TỔNG QUAN CỌC CHỊU TẢI NGANG

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

1.1. Giới thiệu chung:

Những công trình ngăn với cột nước cao, chênh lệch cột nước lớn nên thiết kế đập trụ đỡ với quan điểm tải trọng ngang là bất lợi. Nguyên lý làm việc của đập trụ đỡ là chịu lực ngang bằng hệ cọc liên kết với bệ trụ. Hệ cọc dưới bệ làm việc theo sơ đồ nhóm cọc.

1.2. Mục đích:

Báo cáo đi sâu tổng quan các loại cọc, ưu nhược điểm, quan điểm và phương pháp phân tích cọc chịu tải ngang.

2. NỘI DUNG

2.1. Giới thiệu chung

 Trong những năm gần đây, với sự tiến bộ của khoa học công nghệ, việc ứng dụng cọc có khả năng chịu lực cao như cọc BTCT, cọc khoan nhồi đã trở nên phổ biến và đem lại nhiều thành công trong xây dựng cơ sở hạ tầng nước ta.

 Đối với ngành thuỷ lợi, việc ứng dụng cọc trong xây dựng công trình ngăn sông đã mở ra một thời kỳ mới. Trước đây,  xử lý nền móng gặp rất nhiều khó khăn do điều kiện kinh tế và công nghệ khoa học của nước ta trong lĩnh vực xây dựng công trình chưa được phát triển. Rất nhiều công trình thuỷ lợi xây dựng trước đây đều phải thi công nơi có địa chất nền tốt, đất nền tự nhiên phải đảm bảo điều kiện chịu lực do tải trọng bản thân công trình và các ngoại lực tác dụng lên. Vì lý do đó việc lựa chọn tuyến công trình theo điều kiện địa chất nền đã gây ra nhiều vấn đề khó khăn đặc biệt là các công trình thuỷ lợi chịu tác động của tải trọng ngang do áp lực nước, áp lực đất, gió, va tàu… rất lớn.

            Cọc BTCT được sử dụng khá phổ biến bởi những ưu điểm như áp dụng không phụ thuộc điều kiện môi trường nước ngầm, có thể chế tạo với chiều dài và tiết diện theo ý định, khả năng chịu lực cao. Tiết diện ngang cọc BTCT có thể là vuông, bát giác, đặc hoặc rỗng, tiết diện thường có đường kính khoảng 25cm đến 150cm BTCT.

Móng cọc đài thấp

Móng cọc đài cao

Cọc được sử dụng trong công trình thủy lợi không chỉ để chịu lực từ đài cọc truyền xuống mà còn trực tiếp chịu lực như trường hợp dưới tác dụng của động đất hay cọc làm tường chắn đất, kè... Đối với móng cọc đài thấp, khi tải trọng ngang quá lớn thì đất ngay sát đáy đài cọc không tiếp nhận hết tải trọng ngang, khi đó cọc trong móng cọc đài thấp cũng tham gia chịu tải trọng ngang.

            Khi tính toán thiết kế sử dụng cọc cho móng của những công trình có tải trọng ngang lớn ta có thể thiết kế cọc xiên để tăng khả năng chịu lực ngang. Lực ngang và momen tác dụng sẽ được cọc và đất tiếp nhận. Với cọc thẳng đứng, cọc tiếp nhận tải trọng bằng độ cứng chống uốn của tiết diện ngang cọc. Còn đất tiếp nhận tải trọng ngang bằng ứng suất pháp ở mặt chính diện và ứng suất tiếp ở hai mặt bên. Cọc BTCT được đóng xiên để làm móng cho kết cấu tường, trụ chắn đất chịu áp lực ngang của đất mang cống, đất sau mố cầu.

            Theo phương pháp thi công cọc có 2 loại chính:

*) Cọc đóng (Cọc chèn ép)

            Đây là loại cọc được chế tạo sẵn, được thi công bằng cách chỉ dùng lực xung kích hoặc có thể kết hợp thêm một số thiết bị như rung, xói thủy lực để đưa cọc sâu vào lòng đất  gọi là cọc chèn ép,  là do cọc trong quá trình hạ vào trong đất sẽ ép đất ra xung quanh. Cọc đóng có các loại sau:

            - Cọc BTCT thường đúc sẵn:

            Loại này thông dụng có mặt cắt từ 25x25cm đến 60x 60cm. Hiện nay cọc loại này phổ biến trong xây dựng dân dụng, cầu, công trình thủy lợi nhỏ. Do chiều dài hạn chế nên để đảm bảo khả năng chịu lực các cọc này thường là cọc tổ hợp (cọc nối) nên khả năng thi công cọc thiếu chính xác. Để hạn chế mối nối thì cần cọc dài hơn với tiết diện lớn hơn nhưng cũng đồng nghĩa với thiết bị thi công công kềnh do cọc nặng hơn rất nhiều lần.

