Nghiên cứu ứng xử cọc BTCT gia cường bờ kè bờ sông đồng bằng sông Cửu Long
NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỌC BTCT GIA CƢỜNG BỜ KÈ BỜ SÔNG
ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG
RESEARCH ON THE BEHAVIORS OF PRECAST CONCRETE PILES
REINFORCED RIVER EMBANKMENTS IN MEKONG DELTA
Nguyễn Minh Đức 1, Đỗ Trọng Vi 2
1 Giảng viên, khoa Xây dựng, Trường ĐH. Sư phạm Kỹ thuật Tp. HCM
2 Học viên thạc sỹ, khoa Xây dựng, Trường ĐH. Sư phạm Kỹ thuật Tp. HCM
TÓM TẮT
Nghiên cứu phân tích ứng xử chuyển vị và hệ số an toàn của bờ kè gia cường cọc BTCT từ đó
đưa ra các thông số tối ưu của cọc BTCT phù hợp với địa chất yếu ở khu vực đồng bằng sông
Cửu Long. Áp dụng phương pháp phần tử hữu hạn, nghiên cứu sử dụng phần mềm mô phỏng
Plaxis để tính hệ số an toàn Fs theo phương pháp C-phi giảm để phân tích ổn định cho mái dốc
30 độ gia cường bằng cọc BTCT có và không có ngàm vào đất tốt cũng như cho mái dốc 35 độ
gia cường bằng cọc BTCT có và không có ngàm vào đất tốt. Trong trường hợp cọc được ngàm
vào lớp đất tốt, khoảng cách cọc càng nhỏ thì càng có khả năng gia cường mái dốc (hệ số an
toàn Fs càng tăng). Trong trường hợp cọc không ngàm vào lớp đất tốt, và mái dốc có hệ số an
toàn Fs < 1,2 khi không được gia cường thì khoảng cách cọc hầu như không ảnh hưởng đến hệ
số an toàn Fs của mái dốc gia cường. Trong trường hợp cọc ngàm vào lớp đất tốt, khoảng cách
cọc không nên bố trí quá 4d để tối ưu khả năng gia cường mái dốc của cọc BTCT. Hiệu ứng vòm
của nhóm cọc xảy ra khi 2 cọc liền kề nhau nó sẽ sinh ra hiệu ứng ngăn cản sự dịch chuyển
(dòng chảy) của đất khi khoảng cách cọc từ 2d-4d. Với khoảng cách cọc lớn hơn 4D, hiệu ứng
vòm giữa đất và cọc hầu như không còn, cọc không hiệu quả trong ngăn chặn chuyển vị của đất
giữa cọc.
Từ khóa: Mái dốc gia cường; bờ kè gia cường cọc BTCT; ứng xử cọc BTCT gia cường bờ kè.
ABSTRACTS
The analysis of transposition behavior and safety coefficient of reinforced concrete piles
reinforces the optimal parameters of reinforced concrete piles in accordance with weak geology
in the Mekong Delta. Apply finite element method, using Plaxis simulation software to calculate
safety factor by reduction c-phi method. The investitgation covered the 30 degree and 35 degree
inclination slopes reinforced by pile embedded in hard and soft soil. The results illustrates that
the factor of safety of slopes reainforced by pile embedded in hard soil increases with the
smaller pile spacing. The spacing of pile embedded in hard soil should not be over 4D to ensure
the performance of reinforced slopes. Without embedding into hard soil, the factor of safety of
studied slopes is smaller than 1,2 and apparently unchanged when reducing the pile spacing.
When the pile spacing is from 2D-4D, the arch effect occurs between two continuous piles which
resists the movement of soil between them. The arch effect is not found in case of slopes
reinforced by over 4D spacing piles.
Keywords: Slope stabilization; reinforced river embankment; behavior of pile reinforced
embankment
kè chưa đảm bảo, dưới tác dụng của dòng
chảy, khí hậu và sự xâm hại của con người
hiện nhiều đoạn bị hư hỏng nặng, nếu không
có biện pháp xử lý kịp thời thì trong thời
gian tới với tốc độ xói lở như hiện nay thì
tuyến đê, kè có nguy cơ sạt lở sát chân đê
làm vỡ đê, ảnh hưởng đến tính mạng, tài sản
và các công trình văn hoá khu vực mà công
trình đó bảo vệ. Vậy việc nghiên cứu đề xuất
giải pháp kết cấu hợp lý công trình đê kè
bảo vệ bờ sông là hết sức cần thiết.
