Báo cáo khoa học: "CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN SỰ PHÂN BỐ TẢI TRỌNG LÊN NỀN ĐƯỜNG GIA CỐ BỞI HỆ CỌC DỰA TRÊN HIỆU ỨNG VÒM"

Chia sẻ: Nguyễn Phương Hà Linh Linh | Ngày: | Loại File: PDF | Số trang:9

Thêm vào BST

Báo xấu

98
lượt xem 16
download

Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Tóm tắt: Việc xác định chính xác sự phân bố tải trọng lên hệ cọc gia cố nền đường trên đất yếu là rất quan trọng trong việc thiết kế và kiểm tra khả năng làm việc của cọc. Hiện tượng hiệu ứng vòm được ứng dụng để thiết lập các mô hình và cơ chế truyền lực từ nền đường lên hệ cọc và đất yếu.

Chủ đề:

Bình luận(0) Đăng nhập để gửi bình luận!

Lưu

Nội dung Text: Báo cáo khoa học: "CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN SỰ PHÂN BỐ TẢI TRỌNG LÊN NỀN ĐƯỜNG GIA CỐ BỞI HỆ CỌC DỰA TRÊN HIỆU ỨNG VÒM"

CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN SỰ PHÂN BỐ TẢI TRỌNG LÊN NỀN ĐƯỜNG GIA CỐ BỞI HỆ CỌC DỰA TRÊN HIỆU ỨNG VÒM NGUYỄN MINH TÂM Khoa Kỹ thuật Xây dựng Trường Đại học Bách Khoa - Thành phố HCM ĐINH CÔNG PHƯƠNG Sở Giao thông Vận tải - Thành phố HCM Tóm tắt: Việc xác định chính xác sự phân bố tải trọng lên hệ cọc gia cố nền đường trên đất yếu là rất quan trọng trong việc thiết kế và kiểm tra khả năng làm việc của cọc. Hiện tượng hiệu ứng vòm được ứng dụng để thiết lập các mô hình và cơ chế truyền lực từ nền đường lên hệ cọc và đất yếu. Mô hình hóa một công trình cụ thể bằng phương pháp phần tử hữu hạn, chương trình Plaxis, nhằm đưa ra kiến nghị về chiều cao nền đất đắp hợp lý để xảy ra hiệu ứng vòm, khi có và không có sử dụng vải địa kỹ thuật. Công thức xác định hệ số giảm ứng suất SRR và lực căng trong vải địa kỹ thuật phù hợp nhất cho địa chất khu vực Tp. Hồ Chí Minh cũng sẽ được đề nghị. Summary: Calculating exactly the load distribution on embankments, supported by columns, is very important for designing and verifying the pile capacity. Soil arching is applied to set up models and mechanisms of load transmissions from embankment to pile and CT 2 soft soil. Modeling the specific project by FEM program, Plaxis, to recommend the reasonable height of the embankment that forming soil arching phenomenon, with or without geotextile. The suitable equations which determine SRR or axial force of geotextile for Ho Chi Minh city’s geology condition will also be pronounced. I. ĐẶT VẤN ĐỀ Giải pháp dùng hệ thống cọc để gia cố nền đường trên khu vực đất yếu là một phương pháp phổ biến tại Việt Nam và trên thế giới. Hệ thống cọc gia cố nền đường có thể được thiết kế với nhiều loại vật liệu và biện pháp thi công khác nhau như cọc cát, cọc đầm nén cát, cọc vôi trộn xi măng, cọc đất trộn xi măng, cọc bê tông cốt thép… Các loại cọc này đều có nguyên tắc tính toán chung, từ chiều cao nền