Luận văn Thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Phân tích ổn định công trình kè sông trên đất yếu theo phân kỳ đầu tư tại chợ cá phường 2, thành phố Tân An, tỉnh Long An

1

MỞ ĐẦU

Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài

Từ năm 2010 trở lại đây, qua theo dõi, khu vực Đồng bằng sông Cửu Long

hiện có 562 điểm sạt lở với tổng chiều dài trên 786 km. Sạt lở bờ sông chủ yếu diễn

ra dọc theo sông Tiền và sông Hậu, sông Vàm Cỏ Đông, Vàm Cỏ Tây và các nhánh

chính của hệ thống kênh, rạch. Trong thời gian qua, sạt lở diễn biến ngày càng phức

tạp và có mức độ gia tăng cả về phạm vi và mức độ nghiêm trọng. Nguyên nhân gây

ra xói lở bờ sông, bờ biển do tác động của phát triển như việc xây dựng hồ chứa,

khai thác cát, phát triển dân số và cơ sở hạ tầng ngoài ra còn có sự phát triển hệ

thống giao thông thuỷ đang ngày càng phát triển nhanh và mạnh cả về số lượng, tải

trọng và tốc độ của tầu thuyền, suy giảm nghiêm trọng rừng ngập mặn vùng đồng

bằng sông Cửu Long cũng góp phần lớn đến việc sạt lở. Trong các giải pháp chống

sát lỡ như nuôi giữ bãi, trồng rừng ngập mặn thì Kè là một trong những phương

pháp công trình hợp lý và bền vững đề tránh các hiện tượng sạt lở và giữ ổn định

bờ.

Việc tính toán thiết kế loại hình công trình này thường chỉ giới hạn trong

việc đánh giá áp lực đất lên tường kè và khả năng ổn định trượt. Trong thực tế, ứng

xử áp lực đất lên tường kè có những điểm khác biệt do trang thái ứng suất ban đầu.

Ngoài ra, việc san lấp đất sau lưng tường trên nền đất yếu có thể gây lún và áp lực

đất bổ sung lên bờ kè có thể gây chuyển vị và mất ổn định công trình.

Căn cứ vào điều kiện địa chất cụ thể ở khu vực Long An, tính toán và mô

phỏng đánh giá giải pháp thiết kế và xử lý nền hợp lý cho công trình kè trên đất yếu.

Ở đây, việc tính toán đánh giá ứng xử của công trình có xét đến sự làm việc đồng

thời của các cấu kiện và phân tích làm rõ vai trò từng cấu kiện riêng biệt. Độ lún và

độ lún theo thời gian của nền đất yếu khu vực sau kè đóng vai trò quan trọng trong

việc đảm bảo khả năng làm việc ổn định của công trình cũng là vấn đề quan tâm

tính toán.

Các kết quả tính toán và phân tích cho phép rút ra các nhận định có ích về

giải pháp thiết kế và kinh nghiệm cho loại công trình đặc biệt này ở công trình đất

2

yếu như ở Long An. Điều này có ý nghĩa thực tiễn trong công tác xây dựng cho địa

phương.

Mục đích của đề tài

Trên cơ sở phương pháp phần tử hữu hạn, thực hiện mô phỏng đánh giá trạng

thái ứng suất biến dạng của công trình kè ven sông trên đất yếu. Việc phân tích thực

hiện có xét đến các yếu tố trình tự thi công và sự thay đổi trạng thái ứng suất biến

dạng theo thời gian do quá trình cố kết thấm. Việc mô phỏng được thực hiện nhờ sự

giúp đỡ của phần mềm Plaxis trên cơ sở mô hình bài toán 2D.

Mục đích của việc phân tích bao gồm đánh giá khả năng ổn định tổng thể của

công trình và sự thay đổi của chúng theo thời gian; phân tích so sánh với các kết

quả tính toán thiết kế khi xem lực tác dụng lên hệ cọc là lực tập trung thay vì áp lực

do khối đất sau tường.

Phƣơng pháp nghiên cứu

Mô phỏng bằng phần mêm trên cơ sở phương pháp phần tử hữu hạn nhằm

đánh giá khả năng ổn định tổng thể công trình.

Kết quả phân tích so sánh các kết quả tính toán nhằm rút ra các nhận định về

phương pháp tính toán hợp lý cũng như tính hợp lý trong lựa chọn các cấu kiện

công trình.

3

CHƢƠNG I: TỔNG QUAN NGUYÊN NHÂN VÀ GIẢI PHÁP CHỐNG

SẠT LỞ CHO CÔNG TRÌNH VEN SÔNG HIỆN NAY

1.1. Nguyên nhân dẫn đến sạt lở ở khu vực ĐBSCL hiện nay

Hiện tượng sạt lở bờ sông ở khu vực Đồng bằng sông Cửu Long là do rất

nhiều nguyên nhân khác nhau gây ra trong đó có nguyên nhân do tự nhiên như khí

hậu, địa chất… và cả các nguyên nhân do con người gây ra như khai thác cát, sự tác

động của phát triển mức sống của con người. Tuy nhiên,nhìn chung hiện tượng sạt

lở trên là do các nguyên nhân chủ yếu sau đây:

1.1.1 Do địa chất vùng bờ

Địa chất bờ sông là một trong những yếu tố quyết định đến sự sói lở bờ. Kết

quả khảo chất cho thấy địa chất các lớp đất bờ sông chủ yếu là bùn hữu cơ, bùn sét

với trạng thái chảy, dẻo chảy và dẻo mềm. Với cấu tạo địa chất như trên thì bờ sông

rất dễ bị sói lở dưới tác động của ngoại lực và các yếu tố tác động khác.

1.1.2 Do thủy triều

Khu vực đồng bằng sông Cửu Long các biển Tây trung bình khoảng 70km

bởi vậy sông chịu ảnh hưởng của thủy triều khá rõ rệt. Chế độ thủy triều ở đây là

Nhật triều với 2 lần lên xuống trong ngày. Dưới tác động của lòng thấm (khu nước

dân và rút), các hạt bùn, đất bờ sông sẽ bị cuốn ra ngoài và được dòng nước mang

đi gây hiện tượng sói lở.

1.1.3 Do ảnh hƣởng bởi lũ

Lũ cũng là một trong nguyên nhân gây sói lở, dưới tác động của dòng chảy

lũ các hạt bùn, đất tại bờ sông sẽ bị cuốn trôi gây hiện tượng sói lở. Dòng chảy lũ tại

các sông miền Tây Nam không quá lớn và xẩy ra với tầng suất hiếm nhưng dưới tác

động kết hợp của dòng chảy lũ và sóng tàu thì tốc độ sạt lở bờ sẽ xẩy ra với mức độ

rất lớn.

1.1.4 Do hoạt động của tàu thuyền

Đồng bằng sông Cửu Long có hệ thống giao thông thủy rất phát triển với đội

ghe vận tải có quy mô lớn, mật độ tàu thuyền lưu thông trên sông luôn dày đặt với

các tàu vận chuyển hàng hóa với tải trọng lớn. Dưới tác động của sóng tàu, lớp đất

4

yếu tại bờ sông sẽ bị sói lở, mức độ sạt lở tùy thuộc vào độ mạnh yếu của sóng,

sóng tàu càng lớn thì mức độ sói lở càng lớn đặc biệt với sóng của các tàu vận tải

lớn chạy sát bờ sông.

1.1.5 Do hoạt động khác của con ngƣời

Hoạt động của con người cũng có ảnh hưởng nhất định đến sự sói lở bờ khu

vực này. Sự khai thác hệ sinh vật trên sông, lấn chiếm bờ sông, lòng sông làm thu

hep mặt cắt ước của dòng chảy. Ngoài ra tình trạng đê bao tràng lan trên các sông

thượng nguồn làm tham đổi các chế độ thủy động lực học của dòng chảy cũng là

nguyên nhân gây ra sự xói lở này.

Mỗi nguyên nhân ít nhiều điều có vai trò trong sử xói lở bờ sông, đối với

tuyến sông trên ĐBSCL qua điều tra tại khu vực dân cư ven sông thấy được sự xói

lở xẩy ra mạnh mẽ nhất trong mùa mưa lũ bởi vậy có thể khẳng định nguyên nhân

chính gây ra sử xói lở bờ sông là do sóng và dòng chảy lũ kết hợp địa chất khá yếu

tại khu vực ĐBSCL.

Hình 1.1 Xói lở do người dân xây dựng lấn chiếm bờ sông

5

1.2. Các giải pháp chống sạt lở thƣờng làm ở ĐBSCL hiện nay

1.2.1 Rọ đá

Rọ đá (Gabion) hây thảm đá (Revet Masttresses) như một cái hộp hình khối

mà ở đó chúng ta có thể bỏ đá vào để sử dụng gia cố cho các công trình. Chúng là

hệ thống hình lưới có liên kết thành các khối hình học và phía trong là đá xếp, cấu

tạo rọ đá thường khá đơn giản.

Hình 1.2. Cấu tạo rọ đá

6

Hình 1.3. Thảm đá

Lịch sử cho thấy từ rất lâu đời người ta đã sử dụng các rọ đá để tạo nên các

khối liên kết làm các đường ngầm qua sông và sống sói lở khu vực mố cầu.

Ngày nay, rọ đá và thảm đá chủ yếu được làm bằng thép có mạ kẽm hoặc

nhôm kẽm phần lớn được tráng phủ một lớp nhựa bên ngoài để giảm các tác động

xâm thực ăn mòn của môi trường với lỏi thép bên trong. Một số công trình ăn mòn

đặc biệt rọ đá và thảm đá được làm hoàn toàn bằng hợp chất Polyme vì chúng có

đặc tính trơ vượt trọi dưới tác động ăn mòn so với các vật liệu khác.

Rọ đá được dùng chủ yếu cho các công trình sau:

- Tường chắn đất, mố cầu.

- Chống sói bờ sông, biển.

- Lát mái và đáy kênh.

- Bảo vệ mái đê, kè.

- Đập tràn, bậc nước, dốc nước.

7

1.2.2 Cừ ván bê tông dự ứng lực

Cách đây hơn 50 năm, tập đoàn PS Mitsubisi Nhật Bản đã phát minh ra loại

“Cọc ván BTCT dự ứng lực” với kiểu dáng hình học dang sóng của mặt cắt tiết diện

và đã được xây dựng thử nghiệm rất có hiệu quả ở Nhật trong nhiều năm qua.

Hình 1.4 Cọc ván bê tông dự ứng lực

Cọc ván bê tông dự ứng lực (PC) được ứng dụng vào Việt Nam trong những

năm 1999 – 2001 tại cụm công trình nhiệt điện Phú Mỹ - Tỉnh Bà Rịa Vũng Tàu với

sự giúp đỡ của các nhà tư vấn Nhật Bản và đặc biệt sự hướng dẫn trực tiếp công

nghệ thi công lắp đặt của các nhà sáng chế ra cọc ván bê tông ứng lực trước.

Công ty C&T đã thi công hoàn hảo hệ thống các kênh dẫn chính và các kênh

nhánh với tổng chiều dài cừ 42.000m chiều rộng 45m, chiều sâu 8,7m đưa nước từ

sông Thị Vải vào giải nhiệt cho các tubin khí. Hiện nay hệ thống các kênh này vẫn

bền vững.

Ngoài ra còn nhiều công trình khác ứng dụng cọc ván bê tông cốt thép dự

ứng lực như kè Nhơn Trạch, bờ kè Thành phố Biên Hòa (thuộc tỉnh Đồng Nai),

8

kèbiển(thuộc tỉnh Bạc Liêu), bờ kè Kiên Giang, kè Kênh Nhiêu Lộc (thuộc TP.

HCM) sử dụng cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực W600 dài 15 – 18m…

1.2.2.1 Ƣu điểm:

Bền vững hơn cừ LARSEN.

Có thể dùng búa Diezen để hạ cừ nếu không phải ở khu vực đông dân cư,

đơn giản chi phí thấp và tiến độ thi công nhanh.

Cọc ván Bê tông cốt thép dự ứng lực tận dụng được hết khả năng làm việc

chịu nén của bê tông và chịu kéo của thép, tiết diện chịu lực ma sát tăng từ 1,3/3 lần

so với loại cọc vuôn có cùng tiết diện ngang (khả năng chịu tải của cọc tính theo đất

nền tăng).

Khả năng chịu lực tăng: Momen chống uốn, xoán cao hơn cọc vuông BTCT

thường, do đó chịu được momen lớn hơn.

Sử dụng vật liệu cường độ cao (BTCT) nên tiết kiệm vật liệu. Cường độ chịu

lực cao nên khi thi công ít bị vỡ đầu cọc, mối nối. Tuổi thọ cao.

Có thể ứng dụng trong nhiều điều kiện địa chất khác nhau.

Chế tạo trong công xưởng nên kiểm soát được chất lượng cọc, thi công

nhanh mỹ quan đẹp khi sử dụng kết cấu nổi trên mặt đất.

Kết cấu sau khi thi công xong đảm bảo độ kín, khít. Với bề rộng cọc lớn sẽ

phát huy tác dung chắn các loại vật liệu, ngăn nước. Phù hợp với các công trình có

chênh lệch áp lực trước vào sau khi đóng cọc như ở mố cầu và đường dẫn.

Cường độ chịu lực cao: Tiết diện dạng sóng và đặc tính dự ứng lực làm tăng

độ cứng và khả năng chịu lực của ván.

Thi công dễ dàng và chính xác, không cần mặt bằng rộng, giảm được chi phí

giải phóng mặt bằng, chỉ cần xà lang và cần cẩu vừa chuyên chở cấu kiện, vừa ép

cọc là thi công được.

1.2.2.2 Nhƣợc điểm:

Gần khu vực nhà dân không thi công bằng phương pháp đóng được, ngoài ra

nếu thi công phải hạn chế chấn động ảnh hưởng đến công trình lân cận.

9

Trong khu vực xây chen, phải khoan mồi rồi với ép được cọc, nên tiến độ thi

công tương đối chậm.

Công nghệ chế tạo phức tạp hợp cọc đóng thông thường.

Thi côn đòi hỏi độ chính xác cao, thiết bị côn nghệ hiện đại hơn (búa run,

búa thủy lực, máy cắt nước áp lực…).

Giá thành cao hơn cọc đóng truyền thống có cùng tiết diện.

Ma sát âm (nếu có) tác dụng lên cọc tăng gây bất lợi khi dùng cọc ván chịu

lực như cọc ma sát trong vùng đất yếu.

Khó thi công theo đường cong có bán kính nhỏ, chi tiết nối phức tạp làm hạn

chế độ sâu hạ cọc.

1.2.3 Tƣờng kè và cọc bê tông cốt thép

Đây là giải pháp có hiệu quả và dễ thực hiện trong phạm vi rộng không cần

những thiết bị thi công quá hiện đại, phức tạp trong việc phòng chống sạt lở công

trình ven sông, tiết kiệm chi phí đầu tư xây dựng so với các giải pháp khác. Tuy

nhiên còn phụ thuộc nhiều vào chiều cao mái dốc và điều kiện địa chất của khu vực

đất nền mà quyết định giải pháp cho phù hợp.

1.2.4. Tƣờng kè chắn đất trong công trình ven sông

1.2.4.1 Khái niệm về tƣờng chắn đất

Tường chắn là công trình giữ cho mái đất đắp hoặc mái hố đào khỏi sạt trượt.

Xây dựng kết cấu tường chắn đất để tăng cường ổn định của công trình chịu các áp

lực ngang của đất. Các bộ phận của công trình chịu các loại áp lực ngang của đất

như: Tường cát tầng hầm, mố cầu, tường chắn đất, tường chắn cống thoát nước,

đường hầm, bờ kè là bản tường….

Tường chắn được sử dụng rộng rãi trong các ngành xây dựng, giao thông và

công trình thủy lợi.

Mục đích:

- Để giữ đất sau lưng tường được cân bằng khỏi bị trượt, tuột xuống.

- Chống sạt lở công trình mới xây dựng bên cạnh công trình cũ.

- Chống thành hố móng, hố đào sâu.

10

- Chống sạt lở bờ sông, bờ kè.

- Chống thấm nước từ thượng lưu xuống hạ lưu của công trình thủy công.