1. GIỚI THIỆU
Trong những năm đầu thập kỷ của thế kỷ 21,
cùng với những biến đổi mạnh mẽ của khí
hậu toàn cầu dẫn tới sự xuất hiện nhiều thiên
tai, nhiều cơn bão, nhiều cơn lũ lớn trên
khắp các lục địa và cả ở Việt Nam. Hiện
tượng sạt lở bờ sông, bờ biển ở nước ta cũng
diễn ra với tần suất lớn lơn, chu kỳ nhanh
hơn, cường độ mạnh hơn, kéo dài hơn và có
nhiều điểm dị thường.
Hiện tượng xói lở và bồi tụ là một quá trình
hoạt động tự nhiên, có đoạn sông bị xói lở,
có đoạn sông bị bồi tụ. Đó là hệ quả của mối
tương tác giữa dòng chảy và lòng sông mà
nguyên nhân gây ra là do quá trình vận
chuyển bùn cát từ nơi này đến nơi khác.
Tương tác giữa sóng, gió, dòng triều và bờ
biển mà trực tiếp là sự mất cân bằng của vận
chuyển bùn cát dọc bờ là nguyên nhân chính
gây ra xói - bồi mất ổn định của bờ sông, bờ
biển. Tuy là hoạt động bình thường của tự
nhiên song hiện tượng xói - bồi bờ sông, bờ
biển rất phức tạp, chịu sự chi phối bởi nhiều
yếu tố. Do đó ảnh hưởng của xói - bồi, đặc
biệt là ảnh hưởng của xói, sạt lở bờ sông, bờ
biển là vô cùng nghiêm trọng
Các nghiên cứu ngoài nước cũng đề cập đến
vấn đề xói lở đất và các biện pháp gia cường
mái dốc, chống sự trượt bờ như: Donovan và
cộng sự, (2013); Fathi và cộng sự, (2015);
Hassiotis và cộng sự, (1997); Poulos và
cộng sự, (1995); Shikou và cộng sự, (2011).
Tổng quan địa chất khu vực đồng
bằng sông Cửu Long
Đồng bằng sông Cửu Long được bao phủ
bởi lớp trầm tích trẻ khá dày, mà thành phần
cấu tạo của nó phổ biến là loại đất yếu: sét
yếu, cát chảy, bùn v.v…
Bề mặt ĐBSCL được bao phủ chủ yếu là
tầng trầm tích Holoxen gồm các loại đất
dính: sét, á sét, á cát ở trạng thái nửa cứng
đến dẻo chảy và các loại bùn sét, bùn á sét.
Góc ma sát trong thay đổi từ φ=40÷90, lực
dính thay đổi từ C=0,04÷0,12kg/cm2. Ở điều
kiện tự nhiên sức chống cắt của các lớp bùn
(theo sơ đồ cắt nhanh không nén cố kết) đạt
giá trị cao nhất ở lớp bùn á cát φ=8030’;
C=0,1kg/cm2. Giá trị thấp nhất φ=50;
C=0,05kg/cm2 (Đinh Công Sản, 2013; Vũ
Văn Hòa, 2015).
Ở nước ta, hình thức kè chủ yếu là: kè lát
mái hộ bờ, kè mỏ hàn, kè chống sóng đê
biển bằng các loại kết cấu chủ yếu là: kè đá
khan, kè đá xây, kè khan xây khung, kè tấm
bê tông định hình …
Đánh giá chung về hiện trạng công trình đê,
kè bảo vệ bờ là còn nhiều công trình kém ổn
định và xung yếu. Hư hỏng phổ biến đối với
các đoạn kè đê sông là xói lở chân, xô sạt
mái, lún và biến dạng kè, nguyên nhân chính
là do địa chất nền yếu, quy mô kè còn hạn
chế nên thượng hạ lưu kè thường bị xói lở.