đường, dung trọng lớp đất đắp và tải trọng xe qui đổi, người thiết kế sẽ xác định được tổng tải trọng tác dụng xuống hệ cọc và đất yếu. Vấn đề đặt ra là sự phân bố tải trọng trên lên hệ cọc và đất yếu là như thế nào? Chỉ cần xác định được chính xác giá trị tải trọng phân bố, người thiết kế sẽ kiểm tra được độ bền của cọc và đất dựa vào giá trị sức chịu tải của nó, được tính toán dựa vào số liệu địa chất hoặc thí nghiệm hiện trường. Phương pháp truyền thống phân bố tải trọng lên hệ cọc dựa vào hệ số tập trung ứng suất n
được sử dụng khá phổ biến nhưng lại tồn tại khá nhiều khuyết điểm. Từ thí nghiệm cửa sập của Terzaghi năm 1936 [7], sự tồn tại của hiệu ứng vòm đã được chứng minh. Rất nhiều nhà khoa học đã ứng dụng hiện tượng này vào việc thiết lập các mô hình và cơ chế truyền lực lên hệ cọc và đất yếu. Tuy nhiên, các kết quả thu được chênh lệch nhau nhiều lần, rất khó để áp dụng vào thực tiễn tính toán. Vì thế, bài báo này hướng trọng tâm vào việc tổng hợp các mô hình và công thức phân bố tải trọng lên hệ cọc gia cố nền đường trên đất yếu đã được các tác giả chứng minh, có kết hợp sự phân tích ưu khuyết điểm của từng phương pháp. Ứng dụng chương trình phần tử hữu hạn Plaxis để mô phỏng một công trình thực tế, từ đó đưa ra kiến nghị về chiều cao nền đất đắp hợp lý để xảy ra hiệu ứng vòm, trong trường hợp có và không có sử dụng vải địa kỹ thuật. Công thức tính toán sự phân bố tải trọng lên hệ cọc gia cố nền đường phù hợp nhất cho địa chất khu vực Thành phố Hồ Chí Minh cũng sẽ được tác giả đề nghị. II. CÁC MÔ HÌNH VÀ CÔNG THỨC TÍNH TOÁN SỰ PHÂN BỐ TẢI TRỌNG LÊN HỆ CỌC 2.1. Phương pháp truyền thống Phương pháp truyền thống xem mô hình hệ cọc gia cố và đất nền xung quanh như là một thể thống nhất , với g iả thiết là chuyển vị thẳng đứng của hệ cọc và đất nền xung quanh là bằng nhau. Vì độ cứng của cọc lớn hơn rất nhiều so với độ cứng của đất nền, nên sẽ xuất hiện sự tập trung ứng suất khá lớn ở đầu cọc và sự giảm ứng suất ở khu vực đất nền xung quanh cọc. Sự tập trung ứng suất này được đánh giá bằng hệ số tập trung ứng suất n hoặc hệ số giảm ứng suất CT 2 SRR σcol (1) n= σsoil σsoil (2) SRR = σ Với σcol : ứng suất tác dụng lên cọc; σsoil : ứng suất tác dụng lên đất nền xung quanh cọc; σ : ứng suất tổng tác dụng lên cọc và đất; Giá trị của hệ số tập trung ứng suất phụ thuộc vào mối tương quan về độ cứng giữa cọc và đất yếu, thường được chọn từ 2÷9 [1]. Phương pháp khá đơn giản, dễ sử dụng. Tuy nhiên, nó không thể hiện đúng giá trị ứng suất thực sự tác dụng lên đất và cọc trong quá trình làm việc, vì trong điều kiện thực tế, khi chịu tải, chuyển vị của đầu cọc và vùng đất yếu xung quanh là khác nhau. Vì vậy, độ chính xác của phương pháp không cao, không xét đến độ cứng của cọc và đất, chỉ phù hợp cho giai đoạn thiết kế sơ bộ.