1.2.4.2 Cấu tạo về tƣờng kè

Tường kè sử dụng ở đây giống như tường bản góc hây còn gọi là tường chữ

L có cấu tạo như sau:

Tường đứng (Bản tường): Chiều cao tường 255cm, chiều dày (25 -15cm).

Tường bản đáy: Bề rộng 2m, chiều dày 35cm.

Chiều dài cọc L = 14m.

Hình 1.5 Cấu tạo tường kè và cọc bê tông cốt thép

1.2.5. Tƣờng kè trên hệ thống móng cọc

1.2.5.1 Cấu tạo về móng cọc BTCT

Cọc BTCT:Là kết cấu có chiều dài lớn hơn so với bề rộng tiết diện ngang,

cọc được thi công bằng phương pháp đóng hây đổ tại chổ vào lòng đất, đá, để

truyền tải trọng công trình xuống các tầng đất, đá, sâu hơn nhằm cho công trình bên

trên đạt các yêu cầu của trạng thái giới hạn.

11

Đài cọc: Là kết cấu dùng để liên kết các cọc lại với nhau và phân bố tải trọng

của công trình lên các cọc. Nội lực ở cọc do tải trọng kết cấu phần trên truyền

xuống qua hệ đài bản chất sinh ra do chuyển vị tại đại điểm liên cọc với hệ đài. Có

thể phân ra thành đài tuyệt đối cứng và đài mềm trong tính toán thiết kế hệ cọc. Có

đài móng cứng tuyệt đối khi chiều cao đài phải rất cứng. Dưới tác dụng của tải

trọng thì chuyển vị tại các điểm trên mặt cắt ngàm cọc là tuyến tính (hây là mặt cắt

ngàm cọc trước phẳng sau vẫn phẳng) do đó thông thường cọc ở vị trí biên sẽ có nội

lực lớn.

1.2.5.2 Các dạng cọc trong đất nền

Cọc đóng cứng: Khi có tải trọng ngang công trình không lớn người ta thường

đóng cọc theo phương đứng 1 góc 90 độ so với mặt đất tự nhiên.

Cọc đóng xiên: Khi có tải trọng ngang lớn cọc đóng đứng không đủ khả năng

chịu lực tao có thể đóng cọc xiên. Độ xiên của cọc giúp cho cọc tăng khả năng chịu

lực, khi tải ngang do lực thắng xe, do áp lực nước chảy trong các vùng có ảnh

hưởng thủy triều… có thể đóng xiên khoảng 20 độ hoặc có thể hơn tùy thiết bị đóng

cọc.

1.2.5.3 Các loại cọc chịu tải trọng ngang thƣờng gặp

Cọc BTCT tiết diện vuông: Gồm có các thiết diện 200 x 200, 250 x 250, 300

x 300…. thường được sử dụng cọc rỗng hoặc cọc đặt trong các công trình dân dụng,

cầu đường, công trình thủy… có tiết diện cọc tùy theo yêu cầu tải trọng công trình.

12

Hình 1.6 Cọc bê tông cốt thép tiết diện vuông

Cọc BTCT tiết diện tròn:Thường được sử dụng như cọc bê tông ly tâm dự

ứng lực có đường kính ngoài 300, 350, 400, 450, 500….

Hình 1.7 Cọc bê tông ly tâm dự ứng lực tiết diện tròn

13

1.3. Nhận xét chƣơng

Qua nội dung Chương I giúp chúng ta có cái nhìn cụ thể hơn về nguyên nhân

dẫn đến sạt lở ở khu vực ĐBSCL hiện nay, gồm các nguyên nhân khách quan như

do thủy triều, do địa chất từng khu vực, do ảnh hưởng của mưa lũ và nguyên nhân

chủ quan do tác động của con người.Từ đây đưa ra các giải pháp phù hợp hơn trong

việc ngăn chăn sạt lở.

Thông qua xác định các nguyên nhân, trong Chương đưa ra 05 giải pháp chủ

yếu trong công tác chống sạt lỡ, bên cạnh việc phân tích các ưu điểm, nhượt điểm

của các giải pháp nhằm đưa ra biện pháp tối ưu cho việc chống sạt lở.

Căn cứ vào hồ sơ địa chất được cung cấp bởi Trung tâm Nghiên cứu chỉnh trị

sông và Phòng chống thiên tai thuộc Viện Khoa học Thủy lợi Miền nam khu vực kè

sông Vàm Cỏ Tây Thị xã Tân An (đoạn Từ Điện lực Long An đến Chợ Cá phường

2) có lớp đất yếu với bề dày đáng kể trên bề mặt, phần lớn đất đai được tạo thành ở

dạng phù sa bồi lắng lẫn nhiều tạp chất hữu cơ nên đất có dạng cấu tạo bời rời, tính

chất cơ lý rất kém, có thể phân chia đất nền trong khu vực khảo sát thành các lớp

như sau:

Lớp 1a: Lớp đất san lấp (cát, xà bần lẫn rác, đá, sét)

Lớp 1b: Sét màu xám xanh, vàng, đốm đỏ, tráng thái dẻo mềm.

Lớp 2: Sét lẫn cát đến sét mày vàng nâu, xám xanh đốm vàng, trạng thái nữa

cứng.

Lớp 3: Cát lẫn sét màu vàng, xám xanh, trạng thái dẻo.

Quan phân tích các nội dung trên, xác định giải pháp móng cọc được lựa

chọn cho các công trình. Công trình kè trên cọc BTCT truyền tải trọng xuống các

lớp đất tốt hơn bên dưới sẽ là giải pháp hiệu quả để giải quyết vấn đề ổn định.

Ngoài ra, như đã tổng hợp trình bày, kè ven sông chống sạt lở ở khu vực có

lớp đất yếu bao gồm nhiều cấu kiện: Tường chắn giữ đất san lấp sau kè, hệ móng

cọc chịu tác dụng của vật liệu san lấp, tải trọng của thiết bị thi công cũng như các

yếu tố địa hình khu vực bờ sông. Để đánh giá khả năng ổn định của loại hình công

trình này, việc tính toán phải xét đến sự làm việc của từng cấu kiện và khả năng ổn

14

định tổng thể.Việc tính toán ở đây được thực hiện nhờ sự trợ giúp của phần mềm

Plaxis trên cơ sở phương pháp phần tử hữu hạn.

15

CHƢƠNG II: CƠ SỞ TÍNH TOÁN HỆ KÈ TRÊN MÓNG CỌC VEN

SÔNG KHU VỰC ĐẤT YẾU

2.1. Các dạng tải trọng và phân loại tải trọng

2.1.1 Các dạng tải trọng

Tải trọng vĩnh cửu (tải trọng tĩnh): Tải trọng mà trong thời gian sử dụng kết

cấu không biến đổi trị số, hoặc biến số của chúng so với bình quân có thể bỏ qua

không tính như trọng lượng bản thân kết cấu, áp lực của đất.…

Tải trọng khả biến (tải trọng động): Tải trọng mà trong thời gian sử dụng kết

cấu có biến đổi trị số mà số biến đổi của chúng so với bình quân không thể bỏ qua

được như tải trọng động mặt sàn, ô tàu, cầu trục hoặc tải trọng xếp đóng vật liệu….

Tải trọng ngẫu nhiên: Tải trọng mà thời gian xây dựng và sử dụng kết cấu

không nhất định xuất hiện, nhưng hễ có xuất hiện thì hệ số rất lớn và thời gian duy

trì tương đối ngắn như động đất, lực phát nổ, lực va đập.…

2.1.2 Phân loại tải trọng

Áp lực nước: Tường chắn đất cứng duy trì ở vị trí tĩnh tải bất động, loại áp

lực ngang này của đất được gọi là áp lực ngang ở trạng thái tĩnh ký hiệu là E0

(kN/m).

Áp lực đất có 2 loại áp lực ngang cực trị gồm: Áp lực chủ động và áp lực bị

động:

- Khi đạt cực tiểu có tên là áp lực ngang của đất có ở trạng thái cân bằng phá

hoại dẻo chủ động, ký hiệu là Ea (kN/m).

- Khi đạt cực đại có tên là áp lực ngang của đất ở trạng thái cân bằng phá

hoại dẻo bị động, ký hiệu là Ep (kN/m).

Tải trọng thi công như: Ô tô, cần cẩu, vật liệu xếp trên hiện trường, lực neo

giữa tường cừ… tải trọng phụ do sự biến đổi về nhiệt độ và sự co ngót của bê tông

gây ra. Tùy loại kết cấu chắn giữ khác nhau.

Tải trọng ngoài:Bao gồm các tải trọng xe thi công, tải trọng sử dụng và tải

trọng tàu thuyền khi neo đậu…

2.2. Tính toán đối với tƣờng chắn

16

Khi tính toán kết cấu chắn giữ, các áp lực tác dụng vào bề mặt tiếp xúc của

kết cấu chắn giữ gốm áp lực đất, áp lực nước và các tải trọng ngoài, các áp lực làm

cho kết cấu chắn giữ chuyển vị.

2.2.1 Áp lực nƣớc

Tải trọng tác dụng lên kết cấu chắn đất, ngoài áp lực đất còn áp lực nước của

nước ngầm dưới mặt đất, áp lực này gọi là áp lực thủy tĩnh Eo (kN/m).

Hình 2.1 Biểu đồ áp lực nước

2.2.2 Áp lực đất chủ động

Nếu tường chắn đất dưới tác dụng của áp lực đất đắp mà lưng tường dịch

chuyển theo chiều dài đất đắp. Khi đó áp lực đất tác dụng vào tường sẽ từ áp lực đất

tĩnh mà giảm dần đi, khi thể đất ở sau tường đạt đến giới hạn cân bằng, đồng thời

xuất hiện mặt trượt liên tục làm cho thể đất trượt xuống khi đó áp lực đất giảm đến

trị nhỏ nhất gọi là áp lực chủ động Ea (kN/m).

17

Hình 2.2 Biểu đồ áp lực đất chủ động lên tường kè trên cọc

2.3. Phƣơng pháp áp lực lên tƣờng chắn:

Tường chắn là công trình giữ cho mái đất đắp hoặc mái hố đào khỏi bị sạt

trượt. Tường chắn được sử dụng rộng rãi trong các ngành xây dựng, thủy lợi, giao

thông. Khi làm việc, lưng tường chắn tiếp xúc với khối sau tường và chịu tác dụng

của áp lực đất.

Trong các công trình thủy công, có một số bộ phận của kết cấu công trình

không phải là tường chắn nhưng có tác dụng tương hỗ với đất và cũng chịu áp lực

của đất giống như tường chắn đất. Do đó, khái niệm về tường chắn đất được mở

rộng ra cho tất cả những bộ phận của công trình có tác dụng tương hỗ giữa đất tiếp

xúc với chúng và áp lực đất lên tường chắn cũng được hiểu như áp lực tiếp xúc giữa

những bộ phận ấy với đất.

Tường chắn đất trong các công trình thủy công làm việc trong những điều

kiện rất khác nhau so với điều kiện làm việc của tường chắn đất trong công trình

giao thông và xây dựng do đặc điểm của công trình thủy lợi quyết định. Đất đắp sau

tường chắn được ưu tiên khai thác tại chỗ nhằm giảm giá thành xây dựng và do yêu

cầu chống thấm từ thượng lưu xuống hạ lưu của công trình thủy công, nên thường

dùng đất loại sét có tính chống thấm tốt. Điều này dẫn đến việc tính toán thiết kế

tường chắn phức tạp hơn so với trường hợp dùng đất loại cát đắp sau tường chắn.

18

Các loại tƣờng chắn : Có nhiều kiểu tường chắn đất khác nhau, và có thể

được phân loại như sau:

- Phân loại theo vật liệu: Tường béton; tường béton cốt thép; tường béton

đá hộc; tường thép.

- Phân loại theo nguyên lý làm việc:

+ Tường trọng lực: độ ổn định của tường và của khối đất đắp sau lưng tường

được đảm bảo chủ yếu bằng trọng lượng bản thân của tường.

+ Tường bán trọng lực: độ ổn định được đảm bảo không những chỉ do trọng

lượng của bản thân tường và bản móng mà còn do trọng lượng của khối đất đắp bên

trên bản móng. Loại tường này thường bằng béton cốt thép, có chiều dày khá lớn

nên còn được gọi là tường dày.

+ Tường bản góc là tường mà độ ổn định được đảm bảo chủ yếu do trọng

lượng của khối đất đắp trên bản móng. Tường và móng là những tấm bê-tông cốt

thép mỏng, nên trọng lượng bản thân tường và móng không lớn. Tường bản góc có

dạng chữ L nên còn gọi là tường chữ L.

+ Tường mỏng: là tường mà sự ổn định được đảm bảo bằng cách chôn chân

tường vào trong nền, nên loại này còn gọi là tường cọc và tường cừ (hình 2.3; 2.4;

2.5).

- Phân loại theo góc nghiêng của lưng tường.

+ Tường dốc: là loại tường có lưng tường nghiêng một góc  so với phương

thẳng đứng. Khối đất trượt có một mặt giới hạn trùng với lưng tường. Có thể ra làm

2 loại tường dốc:

a/ b/ c/ d/

19

Hình 2.3: Phân loại tường theo góc nghiêng

a, b: Tường trọng lực dốc thuận; c, d: Tường bản góc dốc nghịch

. Tường dốc thuận: khi góc nghiêng  nằm về phía trong của khối tường.

. Tường dốc nghịch: khi góc nghiêng  nằm phía ngoài khối tường.

- Phân loại theo độ cứng của tường.

Biến dạng của tường chắn đất làm thay đổi điều kiện tiếp xúc giữa lưng

tường chắn với khối đất đắp sau tường, do đó làm thay đổi trị số áp lực đất tác dụng

lên lưng tường và cũng làm thay đổi dạng biểu đồ áp lực theo chiều cao tường.

Theo cách phân loại này tường chắn được chia làm hai loại:

a/ b/ c/ d/

Hình 2.4: Phân loại tường theo nguyên lý làm việc

a/ Tường trọng lực; b/ Tường có bệ giảm tải;

c/ Tường bản góc; d/ Tường góc dốc nghịch.

20

Hình 2.5 Phân loại tuờng theo nguyên kết cấu

a/ Tường có cốt b/ Tường cọc bản không neo c/ Tường cọc bản có neo

+ Tường mềm: là tường có biến dạng uốn khi chịu áp lực. Tường mềm

thường là những tấm gỗ, thép, bê-tông, bê-tông cốt thép ghép lại. Tường cừ cũng

được xếp vào loại tường mềm.

+ Tường cứng: là loại tường không có biến dạng uốn khi chịu áp lực đất tác

dụng mà chỉ có biến dạng tịnh tiến và xoay.

- Phân loại theo kết cấu.

+ Tường liền khối: gồm các tường bằng bê-tông, bê-tông cốt thép, bê-tông đá

hộc, tường gạch xây và đá xây. Tường liền khối được xây hoặc thi công toàn khối

trực tiếp trong hố móng. Móng của tường bê-tông, bê-tông đá hộc hoặc bê-tông cốt

thép thì liền khối với bản thân tường, còn móng của tường chắn gạch xây, đá xây thì

có thể là những kết cấu độc lập bằng đá xây hoặc bằng bê-tông.

+ Tường lắp ghép: tường lắp ghép là tường gồm các cấu kiện bê-tông cốt

thép đúc sẵn, các khối đá hoặc thép lắp ghép lại với nhau theo những sơ đồ kết cấu

và kích thuớc định sẵn. Các cấu kiện đúc sẵn thường có dạng thanh hoặc tấm có

kích thước không lớn để tiện vận chuyển.

+ Tường rọ đá: gồm các rọ đá nối ghép lại với nhau. Những rọ đá bằng lưới

thép hoặc lưới polime được xếp từng lớp, kết nối với nhau rồi xếp đá hộc vào từng

rọ. Để đất hạt mịn của đất nền và đất đắp không xâm nhập vào khối đá hộc trong rọ,

thường đặt một lớp vải địa kỹ thuật ngăn cách đáy tường và lưng tường với đất nền

và đất đắp.

