MỞ ĐẦU Tính cấp thiết của đề tài Hàng năm, các tỉnh đồng bằng sông Cửu Long đều hứng chịu các đợt lũ tràn về từ phía thượng nguồn sông Mêkông với lưu lượng và cường độ cao thấp khác nhau. Để bảo vệ cây trái và vụ màu phía trong đồng, các tỉnh đồng bằng sông Cửu Long đã xây dựng hệ thống đê bao kết hợp đường giao thông và một số công trình cống ở đầu các cửa sông rạch với mục đích ngăn lũ mùa mưa và ngăn mặn xâm thực vào mùa khô. Do phổ biến lớp đất yếu ở gần bề mặt, giải pháp móng của các công trình cống ở khu vực cửa sông thường được lựa chọn là móng cọc. Trong quá trình thi công và khai thác sử dụng, áp lực ngang do tải trọng chênh lệch tác dụng trên bề mặt và áp lực ngang do sự chênh lệch mực nước giữa phía sông với phía đồng lớn tác dụng lên công trình cống ngăn.
Do đó, cọc có thể bị chuyển vị ngang và nghiêng. Trong một số trường hợp, đặc biệt trong đất yếu, biên độ chuyển vị ngang có giá trị khá lớn có thể không đảm bảo điều kiện làm việc của công trình. Ý nghĩa về lý luận, về mặt khoa học và đối với thực tiễn Việc nóng lên toàn cầu làm mực nước biển dâng lên như hiện nay đã ảnh hưởng đến độ chênh mực nước cho phép các công trình cống ngăn mặn của các dự án ngọt hóa ở các tỉnh đồng bằng sông Cửu Long. Áp lực ngang lớn do chênh lệch mực nước làm mất độ an toàn của công trình.
Việc ngăn chặn dòng trên sông Mêkông đã ảnh hưởng đến lưu lượng và cường độ dòng lũ, ảnh hưởng đến các công trình cống ngăn lũ ở hạ nguồn sông Cửu Long. Đặc biệt độ chênh mực nước phía sông với phía đồng lớn hơn giới hạn cho phép đã gây ra một số sự cố ở các công trình ngăn lũ. Xuất phát từ một số sự cố trong quá trình thi công móng cọc, cọc bị lệch tâm quá giới hạn cho phép trong quá trình hạ cọc, công trình bị sự cố trong những năm gần đây đã tạo nên yêu cầu cấp bách phải nhanh chóng nghiên cứu phương pháp tính toán dự báo sự chuyển vị ngang của cọc để có giải pháp thiết kế và thi công móng hợp lý. Do vậy, kết quả nghiên cứu của đề tài có thể giúp các kỹ sư thiết kế và thi công dự tính khả năng nghiêng cọc và tìm các biện pháp khắc phục.
Do đó, đây là -2- đề tài có ý nghĩa thực tiễn trong điều kiện đất yếu là loại đất phổ biến trên bề mặt của khu vực. Tình hình nghiên cứu đề tài Cọc chịu tác dụng của lực ngang đã được một số nhà nghiên cứu trong nước quan tâm, nghiên cứu. Trong đa số các trường hợp, lực tác dụng theo phương ngang được qui đổi về lực tập trung. Hiện nay, trong nước cũng như ở nước ngoài, phương pháp phân tích ứng xử của đất và cọc do tác dụng của tải trọng ngang do áp lực nước gây ra không được đề cập nhiều trong các tài liệu nghiên cứu.
Đề tài được thực hiện trên cơ sở đánh giá cọc làm việc và chịu tải trọng theo phương ngang do sự chênh lệch mực nước. Mục đích, nhiệm vụ - Tổng hợp các phương pháp tính toán xác định mức độ chuyển vị ngang của cọc dưới tác dụng của tải trọng ngang do chênh lệch mực nước, từ đó tìm phương pháp tính toán hợp lý, đặc biệt trong điều kiện nền đất bị giới hạn về chuyển vị theo phương ngang trong đất yếu theo cấu tạo địa chất phổ biến ở các công trình cống khu vực các tỉnh đồng bằng sông Cửu Long. - Áp dụng cho công trình thực tế để so sánh kết quả tính toán theo các phương pháp khác nhau. Phương pháp nghiên cứu - Tổng hợp và phân tích kết quả nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm liên quan đến vấn đề đề cập.