2.2. Phương pháp tính toán dựa vào hiện tượng hiệu ứng vòm - trường hợp không sử dụng vải địa kỹ thuật Hình 1. Các mô hình phân bố tải trọng của hiệu ứng vòm (a): Mô hình rãnh; (b): Mô hình nêm; (c): Mô hình bán cầu [6] Mô hình tính toán sự phân bố tải trọng đều, từ nền đường lên hệ cọc và vùng đất yếu quanh cọc đã được các tác giả nghiên cứu từ năm 1943 đến nay, chủ yếu có 3 dạng mô hình: • Mô hình “Rãnh” 2D – Trench Model, do Terzaghi đề xướng năm 1943 và được sự hiệu chỉnh của Mastont (ứng dụng vào tiêu chuẩn BS 2006), Russell và Pierpoint [6]. • Mô hình “Nêm” 2D – Prism Model , do Miki đề xướng năm 1987 và được sự hiệu chỉnh của Guido, Carlsson…[3]. • Mô hình “Bán cầu” 3D – Semi Spherical Model, do Hewlett & Randolph đề xướng năm 1988, và hiệu chỉnh của Low [4]. Khi chịu tải, phần nền đường ở khu vực không có cọc gia cố sẽ lún nhiều hơn phía trên cọc do độ cứng của cọc lớn hơn đất yếu nhiều lần. Nếu sức chống cắt của vật liệu đất đắp đủ lớn, sự dịch chuyển của phần đất đắp bên trên phần đất yếu nằm giữa cọc sẽ bị hạn chế. Phần áp lực đất CT 2 đó sẽ truyền vào hệ cọc. Tóm lại, khi hiệu ứng vòm xảy ra, ứng suất tác dụng lên đầu cọc sẽ tăng lên và ứng suất tác dụng xuống đất yếu sẽ giảm xuống. Nhìn chung, các phương pháp tính toán của các tác giả khác nhau sẽ dựa trên các nguyên lý tính toán và mô hình truyền lực khác nhau. Giá trị đặc trưng cho sự phân bố tải trọng là hệ số giảm ứng suất SRR theo các tác giả được trình bày trong bảng 1, cho trường hợp có và không có sử dụng vải địa kỹ thuật để gia cố nền đường. Cần lưu ý vấn đề quan trọng là, để hiện tượng hiệu ứng vòm có thể xảy ra hoàn toàn, chiều cao lớp đất đắp của nền đường sẽ lớn hơn một giá trị xác định, gọi là chiều cao yêu cầu hc , được tóm tắt trong bảng 2. 2.3. Phương pháp tính toán dựa vào hiện tượng hiệu ứng vòm - trường hợp sử dụng vải địa kỹ thuật Khi khối đất đắp được thi công trên nền cọc gia cố kết hợp vải địa kỹ thuật, khối đất giữa hai cọc bị lún xuống đồng thời sinh ra hai thành phần lực: lực kéo trong vải T và phản lực của nền đất yếu σsoil. Quá trình dịch chuyển của khối đất sẽ hình thành ứng suất cắt trong khối đắp trên cọc. Ứng suất cắt này sinh ra hiệu ứng vòm trong khối đắp và làm giảm tải trọng tác dụng lên vải địa kỹ thuật nhưng làm tăng tải trọng do vòm tác dụng vào cọc σcol. Cơ cấu truyền lực này được mô phỏng theo hiệu ứng vòm. Trong đó a: Bề rộng của cọc hoặc của mũ cọc; s: Khoảng cách giữa các cọc gia cố nền