Một số đoạn kè bị hư hỏng như kè Cát Bà,
kè đê bao khu bãi rác Đình Vũ và một số
đoạn kè đê sông như sông Luộc, sông Thái
Bình, sông Văn Úc…
Nhìn chung tính chất cơ lý khu vực ĐBSCL
rất thấp, nên khả năng kháng chịu những tác
động bên ngoài kém. Đây cũng là một trong
những yếu tố góp phần thúc đẩy hiện tượng
mất ổn định bờ sông, rạch.
2. PHƢƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU
Trong những năm vừa qua tại những đoạn
sông đã xây dựng kè bảo vệ bờ, tuy nhiên,
do một số đoạn kè xây dựng đã lâu, kết cấu
2.1 Xác định Fs theo phƣơng pháp cân
bằng giới hạn
LW
Tâm cung trượt
KL đất
đắp
Bề mặt đất đắp
sau phá hoại
LS
Mái dốc
phá hoại
Đất đắp
Hướng dịch
chuyển mặt trượt
Sét mềm
Tổng sức kháng cắt
dọc mặt cung trượt
Lực kháng
trượt
Hình 1: Cơ chế phá hoại điển hình dạng cung trượt tròn (Naresh et al. 2006)
Theo tiêu chuẩn FHWA–NHI–06–088 của
Mỹ đề xuất bởi Naresh et al. 2006, về nền và
móng đưa ra bởi hiệp hội quản lý đường cao
tốc liên bang (The Federal Highway
Administration), dạng phá hoại của kè, đê,
đập ... trên nền đất yếu thông thường xảy ra
khi kè bị lún xuống, đất vùng ảnh hưởng
xung quanh trồi lên và xuất hiện mặt trượt
cung tròn như minh họa hình 1.
Để xác định hệ số an toàn Fs, phân tích ổn
định dựa theo phương pháp giảm c-phi được
áp dụng trong đó sức kháng cắt của đất được
giảm dần cho đến khi sự phá hoại của kết
cấu xảy ra. Tổng hệ số Msf được sử dụng
để xác định hệ số an toàn của khả năng chịu
cắt của đất:
taninput
cinput
Msf
(2)
tanreduced creduced
Mô men gây trượt (Driving moment), MD:
tạo ra bởi khối lượng bản thân kè (cộng tải
trọng bên trên nếu có) kết hợp với cánh tay
đòn là khoảng cách ngang từ tâm trọng lực
(và tải trọng bên trên nếu có ) đến tâm của
cung phá hoại (LW)
Trong đó giá trị cường độ taninput và cinput là
giá trị cường độ đưa vào mô hình phân tích
của mô hình đất; tanreduced và creduced là giá
trị cường đất của đất giảm xuống trong quá
trình phân tích. Giá trị Msf được đặt bằng
1 khi bắt đầu tính toán với tất cả các loại đất.
Hệ số an toàn Fs được xác định theo công
thức:
Mô men kháng trượt (Resisting moment)
MR: tạo ra bởi tổng lực kháng cắt của đất
dọc theo cung trượt nhân với bán kính cung
trượt (LS)
available _ strength
Hệ số an toàn, FS (Factor of safety) chống
mất ổn định dạng cung trượt được tính theo
công thức (3) dưới
Fs
(3)
Strength _ at _ failure
3. MÔ HÌNH PHÂN TÍCH MÔ PHỎNG
3.1 Thông số cọc BTCT gia cƣờng bờ kè
M R
(1)
FS
M D
Cọc BTCT có tiết diện 300x300, sử dụng bê
tông B20, có mô đun đàn hồi, E = 27000
MPa với hệ số nở Posson, = 0.2
Phá hoại trượt xảy ra khi hệ số an toàn nhỏ
hơn 1 (mô men gây trượt lớn hơn mô men
kháng trượt)
3.2 Điều kiện địa chất
Địa chất đất yếu, khu vực tỉnh Vĩnh Long
thuộc đồng bằng sông Cửu Long. Các thông
số địa chất sử dụng trong phân tích phần tử
hữu hạn được thể hiện trong bảng 1.
2.2 Phƣơng pháp phần tử hữu hạn xác
định hệ số an toàn
này thì bản thân mái dốc đã ổn định. Với
mái dốc 35 độ, hệ số an toàn gần 1.025, với
hệ số an toàn này thì bản thân mái dốc
không ổn định và có nguy cơ sạt lở rất lớn vì
vậy bờ kè cần gia cố cọc BTCT nhằm tăng
cường độ ổn định chống sạt trượt.