+ Tường đất có cốt: tường gồm vật liệu đắp có góc ma sát được đầm chặt

theo lớp và gia cố bởi các dải vật liệu thẳng cách khoảng đều theo chiều đứng và

chiều ngang. Hiện nay tường đất có cốt được dùng trong tường chắn, tường biển,

bến tàu, mố cầu, đập đất và các công trình dân dụng tương tự.

2.3.1. Phƣơng pháp Rankine

2.3.1.1 Lý thuyết cân bằng giới hạn

21

Khi một điểm nào đó trong đất ở trạng thái phá hủy cắt, thì của góc kẹp

giữa mặt cắt với mặt tác dụng cảu ứng suất chính O1 là:

(2.1)

Hình 2.6 Vòng tròn ứng suất ở điều kiện cân bằng giới hạn

2.3.1.2 Nguyên lý cơ bản của lý thuyết áp lực đất Rankine

Nếu trong thể đất bán vô hạn lấy một mặt cắt thẳng đứng ở độ sâu z mặt AB

lấy một phân tố nhỏ, ứng suất hướng pháp tuyến , vì trên mặt AB không có

ứng suất cắt nên , đều là ứng suất chính. Khi thể đất ở trạng thái cân bằng đàn

hồi và . Vòng tròn ứng suất O1 ở điểm này không tiếp xúc với

đường bao cường độ chịu cắt khi không đổi, giảm dần vòng tròn ứng suất O2

22

tiếp xúc với đường bao cường độ, thể đất đạt đến cân bằng giới hạn , lần lượt

là ứng suất chính lớn nhất và nhỏ nhất khi đó ta có trạng thái chủ động Ranike trong

thể đất hai tổ mặt trượt làm thành góc kẹp với mặt phẳng ngang.Khi

không đổi tăng lớn dần. Vòng tròn O3 cũng tiếp xúc với đường bao cường độ, thể

đất đạt đến cân bằng giới hạn. Khi đó là ứng suất chính nhỏ nhất còn là ứng

suất chính lớn nhất trong thể đất, hai tổ mặt trượt làm thành gốc với mặt

nằm ngang khi đó ta có trạng thái bị động Ranike.

Áp lực tác dụng lên lưng tường AB của tường chắn đất tức là trạng thái ứng

suất trên mặt AB với phương chiều, độ dài lưng tường trong thể đất bán vô hạn khi

đạt đến trạng thái cân bằng giới hạn. Lý thuyết Ranike cho rằng có thể dùng tường

chắn đất để thay thế một bộ phận của thể đất bán vô hạn theo lý thuyết Ranike chỉ

có một điều kiện biên tức là trạng thái bề mặt của thể đất vô hạn mà không kể đến

điều kiện biên trên mặt tiếp xúc lưng tường với thể đất.

2.3.1.3 Tính áp lực chủ động của Rankine

Khi lưng tường thẳng đứng, mặt đất đắp nằm ngang thì cũng vận dụng lý

thuyết cân bằng giới hạn để tính áp lực đất chủ động. Nếu dưới lưng tường AB dưới

tác động của áp lực đất làm cho lưng tường tách đất khỏi đất đắp lắp di động ra

ngoài tới A’B’ khi đó thể đất sau lưng tường đạt đến trạng thái cân bằng giới hạn,

tức là trạng thái cân bằng chủ động Rankine lấy một phân tố đất ở độ sâu z chổ lưng

tường thì ứng suất theo chiều đứng của nó là ứng suất chính lớn nhất;

ứng suất theo phương ngang; là ứng suất chính nhỏ nhất cũng tức là áp lực đất

thay vào công thức ta được áp lực đất chủ chủ động cần tính toán pa, = pa,

động Rankine.

(2.2)

(2.3)

(kN/m) (2.4)

23

(2.5)

Trong đó: pa – áp lực đất chủ động (kN/m2).

- Trọng lượng riêng của đất (kN/m3).

Z – Độ sâu từ điểm tính đến điểm đang xét.

Ka – hệ số áp lực chủ động.

c – lực dính (kPa).

- Góc ma sát trong của đất.

Ea – Áp lực chủ động của đất.

h0 – Cao độ vùng chịu kéo

Khi bề mặt đất đắp sau lưng tường có tải trọng phân bố đều liên tục q tác

động khi tính toán có thể cho ứng suất đứng ở độ sâu z tăng thêm một lượng q

tức là áp lực đất chủ động ở tại vị trí cần tính là:

(2.6)

Trong đó:

- q tải trọng ngoài phân bố đều khắp.

24

Hình 2.7 Áp lực chủ động của đất lên tường kè trên cọc có xét tải trọng

ngoài

2.3.1.4Tính áp lực bị động của Rankine

Một tường chắn đất có lưng tường thẳng đứng, mặt đất nằm ngang, nếu

tường đẩy về phía đất đắp, dưới tác dụng của ngoài lực, khi đất phía sau tường đạt

đến trạng thái cân bằng giới hạn ta sẽ có trạng thái bị động Rankine. Xét một phân

tố đất ở độ sâu z của lưng tường thì ứng suất là ứng suất chính nhỏ nhất

ứng suất ngang là ứng suất chính lớn nhất , , cũng tức là pp. Cho

thay vào sẽ được công thức tính áp lực đất bị động Rankine:

Đất cát:

(2.7)

Đất sét:

(2.8)

Trong đó:

(2.9)

25

Từ công thức trên có thể biết, áp lực đất bị động pp phân bố thành đường

thẳng theo độ sâu z. Hợp lực đất bị động tác dụng lên lưng tường có thể tìm thấy

bằng diện tích hình phân bố của pp.

Đất cát:

(2.10)

Đất sét:

(2.11)

2.3.2. Phƣơng pháp Coulomb

2.3.2.1 Nguyên lý cơ bản tính toán

Năm 1773, nhà khoa học pháp C.A. Coulomb, đã ứng dụng khái niệm cân

bằng giới han của một cố thể và nguyên lý cực đại trong toán học để tính ra áp lực

đất tác dụng lên tường chắn, từ đó xây dựng được lý luận nổi tiếng về áp lực đất.

Hiện nay, lý luận này vẫn còn được dùng rộng rãi và đặc biệt trong thời gian gần

đây, nó còn được phát triển để áp dụng đối với cả đất dính nữa.

Lý luận áp lực đất của Coulomb được xây dựng trên hai giả thiết cơ bản sau:

- Mặt trượt của các khối đất ở trạng thái cân bằng giới hạn (chủ động hay bị

động) là mặt trượt phẳng.

- Trị số áp lực đất tính toán là trị số lớn nhất trong các trị số áp lực chủ động

có thể có khi đất đạt trạng thái cân bằng chủ động và là trị số nhỏ nhất trong các trị

số áp lực bị động có thể có khi đất đạt trạng thái cân bằng bị động.

Giả thiết thứ nhất cho phép đơn giản tính toán đi rất nhiều. Với giả thiết thứ

hai, áp lực đất tính toán là tải trọng nguy hiểm nhất đối với công trình, do đó rất có

lợi về mặt bảo đảm an toàn cho công trình.

Bài toán về tường chắn đất, nói chung là bài toán phẳng, vì vậy khi tính toán

chỉ cần tách ra một đoạn tường dài một mét theo chiều dọc làm đại biểu cho toàn bộ

công trình để nghiên cứu.

2.3.2.2 Nguyên lý tính toán áp lực đất chủ động của Coulomb đối với đất

rời

26

Để lập công thức tính toán áp lực đất, ngoài hai giả thiết kể trên, Coulomb

còn xem tường là tuyệt đối cứng, đất đắp sau tường là loại đất rời, đồng chất, đồng

thời xem rằng, khi đạt tới trạng thái cân bằng giới hạn, lăng thể ABC (hình 7.5a) bị

trượt toàn bộ như một cố thể, tức là coi sự cân bằng giới hạn như chỉ xảy ra trên mặt

AB và BC mà thôi.

Khi tường chuyển vị ngang hoặc quay một góc rất nhỏ về phía trước, thì lăng

thể ABC có xu hướng trượt xuống theo hai mặt AB và BC và đạt tới trạng thái cân

bằng chủ động. Lúc đó, các lực tác dụng vào cố thể ABC gồm có:

Hình 2.8: Lăng thể trượt ABC phát sinh áp lực đất lên lưng tường AB

- Trọng lượng bản thân P của cố thể ABC.

- Phản lực R của phần đất còn lại đối với lăng thể trượt và có phương làm với

pháp tuyến của mặt trượt BC một góc bằng góc ma sát trong .

- Phản lực Ea của mặt tường đối với lăng thể trượt và có phương làm với

pháp tuyến của mặt tường một góc bằng góc ma sát ngoài . Vì lưng tường cố định

nên phương của Ea không đổi.

Khi khối đất sau lưng tường đạt tới trạng thái cân bằng giới hạn thì ba lực

trên sẽ đồng qui và tam giác lực do chúng tạo thành có dạng khép kín (hình 7.5c).

27

Hình 7.5b diễn giải góc hợp bởi phương của véctơ lực P với véctơ lực Ea. Véctơ

pháp tuyến Jn trên lưng tường AB tại điểm đặt lực Ea hợp với phương nằm ngang IJ

một góc  bằng góc nghiêng của lưng tường (góc có cạnh tương ứng vuông góc).

Vì vậy góc hợp bởi phương ngang IJ với lưng tường AB là (+). Ta có, góc hợp

bởi vécơt lực Ea hợp với phương thẳng đứng (phương của véctơ trọng lực P của lăng thể ABC) một góc [900-(+)]. Áp dụng định lý hàm số sin trong tam giác

thường, ta có:

ta có:

biến đổi ta được:

(2.12)

trong đó:

: góc ma sát trong của đất;

 = - ( + );

: góc ma sát giữa đất và lưng tường (góc ma sát ngoài);

: góc nghiêng của lưng tường so với phương đứng;

: góc tạo bởi phương mặt trượt BC với phương ngang.

Từ biểu thức (2.12) và hình 2.8 có thể thấy rằng, khi mặt trượt BC thay đổi, tức góc  thay đổi, thì P cũng thay đổi theo, do đó Ea cũng thay đổi. Khi  =  thì sin(-)=0, do đó Ea = 0 và khi  =  = (900+) thì P = 0, do đó E cũng bằng không. Vậy khi  biến thiên trong khoảng từ  đến (900+) thì có một lúc E đạt đến trị số lớn nhất. Trị số đó ứng với áp lực đất chủ động nguy hiểm nhất tác động lên kết cấu và ký hiệu là Ea. Mặt trượt tương ứng với Ea là mặt trượt tính toán. Để tìm áp lực đất chủ động, có thể dùng phương pháp giải tích hoặc phương pháp đồ giải. Mặt trượt tương ứng với giá trị Ea hợp với phương nằm ngang một góc  = (450+) như trên hình 2.8.

28

Ta được kết quả giá trị áp lực đất chủ động nguy hiểm tác động lên lưng

tường AB là:

; (2.13)

trong đó ka là hệ số áp lực chủ động:

(2.14)

Góc ma sát ngoài  dùng để tính ka có thể xác định bằng thực nghiệm. Khi

lưng tường bằng bêtông hoặc bằng gạch, có thể chọn  theo bảng 2.1

Bảng 2.1: Bảng trị số góc ma sát ngoài  theo góc mở  = (900+) và 

Ghi chú: Khi 

Giá trị góc ma sát ngoài theo  và  0 - 0 0 

0 0 0 Khi < 900- 

0 (900-)  (900- /2) /4 /2

Góc  lấy với dấu dương khi mặt đất nằm cao hơn mặt nằm ngang đi qua đỉnh tường và lấy với dấu âm nếu ngược lại. (900-/2) < (900+/2) /4 /2 2/3

(900+/2) < (900+) /3 2/3 3/4

(900+) < /2 3/4 

Trường hợp đặc biệt, khi  =  = 0 và  0 thì từ (2.14) ta có:

Các biến đổi lượng giác ta có:

và

29

ta được: ; (2.15)

Nếu  =  =  = 0 thì từ (2.15) ta có biểu thức của hệ số áp lực chủ động ưới

dạng đơn giản sau đây :

(7.8)

Tại độ sâu z so với đỉnh tường, độ dài đoạn lưng từng tương ứng theo

phương nghiêng AB là z/cos. Cường độ áp lực đất lên tường AB tại độ sâu z:

Theo công thức (7.5) thì, khi ka không đổi, tổng áp lực đất chủ động tỉ lệ thuận với H2, do đó có thể tính ra trị số của cường độ áp lực đất chủ động tác động lên lưng tường AB tại độ sâu z, xuất phát từ công thức (7.5) hình 7.6:

Hình 7.6: Biểu đồ phân bố cường độ áp lực đất chủ động

Diện tích của biểu đồ phân bố cường độ áp lực đất biểu thị trị số của áp lực đất. Điểm đặt của áp lực đất chủ động Ea nằm tại độ cao cách đáy tường một đoạn bằng H/3, ngang với trọng tâm biểu đồ phân bố cường độ áp lực.

30

2.3.2.3Nguyên lý tính toán áp lực đất chủ động của Coulomb đối với đất

dính

Trong trường hợp này, để xác định áp lực chủ động Ea của đất, người ta vẫn dùng các giả thiết và nguyên lý tính toán như đối với đất rời, chỉ khác là có xét đến tác dụng của lực dính. Lực dính trong đất có tác dụng làm giảm áp lực đất chủ động tác dụng lên lưng tường.

Vì đất sau tường là đất dính, nên khi lăng thể đất bị trượt, thì trên mặt BC, bên cạnh lực ma sát, còn có lực dính tác dụng. Ngoài ra còn có thể kể đến lực dính tác dụng giữa đất và lưng tường AB. Lực dính này, về bản chất, khác với lực dính tác dụng giữa các hạt đất với nhau và chỉ thể hiện rõ rệt ở các đất có tính bết lớn với độ ẩm cao. Trong tính toán thường không xét đến sự tham gia của lực dính giữa đất với tường. Vì vậy, sơ đồ tính toán có thể trình bày như trên hình 7.7.

Khi lăng thể trượt đạt tới trạng thái cân bằng giới hạn chủ động thì đa giác

lực có dạng khép kín như trên hình 7.7. Từ đa giác lực đó ta có thể viết:

(7.9)

trong đó :

E: áp lực đất sinh ra do trọng lượng bản thân lăng thể đất.

Ec: áp lực đất giảm bớt do tác dụng của lực dính c trên mặt BC.

Hình 2.8: Đa giác lực xác định áp lực đất chủ động trong đất dính

31

Áp dụng định lý hàm số sin và cos trong các tam giác thường 123 và 156 (hình 7.7b). Từ tam giác 123, ta có:

(7.10)

và từ tam giác 156, ta có:

(7.11)

Xét hình 7.7a, ta thấy rằng:

;

do đó, dựa vào tam giác ABC, ta viết được:

(7.12)

biến đổi biểu thức ta được: (7.13)

Thay (7.10), (7.11), (7.12) và (7.13) vào (7.9), ta được :

(7.14)

trong đó: ;

Biểu thức (7.14) cho thấy rằng, cũng như trong trường hợp các đất rời, ở đây Ea cũng là một hàm của góc trượt . Vì vậy, để tìm giá trị áp lực đất Ea cực đại tác dụng lên lưng tường, đối với trường hợp này, chúng ta cũng có thể dùng phương pháp đồ giải hoặc giải tích.

a) Trường hợp .

Phương trình (7.14) viết gọn lại như sau:

(7.15)

trong đó :

32

;

Lấy đạo hàm của (7.15) theo  và cho bằng 0, ta sẽ tìm được giá trị của góc

trượt ứng với trạng thái cân bằng giới hạn chủ động của đất :

(7.16)

Thay giá trị này vào (7.15), ta được:

(7.17)

đặt các giá trị:

; (7.18)

(7.19)

ta được dạng biểu thức đơn giản áp lực đất chủ động trong trường hợp đất dính như

sau: (7.20)

Để tìm biểu thức của cường độ áp lực đất theo chiều cao tường (tương tự như trường hợp đất rời), ta thay H ở (7.20) bằng z rồi lấy đạo hàm của Ea theo z :

(7.21)

33

Hình 2.9: Biểu đồ biểu diễn cường độ áp lực đất chủ động - đất dính

Dạng biểu đồ áp lực đất chủ động trong trường hợp đất dính có một đoạn mang giá trị âm (hình 7.8). Vì vậy, giá trị áp lực đất thực sự tác dụng lên lưng tường được xác định trên đoạn (H-Hc). Để xác định áp lực đất chủ động Ea, trước hết cần xác định chiều sâu Hc. Dựa vào phương trình (7.21), trong đó z được thay bằng Hc, ta viết được:

ta có chiều cao đoạn tường không chịu áp lực đất Hc

(7.22)

Giá trị áp lực chủ động thực E'a bằng:

(7.23)

Điểm đặt của E'a nằm ở độ sâu cách chân tường một khoảng bằng (H-Hc)/3.

b) Trường hợp .