Bảng 1. Bảng tổng hợp giá trị SRR theo các phương pháp tính toán Trường Phương Hệ số giảm ứng suất SRR (Stress Reduction Ratio) h ợp pháp Khi 0.7(s-a)≤ h≤ 1.4(s-a): SRR = 2s(γ .h + q)(s - a) ⎡ s 2 - a 2 ⎛ a c .a ⎞ ⎤ 2 ⎢ ⎟⎥ ⎜ (s - a 2 ) .γ .h 2 ⎝ h ⎠⎥ ⎢ 2 ⎣ ⎦ BS8006 ⎡ 2 2 ⎛ a c .a ⎞ 2 ⎤ 16s Khi h> 1.4(s-a): SRR = ⎢s - a ⎜ ⎟⎥ (s + a ) h ⎢ 2 ⎝ h ⎠⎥ ⎣ ⎦ ⎡ ⎤ -4h.K.a.tanj (s 2 - a 2 ) ⎢ Russell & ⎥ 22 1 - e s -a SRR = 4h.K.a.tanj ⎢ ⎥ Pierpoint ⎣ ⎦ s-a SRR = Guido Không h.3 2 sử dụng ( 2s + a ) ( s - a ) vải địa SRR = Carlsson 6 ( s + a ) h.tan150 kỹ thuật 2s ⎛ K p -1 ⎞ ⎤ 2 ( s - a ) ⎛ K p -1 ⎞ ⎡ Đỉnh: SRR = (1- a )2(K p -1) ⎢1- ⎟⎥ + ⎜ ⎜ ⎟ ⎢ h 2 ⎜ 2K p - 3 ⎟ ⎥ h 2 ⎜ 2K p - 3 ⎟ s ⎝ ⎠⎦ ⎝ ⎠ ⎣ Hewlett & Đất: 1 Randolph SRR = ⎛ 2K p ⎞ ⎡⎛ a ⎞(Kp -1) ⎛ a ⎞ ⎛ a ⎞ ⎛ a ⎞⎤ 2 ⎜ ⎜ K p +1 ⎟ ⎢⎜ s ⎟ 1- - ⎜ 1- ⎟ ⎜1+ K p ⎟ + ⎜1- 2 ⎟ ⎥ ⎟ ⎢⎝ ⎠ ⎝ s ⎠⎝ s ⎠ ⎝ s ⎠⎥ ⎝ ⎠⎣ ⎦ ( K P -1) ( s - a ) + ⎛1- a ⎞K -1 ⎡1- s - CT 2 ⎤ s p SRR = ⎟⎢ ⎥ Low ⎜ 2h ( K P - 2 ) ⎝ s ⎠ ⎣ 2h 2h ( K P - 2 ) ⎦ Khi 0.7(s-a)≤ h≤ 1.4(s-a): SRR = 2s(γ.h + q)(s - a) ⎡s 2 - a 2 ⎛ a c .a ⎞ ⎤ 2 ⎢ ⎟⎥ ⎜ (s - a 2 ) γ.h 2 ⎝ h ⎠⎥ ⎢ 2 ⎣ ⎦ Có sử BS8006 dụng vải ⎡ 2 2 ⎛ a c .a ⎞ 2 ⎤ Khi h> 1.4(s-a): 2.8s SRR = ⎢s - a ⎜ ⎟⎥ địa kỹ (s + a ) h ⎢ 2 ⎝ h ⎠⎥ ⎣ ⎦ thuật ⎡ 2 2 ⎛ a c .a ⎞ 2 ⎤ 2s SRR = ⎢s - a ⎜ ⎟⎥ John ( s + a ) (s2 - a 2 ) ⎢ ⎝ h ⎠⎥ ⎣ ⎦ Bảng 2. Giá trị chiều cao yêu cầu hc của nền đất đắp theo các phương pháp tính toán hiệu ứng vòm Phương pháp Chiều cao yêu cầu hc 2.5 (s - a) Terzaghi 1.4 (s - a) BS 8006 1.87 (s - a) Carlsson 1.4 (s - a) Hewlett & Randolph Chen Yun-min 1.4s Kp: Hệ số áp lực đất bị động, được xác định theo Rankine K p = 1+ sinj 1- sinj
Bảng 3. Bảng tổng hợp giá trị lực kéo của vải địa kỹ thuật theo các phương pháp tính toán Phương pháp Lực kéo của vải địa kỹ thuật SRR.γ.h ( s2 - a 2 ) 1 BS8006 Trp = 1+ 4a 6ε (s - a) 2 1 γh ⎡SRR ( s 2 - a 2 ) - 0.3(s - a) ⎤ 1+ John Trp = ⎣ ⎦ 16ΔSr 2 4 8 γ (s - a ) 3 3 Carlsson Trp(2D) = 1+ 6ε 32.tan15 ( s - a ) ε 0 8 1+ s a γ (s - a ) 3 3 Rogbeck Trp(3D) = 1+ 6ε 2 32.tan150 ( s - a ) ε ac: gọi là hệ số arching – hệ số đặc trưng của hiệu ứng vòm, có thể được tính như sau: o ac = 1,95(h/a) - 0,18: khi cọc làm việc như cọc chịu mũi – cọc ngàm vào lớp đất cứng và không bị biến dạng. o ac = 1,50(h/a) - 0,07: dùng cho cọc chịu ma sát các loại cọc vật liệu rời khác như cọc đá, cát, vôi … Vải địa kỹ thuật có tác dụng làm giảm chuyển vị của đất đắp giữa các cọc, đồng nghĩa với việc giảm ứng suất cắt bên trong khối đất đắp. Do đó, hiệu ứng vòm trong đất đắp cũng được giảm nhỏ nhất và tải