3.3 Mô hình phân tích Plaxis 3D
4.2 Ứng xử mái dốc 30 độ
4.2.1 Trƣờng hợp cọc BTCT không ngàm
vào lớp đất tốt.
Fs
Hình 2: Mô hình mô phỏng bờ kè trong
Plaxis 3D
1.44
Chiều cao bờ kè 14m, với độ dốc 300 và 350,
gia cường cọc BTCT tại đỉnh với chiều dài
cọc từ 31-34m, khoảng cách cọc khảo sát từ
2D - 7D. 2 điều kiện địa chất được lựa chọn
bao gồm (1) cọc được ngàm vào lớp đất tốt
và (2) cọc không được ngàm vào lớp đất tốt.
1.42
1.40
1.38
1.36
4. Kết quả phân tích mô phỏng
4.1 Kết quả hệ số an toàn mái dốc chƣa
gia cƣờng cọc BTCT
0.4
0.6
0.8
1
1.2
Fs
Chuyển vị, m
1.25
Hình 4. Hệ số an toàn Fs và chuyển vị của
cọc BTCT khoảng cách từ 2d – 7d ở chiều
sâu ép cọc là 32m
1.20
1.15
1.10
1.05
1.00
Với mái dốc 300, cọc không ngàm vào lớp
đất tốt và độ sâu ép cọc là 32m thì biểu đồ
tuân theo quy luật khoảng cách cọc 2d thì tốt
hơn 7d. Hệ số an toàn Fs của mái dốc 30 độ
khi chưa gia cường cọc tối đa là 1.25, khi
mái dốc có gia cường cọc thì hệ số an toàn
Fs tối đa lên đến 1.45 khi khoảng cách cọc
là 2d (hình 4).
0
0.2
0.4
0.6
0.8
Chuyển vị, m
4.2.2 Trƣờng hợp cọc BTCT ngàm vào
lớp đất tốt.
Hình 3: Đường biểu diễn hệ số an toàn của
hai mái dốc khi chưa gia cố cọc.
Khi chưa gia cố cọc BTCT, với mái dốc 30
độ, hệ số an toàn gần 1.25, với hệ số an toàn
Bảng 1. Điều kiện địa chất
Bề dày lớp Dung trọng Lực
Hệ số
Poisson,
0.2
0.35
0.2
Mô tả lớp đất
Góc ma Mô đun
sát trong, đàn hồi, E
đất, m
dính,c
(kPa)
tự nhiên, ,
kN/m3
(Mpa)
7.6
5.8
32
5
Cát san nền, trung
Á cát bão hòa, nhão
Cát thô, xốp
1.5
2.5
3.0
16.5
16
17
5
8.0
5
32.6
5
10.2
5.8
Á cát lẫn bùn bão hòa 2.9
Bùn sét bão hòa, nhão Trên 20m 16
16
21.1
32.1
0.35
0.35
5
2.1
Fs
Với mái dốc 30 độ và cọc có ngàm vào lớp
đất tốt biểu đồ tuân theo quy luật khoảng
cách cọc 2d thì tốt hơn 7d. Hệ số an toàn Fs
của mái dốc 30 độ khi chưa gia cường cọc
tối đa là 1.25, khi mái dốc có gia cường cọc
thì hệ số an toàn Fs tối đa lên đến 1.45 khi
khoảng cách cọc là 2d (hình 5).
1.26
1.23
1.20
Cùng mái dốc 30 độ, cọc không ngàm vào
lớp đất tốt và cọc có ngàm vào lớp đất tốt,
hệ số an toàn Fs đều đạt tối đa là 1.45 nhưng
độ sâu ép cọc 2 trường hợp có sự chênh lệnh
nhau (cọc có ngàm vào đất tốt độ sâu ép cọc
là 22m, cọc không ngàm vào đất tốt độ sâu
ép cọc là 32m).
1.17
1.14
1.11
0
2
4
6
Chuyển vị, m
Cùng hệ số an toàn Fs = 1.45, cọc ngàm vào
đất tốt chuyển vị 1.1m nhưng cọc không
ngàm vào đất tốt chuyển vị 2m.