Trong trường hợp này, phương trình (7.14) lại có dạng đơn giản hơn nữa :

(7.24)

34

với: ;

Tính đạo hàm của (7.24) và cho bằng không, ta có thể từ đó rút ra giá trị của góc

trượt ứng với trường hợp cân bằng giới hạn chủ động của đất - đất dính cũng là:

(7.25)

Hệ số áp lực đất chủ động tương ứng là:

(7.26)

Thay giá trị này của góc vào công thức (7.24), ta được :

(7.27)

Biểu thức của cường độ áp lực đất thực p'acó dạng:

(7.28)

Chiều sâu vách đất thẳng đứng Hc xác định bằng cách cho p'a ở (7.28) bằng 0, sau khi đã thay z bằng Hc:

(7.29)

Áp lực chủ động thực E'alà diện tích của biểu đồ cường độ áp lực đất thực p'a sau khi bỏ qua phần biểu đồ có dấu âm :

. (7.30)

2.3.2.3 Áp lực đất chủ động trong trƣờng hợp trên mặt đất đắp có tải

trọng thẳng q đứng phân bố đều liên tục.

Tải trọng thẳng đứng phân bố đều liên tục tác dụng lên mặt đất làm tăng lực đẩy của đất vào tường. Để lập các biểu thức tính toán, người ta cho rằng tải trọng đó không làm thay đổi vị trí của mặt trượt nguy hiểm nhất trong khối đất đắp so với khi mặt đất tự do.

a/ Đất đắp sau tường là đất rời:

Giá trị tổng áp lực đất chủ động được xác định theo biểu thức:

35

(7.31)

Cường độ của áp lực đất chủ động tác dụng lên lưng tường tại độ sâu z so với đỉnh:

(7.32)

trong đó:

ka : hệ số áp lực đất chủ động, xác định theo công thức (7.6)

Hình 2.10: Biểu đồ biểu diễn cường độ áp lực đất chủ động - đất rời, có phụ tải q.

Trường hợp đặc biệt, khi , từ các biểu thức (7.8) và (7.32), ta có thể suy

ra: (7.33)

b/ Đất đắp sau tường là đất dính:

Đối với trường hợp lớp đất sau lưng tường là đất dính, đồng thời trên bề mặt có tác dụng tải trọng thẳng đứng, phân bố đều trong phạm vi lăng thể trượt, biểu

36

thức tính toán của áp lực chủ động Ea và cường độ áp lực pa cũng có thể tìm được, dựa vào phương pháp trình bày ở trên cho đất dính.

Hình 7.10b trình bày đa giác lực ứng với trường hợp cân bằng giới hạn của khối đất dính sau lưng tường chịu tác dụng của tải trọng phân bố đều q trên bề mặt. Dựa vào đa giác lực này, ta viết đựợc:

ta có tỷ số đồng dạng:

Trong đó:

E1: áp lực đất do trọng lượng P của khối đất dính gây ra;

EC: áp lực đất giảm bớt do tác dụng của lực dính c trên mặt BC;

P: trọng lượng bản thân khối đất đắp;

Q: trọng lượng do q gây ra trên bề mặt AC

ta có:

(7.34)

Hình 2.11: Đa giác lực xác định áp lực đất chủ động - đất dính có phụ tải q

37

So sánh biểu thức này với biểu thức (7.9) ta thấy chúng chỉ khác nhau ở chổ số hạng thứ nhất ở vế phải của (7.34) có chứa thêm thừa số (P+Q)/P. Thừa số này, có thể thay bằng biểu thức:

(7.35)

Vì vậy, ta có biểu thức áp lực đất chủ động trong trường hợp đất dính có phụ tải q như sau:

* Khi  =  = 0;  0:

(7.36)

trong đó:

(7.37)

(7.38)

Cường độ áp lực đất chủ động pa ở độ sâu z so với đỉnh tường được tính theo biểu thức:

(7.39)

* Khi  =  =  = 0, ta có:

(7.40)

và biểu thức cường độ áp lực đất chủ động ở độ sâu z so với đỉnh tường được tính theo biểu thức:

(7.41)

38

Hình 2.12: Biểu đồ biểu diễn cường độ áp lực đất - đất dính có phụ tải q

Giá trị của áp lực chủ động thực E'a, trong mọi trường hợp đều xác định bằng cách tính diện tích của biểu đồ cường độ áp lực thực p'a của đất (bỏ qua phần biểu đồ có dấu âm) lên tường chắn. Độ sâu đỉnh Hc của biểu đồ áp lực thực p'a được xác định theo các biểu thức (7.42), (7.43).

Hình 7.12: Cộng tác dụng biểu đồ cường độ áp lực đất chủ động

a/ Cường độ áp lực đất do trọng lượng khối đất (lăng thể trượt);

b/ Cường độ áp lực đất do phụ tải q trên mặt đất;

c/ Cường độ áp lực đất bị giảm do tác dụng của lực dính đơn vị c;

d/ Cường độ áp lực đất tổng.

39

- Trường hợp  =  = 0;  0 được xác định theo biểu thức sau:

(7.42)

- Trường hợp  =  =  = 0 được xác định theo biểu thức sau:

(7.43)

2.3.2.4. Nguyên lý tính toán áp lực đất bị động của Coulomb đối với đất rời

Nếu dưới tác dụng của lực ngoài, tường chắn chuyển vị về phía đất và gây ra trạng thái cân bằng bị động, thì đất sau tường có khả năng bị trượt lên theo mặt BC và BA (hình 7.13). Ở trạng thái cân bằng giới hạn, lăng thể ABC chịu tác dụng của các lực:

- Trọng lượng bản thân P của lăng thể ABC;

- Phản lực R của của phần đất còn lại đối với lăng thể ABC hợp với mặt trượt BC một góc bằng giá trị góc ma sát trong ;

- Phản lực Ep của lưng tường đối với lăng thể, hợp với lưng trường một góc .

Vì lăng thể ABC ở trạng thái cân bằng giới hạn và có xu hướng trượt lên trên, nên phương và chiều của các lực tác dụng có thể biểu thị như trên hình 7.13a. Hệ lực tác dụng lên lăng thể cân bằng, nên tam giác lực khép kín. Từ hệ thức lượng trong tam giác ta có thể dễ dàng rút ra biểu thức của Ep:

(7.44)

trong đó:

40

Hình 2.13: Đa giá lực tương ứng điều kiện cân bằng áp lực đất bị động Ep

Biểu thức (7.44) cho thấy rằng Ep là một hàm số của  (góc của mặt trượt BC) và trị số của Ep sẽ thay đổi khi  thay đổi, nghĩa là ứng với những mặt trượt khác nhau, Ep sẽ có những trị số khác nhau. Theo giả thiết thứ hai của Coulomb, trị số áp lực đất bị động Ep là trị số nhỏ nhất của Ep và mặt trượt ứng với Ep là mặt trượt nguy hiểm nhất.

Muốn tìm Ep, có thể dùng phương pháp giải tích hay đồ giải tương tự như trường hợp áp lực đất chủ động.

Hình 2.14: Biểu đồ cường độ áp lực đất bị động pp

Đối với đất rời, kết quả của phương pháp giải tích cho ta biểu thức áp lực đất bị động:

41

(7.45)

trong đó kp hệ số áp lực bị động, trong trường hợp tổng quát tính theo biểu thức

(7.46)

Trong trường hợp đặc biệt, khi  =  =  = 0, ta có:

Góc giữa mặt trượt và phương nằm ngang là  = (450 - /2). Cách vẽ biểu đồ cường độ áp lực đất cũng tiến hành tương tự như trong trường hợp áp lực chủ động (hình 7.14).

Trường hợp mặt đất có phụ tải q, ta cũng có kết quả tương tự như bài toán áp lực đất chủ động. Giá trị cường độ của áp lực đất bị động tác dụng lên lưng tường tại độ sâu z so với đỉnh, khi có phụ tải q trên bề mặt được:

(7.47)

Giá trị áp lực đất bị động Ep chính là diện tích của biểu đồ cường độ áp lực đất bị động.

2.3.2.5. Nguyên lý tính toán áp lực đất bị động của Coulomb đối với đất dính

Chấp nhận một cách gần đúng, ta có thể sử dụng công thức tương tự như

trường hợp áp lực đất chủ động. Biểu thức cường độ áp lực đất bị động pp ở độ sâu z

so với đỉnh tường được tính theo biểu thức (7.48) và (7.49) cho các trường hợp đặc

biệt.

42

Hình 2.15: Biểu đồ gần đúng cường độ áp lực đất bị động pp - đất dính, có phụ tải q

* Khi  =  = 0;  0:

(7.48)

* Khi  =  =  = 0:

(7.49)

2.4. Các phƣơng pháp tính toán cọc chịu tải trọng ngang

2.4.1 Sơ đồ phân bố tải trọng lên đầu cọc

Tải trọng tác dụng lên cọc gồm các tải trọng thẳng đứng do trọng lượng bản

thân của đất đắp trên đài và trọng lượng bản thân của đài p1, áp lực ngang của đất

là H và Momen tại đáy đài là M.

Đối với móng cọc có số cọc lớn hơn hoặc bằng ba cọc, có Momen và lực

ngang nằm trong mặt phẳng năm ngang hai cọc thì Momen đã chuyển thành lực dọc

trong cọc, còn lực nằm ngang ở đỉnh cọc được chia đều cho số lượng cọc (ta xem

móng cứng tuyệt đối).

(2.19)

2.4.2 Mô hình nền Winkler

Xác định momen và chuyển vị ngang của một cột dọc theo trục thẳng đứng

chịu tác động của Momen M0 và lực ngang H0 tại công trình mặt đất, cũng như ổn

43

định của nền đất này xung quanh cọc được Terzaghi đề cặp đến trong các bài báo và

giáo trình của ông trong những năm 1950.

Khi tính toán cọc chịu tải ngang, đất xung quanh cọc được xem như môi

trường đàn hồi tuyến tính được mô phỏng bởi mô hình Winkler.

(2.20)

Tính toán nội lực và chuyển vị thân cọc dưới tác dụng của tải trọng ngang

hiện nay tương đối phổ biến khi xem cọc là dầm trên nền đàn hồi, theo giả thuyết hệ

số nền Winkler phản lực của đất ở bất cứ điểm nào của thân cọc cũng đều tỷ lệ với

điểm ấy của thân cọc. Phương pháp này gọi là phương pháp dầm trên nền đàn hồi.

Dưới tác động của tải trọng ngang, chuyển vị ngang của cọc càng lớn khi áp

lực (tức là phản lực đàn hồi của đất) càng lớn, mà độ lớn của áp lực quyết định

bởi tính chất của đất, độ cứng của thân cọc, hình dạng mặt cắt của cọc vào trong

đất.… độ lớn của áp lực có thể biểu diễn bằng công thức sau đây:

(2.21)

Trong đó: là hệ số nền theo chiều ngang của đất (gọi tắt là hệ số nền), là

chỉ tiêu phản ánh tính đàn hồi của nền đất, biểu thị cho lực phải tác dụng vào để

sinh ra một đơn vị biến dạng cho một đơn vị diện tích đất trong giới hạn đàn hồi, độ

lớn của nó có liên quan với loại đất nền, tính chất cơ lý của đất nền.

Ta coi cọc như dầm có độ cứng EI dưới tác dụng của tải trọng phân bố theo

quy luật nào đó, phương trình vi phân của đường cong đàn hồi của cọc có dạng

chung là:

Với hệ số nền theo phương ngang: (2.22)

Trong đó: K là hệ số tỷ lệ, có thứ nguyên là kN/m4 hệ số này có được từ thực đo theo

thí nghiệm, khi không có số liệu thực đo, có thể lực chọn để lấy theo bản 2.1.

Bảng 2.2 Xác định hệ số nền K

44

Phân loại đất nền K (kN/m4)

Đất sét, á sét dẻo chảy IL=(0,75-1) 650 - 2500

Đất sét, Á sét dẻo chảy IL=(0,5-0,75)

Á sét dẻo chảy IL=(0 - 1) 2000 - 5000

Cát bụi e = (0,6 – 0,8)

Đất sét, á sét dẻo và nửa cứng IL=(0-0,5)

Á sét cứng IL<0 5000 - 8000 Cát nhỏ e = (0,6 – 0,75)

Cát hạt trung e = (0,55 – 0,7)

Đất sét, á sét dẻo và nửa cứng IL < 0 (0,75-1) 8000 - 13000 Cát hạt thô e = (0,55 – 0,7)

tính toán Từ lời giải của phương trình trên ta suy ra các đại lượng cần thiết: Áp lực (kN/m2), Momen uốn Mz (kN.m), lực cắt Qz (kN) trong các tiết diện của

cọc như sau:

(2.23)

(2.24)

(2.25)

Trong đó:

A1, B1, C1, D1, A3, B3, C3, D3, A4, B4, C4, D4 hệ số tỷ lệ (tra bảng theo

TCVN10304:2014)

Ze – Chiều sâu tính đổi, Ze =

Hệ số biến dạng: (2.26)

bc là bề rộng quy ước của cọc:

- Khi: d 0,8m thì bc = d +1m.

- Khi d < 0,8m thì bc = 1,5d +0,5m.

45

Các chuyển vị , , , của cọc ở cao trình mặt đất do các ứng

lực đơn vị gây ra tại công trình này:

(2.27)

(2-28)

(2-29)

A0, B0, C0, D0 tra trong bảng 2.20 [9]

Momen uốn và lực cắt của cọc tại cao trình mặt đất

(2.28) H0 = H

(2.29) M0 = M + Hl0

Chuyển vị ngang và góc xoay của cọc tại cao trình mặt đất y0 và

(2.30)

(2.31)

Chuyển vị của cọc ở cao trình đặt lực hoặc đáy đài

(2.32)

Góc xoay của cọc ở cao trình đặt lực hoặc đáy đài

(2.31)

2.4.3 Ổn định nền quanh cọc

Điều kiện ổn định nền đất xung quanh cọc khi có áp lực ngang do cọc tác

động có dạng sau:

(2.32)

Trong đó:

- ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại độ sâu z

- trọng lượng riêng của đất.

46

lực dính và góc ma sát trong của đất - c1,

hệ số lấy 0,3. -

hệ số bằng 1 cho mọi công trình chắn đất -

- hệ số xét đến tỷ lệ ảnh hưởng của phần tải trọng thường xuyên trong

tổng tải.

- Với (2.43)

- Mp Momen do tải thường xuyên.

- Momen do tải tạm thời.

- n lấy bằng 2,5.

Khi le = 2,5 cọc dài hây cọc chịu uốn, ổn định nền theo phương ngang được

kiểm tra tại độ sâu z = L và z =L/3.

Khi le> 2,5 cọc dài hây cọc chịu uốn, ổn định nền theo phương ngang được

kiểm tra tại độ sâu z = 0,8/ .

2.5. Lý thuyết biến dạng

2.5.1 Phƣơng trình cơ bản của biến dạng liên tục

Phương trình cân bằng tĩnh học của môi trường liên tục có thể diễn tả theo

công thức:

(3.1)

Phương trình quan hệ của 6 thành phần ứng suất trong vector

, với 3 thành phần của tải trọng bản thân tập hợp trong vector p. LT là ma trận chuyển của vi phân

toán tử, định nghĩa như sau:

(3.2)

Ở trạng thái cân bằng, mối liên hệ động học có thể diễn tả theo công thức

47

(3.3)

Công thức này diễn tả sáu thành phần biến dạng thể hiện trong vector , cũng

như đạo hàm của ba thành phần chuyển vị trong vector u, sử dụng định nghĩa vi

phân toán tử L, kết hợp giữa (3-1) và (3-3) ta được mối quan hệ cân bằng thể hiện

sự làm việc của vật liệu theo công thức:

(3.4)

Kết hợp các công thức trên sẽ dẫn đến công thức liên hệ vi phân của vector

chuyển vị u.