trọng truyền lên đầu cọc do vòm cũng giảm đi. Tuy nhiên, tải trọng trên các đầu cọc sẽ gia tăng do lực kéo bên trong vải hình thành các tổ hợp lực đứng. Giá trị hệ số SRR được trình bày trong bảng 1 và giá trị lực căng lớn nhất của vải địa kỹ CT 2 thuật, theo các tác giả với những mô hình khác nhau, được trình bày trong bảng 3. III. MÔ HÌNH BẰNG CHƯƠNG TRÌNH PHẦN TỬ HỮU HẠN - CHƯƠNG TRÌNH PLAXIS Bảng 4. Các thông số của mô hình PLAXIS 2D Mô hình: Morh - Coulomb Lớp đất đắp Lớp đất bùn sét Lớp đất cát tốt Type MC Drained MC Undrained MC Undrained γunsat 18 15 18,6 [kN/m³] γsat 18 15,1 18,9 [kN/m³] kx= ky 0,1 2,2e-5 1e-4 [m/day] Eref 7500 300 10530 [kN/m²] ν 0,3 0,3 0,3 [-] cref 0,1 5,9 11 [kN/m²] ϕ 30 4,3 16,5 [°] Công trình được tác giả chọn để mô phỏng là công trình đường thuộc dự án Đại Lộ Đông Tây, tại khu vực Cầu Kênh 1, quận 2, Thành phố Hồ Chí Minh. Số liệu địa chất được thể hiện ở bảng 4. Loại cọc sử dụng là loại cọc đất trộn xi măng, có E = 60000kN/m2, đường kính 0.8m, khoảng cách s = 2m. Qui đổi thành lớp đất có bề rộng w = as.s theo nguyên tắc cân bằng tỷ diện
tích. Vải địa kỹ thuật sử dụng là loại PEC200, có E = 200kN/m2. Chiều cao nền đất đắp được đắp cao lần lượt cho đến khi phá hoại thì ngừng. Từ đó, ta chọn chiều cao nền đất đắp là 9m, được đắp thành 9 đợt, mỗi đợt 1m. IV. KẾT QUẢ TÍNH TOÁN & PHÂN TÍCH a. Ảnh hưởng của chiều cao lớp đất đắp đến chuyển vị tương đối giữa đất và cọc Theo đồ thị 1, đắp càng cao thì sự chênh lệch độ lún giữa cọc và đất yếu càng lớn, tức là có sự hình thành hiệu ứng vòm hay sự phân bố lại ứng suất trong hệ thống cọc và đất. 10 Chiều cao lớp đất đắp (m) 8 6 4 2 0 0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 Chuyển vị tương đối (mm) Đồ thị 1. Quan hệ giữa chuyển vị tương đối và chiều cao lớp đất đắp b. Ảnh hưởng của chiều cao lớp đất đắp đến việc hình thành hiệu ứng vòm 300 0.2 Cọc Cọc Đất Đất 250 0.15 CT 2 200 Chuy ển v ị (mm) Ứng su ất (kPa) 150 0.1 100 0.05 50 0 0 0 2 4 6 8 0 2 4 6 8 h/(s-a) h/(s-a) Đồ thị 2. Quan hệ giữa ứng suất và chuyển vị của cọc và đất yếu với tỷ số h/(s-a) 7.5 Hệ số tập trung ứng suất n 7 6.5 6 5.5 5 0 1 2 3 4 5 6 7 h/(s-a) Đồ thị 3. Quan hệ giữa hệ số giảm ứng suất và tỷ số h/(s-a)