Fs
Hình 6. Hệ số an toàn Fs đối với mái dốc 35
độ, khoảng cách cọc từ 2d đến 7d, cọc có
ngàm vào nền đất tốt
1.50
4.3.2 Trƣờng hợp cọc không đƣợc ngàm
vào đất tốt
1.45
Với mái dốc 35 độ và độ sâu ép cọc là 33m
thì khoảng cách cọc 3d và 4d là tốt nhất,
mặc dầu vậy hệ số an toàn Fs chỉ khoảng
1.082 và chuyển vị khá lớn
1.40
1.35
Fs
1.090
1.30
1.25
1.085
1.080
1.075
1.070
1.065
1.060
1.055
0
0.2
0.4
Chuyển vị, m
Hình 5. Quan hệ chuyển vị và hệ số an toàn
0.6
0.8
1
Fs với chiều sâu chôn cọc là 22m, cọc ngàm
vào đất tốt, mái dốc 300
4.3 Ứng xử mái dốc 35 độ
4.3.1 Trƣờng hợp cọc BTCT ngàm vào
lớp đất tốt.
Ở mỗi khoảng cách cọc sẽ có một chiều sâu
cọc ngàm vào đất tốt nhất, khi đến độ sâu
đó, nếu ép sâu hơn nữa thì hệ số an toàn Fs
không tăng lên. Trong bài này, tỷ số giữa
chiều dài cọc ngàm trong đất tốt với chiều
dài cọc trong lớp đất yếu dao động từ 0.4
đến 0.6
0
1
2
3
Chuyển vị, m
Hình 7. Hệ số an toàn Fs và chuyển vị của
cọc BTCT khoảng cách gia cố từ 2d đến 7d
ở chiều sâu ép cọc là 33m
Khi khoảng cách cọc càng nhỏ thì độ ổn
định của mái dốc càng lớn (hệ số an toàn Fs
càng lớn). Kết quả này còn thể hiện trong
tương quan lực cắt của cọc trên một mét dài
bề rộng mái dốc theo khoảng cách của cọc
(hình 8b). Khi khoảng cách cọc càng nhỏ,
lực cắt huy động trên một mét bề rộng mái
dốc càng lớn từ đó lực gia cường mái dốc
(huy động từ lực cắt của cọc) càng lớn. Do
đó, độ ổn định của mái dốc được gia cường
cũng tăng lên.
4.4 Khảo sát lực cắt trên thân cọc.
Kết quả lực cắt dọc lớn nhất trên thân cọc từ
phân tích mái dốc được gia cường cọc
BTCT được thể hiện trong hình 8.
Lực
cắt
của
cọc
cho
một
mét
dài
(a)
4.5 Hiệu ứng vòm
Nghiên cứu của Kourkoulis và cộng sự,
(2011) về cọc gia cường mái dốc trong điều
kiện cọc được ngàm vào đất tốt cho thấy
hiệu ứng vòm xảy ra khi khoảng cách cọc
nhỏ hơn hoặc bằng 4D trong đó chuyển vị
đất giữa cọc và chuyển vị của cọc xấp xỉ
nhau, hiệu ứng vòm hầu như không xuất
hiện khi có độ chênh lệch lớn giữa chuyển vị
cọc và đất.
(kN/m)
Khoảng cách cọc
Lực
cắt
của
cọc
cho
một
mét
(b)
dài
(kN/m)
Hiệu ứng vòm của nhóm cọc trong trường
hợp mái dốc 30 độ, cọc không ngàm vào lớp
đất tốt xảy ra khi khoảng cách giữa hai cọc ≤
4d, làm tăng sự ổn định của mái dốc. Khi
khoảng cách cọc lớn hơn 5d, thì chênh lệch
chuyển vị giữa đất giữa hai cọc và cọc ngày
càng lớn tỷ lệ thuận với khoảng cách hai cọc
theo chiều hướng đất giữa hai cọc trôi nhanh
hơn cọc (hình 9).