(3.5)

Trong công thức này dù là sự thay đổi đặc trưng động học có thể chấp nhận

được của các thành phần chuyển vị. Theo định lý Green công thức (3-5), dẫn đến:

(3.6)

Điều này dẫn đến sự hình thành một biến tích phân trong biên kéo thể hiện

trong vector. Công thức (3-6) cũng liên quan đến công thức công ảo.

Sự phát triển của trạng thái ứng suất có thể được đánh giá trong một qua

trình:

(3.7)

Từ công thức (3-7) xác định ở bước tính toán thứ i thì được xác định

theo phương trình:

(3.8)

2.5.2 Rời rạc hóa theo lƣới phần tử hữu hạn (PTHH)

Theo phương pháp PTHH một vật thể liên tục được chia thành một số phần

tử. Mỗi phần tử bao gồm một số nút. Mỗi nút lại có một số bậc tự do tương ứng với

số thành phần chuyển vị chưa biết theo điều kiện biên của bài toán.

Trong một phần tử vector trường chuyển vị u thu được từ giá trị vector

chuyển vị tại các nút tương ứng bằng cách sử dụng các hàm nội suy tập hợp trong

ma trận N:

48

(3.9)

Các hàm nội suy trong ma trận N thường được biểu thị như các hàm hình

dạng. Từ công thức (3-9) và (3-3), ta có

(3.10)

Trong đó:

- B là ma trận tính biến dạng, bao gồm đạo hàm của các hàm nội suy. Công

thức (3-9) và (3-10) có thể được sử dụng dưới dạng biến đổi theo gia số hoặc tốc độ

của đại lượng tương ứng. Công thức (3-8) bây giờ có thể viết lại dưới dạng như sau:

(3.11)

Các chuyển vị riêng được thể hiện theo công thức:

(3.12)

Công thức (3-12) có thể áp dụng trong các điều kiện động học với lượng thay

đổi chuyển vị cho phép dvT, công thức trên có thể viết như sau:

(3.13)

Công thức này được lập dựa trên điều kiện cân bằng lực. Sự khác biệt giữa

vector ngoại lực và vector nội lực được cân bằng bởi vector gia số ứng suất .

Quan hệ gia số ứng suất và gia số biến dạng thường là phi tuyến. Kết quả của

sự gia tăng biến dạng thường không thể tính trực tiếp mà phải tiến hành tính lập

theo công thức (3-13) đối với tất cả các điểm vật liệu.

2.5.3 Vật liệu đàn hồi

Gia số ứng suất tính được bằng cách tính phân tốc độ ứng suất theo công

thức (3-7).Đối với các mô hình dẻo khác nhau gia số ứng suất có thể viết chung

dưới dạng:

(3.14)

Trong đó:

49

- De là ma trận đàn hồi của vật liệu. Gia số biến dạng thu được từ chuyển

vị sử dụng ma trận nội suy biến dạng B, tương tự công thức (3-10).

- Đối với vật liệu đàn hồi, gia số biến dạng dẻo .

- Đối với vật liệu dẻo, gia số biến dạng dẻo được tính theo công thức:

(3.15)

Trong đó:

gia số của hệ số dẻo. -

- tham số chỉ ra loại tích phân thời gian.

- tích phân hàm hiện.

- tích phân hàm ẩn.

Vermeer (1979) đã chỉ ra rằng việc sử dụng tích phân hàm ẩn ( ) có một

số thuận lợi lớn, khắc phục được vấn đề phải cập nhật ứng suất tại bề mặt cong,

trong trường hợp chuyển tiếp từ tính chất đàn hồi sang tính chất đàn dẻo. Hơn nữa,

nó có thể chứng mình được hàm ẩn trong điều kiện xác định, dẫn tới sự đối xứng và

xác định vi phân ma trận , điều đó có tác dụng tích cực trong quá trình lặp. Do

đó, khi công thức (4-15) được đơn giản thành:

(3.16)

Thế công thức (3.16) vào công thức (3.14) và kết hợp với công thức (3.7) ta

được:

(3.17)

Trong mối liên hệ nội suy là một vector ứng suất phụ, xem như ứng suất

đàn hồi hoặc ứng suất thử, mà trạng thái ứng suất mới coi như ứng xử thực của vật

liệu là đàn hồi tuyến tính.

là gia số của hệ số dẻo, gia số trong công thức (3.17), có thể được tính

toán từ điều kiện trạng thái ứng suất mới, phải thỏa mãn điều kiện biến dạng:

50

(3.18)

Đối với mô hình đàn dẻo lý tưởng và mô hình cứng phải tuyến tính gia số

của hệ số dẻo có thể viết như sau:

(3.19)

Trong đó:

(3.20)

- h = 0 biểu thị hệ số cứng mô hình đàn dẻo lý tưởng.

- h = cosnt biểu thị hệ số cứng tuyến tính. Trong trường hợp sau, trạng thái

ứng suất mới có thể viết dưới dạng công thức:

(3.21)

Giá trị trong dấu “<>” Theo McCauley, quy ước như sau:

< x > = 0 với: x 0 ; < x > = x với: x > 0

2.5.4. Phƣơng pháp tính lặp

Thay thế quan hệ giữa gia số của ứng suất v gia số của biến dạng trong

phương trình (4-13), biến đổi thành

(3.22)

Trong đó:

- K là ma trận độ cứng

- số gia vector chuyển vị

- Fex là vector ngoại lực

- fin là vector phản lực

- i chỉ số thể hiện số bước.

Tuy nhiên, quan hệ gia số ứng suất và gia số biến dạng nói chung là phi

tuyến, ma trận độ cứng không thể lặp trước một cách chính xác. Do đó, thủ tục lập

tổng thể cần thỏa mãn cả 2 điều kiện cân bằng và quan hệ cơ bản. Thủ tục lập tổng

thể có thể viết như sau:

51

(3.23)

Chỉ số j thể hiện số bước lặp.

gia số chuyển vị, nó góp phần tạo thành gia số chuyển vị của bước i:

(3.24)

Ma trận độ cứng K, sử dụng trong công thức (3.23) thể hiện ứng xử của vật

liệu trong cùng một loại xấp xỉ. Càng chính xác ma trận độ cứng, một vài bước lặp

để đạt điều kiện cân bằng với một dung sai cho phép.

Trong đó, ví dụ đơn giản nhất là ma trận độ cứng K kiểu tuyến tính. Trường

hợp này ma trận xác định theo công thức:

(3.25)

Trong đó: - De là ma trận vật liệu đàn hồi xác định theo định luật Hooke.

- B là ma trận tính biến dạng.

Tiện ích của ma trận độ cứng đàn hồi là đưa ra một thủ tục lập sơ bộ đến khi

độ cứng của vật liệu không tăng thêm, thậm chí khi sử dụng mô hình dẻo không kết

hợp. Các kỹ thuật đặc biệt ví dụ như kiểm tra trượt cung tròn (Riks, 1979) có thể sử

dụng để cải tiến khả năng thực nghiệm. Đối với mô hình vật liệu tuyến tính trong

giới hạn đàn hồi, ví dụ như mô hình Mohr-Coulomb tiêu chuẩn, tiện ích của ma trận

độ cứng đàn hồi là đặc biệt có triển vọng, ma trận độ cứng chỉ cần được định dạng

và tách riêng trước mỗi bước tính toán.

2.6. Lý thuyết cố kết

2.6.1 Phƣơng trình cơ bản của lý thuyết cố kết

Các công trình bao trùm của lý thuyết cố kết cũng như trong chương trình

Plaxis là lý thuyết của Biot(Biot, 1956) định luật Darcy cho dòng chảy và tính đàn

hồi của đất cũng được thừa nhận. Các công thức được thành lập dựa trên giả thuyết

biến dạng nhỏ. Theo Terzaghi, ứng suất được chia thành ứng suất hữu hiệu và áp

lực nước lỗ rỗng:

52

(3.26)

Ở đây:

và (3.27)

là vector ứng suất tổng, bao gồm ứng suất hữu hiệu, Pexcess là áp lực

nước lỗ rỗng thặng dư và m là vector có các số hạng bằng 1 đối với ứng suất phẳng

và bằng 0 tại các giá trị ứng suất tiếp. Giải bài toán ở trạng thái ổn định – kết thúc

quá trình cố kết được biểu thị bằng Psteady. Trong Plaxis Psteady được xác định như

sau:

(3.28) Psteady = S – Mweight.Pinput

Ở đây Pinput là áp lực nước lỗ rỗng phát sinh trong chương trình nhập số liệu

căn cứ vào đường bão hòa hoặc tính toán theo dòng thấm. Chú ý rằng trong chương

trình Plaxis ứng suất nén được xem là số âm, điều này được chấp nhận đối với ứng

suất hiệu quả cũng như áp lực nước lỗ rỗng. Thực tế, sẽ thích hợp hơn nếu xem

Pexcess và Psteady như áp lực nước lỗ rỗng. Tuy nhiên áp lực nước lỗ rỗng giới hạn

được giữ lại cho dù đó là ứng suất kéo.

Công thức cơ bản được viết dưới dạng gia số. Thể hiện gia số ứng suất hiệu

quả, theo công thức cơ bản sau:

(3.29)

Trong đó:

Và M là ma trận độ cứng của vật liệu

2.6.2. Phƣơng pháp phần tử hữu hạn giải bài toán cố kết

Để đưa vào một phần tử xấp xỉ chúng ta sử dụng ký hiệu tiêu chuẩn:

; ; (3.31)

Trong đó là vector chuyển vị, pn là vector áp lực nước lỗ rỗng, u là vector

chuyển vị liên tục trong phần tử và p là áp lực nước lỗ rỗng dư. Ma trận N chứa các

hàm nội suy và B là ma trận tính biến dạng.

53

Nhìn chung, các hàm nội suy đối với các hàm chuyển vị có thể khác biệt hàm

nội suy đối với áp lực nước lỗ rỗng. Tuy nhiên, trong chương trình Plaxis, các hàm

giống nhau được sử dụng cho cả chuyển vị và áp lực nước lỗ rỗng.

Bắt đầu tư gia số của chương trình cân bằng và chấp nhận phần tử xấp xỉ ở

trên, chúng ta được:

(3.32)

Với

(3.33)

Trong đó ʃ là vector trọng lượng bản thân và đặc trưng cho bề mặt kéo.

Nhìn chung, vector trọng lực dư, sẽ bằng 0, nhưng tính toán trước bước tải trọng

có thể không đúng. Bằng cách thêm vào vector lực dư, máy tính điện tử sẽ thực hiện

thủ tục tự hiệu chỉnh.

Giới hạn miền lấy tính phân của dV là thể tích của phân tố và ds xác định

tích phân trên diện tích bề mặt.

2.7. Nhận xét chƣơng

Nội dung chương giúp ta xác định cụ thể các loại tải trọng nào tác động lên

công trình từ một cách khái quát gồm (Tải trọng tĩnh, tải trọng động và tải trọng

ngẫu nhiên) đến xác định các tải trọng cụ thể (như áp lực đất, áp lực nước và các tải

trọng ngoài như xe thi công, tải trọng tàu thuyền khi neo đậu…). Từ đó thông qua rà

soát, thống kê các loại tải trọng giúp chúng ta có kết quả tính toán chính xác hơn.

Việc tính toán đánh giá khả năng ổn định công trình kè trên cọcthông qua

việc xác định cụ thể từng loại tải trong tác động lên từng bộ phân của công trình bao

gồm phân tích áp lực đất và nước lên hệ tường kè và xác định khả năng chịu tải của

hệ cọc.

Giới thiệu các phương pháp tính toán áp lực lên tường ( Phương pháp

Rankine, phương pháp Coulomb….) và các phương pháp tính toán cọc chịu tải

trọng lên cọc. Nhằm đánh giá ưu điểm khuyết điểm lựa chọn phương pháp tính toán

tối ưu cho công trình. Trong các phương pháp tính tác giả lựa chọn phương pháp

54

phần tử hữu hạn để tính toán cho bài toán nêu trên. Phương pháp này đánh giá trạng

thái ứng suất biến dạng trong môi trường đất và vật liệu đàn hồi nên cho phép phân

tích ứng xử từng cấu kiện và phạm vi cụ thể

Ngoài ra, phương pháp phần tử hữu hạn có thể mô phỏng đánh giá quá trình

cố kết và phù hợp để phân tích cho nền sét mềm bão hòa nước.

Như vậy, việc sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để mô phỏng cho phép

đánh giá được sự làm việc tổng thể của công trình kè trên cọc ở khu vực đất yếu

nên giúp bổ sung các phân tích nhận định về khả năng ổn định tổng thể của công

trình so với cách tính bằng giải tích truyền thống.

55

CHƢƠNG III: PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH CÔNG TRÌNH KÈ SÔNG

TRÊN ĐẤT YẾU THEO PHÂN KỲ ĐẦU TƢ TẠI CHỢ CÁ PHƢỜNG 2,

THÀNH PHỐ TÂN AN, TỈNH LONG AN

3.1 Giới thiệu công trình

Trong những năm gần đây, tình hình sạt lở bờ sông Vàm Cỏ Tây khá phổ

biến đồng thời nước lũ thường cao hơn đoạn bờ sông khu vực, tràn qua đường gây

ngập lụt nhiều vùng trung tâm thành phố Tân An. Thời gian lũ kéo dài từ tháng 8

đến tháng 11 hàng năm, trong thời gian này mưa tập chung với cường độ lớn nhất

trong năm đồng thời kết hợp với thủy triều gây ra lụt nhiều điểm. Long An chịu ảnh

hưởng của chế độ bán nhật triều không đều ở biển Đông có biên độ lớn từ 3-3,9m

do đó cũng là nguyên nhân gây ra ngập lụt.

Thêm vào đó, nhà cửa dân cư ven sông rất lộn xộn, không bảo đảm mỹ quan

đô thị, nước thải sinh hoạt trực tiếp đổ xuống sông gây ô nhiễm môi trường nghiêm

trọng. Nạn xây dựng lấn chiếm bờ sông, gia tải ven sông và sạt lở bờ sông đang

diễn ra rất phức tạp. Đường giao thông ven sông bị xuống cấp trầm trọng, gây ảnh

hưởng không nhỏ tới cuộc sống, sinh họat của một bộ phận dân cư sống ven sông.

Địa điểm xây dựng công trình thuộc phường 2, thành phố Tân An – tỉnh

Long An. Vị trí công trình bảo vệ bờ sông Vàm Cỏ Tây bắt đầu từ đường Lê Văn

Tao đến cầu Giây (sông Bảo Định), tiếp giáp với kè sông Bảo Định. Địa điểm và vị

trí xây dựng thể hiện trên Hình 3.1 và Hình 3.2

56

Địa điểm xây dựng

Hình 3.1 Địa điểm xây dựng công trình

Vị trí xây dựng

3.2 Vị trí xây dựng công trình kè bảo vệ bờ

57

Do đó việc xây dựng công trình bảo vệ bờ sông là điều rất cấp thiết của

thành phố Tân An – tỉnh Long An.

Nhiệm vụ công trình

- Chống sạt lở bờ sông nhằm bảo vệ cơ sở hạ tầng xây dựng ven sông, đảm

bảo cuộc sống yên lành của nhân dân sống bên sông.

- Ngăn chặn tình trạng xây cất nhà cửa lấn chiếm lòng sông, đảm bảo an toàn

giao thông thủy.

- Tạo điều kiện ổn định và phát triển kinh tế của khu vực thành phố Tân An.

- Cải tạo môi trường, tạo cảnh quan khu vực ven sông, xây dựng vung đô thị

xanh, sạch đẹp phù hợp với kiến trúc thành phố, lợi dụng tổng hợp để phát triển các

ngành kinh tế - du lịch trong tương lai.