Đồ thị 2 cho ta thấy, về tổng thể, ứng suất và biến dạng của cọc và đất yếu tăng tuyến tính theo chiều cao lớp đất đắp, tức là tăng tuyến tính theo tải trọng tác dụng. • Trong giai đoạn chất tải ban đầu, h/(s-a) < 2, chuyển vị của đất và cọc gần như bằng nhau. Có thể giải thích hiện tượng này như sau: cọc là vật liệu đàn hồi, quan hệ ứng suất – biến dạng là tuyến tính; đất là loại vật liệu rời, quan hệ ứng suất – biến dạng là đàn hồi – dẻo. Khi tải trọng tác dụng nhỏ, cả hai loại vật liệu đều biến dạng tuyến tính và sự chênh lệch biến dạng giữa 2 loại vật liệu chưa quá lớn. • Khi h/(s-a) ≥ 2, chuyển vị tại cọc sẽ bé hơn giá trị của đất yếu, sự chênh lệch này ngày càng tăng. Nguyên nhân là ứng suất tác dụng vào cọc và đất yếu đều tăng lên, ứng suất này đã vượt qua ngưỡng dẻo của đất, khiến cho đất yếu biến dạng dẻo với một lượng lớn hơn biến dạng đàn hồi của cọc khá nhiều. Từ đồ thị 3, ta nhận thấy, khi h/(s-a) < 2, hệ số tập trung ứng suất n tăng theo chiều cao lớp đất đắp, tức là tải trọng có khuynh hướng dồn vào cọc nhiều hơn so với đất. Khi h/(s-a) ≥ 3.33, hệ số n giảm theo chiều cao lớp đất đắp, tức là tải trọng có khuynh hướng dồn vào đất yếu nhiều hơn so với cọc. Cả hai trường hợp trên đều nguy hiểm vì đất yếu sẽ có sức chịu tải nhỏ hơn nhiều so với cọc, nên dễ bị phá hoại hơn. Vì vậy, giá trị chiều cao nền đất đắp hợp lý để xảy ra hiệu ứng vòm là 2≤ h/(s-a) ≤ 3.33, ứng với địa chất khu vực đang xét. Kết quả từ chương trình PLAXIS phù hợp với thí nghiệm của Chen-Yung Min và lời giải của Helwelt, của TC BS2006, CT 2 hình dạng vòm của Low. c. Ảnh hưởng của vải địa kỹ thuật việc hình thành hiệu ứng vòm Từ đồ thị 4, khi lớp vải địa kỹ thuật được sử dụng hệ số tập trung ứng suất n tăng đáng kể. Đường quan hệ n và h/(s-a) khi dùng vải địa kỹ thuật gần đồng dạng với khi không dùng vải, nhưng giá trị chênh lệch nhiều. Điều này nghĩa là ứng suất lan truyền vào cọc sẽ nhiều hơn, và ứng suất của nền đường tác dụng vào lớp đất yếu xung quanh sẽ giảm đi, kết quả là độ lún của nền đường và chuyển vị của các cọc cũng giảm đi, hệ số ổn định tăng lên. Khi có vải địa kỹ thuật, chiều cao lớp đất đắp lý tưởng để có hiệu ứng vòm, tức là vùng mà hệ số n đạt giá trị lớn là 2≤ h/(s-a) ≤ 4. Đồ thị 5 thể hiện giá trị tính toán của lực kéo trong vải địa kỹ thuật, theo Plaxis và các phương pháp trình bày trong bảng 3. Giá trị lực kéo của vải địa kỹ thuật được tính toán theo phương pháp PTHH là nhỏ nhất so với các giá trị giải tích, giá trị tăng theo chiều cao lớp đất đắp. Khi tăng chiều cao lớp đất đắp từ 1 đến 9m, giá trị T tăng 68%. Nguyên nhân là vì ứng với chiều cao lớp đất đắp lớn, chuyển vị của cọc và đất cũng như chuyển vị tương đối giữa cọc và đất đều tăng, dẫn đến cường độ chịu kéo dọc trục của vải tăng.