- Thu thập các tài liệu về điều kiện thi công thực tế, các điều kiện địa chất công trình cụ thể trong các hồ sơ khảo sát địa chất công trình ở khu vực. - Trên cơ sở tổng hợp các phương pháp tính toán của bài toán đặc thù, mô phỏng bài toán cụ thể bằng phương pháp phần tử hữu hạn. - Phân tích kết quả tính toán để đề ra các kiến nghị về phương pháp tính toán thi công hợp lý móng cọc ở công trình cống ở đầu sông. MỘT SỐ KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU LÝ THUYẾT VÀ THỰC NGHIỆM VỀ CHUYỂN VỊ NGANG CỦA CỌC DƯỚI TÁC DỤNG CỦA ÁP LỰC NGANG DO CHÊNH LỆCH MỰC NƯỚC 1.
Một số kết quả nghiên cứu về chuyển vị ngang của cọc dưới tác dụng của khối đất đắp kế cận Cọc trong các lớp đất rời và đất yếu trên bề mặt có khả năng chịu lực ngang rất nhỏ do đất rời gần mặt đất chịu ứng suất pháp bé và đất yếu có khả năng chịu tải kém. Áp lực ngang phát triển giữa cọc và đất dẫn đến xuất hiện moment uốn và truyền xuống dọc theo thân cọc. Quá trình này gây tải trọng ngang và có thể làm nghiêng cọc. Kết quả tính toán và phân tích của các tác giả như Hayman và Boersma (1961), Hayman (1965), Leussink và Wens (1969), Nicu và các cộng sự (1971) và một số tổng kết thực hiện bởi Marche và Lacroix (1972) cho thấy cọc ở vị trí mố cầu bị chuyển vị ngang do sự chuyển dịch của khối đất đắp đường dẫn sau mố [14].
Năm 1969, Leussink và Wens đã thực hiện thí nghiệm trên một số cọc gần khu vực đường đắp cao, kết quả cho thấy chuyển vị ngang đủ lớn đã gây nứt và phá vỡ cọc. Từ kết quả nghiên cứu của các trường hợp đã được ghi lại, Marche và Lacroix (1972) đã cố gắng thử tìm quan hệ tỷ lệ chuyển vị ngang của cọc trên vùng đất đắp với quan hệ uốn dọc của cọc và tỷ lệ gia tăng chuyển vị ngang với sự gia tăng uốn dọc cọc, còn Ito và Matsui (1975) đã phát triển thành lý thuyết phân tích lực trong một hàng cọc trong đất biến dạng dẻo [14]. De Beer và Wallays (1972) đã mô tả một phương pháp đơn giản xác định moment uốn và lực trong cọc khi chất tải không đối xứng xung quanh cọc [14,17]. Các tác giả đã xây dựng được phương pháp kinh nghiệm đơn giản tính toán áp lực ngang trung bình trên cọc do chất tải lân cận không đối xứng và cho điều kiện thoát nước (c’ = 0) trong đất xung quanh thân cọc.