            - Cọc BTCT nhẹ:

             Do cọc BTCT thường có trọng lượng bản thân lớn lượng cốt thép nhiều vì vậy hiện nay đã chế tạo các loại cọc BTCT nhẹ hơn như cọc li tâm, cọc bê tông cốt thép dự ứng lực. Cọc BTCT thường là đúc sẵn hoặc có thể đổ trong ống thép có đường kính từ 25cm đến 60cm được đóng trực tiếp bằng búa. Các ống thép này có đầu mũi bằng hoặc là nhọn.

- Phân tích:   

            Tải trọng ngang thường gặp trong công trình thuỷ lợi là tải trọng do áp lực nước, tải trọng do đất, tải trọng gió, tải trọng tăng giảm tốc độ xe cộ qua lại trên công trình, động đất… Ở công trình ngăn sông lớn, ngoài các vấn đề đó thì cột nước thi công cũng rất sâu thường lớn hơn 10m nên triển khai thi công là một vấn đề phức tạp. Việc lựa chọn loại cọc cho nền móng công trình là hết sức quan trọng, phải phân tích kỹ lượng cho từng trường hợp cụ thể. Phần này chúng tôi chỉ phân tích ở góc độ tổng quan nhất:

            Với loại cọc đóng tiết diện nhỏ không phù hơp khi ngăn sông sâu, chênh lệch cột nước lớn. Khi đóng cọc bằng hệ nổi và phải sử dụng thêm cọc nối (chồi âm) trong điều kiện mực nước thi công lớn thường rất khó để thi công chính xác, khi chiều sâu hạ cọc lớn thì phải nối nhiều đoạn cọc với nhau phức tạp và không hoàn toàn đảm bảo một cách chính xác về khả năng chịu tải của cọc, thêm vào đó thi công cọc đóng thường mất nhiều thời gian do số lượng cọc lớn. Nếu bố trí loại cọc này thì mặt bằng đáy bệ quá lớn, giả thiết cột nước 15m, khẩu độ nhịp trụ 40m chênh lệch 3m, nếu ứng dụng nguyên lý chịu lực trụ đỡ thì mỗi trụ chịu một lực tính toán khoảng 2000 tấn. Với khả năng chịu lực mỗi cọc 40x40cm khoảng 6 tấn thì cần tới hơn 320 cọc 40x40cm chiếm còn nếu dùng loại tiết diện 60 x60cm thì cần tới 200 cọc là quá lớn. Do vậy cọc đóng nên lựa chọn loại lớn và không nên sử dụng trong các kết cấu chịu lực chính của công trình mà có thể sử dụng đóng xiên để tăng khả năng chịu tải trọng ngang hoặc đóng gia cố lòng dẫn hoặc lòng âu thuyền.
      Trong trường hợp mực nước thi công không quá 10m thì có thể dùng cọc BTCT thường với tiết diện 40 x 40cm hoặc 45 x 45cm gồm nhiều đoạn nối với nhau mỗi đoạn 10 – 15m. Khi mực nước lớn hơn 10m, chiều dài các đoạn cọc cần phải dài hơn do vậy nếu sử dụng cọc đóng thì nên dùng cọc ống ly tâm đường kính từ 55 – 60cm. Hiện nay cũng có thể sử dụng cọc BTCT dự ứng lực có tiết diện 50 x50cm hoặc lớn hơn.

*) Cọc khoan nhồi (cọc thay thế): 

-         Cọc ống: 

            Cọc ống cũng là một dạng cọc sử dụng khá phổ biến cho kết cấu móng cọc công trình. Cọc ống có thể được khoan mở đáy hoặc không mở đáy. Khi cọc mở đáy, cần phải sử dụng nước áp lực cao để làm sạch đất trong thân cọc. Trong trường hợp không mở đáy, cọc ống được bịt đầy bằng một tấm thép. Phần lớn cọc ống sau khi đóng hạ vào trong đất sẽ được nhồi bằng bê tông, trong một số trường hợp, để tiết kiệm giá thành, cọc ống sẽ được để rỗng bên trong và trong trường hợp này việc sử dụng phụ gia hoặc các biện pháp bảo vệ ăn mòn cọc cần được để ý tới.

