cầu, hệ số áp lực đất tương đương Kt được sử dụng trong phương pháp SAPA để đánh giá sự làm việc thực tế của hệ kết cấu - đất nền.   2.FtK =t 2 γ h + hs 1 2 (7) Tổng lực ngang tác dụng lên đài cọc được tính toán theo công thức (8) với s là khoảng cách cọc. H=s.(Ft + Fc + Ff + Fw - Fr) (8) Thay thế các công thức (3) - (7) vào công thức (8) ta được công thức cuối cùng (9) như dưới đây.   2K γ hK + K 2 p sa 2tH = s. γ h + h + F -s c1 22 2           (9) Hệ số áp lực đất tương đương Kt cũng đã được xem xét thông qua các kết quả thí nghiệm EAE4 và EAE6 và cho thấy việc dự tính tải trọng tác dụng lên nhóm cọc là khá gần với kết quả tính toán theo phương pháp SAPA (bảng 2) vào cuối thời kỳ xây dựng (trong khoảng giữa 344 và 360kN/m). Fp là đã tăng lên khoảng 45% vào cuối thời kỳ cố kết cho các thí nghiệm đắp nhanh (EAE4 và EAE6). Tuy nhiên hàng cọc sau mố đã không chịu áp lực đất bị động bởi quá trình cố kết của nền đất giữa các hàng cọc trong và sau quá trình xây dựng đối với thí nghiệm đắp chậm (EAE5). Do vậy, lực cắt (448kN/m) đã tác dụng lên hàng cọc sau mố tăng đến 27% vào cuối thời kỳ cố kết. Giá trị Fp đã tăng lên tối đa là 66.67%(291- 485kN/m) đối với thí nghiệm không ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016 80 thoát nước EAE6. Từ đó, hệ số áp lực đất chủ động (Ka=0.27) và các hệ số áp lực đất tương đương được tính toán ở trạng thái chảy dẻo theo công thức (7) lần lượt là 0.77 và 0.72 cho thí nghiệm đắp nhanh EAE4 và EAE6, bằng 0.68 cho thí nghiệm đắp chậm (EAE5). Bảng 2. Kết quả các thông số tính toán được sử dụng trong phương pháp SAPA EAE4-6m-Drain EAE5-6m-Drain EAE6-10m-No Drain EAE7-10m-Drain Thông số tính toán 21 ngày 1000 ngày 210 ngày 1000 ngày 21 ngày 1000ngày 210 ngày 1000 ngày Fr (kN/m) 33.0 33.0 33.0 33.0 33.0 33.0 33.0 33.0 Fp (kN/m) 366.0 522.0 351.0 448.0 291.0 485.0 269.0 321.0 Fc (kN/m) 50.0 10.0 10.0 0.0 50.0 10.0 10.0 0.0 Ff +Fw(kN/m) 192.0 192.0 192.0 192.0 192.0 192.0 192.0 192.0 Ft (kN/m) 157.0 353.0 182.0 289.0 82.0 216.0 100.0 162.0 Kt 0.22 0.50 0.26 0.41 0.12 0.45 0.14 0.23 H (kN) 2452.7 3497.9 2352.2 3002.1 1950.2 3250.0 1802.8 2151.2 Pm (kPa) 105.1 105.1 85.4 85.4 3.4. Mô phỏng với phương pháp SAPA Hình 4. Mô hình các lực ngang tác dụng lên hệ kết cấu Các phân tích SAPA đã được tiến hành cho toàn bộ các thí nghiệm EAE4-EAE5-EAE6-EAE7 với tải trọng ngang tác dụng lên cọc - đài cọc - tường mố bởi lực ngang H như trong hình 4. Lực ngang H được tính theo công thức (9). Các thống số đầu vào của lực tác dụng bao gồm (Ft, Fr, Ff, Fw, Fc) để dự tính lực ngang H được thể hiện trong bảng 2. Nếu các thông số này chưa biết thì lực ngang H có thể được tính toán theo công thức (9) cùng với hệ số (Ka+Kt) được tính theo công thức (7). Công thức (1) được áp dụng để tính toán áp lực đất áp lực đất tác dụng lên cọc trong lớp đất sét yếu. 4. So sánh kết quả giữa centrifuge, SAPA, Plaxis 4.1 Chuyển vị ngang của mố cầu Hình 6, 7 thể hiện kết quả sơ lựơc về chuyển vị ngang của cọc từ dữ liệu thí nghiệm ly tâm, phương pháp SAPA và phần mềm Plaxis 3D cho hàng cọc phía trước (front row) và hàng cọc phía sau (rear row) xuyên qua các lớp sét dày 6m và 10m ở cuối giai doạn xây dựng (21 ngày) và ở cuối giai đoạn cố kết (1000 ngày) tương ứng. Tuy nhiên, đã có một sự sai khác đáng kể giữa kết quả tính toán (Plaxis 3D) và đo đạc (thí nghiệm ly tâm) cho chuyển vị ngang đầu cọc. Sự khác biệt giữa hai kết quả tính toán và đo đạc chuyển vị ngang đầu cọc là khoảng 50% 65%, điều này có mối liên kết chặt chẽ với chuyển vị ngang của đất (50%60%). Mô hình đất đẳng hướng SSC (soft ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016 81 soil creep) đã ảnh hưởng mạnh mẽ đến việc tính toán chuyển vị ngang đầu cọc khi mô phỏng nền đất sét ứng xử dị hướng. Không chỉ giá trị chuyển vị đạt được từ phân tích Plaxis 3D nhỏ hơn mà kết quả tính toán từ phương pháp SAPA cũng thấp hơn nhưng có sự phù hợp tốt với kết quả từ thí nghiệm ly tâm. Sai số chuyển vị của phương pháp SAPA tại thời điểm cuối cố kết so với dữ liệu đo đạc từ thí nghiệm ly tâm là 5% (EAE4),8% (EAE6), trong khi sai số chuyển vị từ Plaxis 3D so với dữ liệu đo đạc từ thí nghiệm ly tâm là 32% (EAE4),36% (EAE6). Kết quả phân tích cũng cho thấy điểm xoay của cọc là khoảng 16.5m phía dưới đài cọc với góc xoay trung bình là 0.23 và 0.51 độ tương ứng cho mô hình EAE4 và EAE6. 