Khoảng cách cọc
Hình 8. Quan hệ lực cắt của cọc theo
khoảng cách cọc từ 2d đến 7d, mái dốc 35
độ trong trường hợp (a) cọc không ngàm vào
lớp đất tốt và (b) cọc được ngàm vào đất tốt
Khi cọc không được ngàm vào đất tốt, giá trị
lực cắt của cọc trên một mét bề rộng mái
dốc (Q < 250 kN/m) rất nhỏ so với trường
hợp cọc được ngàm vào lớp đất tốt, điều này
thể hiện cọc BTCT không được huy động
nhiều để gia cường độ ổn định của mái dốc
nếu không được ngàm vào lớp đất tốt. Ảnh
hưởng của khoảng cách cọc đến độ ổn định
mái dốc cũng không lớn khi hệ số an toàn Fs
trong cả 6 trường hợp là tương tự nhau, tuy
nhiên kết quả lực gia cường huy động từ lực
cắt của cọc trên một mét bề rộng mái dốc
cho thấy khoảng cách cọc không nên bố trí
quá 4d để tối ưu khả năng gia cường mái
dốc của cọc BTCT (hình 8a)
Fs
1.42
1.41
1.40
1.39
1.38
1.37
1.36
Kết quả phân tích cho thấy khi cọc được
ngàm vào đất tốt, so với mái dốc 35 độ cọc
không ngàm vào đất tốt, hệ số an toàn Fs
tăng lên rất nhiều dưới tác dụng của cọc
BTCT. Nó cũng thể hiện trên kết quả lực cắt
huy động rất lớn từ cọc trên một mét bề rộng
mái dốc (Q từ 850 - 1200 kN/m)
0.35
0.4
0.45
Chuyển vị, m
0.5
0.55
Hình 9. Hiệu ứng vòm giữa hai cọc với mái
dốc 30 độ, cọc có ngàm vào lớp đất tốt.
Mặc dù đất yếu, và cọc không ngàm vào đất
tốt, nhưng bản thân mái dốc đã ổn định nên
chuyển vị của đất ở chân cọc rất nhỏ (xem
hình 10) dẫn đến là chân cọc giống như
được ngàm trong đất, thỏa mãn điều kiện
Khi khoảng cách cọc lớn hơn 5d, thì chênh
lệch chuyển vị giữa đất giữa hai cọc và cọc
ngày càng lớn tỷ lệ thuận với khoảng cách
hai cọc. Lý giải điều này cũng như trường
hợp trên, vì khi cọc ngàm vào đất tốt thì
chuyển vị chân cọc gần như không có, rất
nhỏ so với chuyển vị đầu cọc, dẫn đến cọc
có khả năng tạo hiệu ứng vòm.
xảy ra hiệu ứng vòm giữa 2 cọc.
Fs
Chân cọc 2d không ngàm
Chân cọc 3d không ngàm
Chân cọc 4d không ngàm
1.48
Fs
1.44
Chân cọc 5d không ngàm
1.085
1.40
1.080
1.075
1.070
1.32
Chân cọc 6d không ngàm
Chân cọc 7d không ngàm
Chân cọc 7d ngàm
1.065
1.060
1.055
0
0.02
0.04
0.06
Chuyển vị, m
Hình 10: Hệ số an toàn Fs và chuyển vị của
chân cọc BTCT khoảng cách gia cố từ 2d đến
7d ở chiều sâu ép cọc là 21m, 30 độ, cọc
không ngàm vào đất tốt
0
0.5
1
1.5
2
Chuyển vị, m
Hiệu ứng vòm của nhóm cọc trong trường
hợp mái dốc 35 độ, cọc ngàm vào lớp đất tốt
xảy ra khi khoảng cách giữa 2 cọc ≤ 4d, làm
tăng sự ổn định của mái dốc (hình 11).
Fs
Hình 12. Hiệu ứng vòm giữa hai cọc với mái
dốc 35 độ, cọc không ngàm vào lớp đất tốt.
Hiệu ứng vòm trong trường hợp này (hình
12) thì không diễn ra, tất cả các đường biểu
diễn sự chuyển vị đất giữa 2 cọc và đỉnh cọc
đều trùng nhau ở mỗi khoảng cách cọc.
1.18
Ở đây có sự chuyển vị đồng thời đất ở giữa
hai cọc và cọc, đó là sự trôi cọc trong đất,
cọc mất tác dụng trong việc giữ sự ổn định
của đất.