            Đối với loại cọc ống còn có một số loại có mũi cọc dạng cánh có thể mở ra sau khi hạ để tăng khả năng chịu lực của cọc. Trong suốt quá trình hạ cọc, mũi cọc như hình thoi để dễ dàng xuyên qua các lớp đất nhưng khi đến độ sâu thiết kế, cọc được nhấc lên một chút để mở cánh sau đó được đóng xuống làm cho cánh đi ra xung quanh tạo thành đế.

            Đây là loại cọc nhẹ, có khả năng chịu lực cao, có thể xiên trong đất nên khả năng bố trí để đảm bảo chịu tải trọng ngang là rất tốt.

            - Cọc khoan tạo lỗ như cọc khoan nhồi.

            Đây là dạng cọc bê tông cốt thép được thi công tại chỗ trong lỗ khoan. Lỗ khoan được máy khoan trên nền công trình thường có đường kính từ 30cm đến 320cm và có chiều sâu từ 3 đến 120m. Đất trong lỗ khoan được đưa lên trên tạo thành một lỗ rỗng trong đất. Thành lỗ khoan thường được bảo vệ bởi dung dịch bentonit. Cọc khoan nhồi có khả năng chịu lực tốt và đặc biệt có lợi khi thi công các công trình trong khu vực có cơ sở hạ tầng khác vì không gây chấn động như loại cọc đóng.

            Trong nhiều trường hợp, móng cọc khoan nhồi cũng được mở rộng mũi để tăng khả năng chịu lực. Việc mở rộng mũi cọc trong móng cọc khoan nhồi được thực hiện bằng nhiều phương pháp như xói thuỷ lực, khoan phá thành đáy hoặc nổi mìn…

Với cọc khoan nhồi:

            Đây là lựa chọn hợp lý cho công trình ngăn sông lớn. Cọc khoan nhồi đường kính 1.5 - 2m khá phù hợp và thông dụng với điều kiện thi công của nước ta hiện nay. Tuy nhiên, cọc khoan nhồi đường kính lớn có đặc điểm là do khó thi công xiên, cọc được đặt trên nền đất cứng hoặc đá gốc do vậy khả năng chịu tải theo 2 phương đứng và ngang không được tận dụng tối đa. Để đảm bảo khả năng chịu tải trọng ngang của công trình thì khả năng chịu tải trọng đứng thừa rất nhiều. Khi thiết kế cần chú ý vấn đề này để lựa chọn và tính toán bố trí kết cấu cho hợp lý. Có thể kết hợp giữa cọc khoan nhồi và cọc đóng dường kính lớn trong móng bệ.

Các quan điểm và phương pháp phân tích cọc chịu tải ngang từ trước tới nay, khả năng áp dụng của mỗi phương pháp.

2.2. PHÂN TÍCH CỌC CHỊU TẢI NGANG

2.2.1. Tính toán nội lực trên cọc và chuyển vị đầu cọc.

             Dưới đây sẽ trình bày phương pháp tính toán cọc đơn chịu tải trọng ngang trên cơ sở lý thuyết được đề xuất trong chương 2.

+ Tính toán phân bố tải trọng lên đầu cọc.;

Sơ đồ bài toán

Tải trọng ngang tác dụng lên từng cọc trong nhóm gồm các cọc thẳng đứng và có cùng tiết diện ngang, được phân bố đều lên các cọc trong nhóm.      
Dưới tác dụng của tải trọng cọc sẽ bị biến dạng do sự tương tác giữa cọc và đất, sự tương tác này được mô hình hoá thông qua môđun phản lực nền và lực ma sát dọc thân cọc. Các mô đun phản lực nền hai bên thân cọc được tính theo phương ngang, riêng tại mũi cọc có thêm phản lực nền theo phương đứng.

            Về mặt mô hình vật lý, đất nền được thay bằng các lò xo dọc theo thân cọc và mũi cọc, độ cứng lò xo theo phương ngang được xác định từ hệ số phản lực nền.