9 8.5 Hệ số tập trung ứng suấ t n 8 7.5 7 6.5 6 Co Vai DKT 5.5 Khong Vai DKT 5 0 1 2 3 h/(s-a) 4 5 6 7 Đồ thị 4. Quan hệ giữa hệ số giảm ứng suất và tỷ số h/(s-a) khi có và không có vải địa kỹ thuật 150 T m ax (kN /m ) PLAXIS 100 BS2006 Carlsson 50 0 0 2 4 6 8 h/(s-a) Đồ thị 5. Quan hệ lực kéo dọc trục lớn nhất và tỷ số h/(s-a), ứng với thiết kế E=200kN/m; s=2m và a=0.6m Theo công thức tính lực kéo của vải địa kỹ thuật theo Carlsson không phụ thuộc vào chiều cao lớp đất đắp h. Khi tính theo công thức BS2006, đối với h/(s-a) >1 , 4, giá trị lực kéo của vải địa kỹ thuật cũng thay đổi không đáng kể theo chiều cao lớp đất đắp. Khi h/(s-a)
1.8 BS8006 Russell& Guido Carlsson 1.6 1.4 Hewlett& Low Pp T.Điển PTHH 1.2 1.0 SRR 0.8 0.6 0.4 0.2 0.0 0 2 4 6 h/(s-a) Đồ thị 6. Quan hệ giữa tỷ số h/(s-a) và SRR Giá trị SRR tính theo các phương pháp khác nhau thì sẽ cho giá trị khác nhau, với sai số khá lớn. Lệch nhất là giá trị của phương pháp Guido và phương pháp Thụy Điển. Gần với kết quả tính toán của Plaxis là phương pháp của Russell và Pierpiont, hay còn gọi là phương pháp Terzaghi cải tiến; phương pháp của Low và phương pháp Hewlett & Randolph. So với các phương pháp tính toán khác, hệ số SRR tính theo phương pháp phần tử hữu hạn sẽ có độ biến thiên khá nhỏ, vì mô hình hiệu ứng vòm được thể hiện trong các phương pháp giải tích là quá lý tưởng, lại thường không kể hết các điều kiện biên hay thông số của đất. III. KẾT LUẬN Khi thiết kế và tính toán sự phân bố ứng suất lên hệ cọc dưới nền đường, nên lợi dụng sự xuất hiện của hiệu ứng vòm để dồn phần tải trọng đất đắp cho cọc đất trộn xi măng nhằm hạn chế độ lún của nền đất yếu. CT 2 Chiều cao nền đất đắp lý tưởng để hiệu ứng vòm xảy ra là 2 ≤ h/(s-a) ≤ 3,33 khi không có vải địa kỹ thuật và bằng 2 ≤ h/(s-a) ≤ 4 khi có sử dụng vải địa kỹ thuật có độ cứng đáng kể ứng với địa chất tại Đại lộ Đông Tây, Tp.HCM. Trong trường hợp có sử dụng vải địa kỹ thuật để gia cường cho nền đường, gia cố bằng hệ cọc, tính toán lực kéo của vải theo công thức của Carlsson là hợp lý. Tài liệu tham khảo [1]. Bergado, J.C.Chai, Những biện pháp kỹ thuật mới cải tạo đất yếu trong xây dựng - Nhà xuất bản Giáo dục. [2]. Chen Yung-min. Cao Wei-ping, Chen Ren-pen, “An experimental investigation of soil arching within basal reinforced and unreinforced piled embankments”, Elservier, Geotextiles and Geomambranes 26, 2008. [3]. Guido, V. A., Knueppel, J. D. and Sweeny, M. A. (1987). Plate Loading Tests on Geogrid-Reinforced Earth Slabs. Geosynthetic '87 Conference New Orleans. [4]. Hewlett, W.H. and Randolph, W.F. (1988), “Analysis of Pile Embankment”, Ground Engineering. [5]. Hồ sơ thiết kế cọc đất trộn xi măng - Dự án Đại lộ Đông Tây, gói thầu số 2 và 3, Obayashi Corporation. [6]. Krishna Nag Rao, “Numerical modeling and analysis of pile supported embankments”, Master Thesis, University Texas. [7]. Terzaghi, K. (1943), Theoretical Soil Mechanics, John Wiley and Sons, New York♦