1.16
1.14
1.12
1.1
0.8
1.2
1.6
2
Chuyển vị, m
Hình 11: Hiệu ứng vòm giữa hai cọc với
mái dốc 35 độ, cọc có ngàm vào lớp đất tốt.
Fs
1.10
1.09
1.08
cách cọc càng nhỏ, lực cắt của cọc trên một
mét bề rộng mái dốc càng lớn từ đó lực gia
cường mái dốc càng lớn. Do đó, độ ổn định
của mái dốc được gia cường cũng tăng lên.
Chân cọc 2d không ngàm
Chân cọc 3d không ngàm
Chân cọc 4d không ngàm
Chân cọc 5d không ngàm
Trong trường hợp cọc không ngàm vào lớp
đất tốt, và mái dốc có hệ số an toàn Fs < 1
khi không được gia cường thì khoảng cách
cọc hầu như không ảnh hưởng đến hệ số an
toàn Fs của mái dốc gia cường. Giá trị lực
cắt của cọc trên một mét bề rộng mái dốc (Q
nhỏ hơn 250 kN/m) rất nhỏ so với trường
hợp cọc được ngàm vào lớp đất tốt. Cọc
BTCT không được huy động nhiều để gia
cường độ ổn định của mái dốc nếu không
được ngàm vào lớp đất tốt. Trong trường
hợp này, khoảng cách cọc không nên bố trí
quá 4d để tối ưu khả năng gia cường mái
dốc của cọc BTCT
1.07
1.06
1.05
1.04
Chân cọc 6d không ngàm
Chân cọc 7d không ngàm
Chân cọc 7d ngàm
-0.3
0
0.3
0.6
0.9
Chuyển vị, m
Hình 13: Hệ số an toàn Fs và chuyển vị của
chân cọc BTCT khoảng cách gia cố từ 2d
đến 7d, chiều sâu cọc 33m, mái dốc 35 độ,
cọc không ngàm vào đất tốt
Để đảm bảo cọc ngàm hoàn toàn vào đất tốt
thì tỷ lệ giữa chiều dày cọc ngàm trong đất
tốt với chiều dày lớp đất yếu dao động từ 0.4
đến 0.6.
Hình 13 thể hiện sự chuyển vị của chân cọc
không ngàm ở mái dốc 35 độ rất lớn so với
các trường hợp cọc có ngàm vào lớp đất tốt.
(Đường biểu diễn màu xanh lá cây là sự
chuyển vị của chân cọc ở mái dốc 35 độ khi
ngàm vào đất tốt, chuyển vị gần như không
có). Với hệ số an toàn Fs = 1.08, bản thân
chân cọc cũng bị trượt nên chắc chắn cọc
không tham gia vào quá trình ổn định mái
dốc.
Hiệu ứng vòm của nhóm cọc xảy ra khi 2
cọc liền kề nhau nó sẽ sinh ra hiệu ứng ngăn
cản sự dịch chuyển (dòng chảy) của đất. Kết
quả phân tích cho thấy độ chênh lệch giữa
chuyển vị đầu cọc và đất giữa cọc nhỏ hơn 0
khi khoảng cách cọc từ 2D-4D. Mũi cọc
chuyển vị nhiều hơn đất giữa cọc. Khi đó,
hiệu ứng vòm trong cọc xảy ra giúp cọc
ngăn chặn hiệu quả chuyển vị của đất.
5. KẾT LUẬN
Với khoảng cách cọc lớn hơn 4D, độ chênh
lệch chuyển vị lớn hơn 0, khi đó đất giữa
cọc chuyển vị nhiều hơn mũi cọc (đất trôi
giữa 2 cọc). Hiệu ứng vòm giữa đất và cọc
hầu như không còn, cọc không hiệu quả
trong ngăn chặn chuyển vị của đất giữa cọc.
Bài báo trình bày nghiên cứu về ứng xử của
mái dốc trên nền đất yếu được gia cường
cọc BTCT trong trường hợp cọc được ngàm
và không được ngàm vào nền đất cứng. Một
số kết luận cụ thể như sau:
Trong trường hợp cọc được ngàm vào lớp
đất tốt, khoảng cách cọc càng nhỏ thì càng
có khả năng gia cường mái dốc (hệ số an
toàn Fs càng tăng). Đây là do khi khoảng
TÀI LIỆU THAM KHẢO
Đinh Công Sản, Thorsten A. và Klaus S., 2013. “Hướng dẫn quản lý bờ biển: Bảo vệ bờ biển ở
Đồng Bằng Sông Cửu Long“, Tháng 10-2013.