            K_n = k_s . B. l                                    (1)  

Độ cứng lò xo theo phương đứng đầu mũi cọc ước lượng theo mô đun phản lực nền.

            K_d = k_s . A_p                              (2)   
Trong đó:

            k_s -  mô đun phản lực nền (kN/m3)

            B – bề rộng cọc            
            l – khoảng cách giữa các lò xo.

            A_p – diện tích mặt cắt cọc;

            Độ cứng lò xo theo phương đứng dọc thân cọc theo phương đứng được ước lượng thông qua lực ma sát bên của đất dọc thân cọc.

            Kf_i = u. f_i . l_i /D_z                                                                                             (3)  
 Trong đó:

            f_i – ma sát bên của lớp đất thứ i ở mặt bên thân cọc, tra theo bảng A-2 TCXDVN 205:1998 , đơn vị T/m2;

            u – chu vi cọc;

            D_z - chuyển vị trượt dọc thân cọc, D_z = 1cm.

            Với móng cọc đài thấp, cọc xem như bị ngàm cứng vào đài cọc, đầu cọc xem như bị khống chế chuyển vị xoay theo các trục. Các giá trị kết quả tính toán cần xét đến ảnh hưởng của nhóm cọc thông qua hệ số nhóm.

+ Xác định mô đun phản lực ngang của nền.

Dùng phương pháp xấp xỉ phản lực nền, trong đó mô đun phản lực nền đặc trưng cho phản lực và chuyển vị của đất quanh cọc k_h. được xác định theo công thức:

                      Kh=p/y                                                                               (4)  

Trong đó:

            P là phản lực của đất nền lên đơn vị chiều dài của cọc dọc theo chiều dài cọc.

            y là chuyển vị tương ứng tại điểm đó.

Theo Bowles (1997) đã xác định được sức kháng của cọc

        

 Sức kháng trước và sức kháng bên của cọc chịu lực  ngang

 Quan hệ giữa phản lực và chuyển vị của đất xung quanh cọc

      Trong trường hợp phản lực của đất nhỏ hơn một nửa của phản lực cực hạn của đất, quan hệ p-y có thể hiển thị đầy đủ bằng mô đun cát tuyến. Độ dốc của đường thẳng là hệ số phản lực ngang của nền lên cọc kh, với trường hợp phản lực của đất đang xét giá trị mô đun sẽ là hàm số của biến dạng.

*) Xác định mô đun phản lực ngang nền

a. Theo Terzaghi (1955)

Kiến nghị k_h tỷ lệ thuận với độ sâu z, biểu diễn k_h trong trường hợp này:

            k_h=n_h.z                                                                                                                 (5)   
Trong đó:

n_h là hằng số phản lực nền theo phương ngang (thứ nguyên: lực/chiều dài mũ 3).

Prakash (1962)đã chứng minh sự thay đổi kh theo độ sâu là có thực, Davisson (1960) và Peck và Davisson (1962) cũng khẳng định rằng giả thiết này đúng với đất sét chịu tải bình thường và đất bồi lắng chịu tải thông thường.

b. Theo tiêu chuẩn xây dựng TCXDVN 205-1998, giá trị mô đun phản lực ngang của nền k_h, còn gọi là hệ số nền Cz, được xác định theo công thức:

            Cz= K.z

Trong đó:

K- hệ số tỷ lệ, nếu không có số liệu tra theo bảng G1 (phụ lục G, TCXDVN 285-1998)

Z: Độ sâu của vị trí tiết diện cọc, kể từ mặt đất đối với cọc đài cao, hoặc kể từ đáy đài với cọc đài thấp.

 c. Theo Bowles (1997)

Mô đun phản lực ngang hay hệ số nền được xác định theo công thức:

K_s= s₁. A_s + s₂ B_s Zⁿ                                                                                       (6)

 Trong đó :                                                                            

            Với cọc tiết diện vuông:      s₁=s₂=1.0                                                                  

            Với cọc tiết diện tròn:         s₁=1.3 đến 1.7                                                                                                                       s₂= 2.0 đến 4.4                                                         

Các thông số As và Bs xác định theo công thức sức chịu tải nền Terzaghi (1948), ứng với chuyển vị đất nền tương ứng D=1in= 2.5cm, đơn vị cho các công thức này đều ở hệ SI.