Tải chất thêm này được biểu diễn bằng một khối đất đắp có chiều cao Hf và dốc ở bề mặt được biểu thị bằng ba cách bố trí -4- giữa cọc và tải trọng đất đắp như trong hình 1. Chiều cao Hf xác định như sau: γ Hf = H× 1,8 Với: γ- là khối lượng thể tích của khối đất đắp (T/m3) Khối đất đắp ảo được giả định nghiêng một góc α được vẽ bởi một trong ba phương pháp biểu diễn như trong hình 1.1(a)-(b)-(c) phụ thuộc vào vị trí tải chất thêm đến cọc. Áp lực ngang trên cọc được xác định như sau: pz = f.q Với: f- hệ số giảm được xác định như sau: 1 α − φ' f = 2 1 90 − φ ' 2 Với: q - áp lực tải chất thêm với chiều cao Hf φ’- góc ma sát hữu hiệu giữa đất và cọc Khi góc α ≤ φ’/2 thì áp lực ngang không đáng kể, có thể bỏ qua được. De Beer và Wallays cho rằng phương pháp này gần chính xác.
Không nên sử dụng để tìm sự thay đổi trong moment uốn dọc theo thân cọc, nhưng có thể cho phép xác định moment lớn nhất. Phương pháp tính toán này cũng không được sử dụng nếu hệ số an toàn theo điều kiện độ bền tổng cộng của tải chất thêm < 1,6.1- Tính toán áp lực ngang trên cọc đứng do tải trọng chất thêm không đối xứng. -5- Springman và Bolton đã thực hiện nghiên cứu cho Bộ giao thông Anh Quốc [17]. Họ đã dùng phương pháp phần tử hữu hạn tương ứng với thí nghiệm mô hình trong máy ly tâm để tạo sự phân bố áp lực xuống thân một hàng cọc chịu tải trọng chất thêm từ một phía do khối đất đắp gây ra, cọc đi qua một lớp đất yếu (lớp sét mềm) cắm vào một lớp đất cứng hơn.
Trong trường hợp đầu cọc tự do, áp lực tại đầu cọc nhỏ bởi vì đầu cọc độc lập với vùng ngang do lớp sét mềm có khuynh hướng chảy dẻo dưới tải trọng chất thêm. Có mối quan hệ chuyển vị giữa sét mềm và cọc với độ gia tăng áp lực trên bề mặt cọc. Tại những độ sâu lớn hơn, lực ma sát tại mặt tiếp xúc giữa sét mềm và lớp đất cứng ngăn cản đáng kể chuyển vị. Kết hợp với độ võng của đoạn cọc đặt vào lớp sét cứng, kết quả cho thấy cọc có khuynh hướng đẩy vào trong lớp sét mềm do sự đổi chiều của lực chống trên cọc.
Sự phân bố áp lực trên một đầu cọc tự do có thể được lý tưởng hóa bằng biểu đồ như trong hình 1.2- Ảnh hưởng của sự chất tải không đối xứng trên cọc thẳng đứng với đầu cọc tự do đóng qua lớp đất mềm vào lớp đất cứng; a) Sự phân bố áp lực ngang, b) Quan hệ giữa chuyển vị của đất và cọc, c) Mặt cắt module biến dạng Áp lực thấp tại đầu cọc được biểu diễn bằng công thức: -6- Goc pm p= Gm Với Goc- module chống cắt của đất tại cao trình đầu cọc hình 1.2c Gm- module chống cắt của đất tại độ sâu h/2, với h là chiều sâu bên trên mà áp lực tác dụng ảnh hưởng đến trong lớp sét mềm pm- áp lực trung bình Từ độ sâu h, trở lên sự phân bố áp lực có dạng parabol, áp lực trung bình được tính toán theo công thức đề nghị của Bolton và đồng nghiệp được thể hiện bằng biểu thức sau: 3G d d 0,71Gm dh 3 pm = q m + + Gr h s EpI Với Gr- độ giảm module chống cắt xung quanh cọc q- đương lượng áp lực tải chất thêm d- đường kính của cọc s- khoảng cách từ tâm này đến tâm kia của cọc dọc theo hàng cọc Ep- module đàn hồi của cọc I- moment quán tính tiết diện cọc Tỉ số Gm/Gr có giá trị từ 1,2 – 2 đối với cọc đóng và từ 2,5 – 3 đối với cọc khoan nhồi.