58

Hình 3.3. Mô phỏng sau khi hoàn thành bờ kè

3.2. Đề xuất áp dụng giải pháp c ng trình bảo vệ bờ k Chợ Cá Phƣờng

2, TP Tân An.

3.2.1. Quan điểm thiết kế công trình bảo vệ bờ sông - kênh khu vực đ ng

dân cƣ.

Tùy theo sự tăng nhanh của tiến trình đô thị hóa, việc xây dựng thành phố

lấn chiếm dần ra sông, làm bó hẹp không gian sông, mặt nước thu nhỏ lại, năng lực

thoát lũ suy giảm. Lòng sông thành phố được phủ kín các tấm bản bê tông, diện tích

mặt nước giảm xuống nhanh chóng. Việc xử lý ô nhiễm nước thải công nghiệp và

sinh hoạt không kịp thời, phần lớn được thải trực tiếp ra sông, gây ô nhiễm nước

sông. Trước khi hệ thống xử lý nước thải được hoàn thiện, sông ngòi lại tiếp tục

đảm nhiệm chức năng tiếp nhận và rồi lại đưa nước thải theo dòng nước tràn ngập

thành phố vào mỗi mùa mưa lũ. Đồng thời, đô thị hóa cũng làm cho lưu lượng dòng

chảy bề mặt tăng lên, gây ngập úng thường xuyên, ảnh hưởng lớn đến sản xuất và

đời sống thị dân.

59

Để hạn chế những tác hại đó, cách làm thông thường là bồi trúc thêm đê, bê

tông hóa hoặc xây đá lòng sông, bờ sông, làm tăng khả năng thoát lũ của lòng sông.

Mặt khác, lớp phủ cứng bề mặt cũng có tác dụng cách ly sự thẩm thấu của nước ô

nhiễm. Có nơi còn sử dụng giải pháp cắt cong, nắn thẳng, nạo vét lòng sông để tăng

khả năng thoát lũ. Lòng sông bị cứng hóa, ảnh hưởng tiêu cực cũng rất đáng kể, làm

mất tính đa dạng sinh cảnh của lòng sông, điều kiện sinh tồn của sinh vật bị phá

hoại, sự trao đổi giữa nước mặt và nước ngầm cũng bị cản trở, gây suy giảm trầm

trọng công năng hồi phục tự nhiên của sinh thái sông.

Đoạn sông đi qua khu vực đông dân cư thường có không gian hai bờ hạn chế

mà yêu cầu về công năng sông lại nhiều và cao. Trong chỉnh trị đoạn sông loại này,

đồng thời với ổn định lòng sông chính, lục hóa bờ sông, bố trí giao thông, còn phải

xem xét cách bố trí để trong không gian chật hẹp đó đáp ứng được nhiều yêu cầu đề

ra. Để tiết kiệm không gian và đưa mặt nước vào sát bờ, công trình gia cố bờ

thường sử dụng kết cấu tường đứng, ngoài yêu cầu về an toàn của công trình còn

phải đạt được ở mức cao về thẩm mỹ, và tiện ích trong sử dụng, tạo ra màu sắc đặc

trưng riêng của thành phố.

Mặt cắt ngang lòng sông trong đoạn này thường thiết kế thành hình thang

hay hình chữ nhật.

Mặt cắt hình thang hoặc dạng giật cấp.

Mặt cắt lòng sông hình thang kết cấu đơn giản. Trên cơ sở thỏa mãn yêu cầu

thoát lũ, do có bờ nghiêng có lợi cho hoạt động sinh tồn, nẩy nở của sinh vật lưỡng

cư, cũng thuận lợi cho bảo tồn đa dạng sinh học của đoạn sông. Đồng thời, khu vực

tiếp giáp giữa hai mái dốc, hay bậc thang, có thể bố trí bậc cơ. Trên phương thẳng

đứng, các mái dốc trên dưới có thể khác nhau, nhưng thường dưới dốc trên thoải.

Hai bên các bậc cơ thường trồng cây, trồng hoa, đặt tượng, ghế ngồi, hình thành

đường đi dạo, ngắm cảnh ven sông. Cách (100 ÷ 200)m cần bố trí bậc thang lên

xuống, phục vụ nhu cầu tiếp xúc trực tiếp với nước.

Công trình gia cố bờ đoạn sông trong khu dân cư tập trung, khi cần sử dụng

giải pháp kết cấu thay đổi độ dốc thì phía trên mực nước trung bình thường lấy theo

60

độ dốc thoải hoặc theo bờ tự nhiên, phối hợp trồng cây cỏ, phía dưới mực nước

trung bình thường thiết kế với mái dốc gấp hoặc dạng bậc thang, hoặc tường trọng

lực với đỉnh tường phủ cây xanh, mặt tường trên mực nước kiệt dán các họa tiết

trang trí, chân tường là lăng thể đá hộc.

Hình 3. 4: Lòng sông mặt cắt hình thang có độ dốc thay đổi

Hình 3. 5: Lòng sông mặt cắt hình thang kết hợp bờ giật cấp

Mặt cắt hình chữ nhật

Ưu điểm lớn nhất của mặt cắt hình chữ nhật là chiếm diện tích mặt đất rất

nhỏ, thông thường trên cơ sở lòng sông hiện có đào sâu là có thể hình thành. Ở

trường hợp mực nước giữa mùa lũ, mùa kiệt chênh nhau không lớn, sử dụng mặt cắt

hình chữ nhật là tương đối thích hợp, vì theo sự tăng lên của lưu lượng, mực nước

trong mặt cắt hình chữ nhật tăng lên rất nhanh, gặp phải con lũ lớn dễ uy hiếp an

toàn của cư dân hai bờ.

Trong các sông vùng đồng bằng, dao động mực nước giữa các mùa không

lớn, mặt cắt ngang lòng sông đi qua thành phố thường được thiết kế dạng mặt cắt

hình chữ nhật ở phần lòng sông dưới mực nước trung bình, còn phần lòng sông phía

trên sử dụng mái nghiêng với lớp gia cố có hang hốc để tạo không gian sinh tồn cho

các động vật thủy sinh, giảm tác dụng của sóng tầu.

61

Mặt cắt hình chữ nhật sử dụng cho những con sông nhỏ đi qua các khu vực

dân cư trong thành phố, như sông Tô Lịch (Hà Nội), kênh Nhiêu Lộc – Thị Nghè

cho hiệu quả tương đối rõ rệt. Bờ sông thẳng đứng của mặt cắt lòng sông chữ nhật

khó đáp ứng yêu cầu thân thiện với nước, nhưng do mật độ cư dân lớn, không gian

2 bờ sông hẹp, nên trong khu vực đông dân cư thành phố nhiều khi phải chấp nhận.

Hình 3. 6: Lòng sông hình chữ nhật

Hình 3. 7: Lòng sông nửa chữ nhật kết hợp sinh thái

3.2.2. Các căn cứ để đề xuất giải pháp công trình

Có thể nhận thấy các công trình bảo vệ bờ sông chịu tác động của rất nhiều

yếu tố ngẫu nhiên, bất thường mà con người không kiểm soát được như:

- Sự thay đổi điều kiện khí hậu, thủy văn ảnh hưởng trực tiếp đến quá trình

thủy động lực học dòng sông, tác động trực tiếp vào quá trình biến đổi lòng dẫn và

mất ổn định tuyến đường bờ.

- Nền địa chất hai bên bờ sông thường rất yếu, độ ẩm đất cao và thay đổi

theo mùa mưa và mùa khô.

- Các hệ thống sông ở Đồng bằng sông Cửu Long nói chung và bờ Kè Chợ

Cá Phường 2, TP Tân An nói riêng, hàng năm vào mùa lũ về nước từ thượng nguồn

62

từ sông Mêkong đổ về rất mạnh gây ra sạt lở do dòng chảy và tác động từ tàu

thuyền lưa thông vận chuyển hàng hóa gây sạt lở và nguy hiểm đến các tuyến đê

Ngoài ra, Kè Chợ Cá Phường 2, TP Tân An là tuyến đường thủy quan trọng

và dân số xung quanh 2 bên bờ sông khá lớn (nằm trong khu vực đông dân cư) do

vậy kết cấu công trình bảo vệ bờ cần:

- Chiếm diện tích mặt đất nhỏ (nên dùng kè đứng).

- Đỉnh bờ kè có thể bố trí thành đường giao thông bộ (cần hạn chế lún đỉnh

kè).

- Thuận lợi cho tàu bè ra vào cũng như cặp bờ kênh và việc lên xuống thuận

tiện.

Dựa vào các căn cứ trên đề xuất sợ bộ dạng kết cấu kè:

- Vật liệu làm kè có tuổi thọ cao - kiên cố sử dụng bê tông cốt thép.

- Kết cầu kè phải đảm bảo khả năng chống trượt do nền đất yếu (cừ ván hoặc

hệ thống cọc).

- Đảm bảo khả năng chống lún đỉnh kè (đất đặp phải chặt cần thiết phải gia

cố hoặc dùng sàn bê tông trên đầu hệ cọc).

- Mặt kè phía trên mực nước thường xuyên nên là dạng thẳng đứng (cừ ván

hoặc hệ khung cọc có tường chắn.

- Khả năng chống xói lở tốt (lát mái và bảo vệ mái chống xói lở).

Vậy đề xuất 2 giải pháp như mục 3.3.

3.3. Giải pháp đề xuất.

3.3.1. Phƣơng án 1: K đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B.

Kết cấu đỉnh kè là tường BTCT M300 liên kết đầu cừ ván SW500B, L=12m.

Cao trình đỉnh kè: +2.20 m. Phần trong tường cừ ván SW500B cuộn vải địa chịu lực

PEC 50 xếp từng lớp 50 cm với cát đầm nện đạt K0.90 cách mép trong tường cừ

ván 30 cm .

Kết cấu sau tường đỉnh kè: Vỉa hè lát gạch Tezzaro.

63

Chân kè: Từ cao trình -1.00 trải thảm đá (2x5x0.3 m) và vải địa kỹ thuật theo

đường mặt đất tự nhiên đến mực nước min ứng với tần suất đảm bảo P=90% phía

ngoài chân kè.

Hình 3. 8: Mặt cắt ngang đại diện phương án 1

3.3.2. Phƣơng án 2: K đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép.

Kết cấu kè là tường chắn bằng BTCT M250 nằm trên hệ cọc BTCT M300

35x35x1175cm. Cao trình đỉnh kè: +2.20 m.

Kết cấu sau tường đỉnh kè: vỉa hè lát gạch Tezazzo và công viên sau kè

Chân kè: cao trình chân kè: -1.00 m. Phía ngoài sông trải thảm đá (2x5x0.3

m) và vải địa kỹ thuật theo đường mặt đất tự nhiên đến mực nước min ứng với tần

suất đảm bảo P=90% phía ngoài chân kè.

64

Hình 3. 9: Mặt cắt ngang đại diện phương án 2

3.4. Nghiên cứu tính ổn định của giải pháp công trình bảo vệ bờ Kè Chợ

Cá Phƣờng 2, TP Tân An.

3.4.1 Trƣờng hợp tính toán:

Cao trình mực nước ngoài sông lớn nhất Hmax = +1.79m.

Cao trình mực nước ngoài sông nhỏ nhất Hmin = -1.87m.

Tính toán cho trường hợp nguy hiểm nhất:

- Mực nước ngoài sông là mực nước min: Hmin = -1.87m.

- Tải đỉnh kè: Tải người đi bộ và tải trọng xe cộ đi lại.

Tải trọng tính toán.

- Tải trọng vỉa hè: Người đi lại, kết cấu vỉa hè (Gạch vỉa hè, BT lót, vữa

lót...) (Tính toán trong trường hợp vận hành).

- Quy tải trọng phân bố q= 0.2 T/m.

- Hệ số vượt tải n=1.2 => Tải trọng vỉa hè đỉnh kè q= 0.2*1.2=2.3 kN/m.

- Tải trọng xe tự đổ theo 22TCN 262-2000: (Tính toán trong trường hợp thi

công + Vận hành).

+ Bề rộng giữa hai bánh xe, b = 1.8m.

+ Khoảng cách ngang giữa hai xe,d = 1.3m.

+ Số xe, n1= 1.

+ Bề rộng của n xe, B= 3.8m.

65

+ Phạm vi phân bố tải trọng theo hướng dọc, L= 4.2m.

+ Dung trọng nền đường,  =18 kN/m3.

+ Trọng lượng xe, G= 13 tấn.

q=8.1 kN/m2 + Tải trọng phân bố đều lên mặt đường - Hệ số vượt tải n=1.2 => q= 8.1x1.2 = 9.77 kN/m2

-Tải trọng xe bánh xích theo 22TCN 262-2000: (Tính toán trong trường hợp

thi công+sửa chữa).

+Bề rộng giữa hai bánh xe, b= 2.7m.

+Khoảng cách ngang giữa hai xe,d= 1.3m.

+Số xe, n1= 1.

+Bề rộng của n xe, B = 4.7m.

+Phạm vi phân bố tải trọng theo hướng dọc, L= 6.6m.

+Dung trọng nền đường,  =18 kN/m3.

+Trọng lượng xe, G= 80 tấn

q=

14.3 kN/m2

+Tải trọng phân bố đều lên mặt đường +Hệ số vượt tải n=1.2 => q= 14.3x1.2 = 17.2 kN/m2

- Số liệu tính toán:

Bảng 3. 1. Thông số tải trọng tính toán

Kích thước (m)

TLR(T)

Ghi chú

Tải trọng

GT lực (T/m)

B

H

L

Gạch vỉa hè

S=

0.09

0.033

3

1

TL1viên =1kg

3

0.03

1.68

0.15

Vữa lót M150

1

3

0.05

2.2

0.33

BT lót M150

1

3

0.025

0.075

Người đi bộ

1

T

Tổng

1.115

66

- Địa chất tính toán: Các thông số tính toán của lớp đất theo tài liệu thí

nghiệm địa chất thể hiện ở bảng sau:

Bảng 3. 2: Các thông số địa chất tính toán

TT

Lớp đất

Lực dính C (kN/m2)

Góc ma sát trong  (o)

M đun đàn hồi Eđh (kN/m2)

Dung trọng bảo hào sat (kN/m3)

Dung trọng tự nhiên w (kN/m3)

1 Lớp 1a: Cát san lấp

18

2

30

10000

18

2

17.4

15

14.5

4600

17.7

Lớp 1b: Sét xám xanh, dẻo mềm 3 Lớp 2: Sét pha, TT

20.5

21

17.5

10500

20.3

4

20.4

10

24.5

12500

20.7

nửa cứng Lớp 3: Cát lẫn sét màu vàng, trạng thái dẻo

- Thông số về cọc BTCT 35x35, cừ ván SW500B.

Bảng 3. 3: Các thông số tính toán dùng cho cọc BTCT và cừ ván

SW500B

EA STT Đại lƣợng EI (kN.m2/m) W (kN/m/m) (kN/m) Momen kháng nứt (T.m)

1 Cừ Ván SW500B 7,12E+06 1,81E+05 5.2 35

2 Cọc 35x35 1.74E+06 1.81+04 2,25

3 Tường chắn 1.17E+07 1.55+05 2,25

3.4.2. Thiết lập mô hình tính toán

3.4.2.1 Thiết lập mô hình tính toán phƣơng án 1 (K đứng kết cấu cừ

ván dự ứng lực SW500B)

- Mô hình bài toán phẳng:

67

Hình 3. 10: Mô hình bài toán phẳng phương án 1

Hình 3. 11: Chia lưới mô hình phương án 1

Hình 3. 12: Sơ đồ mực nước tính toán phương án 1

68

3.4.2.2. Thiết lập m hình tính toán phƣơng án 2

Hình 3. 13: Mô hình bài toán phẳng phương án 2

Hình 3.14: Chia lưới mô hình phương án 2

Hình 3. 15: Sơ đồ mực nước tính toán phương án 2

Theo quy chuẩn Việt Nam QCVN 04 – 05 : 2012/BNN PTNT: Các công

trình thủy lợi – Các quy trình chủ yếu về thiết kế để đảm bảo kết cấu công trình

thủy làm việc ổn định điều kiện là:

69

hoặc

Trong đó:

- K : Hệ số an toàn chung của công trình.