Vũ Văn Hà, 2015. “Đặc điểm môi trường trầm tích và lịch sử phát triển địa chất holoxen vùng
cửa sông ven biển của hệ thống sông Cửu Long”, Học viện Khoa học và Công Nghệ, Viện Hàn
lâm KH&CN Việt Nam, Hà Nội – 2015.
Donovan M., Fauziah A., Hemanta H., and Naoto W., 2013. “The Design Method of Slope
Stabilizing Piles: A Review”, International Journal of Current Engineering and Technology
ISSN 2277 – 4106.
Fathi M. Abdrabbo, Naema A. Ali, 2015. “Behaviour of single pile in consolidating soil”,
Alexandria Engineering Journal (2015) 54, 481–495.
Hassiotis, S., J. L. Chameau,z and M. Gunaratne, 1997. “Design method for stabilization of
slopes with piles”, J. Soil Mech. and Found. Div., ASCE, 99, 391-406.
Kourkoulis, R., F. Gelagoti, I., Anastasopoulos, and G. Gazetas, 2011. “Slope Stabilizing Piles
and Pile-Groups: Parametric Study and Design Insights”, © 2011 American Society of Civil
Engineers.
Kourkoulis, F. Gelagoti, I. Anastasopoulos, and G. Gazetas, 2012. “Hybrid Method for Analysis
and Design of Slope Stabilizing Piles”, © 2012 American Society of Civil Engineers.
Lee, C.Y., Hull T.S. and Poulos H.G., 1995. “Simplified Pile-Slope Stability Analysis”,
Computers and Geotechnics 17 (1995) 1-16.
Naresh, C.S., and Ed Commune, A.N., 2006. “Soils and foundations vols”. I and II, National
Highway Institute, Federal Highway Administration, Washington, D.C.. Report No. FHWA–
NHI–06–088, 2006.
Poulos, H.G., 1999. “Design of reinforcing piles to increase slope stability”, Geotechnique,
28(3): 309-326.
Shikou Y., Xuhua R., Jixun Z., 2011. “Study on embedded length of piles for slope reinforced
with one row of piles”, Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering. 2011, 3 (2):
167–178.
Tác giả chịu trách nhiệm bài viết:
Họ tên: Đỗ Trọng Vi
Đơn vị: Cty cổ phần Tư vấn – Xây lắp – Thương mại Sông Hồng
Điện thoại: 0908411148
Email: [email protected]
BÀI BÁO KHOA HỌC
THỰC HIỆN CÔNG BỐ THEO QUY CHẾ ĐÀO TẠO THẠC SỸ
Bài báo khoa học của học viên
có xác nhận và đề xuất cho đăng của Giảng viên hướng dẫn
Bản tiếng Việt ©, TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP. HỒ CHÍ MINH và TÁC GIẢ
Bản quyền tác phẩm đã được bảo hộ bởi Luật xuất bản và Luật Sở hữu trí tuệ Việt Nam.
Nghiêm cấm mọi hình thức xuất bản, sao chụp, phát tán nội dung khi chưa có sự đồng ý
của tác giả và Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật TP. Hồ Chí Minh.
ĐỂ CÓ BÀI BÁO KHOA HỌC TỐT, CẦN CHUNG TAY BẢO VỆ TÁC QUYỀN!
Thực hiện theo MTCL & KHTHMTCL Năm học 2018-2019 của Thư viện Trường Đại học
Sư phạm Kỹ thuật Tp. Hồ Chí Minh.
10 trang
12/01/2024
19440
Free
Bạn đang xem tài liệu "Nghiên cứu ứng xử cọc BTCT gia cường bờ kè bờ sông đồng bằng sông Cửu Long", để tải tài liệu gốc về máy hãy click vào nút Download ở trên
File đính kèm:
- nghien_cuu_ung_xu_coc_btct_gia_cuong_bo_ke_bo_song_dong_bang.pdf