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -2 0 2 4 6 8 10 12 14 EAE4-Chuyển vị ngang đầu cọc (cm) C hi ều d ài c ọc (m ) Centrifuge_day 21 Centrifuge_day 1000 Plaxis_day 21 Plaxis_day 1000 SAPA_day 1000 PP SAPA 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -2 2 6 10 14 18 22 26 30 EAE6-Chuyển vị ngang đầu cọc (cm) C hi ều d ài c ọc (m ) Centrifuge_day 21 Centrifuge_day 1000 Plaxis_day 21 Plaxis_day 1000 SAPA_day 1000 PP SAPA Hình 5. Chuyển vị ngang đầu cọc cho trường hợp EAE4 và EAE6 4.2. Momen uốn của cọc 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -6 -3 0 3 6 9 Momen uốn của cọc (MNm) C hi ều d ài c ọc ( m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE4 front pile 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -6 -3 0 3 6 9 12 Momen uốn của cọc (MNm) C hi ều d ài c ọc ( m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE4 front pile 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -6 -3 0 3 6 9 Momen uốn của cọc (MNm) C hi ều d ài c ọc ( m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE4 rear pile a) EAE4-Day 21-front pile b) EAE4-Day 1000-front pile c) EAE4-Day 21-rear pile 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -6 -3 0 3 6 9 12 Momen uốn của cọc (MNm) C hi ều d ài c ọc ( m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE4 rear pile 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 Momen uốn của cọc (MNm) C hi ều d ài c ọc ( m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE6 front pile 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 18 Momen uốn của cọc (MNm) C hi ều d ài c ọc ( m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE6 front pile d) EAE4-Day 1000-rear pile e) EAE6-Day 21-front pile f) EAE6-Day 1000-front pile ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016 82 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 Momen uốn của cọc (MNm) C hi ều d ài c ọc ( m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE6 rear pile 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 18 Momen uốn của cọc (MNm) C hi ều d ài c ọc ( m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE6 rear pile 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -6 -3 0 3 6 9 Momen uốn của cọc (MNm) C hi ều d ài c ọc ( m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE5 front pile g) EAE6-Day 21-rear pile h) EAE6-Day 1000-rear pile i) EAE5-Day 210-front pile 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -6 -3 0 3 6 9 12 Momen uốn của cọc (MNm) C hi ều d ài c ọc (m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE5 front pile 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -6 -3 0 3 6 9 12 Momen uốn của cọc (MNm) C hi ều d ài c ọc (m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE5 rear pile 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -6 -3 0 3 6 9 12 Momen uốn của cọc (MNm)) C hi ều d ài c ọc (m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE5 rear pile k) EAE5-Day 1000-front pile l) EAE5-Day 210-rear pile m) EAE5-Day 1000-rear pile Hình 6. Momen uốn của cọc cho mô hình đắp nhanh EAE4-EAE6 và mô hình đắp chậm EAE5 Momen uốn của hàng cọc trước và hàng cọc sau trong mố cầu đạt được từ các phương pháp khác nhau (Centrifuge-SAPA-Plaxis 3D) là được gửi đến trong hình 6, 7 cho quá trình đắp nhanh và đắp chậm tương ứng, cũng như cho thời điểm cuối giai đoạn xây dựng và quá trình cố kết. Không giống như kết quả trước đây (sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng, chuyển vị ngang của đất, cọc), sự phân bố momen uốn của cọc theo các phương pháp là khá tương tự và có sự phối hợp tốt với nhau. Thêm vào đó, giá trị momen uốn lớn nhất là cao hơn ở hàng cọc phía sau (rear row) so với hàng cọc phía trước (front pile) trong tất cả các kết quả tính toán. Điều này đã bị ảnh hưởng bởi vì trị số lực cắt ở trên đỉnh của hàng cọc sau cao hơn hàng cọc trước và bởi áp lực đất bị động trong lớp sét. Giá trị momen uốn ở trên đỉnh cọc đã tăng lên vào cuối giai đoạn cố kết 43% 56% cho nền sét dày 6m và 22% 53% cho nền sét dày 10m, tương ứng cho nền đắp nhanh. Mức tăng này là khoảng 16% 22% cho nền đắp chậm, trong khi giá trị momen uốn ở cuối giai đoạn cố kết trong mô hình đắp chậm lại nhỏ hơn so với mô hình đắp nhanh. Như vậy phương pháp SAPA đã mang lại một kết quả phù hợp với kết quả thí nghiệm ly tâm cũng như Plaxis 3D. Và điều này sẽ đưa đến một kỹ thuật mô phỏng đơn giản và hợp lý hơn cho người kỹ sư. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2016 83 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -12 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 18 Momen uốn của cọc (MNm) C hi ều d ài c ọc ( m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE7 front pile 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 Momen uốn của cọc (MNm)) C hi ều d ài c ọc (m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE7 rear pile 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 Momen uốn của cọc (MNm)) C hi ều d ài c ọc ( m ) CENTRIFUGE PLAXIS SAPA EAE7 rear pile a) EAE7-Day 1000-front- pile b) EAE7-Day 210-rear pile c) EAE7-Day 1000-rear pile Hình 7. Momen uốn của cọc cho mô hình đắp chậm EAE7 5. Kết luận Phương pháp SAPA đã mang lại kết quả phù hợp tốt với kết quả từ thí nghiệm ly tâm trong việc dự tính chuyển vị ngang của cọc, sai số chỉ là 5% - 8%. Trí số momen uốn của cọc đạt được từ phương pháp SAPA là hoàn toàn thích hợp với kết quả đo đạc và phân tích số 3D. Điều này sẽ mang lại một cơ hội tiếp cận dễ dàng và kỹ thuật mô hình đơn giản hơn cho các kỹ sư thiết kế. Không chỉ duy nhất chuyển vị ngang của nền đất mà giá trị chuyển vị ngang của cọc từ mô phỏng số cũng nhỏ hơn so với giá trị đo đạc. Bởi vì trong mô hình đã giả thiết là không có sự xoay nghiêng ở đầu cọc. Nếu thêm điều kiện này vào mô hình thì một kết quả thích hợp hơn có thể đạt được. Sự phân bố momen uốn trên các hàng cọc trước và sau là có sự phù hợp tốt với dự liệu thí nghiệm ly tâm. Thêm vào đó, giá trị momen uốn lớn nhất ở hàng cọc phía sau (rear row) là cao hơn so với hàng cọc phía trước (front row) trong tất cả các kết quả tính toán. Điều này đã bị ảnh hưởng bởi vì trị số lực cắt ở trên đỉnh của hàng cọc sau cao hơn hàng cọc trước. Quá trình đắp nhanh thoát nước đưa đến kết quả chuyển vị ngang và momen uốn của cọc nhỏ hơn so với quá trình đắp chậm không thoát nước, nhưng giá trị momen uốn ở cuối giai đoạn cố kết trong mô hình đắp chậm lại nhỏ hơn so với mô hình đắp nhanh. Mô hình Soft soil Creep (SSC) và Hardening soil (HC) là khá thích hợp để mô tả cho các lớp sét yếu. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Moulton LK, Ganga Rao HVS, Halvorsen GT (1985). Tolerable movement criteria for highway bridges. Federal Highway Administration, Washington; Report no. FHWA/RD-85/107. [2] De Beer EE, Wallays M (1972). "Forces induced in piles by unsymmetrical surcharges on the soil around the piles". In: Proceedings of 5th European conference on soilmechanics and foundation engineering, Madrid. p. 325–32. [3] Tschebotarioff GP (1973). "Foundations, retaining and earth structures". 2nd ed. New York: McGraw-Hill. p. 365–414. [4] Poulos HG (1973). "Analysis of piles undergoing lateral soil movement". J Soil Mech Found Eng ASCE 1973;99:391–406. [5] Oteo CS (1997). "Horizontally loaded piles- deformation influence". In: Proceeding of 9th European conference on soil mechanics and foundation engineering, Tokyo, 1977. p. 101–6. [6] Ellis EA (1977). "Soil-structure interaction for full- height piled bridge abutments constructed on soft clay". PhD thesis, University of Cambridge. [7] Ellis EA, Springman SM (2001). "Full-height bridge abutments constructed on soft clay" Computer Geotechnique 2001;51:3–14. [8] Stewart DP, Jewell RJ, Randolph MF (1993). N"umerical modelling of piles bridge abutments on soft grounds". Computer Geotech 1993;15:21–46. [9] Springman SM, Bolton MD (1996). The effect of surchage loading adjacent to pile groups. Final contact’s Report to UK Transport. University of Cambridge. Ngày nhận bài: 19/01/2016. Ngày nhận bài sửa lần cuối: 25/02/2016.