- Ntt : Tải trọng tính toán tổng quát (lực, moment, ứng suất).

- R : Sức chịu tải tính toán tổng quát.

- nc : Hệ số tổ hợp tải trọng,

+ Đối với trạng thái giới hạn thứ I, hệ số nc = 1,0 với tổ hợp tải trọng cơ bản

và nc = 0,95 với tổ hợp tải trọng thi công.

+ Hệ số nc = 1,0 đối với trạng thái giới hạn thứ II.

- m : Hệ số điều kiện làm việc. Theo phụ lục B của Theo quy chuẩn Việt

Nam QCVN 04 – 05 : 2012/BNN PTNT, với dự án này hệ số m = 1,0.

- kn : Hệ số bảo đảm được xét theo quy mô nhiệm vụ của công trình, với dự

án này là công trình cấp 4 nên:

+ Hệ số kn = 1,15 đối với trạng thái giới hạn thứ I;

+ Hệ số kn = 1,00 đối với trạng thái giới hạn thứ II.

Như vậy với dự án này, hệ số an toàn chung của công trình là:

+ Trạng thái giới hạn thứ I:

Tổ hợp tải trọng cơ bản

=(1,0*1,15)/1=1,15

Tổ hợp tải trọng thi công

=(0,95*1,00)/1=0,95

=>Chọn Kmax = 1.15 để kiểm tra

3.4.3. Thực hiện tính toán

3.4.3.1 Phƣơng án 1: K đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B

Tính toán chọn chiều dài cọc cừ SW500B.

70

Đối với tường cừ không neo để xác định chiều dài cọc cừ phải sử dụng PP

Đồ giải của Blum Lomer. Tuy nhiên với sự trợ giúp của phần mềm Prosheer tính

với trường hợp Kè hoàn thiện và đưa vào sử dụng ta có kết quả sau.

Hình 3.16: Tổng biều đồ áp lực ròng

71

Hình 3.17: Chuyển vị ngang: 2.3 cm

Nhận xét kết quả:

Theo biểu đồ tính toán của Phần mềm Prosheet: Để công trình ổn định có

chuyển vị ngang =2.3cm < 2 x hb =7 cm (Chuyển vi cho phép của cừ theo TCN

219-1994) thì chiều dài cừ là: L= (2.2+5.52)*1.2 = 9.26 m.

Vậy chọn chiều dài cừ là 10m để tính toán.

Kết quả tính toán với chiều dài cọc SW500B dài 10m đã chọn.

Bảng 3.4: Các trƣờng hợp tính toán

TT Giai đoạn tính toán

Nội dung tính toán

A Giai đoạn 1

Thi Công Kè.

Trường hợp1

Thi công đóng cọc ván SW500B.

1

Trường hợp2

Thi công vải địa sau kè và đắp cát công trình.

2

3

Trường hợp 3

Kè hoàn thiện và sử dụng sau thời gian 30 ngày và kiểm tra hệ số ổn định tổng thể công trình.

B Giai đoạn 2

Trường hợp thi công đường sau khi thi công kè 12 tháng, tải đỉnh kè q=3kN/m2; tải thi công đườngq=17kN/m2.

72

Trường hợp 1

Trường hợp công trình hoàn thiện sau 15năm

Trường hợp 2

Trường hợp công trình hoàn thiện sau 17năm.

Trường hợp 3

Trường hợp công trình hoàn thiện sau 20 năm,

Trường hợp 4

Trường hợp công trình hoàn thiện sau 25năm

Trường hợp 5

Trường hợp công trình hoàn thiện sau 50năm

Trƣờng hợp 1: Thi công cọc ván dự ứng lực:

Hình 3.18: Tổng biến dạng của nền: Utot = 14 mm

Trƣờng hợp 2: Thi công vải địa và san lấp sau kè.

Hình 3.19 Tổng biến dạng của nền: Utot = 61 mm

73

Hình 3.20: Chuyển vị đứng nền: Uy = 19.13 mm

74

Chuyển vị ngang của cừ ván DUL: UX = 61.36 mm.

Mômen lớn nhất trong cọc: M = 68.8 kN.m.

Lực cắt lớn nhất trong cọc: Q= 23,08 kN/m.

Lực dọc lớn nhất trong cọc: N= 30,82 kN/m.

Hình 3.21: Kết quả nội lực

75

Trƣờng hợp3: Kè hoàn thiện và đƣa vào sử dụng sau 30 ngày

Hình 3.22. Chuyển vị đứng 1.9cm

Chuyển vị đứng nền 19.85mm.

Hình 3.23: Tổng biến dạng của nền: Utot = 62.18 mm

76

Mômen lớn nhất trong cọc: M = 70.7 kN.m.

Chuyển vị ngang của cừ ván DUL: UX = 62.12 mm.

Lực cắt lớn nhất trong cọc: Q= 23.44 kN/m.

Lực dọc lớn nhất trong cọc: N= 36.26 kN/m

Hình 3.24: Kết quả nội lực

77

Hình 3.25: Hệ số an toàn: K=1.75 >1.15

Giai đoạn 2 – Trƣờng hợp 4 : Trƣờng hợp thi c ng đƣờng sau khi thi

công kè 12 tháng , tải đỉnh kè q=3kN/m2; tải thi c ng đƣờng q=17kN/m2.

Hình 3. 26: Tổng biến dạng của nền: Utot = 63.6 mm

Hình 3.27: Chuyển vị đứng nền: 26.75 mm

78

Chuyển vị ngang của cừ ván = 65.9 mm.

Mômen lớn nhất trong cọc: M = 72.30 kN.m

Lực cắt lớn nhất trong cọc: Q= 28.7 kN/m

Lực dọc lớn nhất trong 42.8 kN/m

Hình 3.28: Kết quả nội lực

Hình 3.29: Hệ số an toàn K=1.545 >1.15

79

Giai đoạn 2 –Trƣờng hợp 5: Kiểm tra hệ số ổn định đƣa c ng trình vào sử dụng sau 15 năm.

Hình 3.30: Hệ số an toàn K=1.47 >1.15

3.4.3.2 Phƣơng án 2: K đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép.

Tính toán chọn chiều dài cọc BTCT

Với Trường hợp 2 để lựa chọn chiều dài cọc không thể sử dụng phương pháp của Blum Lomer. Do đó sử dụng phần mềm Plaxis để tính thử dần:

Phương án 1: Tường chắn trên nền cọc BTCT M300 dài 10m

Tính với Trường hợp kè hoàn thiện đưa vào sử dụng sau 30 ngày

Hình 3.31: Lưới biến dạng

Nhận xét: Với tường chắn trên nền cọc BTCT M300 dài 10m có chuyển vị

ngang 7.2 cm > 7 cm. Không thỏa điều kiện về chuyển vị do đó phải tăng chiều

dài cọc. Kết quả tăng chiều dài cọc lên 11.75m thỏa điều kiện cho phép. Xem kết

quả phía dưới.

80

Kết quả tính toán tường chắn trên nền cọc dài 11.75m

Bảng 3.5: Các trƣờng hợp tính toán

TT Giai đoạn tính toán

Nội dung tính toán

A Giai đoạn 1 Thi Công Kè

Trường hợp 1 Thi công đóng cọc và tường chắn 1

Trường hợp 2 Thi công vải địa sau kè và đắp cát công trình 2

Trường hợp 3 3 Kè hoàn thiện và sử dụng sau thời gian 30 ngày và Kiểm tra hệ số ổn định tổng thể công trình

Giai đoạn 2 B

Trường hợp thi công đường sau khi thi côngkè 12 tháng, tải đỉnh kè q=3kN/m2; tải thi công đường q=17kN/m2

Trường hợp 1 Trường hợp công trình hoàn thiện sau 15 năm

Trường hợp 2 Trường hợp công trình hoàn thiện sau 17 năm.

Trường hợp 3 Trường hợp công trình hoàn thiện sau 20 năm,

Trường hợp 4 Trường hợp công trình hoàn thiện sau 25 năm

Trường hợp 5 Trường hợp công trình hoàn thiện sau 50 năm

Trƣờng hợp 1: Thi c ng đóng cọc và tƣờng chắn

81

Hình 3.32: Lún nền: Utot = 11.62 mm

Trƣờng hợp 2: Thi công vải địa và san lấp sau kè.

Hình 3.33: Tổng biến dạng của nền: Utot = 26 mm

82

Hình 3.34: Chuyển vị đứng: 13.11 mm

Chuyển vị ngang tường chắn 24mm

Mô men tường chắn 36kN.m/m

83

Lực cắt lớn nhất tường chắn: Q= 42,71 N/m

Lực dọc lớn nhất tường chắn: N= 6,17kN/m

Mô men cọc ngoài 36.65 kN.m/m

Lực cắt cọc ngoài 34.76kN.m

84

Mô men cọc trong 31.16 kN.m

Lực cắt cọc trong 14.15 kN/m

Hình 3.35: Kết quả nội lực

Trƣờng hợp 3: Kè hoàn thiện và đƣa vào sử dụng sau 30 ngày

Hình 3.36: Tổng biến dạng của nền: Utot = 42.47 mm

85

Hình 3. 37: Chuyển vị đứng: 23.4 mm

Chuyển vị ngang tường chắn: 34mm

Mô men tường chắn: 35kN.m/m

86

Lực cắt tường chắn: Q= 37,59 kN/m

Lực dọc tường chắn:N= 17,5kN/m

Mô men cọc ngoài: 35.96 kN.m/m

Lực cắt cọc ngoài: 33.67kN/m

87

Mô men cọc trong: 60.74 kN.m

Lực cắt cọc trong: 35.60kN/m

Hình 3. 38: Biểu đồ nội lực

Hình 3.39: Hệ số an toán: K= 1.87

88

Giai đoạn 2 –Trƣờng hợp 4: Trƣờng hợp thi c ng đƣờng sau khi thi công kè 12 tháng , tải đỉnh kè q=3kN/m2; tải thi c ng đƣờng q=17kN/m2.

Hình 3.40: Tổng biến dạng của nền: Utot = 28.12 mm

Hình 3.41: Chuyển vị đứng: 24.48 mm

Chuyển vị ngang tường chắn: 36mm

Mô men tường chắn: 38kN.m/m

89

Lực cắt tường chắn: Q= 40,84 kN/m

Lực dọc tường chắn:N= 18,84kN/m

Mô men cọc ngoài: 43.24 kN.m/m

Lực cắt cọc ngoài: 37.13kN/m

Mô men cọc trong: 72.12 kN.m

Lực cắt cọc trong: 35.32kN/m

Hình 3.42: Biểu đồ nội lực

90

Hình 3.43: Hệ số an toàn: K= 1.87

Giai đoạn 2 –Trƣờng hợp 5: C ng trình đƣa vào sử dụng sau 15 năm

Hình 3.44: Hệ số an toàn: K= 1.54 >1.15

91

Bảng 3.6: Tổng hợp kết quả tính toán về hệ số an toàn, chuyển vị ngang, biến dạng nền và Momen uốn cực đại của 2 phƣơng án

Sau 12 Tháng

Sau 15 Năm

Kè hoàn thiện sau 30 ngày

Hệ số an toàn: K= 1.545

Hệ số an toàn: K= 1.47 >1.15]

Hệ số an toàn: K= 1.75 Sau 17 Năm

Sau 20 Năm

Sau 25 Năm

Hệ số an toàn: K= 1.42

Hệ số an toàn: K= 1.417

Hệ số an toàn: K= 1.415

PP K đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B K đứng

92

Sau 50 Năm

kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B

Hệ số an toàn: K= 1.414

Kè hoàn thiện sau 30 ngày

Sau 15 Năm

Sau 12 Tháng

K đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép.

Hệ số an toàn: K= 1.54 >1.15

Hệ số an toàn: K= 1.87

Hệ số an toàn: K= 1.87

93

Sau 17 Năm

Sau 20Năm

Sau 25 Năm

Hệ số an toàn: K= 1.510>1.15

Hệ số an toàn: K= 1.512>1.15

Hệ số an toàn: K= 1.52>1.15

Sau 50Năm

Hệ số an toàn: K= 1.51>1.15

94

Sau 15năm

Sau 30 ngày

Sau 12 Tháng

Chuyển vị ngang = 61.36 mm

Chuyển vị ngang = 62.12 mm

Kè đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B

Chuyển vị ngang =65.9 mm<70mm]

95

Sau 17năm

Sau 20năm

Sau 25năm

Kè đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B

Chuyển vị ngang = 66.2 mm

Chuyển vị ngang = 66.5 mm

Chuyển vị ngang =66.58 mm<70mm]

96

Sau 50năm

Kè đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B

Sau 15năm

Chuyển vị ngang =66.59 mm<70mm] Sau 30 ngày

Sau 12 Tháng

K đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép.

Chuyển vị ngang = 24 mm

Chuyển vị ngang =34 mm

Chuyển vị ngang =36.3 mm<70mm]

97

Sau 20năm

Sau 17năm

Sau 25năm

K đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép.

Chuyển vị ngang =37.2 mm

Chuyển vị ngang =37.52 mm

K đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép.

Sau 50năm Chuyển vị ngang =37.57 mm

Chuyển vị ngang =37.4mm

98

Sau 30 ngày

Sau 12 Tháng

Sau 15năm

K đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B

Biến dạng của nền: Utot = 61 mm

Biến dạng của nền: Utot = 67.6 mm

Biến dạng của nền: Utot = 62.18 mm

99

Sau 17 năm

Sau 25 năm

Sau 20 năm

Biến dạng của nền: Utot = 68.4 mm

Biến dạng của nền: Utot = 68.7 mm

Biến dạng của nền: Utot = 68.2 mm Sau 50 năm Biến dạng của nền: Utot = 67.75 mm

100

Sau 12 Tháng

Sau 15 năm

Sau 30 ngày

K đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép.

Biến dạng của nền: Utot = 43.87

Biến dạng nền: Utot = 42.47 mm

Biến dạng của nền: Utot = 52.63 mm

Sau 17 năm

Sau 25 năm

Sau 20 năm

Biến dạng của nền: Utot = 54.52 mm

Biến dạng của nền: Utot = 54.48 mm

Sau 50 năm

Biến dạng của nền: Utot = 54.50 mm

101

Biến dạng của nền: Utot = 54.53 mm

Sau 30 ngày

K đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B

Sau 15 năm

Sau 12 Tháng

102

Mô men cọc ván: 7.07 (T.m)

Mô men cọc ván: 8.72 (T.m)

Mô men cọc ván: 7.23 (T.m)

Sau 17 năm

Sau 20 năm

Sau 25 năm

Mô men cọc ván: 8.84 (T.m)

Mô men cọc ván: 8.82 (T.m)

Mô men cọc ván: 8.72 (T.m) Sau 50 năm

103

Mô men cọc ván: 8.86 (T.m)

Sau 12 Tháng

Sau 15 năm

Sau 30 ngày

K đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép.

Mô men cọc ngoài: 3.59 T.m/m

Mô men cọc ngoài: 4.32 T.m/m

Mô men cọc ngoài 6.42 T.m/m

104

Mô men cọc ngoài 6.42 T.m/m

Mô men cọc ngoài: 3.59 T.m/m

Mô men cọc ngoài: 4.32 T.m/m

105

Sau 20 năm

Sau 25 năm

Sau 17 năm

Mô

Mô

K đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép.

men cọc ngoài: 6.75 T.m/m

Mô men cọc ngoài: 6.87 T.m/m

men cọc ngoài: 6.78 T.m/m

106

Sau 50 năm

K đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép.

Mô men cọc ngoài: 6.882 T.m/m

107

2

1.9

1.87

1.87

1.8

1.75

1.7

1.6

1.545

1.54

1.52

1.512

1.51

1.51

1.5

1.47

1.42

1.417

1.415

1.414

1.4

1.3

1.2

1.1

1

15 năm

17 năm

20 năm

25 năm

50 năm

30 ngày

12 tháng

Kè đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B

Kè đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép

Hinh 3.45 Biểu đồ biến thiên hệ số an toàn (K) theo thời gian

70

66.59

66.58

66.5

66.2

65.9

65

62.12

61.36

60

55

50

45

40

37.57

37.52

37.4

37.2

36.3

35

34

30

25

24

20

15 năm

17 năm

20 năm

25 năm

50 năm

30 ngày

12 tháng

Kè đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B

Kè đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép

Hinh 3.46 Biểu đồ biến thiên chuyển vị ngang theo thời gian

108

10

9

8.86

8.84

8.82

8.72

8.72

8

7.23

7.07

7

6.88

6.87

6.78

6.75

6.42

6

5

4.32

4

3.59

3

2

1

0

15 năm

17 năm

20 năm

25 năm

50 năm

30 ngày

12 tháng

Kè đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B

Kè đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép

75

70

68.7

68.4

68.2

67.75

67.6

65

62.18

61

60

55

54.53

54.52

54.5

54.48

52.63

50

45

43.87

42.47

40

15 năm

17 năm

20 năm

25 năm

50 năm

30 ngày

12 tháng

Kè đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B

Kè đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép

Hinh 3.47 Biểu đồ biến thiên Moment uốn cực đại theo thời gian

Hinh 3.48 Biểu đồ biến dạng của nền theo thời gian

109

3.5. Nhận xét

Từ các biểu đồ trên ta có nhận xét như sau:

- Quan hệ giữa hệ số an toàn và thời gian là quan hệ phi tuyến giảm dần và

đạt giá trị ổn định là sau khoảng thời gian thi công xong là 17 năm. Sau thời gian

này hệ số ổn định không giảm nữa.

- Quan hệ giữa chuyển vị ngang và thời gian là quan hệ phi tuyến tăng dần

và đạt giá trị chuyển vị ngang không tăng nữa sau khi thi công 17 năm.

- Quan hệ giữa biến dạng và thời gian là quan hệ phi tuyến tăng dần và đạt

giá trị biến dạng không tăng nữa sau khi thi công 17 năm.

- Quan hệ giữa nội lực và thời gian là quan hệ phi tuyến tăng dần và đạt giá

trị nội lực không tăng nữa sau khi thi công 17 năm.

Nguyên nhân nội lực, biến dạng và chuyển vị và hệ số an toàn biến đổi theo

thời gian do những nguyên nhân sau:

Theo thời gian, mặc dù các đặc trưng vật lý và cơ học của đất có thay đổi

theo xu hướng tăng bền do cố kết nhưng biến dạng tích lũy trong hệ kết cấu cũng

tăng dần đến thời gian là 17 năm là ổn định. Vì vậy trong khoảng thời gian từ khi

thi công xong đến khi đưa vào sử dụng sau 17 năm giá trị biến dạng, nội lực và

chuyển vị ngang tăng dần đạt giá trị ổn định, sau khoảng thời gian 17 năm trở về

sau giá trị biến dạng, nội lực và chuyển vị ngang không tăng nữa. Còn hệ số an

toàn từ khi thi công xong đến hoàn thành đưa vào sử dụng sau 17 năm hệ số an

toàn giảm và đạt giá trị ổn định. Sau khoảng thời gian 17 năm trở về sau hệ số an

toàn không giảm nữa.

3.6. Phân tích lựa chọn phƣơng án

3.6.1. Phƣơng án 1: K đứng kết cấu cừ ván dự ứng lực SW500B.

Ưu điểm:

- Chi phí đầu tư 1m dài 75 triệu.

- Cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực tận dụng được hết khả năng làm việc

chịu nén của bê tông và chịu kéo của thép, tiết diện chịu lực ma sát tăng từ 1.5 ÷ 3

lần so với loại cọc vuông có cùng tiết diện ngang (khả năng chịu tải của cọc tính

110

theo đất nền tăng). Khả năng chịu lực tăng do mô men chống uốn, xoắn cao hơn cọc

vuông bê tông thường, do đó chịu được mômen lớn hơn.

- Sử dụng vật liệu cường độ cao (bê tông, cốt thép) nên tiết kiệm vật liệu.

Cường độ chịu lực cao nên khi thi công ít bị vỡ đầu cọc, mối nối. Tuổi thọ cao.

- Có thể ứng dụng trong nhiều điều kiện địa chất khác nhau. Chế tạo trong

công xưởng nên kiểm soát được chất lượng cọc, thi công nhanh, mỹ quan đẹp khi

sử dụng ở kết cấu nổi trên mặt đất.

- Sau khi thi công sẽ tạo thành 1 bức tường bê tông kín nên khả năng chống

xói cao, hạn chế nở hông của đất đắp bên trong.

- Tiến độ thi công nhanh, có thể thi công ngay cả trong mùa mưa.

- Mỹ quan công trình đẹp.

Nhược điểm:

- Gần khu vực các công trình đã xây dựng, không dùng phương pháp đóng

để hạ cọc, phải dung phương pháp rung kết hợp xói nước đầu cọc, do đó thi công

đòi hỏi độ chính xác cao, thiết bị thi công hiện đại hơn (búa rung, búa thuỷ lực, máy

cắt nước áp lực...), giá thành cao hơn cọc đóng truyền thống có cùng tiết diện.

- Khó thi công theo đường cong có bán kính nhỏ; chi tiết nối phức tạp làm

hạn chế độ sâu hạ cọc

-Tiếng ồn, rung động nhiều khi tập trung máy thi công đưa cọc đến cao trình

thiết kế.

3.6.2. Phƣơng án 2:K đứng trên hệ cọc bê tông cốt thép.

Ưu điểm:

- Thi công theo công nghệ truyền thống, vây khô hố móng bằng cừ ván thép;

bằng bêtông trộn tại chổ nên chủ động được tiến độ, không lệ thuộc vào thời gian

đặt hàng sản phẩm.

-Thi công theo công nghệ truyền thống nên có thể thu hút nhiều đơn vị tham

gia thi công.

- Mỹ quan công trình đẹp.

Nhược điểm:

111

- Giá thành 1m dài 89 triệu cao hơn phương án 1 vì phải đóng cừ bản thép để

thi công làm tăng giá thành.

- Thi công phải đóng cừ bản thép vây ngăn nước, kéo dài thời gian thi công.

- Vào mùa mưa thi công gặp nhiều khó khăn, nhất là công tác xử lý bùn dưới

đáy móng.

- Công tác bê tông phải thực hiện tại chổ có khối lượng lớn, mặt bằng chật

hẹp, nền đất yếu nên việc cơ giới hóa toàn bộ quá trình thi công bị hạn chế.

Dựa vào các phân tích trên đề xuất lựa chọn phƣơng án 1 là giải pháp công

trình bảo vệ bờ Kè Chợ Cá Phƣờng 2, TP Tân An hợp lý trong điều kiện nƣớc

biển dâng và sự thay đổi dòng chảy thƣợng nguồn.

112

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. KẾT LUẬN

Quá trình xói lở lòng, bờ sông được xem như một dạng thiên tai nặng nề có

thể xảy ra khắp mọi nơi và diễn biến hết sức phức tạp. Đó là một quá trình tự nhiên,

rất đa dạng xảy ra do nhiều nguyên nhân và ảnh hưởng của nhiều yếu tố tác động.

Hiện tượng xói lở bờ thường có xu hướng tái diễn nhiều năm, phạm vi ảnh hưởng

rộng, đe dọa phá hỏng cả cụm dân cư (sụt lún, nứt nhà cửa, mất đất 2 bên bờ

sông...) đặc biệt là các cụm dân cư kinh tế lâu năm tại các vùng đồng bằng ven

sông.

Để hạn chế việc xói lở bờ các giả pháp công trình bảo vệ bờ sông đã được

nghiên cứu và phát triển. Thực tế các công trình bảo vệ và chống sạt lở bờ sông là

loại công trình chịu tác động chủ yếu của dòng chảy, đặc biệt là dòng chảy về mùa

lũ. Mục tiêu của các công trình bảo vệ bờ sông được xây dựng để bảo vệ bờ khỏi bị

xói lở, biến dạng do dòng chảy mặt hoặc để lái dòng chảy mặt hoặc dòng bùn cát đi

theo những hướng xác định theo mục đích chỉnh trị sông (được gọi là công trình

chỉnh trị).

Hàng năm ở tỉnh Long An nói chung và thị xã Tân An nói riêng lũ lụt thường

xuyên xảy ra làm thay đổi các đặc trưng cơ - lý và độ bền của đất bờ sông rạch khi

bị ngập nước. Cùng với sự phát triển mạnh của kinh tế, giao thông thủy đã phát

triển mạnh về cường độ, độ lớn và là phương tiện chính để đi lại vận chuyển hàng

hóa trong mùa lũ. Sạt lở bờ sông rạch do sóng tàu thuyền tác động vào bờ khi đang

bị ngập nước độ bền kém hầu hết ở các tuyến giao thông thủy.

Từ những vấn đề cấp thiết trên, nội dung luận văn “Nghiên cứu giải pháp

công trình bảo vệ bờ Kè Chợ Cá Phường 2, TP Tân An trong điều kiện nước biển

dâng và thay đổi dòng chảy thượng nguồn” đã nghiên cứu và chỉ ra được các vấn đề

như sau:

Nguyên nhân xói lở tại khu vực là do chế độ thủy động lực khu vực này

mang đặc trưng của đoạn sông phân lạch. Cụ thể Kè Chợ Cá Phường 2, TP Tân An

bị uốn khúc, chính điều đó làm cho dòng chủ lưu có xu hướng lệch vào bờ, do đó

113

xuất hiện lưu tốc dòng chảy lớn và biến động mạnh. Bên cạnh đó với đặc trưng thủy

động lực của đoạn sông phân lạch là diễn biến lòng dẫn trên đoạn sông phân lạch có

xu thế phát triển mạnh trên mặt bằng, ít phát triển theo chiều sâu. Do đó xói lở bờ

chỉ xảy ra xói ngang, ít khi hình thành hố xói cục bộ.

Công trình bảo vệ bờ nhiệm vụ giữ ổn định cho bờ sông, bờ kênh, bờ hồ

hoặc các mái công trình khỏi tác dụng xâm thực của dòng chảy, sóng và nước

ngầm. Do vậy công trình bảo vệ bờ hầu hết được xây dựng nhằm mục đích giữ thế

sông hiện có tại những nơi không được thu hẹp lòng sông hoặc hỗ trợ hay phối hợp

với các công trình khác. Trong những năm gần đây khi ảnh hưởng của biến đổi khí

hậu ngày càng lớn, các công trình bảo vệ bờ có thể là loại thô sơ, bán kiên cố, kiên

cố hay công nghệ mới đều phải đảm bảo tốt nhiệm vụ thoát lũ và phòng chống xói

lở bờ.

Các giải pháp công trình bảo vệ bờ chống xói lở trên nền đất yếu hiện đang

được sử dụng rộng rãi tại khu vực đồng bằng sông Cửu Long và tại khu vực tỉnh

Long An bao gồm: tường kè BTCT, tường kè bằng hàng cừ dự ứng lực, tường kè

kết hợp lát mái…. Mỗi giải pháp có những ưu nhược điểm khác nhau. Tuy nhiên tại

các khu vực đông dân cư và có các yêu câu về giao thông thủy, về cảnh quan cũng

như yêu cầu về đảm bảo khả năng thoát lũ (không làm giảm diện tích mặt cắt ướt

của lòng sông), giải pháp tường cừ ván BTCT dự ứng lực như giải pháp 1 đã tính

toán và phân tích trong luận văn là một trong những giải pháp hữu hiệu. Ngoài việc

đảm bảo các yêu cầu như trên thì giải pháp tường cừ ván BTCT dự ứng lực có khả

năng ổn định về mặt chịu lực, chuyển vị và chống trượt cao. Trong trường hợp để

tăng khả năng ổn định của tường cừ có thể kết hợp với cừ tràm và tường neo giữ ổn

định như giải pháp lựa chọn của luận văn áp dụng cho bờ Kè Chợ Cá Phường 2, TP

Tân An.

2. KIẾN NGHỊ

Tác động của biến đổi khí hậu đang ngày càng ảnh hưởng xấu đến đồng bằng

sông Cửu Long. Hiện tượng xỏi lở bờ sông đang diễn ra mạnh và khó lường đặc

biệt tại các vị trí ngã ba sông, cù lao hoặc sông phân lạch. Do đó đối với các khu

114

vực như bờ Kè Chợ Cá Phường 2, TP Tân An bên cạnh việc đề xuất các giải pháp

bảo vệ bờ cần thiết phải có các nghiên cứu về chế độ thủy động lực. Việc nghiên

cứu thêm về chế độ thủy động lực có thể đề xuất được các giải pháp hạn chế biến

dạng do dòng chảy mặt hoặc lái dòng chảy mặt và dòng bùn cát đi theo những

hướng xác định theo mục đích chỉnh trị sông./.

115

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Châu Ngọc Ẩn (2002); Nền móng; NXB ĐHQG TP.HCM.

[2] Châu Ngọc Ẩn (2004); Cơ học đất; NXB ĐHQG TP.HCM.

[3] PGS. TS. Phan Trường Phiệt (2008). Áp lực đất và tường chắn đất.

Nhà xuất bản Xây dựng Hà Nội.

[4] PGS. TS. Phạm Văn Giáp, Nguyễn Hữu Đầu, Nguyễn Ngọc Huệ

(2008). Công trình bến cảng. Nhà xuất bản xây dựng Hà Nội.

[5] PGS. TS. Đỗ Văn Đệ (2010). Phần mềm Plaxis ứng dụng vào tính

toán các công trình Thủy công. Nhà xuất bản Hà Nội,

[6] PGS. TS. Võ Phán, Hoàng Thế Thao (2016). Phân tích và tính toán

móng cọc. Nhà xuất bản Đại học Quốc Gia TP. HCM. Hà Nội.

[7] Lê Bá Lương và các tác giả khác; Công trình trên đất yếu trong điều

kiện Việt Nam.

[8] Nguyen Truong Tien (2006); Soil Improvement Methods in Vietnam;

[9] Tuyển tập Tiêu chuẩn Xây dựng Việt Nam; Bộ Xây Dựng; 1997.

[10] Trần Văn Việt (2010). Cẩm nang dùng cho kỹ sư Địa kỹ thuật. Nhà

xuất bản xây dựng. Hà Nội.

[11] Vũ Minh Tuấn (2014). Thiết kế và thi công tường cừ. Nhà xuất bản

xây dựng. Hà Nội,

[12] QCVN 04-04:2012/BNNPTNT. Quy chuẩn kỹ thuật Quốc gia về

công trình thuỷ lợi.

[13] 22TCN 262-200. Quy trình khảo sát thiết kế nền đường ô tô đắp trên

đất yếu - tiêu chuẩn thiết kế.

[14] TCVN 2737 – 1995. Tải trọng và tác động – Tiêu chuẩn thiết kế.

[15] TCVN 4116 – 1995. Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép thủy công –

Tiêu chuẩn thiết kế.

[16] TCVN 5574 – 2012. Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép – Tiêu chuẩn

thiết kế.

116

[17] TCVN 4253 – 2012. Công trình thủy lợi – Nền các công trình thủy

công – Yêu cầu thiết kế.

[18] TCVN 9152 – 2012. Công trình thủy lợi – Quy trình thiết kế tường

chắn công trình thủy lợi.

[19] TCVN 10301 – 2014. Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế.

[20] Beton 6. Cọc ván bê tông dự ứng lực – Thông số kỹ thuật, trang 8.

[21] TS. Nguyễn Minh Tâm, KS. Hàn Thị Xuân Thảo. Ứng xử của cọc bê

tông cốt thép trong kết cấu kè bờ sông khu vực Quận 2, Thành phố

Hồ Chí Minh, Tạp chí KHCN Xây dựng – số 2/2014, trang 19 – 28.

[22] Nguyễn Bảo Việt, Cọc ván bê tông cốt thép dự ứng lực, khả năng ứng

dụng vào công trình kè trên nền đất yếu. Tạp chí KHCN Xây dựng –

số 1/2015, trang 44 – 51.

[23] Nguyễn Quang Hưng (2013). Đánh giá khả năng ổn định công trình

kè chống sạt lở bờ sông Ô Môn – Cần Thơ. Luận văn thạc sĩ. Đại học

Bách Khoa – ĐHQG TPHCM.