A_s= C (c N_c.s_c +0.5 g B.N_g s_g )                                                                    

            B_s=C (g Nq sq)                                                                     

            Số mũ n xác định từ đường cong hiệu chỉnh thí nghiệm hiện trường theo thí nghiệm cọc chịu tải ngang (nếu có)   

            C - Giá trị C = 40                                         

            Z - độ sâu tính toán.

Bảng 1: Modun đàn hồi theo chiều ngang ks theo công thức Bowles

Loại đất	ks (MPa)
Sỏi hạt cát chặt	220-400
Cát hạt thô chặt vừa	157-300
Cát hạt vừa	110-280
Cát hạt mịn, cát phù sa mịn	80-200
Sét cứng (ướt)	60-220
Sét cứng (bão hoà nước)	30-110
Sét cứng vừa (ướt)	39-140
Sét cứng vừa (bão hoà nước)	10-80
Sét mềm	2-40

        Theo khuyến cáo của Joseph E.bowles thì giá trị C lấy bằng 40 là nhỏ hơn chuyển vị có thật thường xẩy ra trong thực tế. Ks tính theo công thức trên không xét đến hệ số  an toàn.

 c. Theo Reese và Matlock (1956)

Hai tác giả này thiết lập các quan hệ phản lực và chuyển vị p-y theo các công thức bán kính nghiệm ứng với các loại đất nền khác nhau: sét bão hòa nước, sét cứng, cát kém chặt, cát chặt…

Từ các giả thiết cơ bản, các tác giả đưa ra công thức xác định hệ số nền khác nhau. Mô đun phản lực nền chủ yếu là trị số kinh nghiệm trong tự nhiên và phụ thuộc một số thông số như; chuyển vị, độ sâu, đường kính cọc, loại gia tải, tốc độ chất tải, số tải trọng, liên kết đầu cọc.

Phương pháp phân tích cọc chịu tải ngang dựa trên các giả thiết cơ bản như trên, cụ thể giải phương trình vi phân đạo hàm riêng, biến là chuyển vị cọc, hiện nay thường sử dụng hai phương pháp sai phân hữu hạn và phần tử hữu hạn. Qua phân tích so sánh trong quá trình nghiên cứu, tư vấn thiết kế, tác giả báo cáo kiến nghị phương pháp xấp xỉ phản lực nền p-y theo Reese và Matlock (1956) dùng để phân tích cọc chịu tải ngang.

+ Xác định mô đun phản lực đứng

            Theo sơ đồ hình 10, mô đun phản lực nền được xác định:

Xác định modun phản lực nền.

Mô hình phi tuyến:

ks=q/d                                                                                                                  (7)  

Mô hình tuyến tính:

           Ks=q/Xmax                                                                                                         (8)  

Để xác định k_s phải thông qua thí nghiệm bàn nén hiện trường bằng tấm nén p

i. Theo Bowles:

           Ks=Qult/Dh                                                                                                           (9)  

Trong đó:      

q_ult: là sức chịu tải cực hạn, xác định theo công thức của Terzaghi

            q_ult= (c.N_c.S_c +0.5. g.Z_c.N_g .Sg + g.N_q.S_q)                                                       (10)   
Với thí nghiệm DH = 1 inch = 0.0254m – chuyển vị tính toán

            qa=Qult/FS                                                                                                             (11)  

            S_F  - hệ số an toàn S_F = 2

            Khi đó mô đun phản lực đứng      k_s = C. S_F. q_a                                            (12)             
           C – Giá trị C = 40;

           c - Lực dính của lớp đất đầu mũi cọc, (kN/m2); 

            g- dung trọng tự nhiên của đất ở mũi cọc, kN/m3;

            Z_c – Chiều sâu tại vị trí đặt mũi cọc (m);

            S_c=S_g=S_q = 1 - Hệ số, không đơn vị

            N_c; N_q; N_g - thông số sức chịu tải tra từ góc ma sát của đất.

 ii. Theo Reese và Matlock (1956)

            Tương tự như phản lực nền hướng ngang, phản lực nền đứng và chuyển vị dọc trục, thiết lập thành các quan hệ (đường cong) t-z, từ đường cong này lập trình trên máy tính điện tử để giải phương trình vi phân bậc đạo hàm riêng dùng phương pháp sai phân hữu hạn và phần tử hữu hạn.

2.2.2. Ảnh  hưởng của nhóm cọc.

Trong thực tế thiết kế công trình chịu tải trọng ngang lớn, cọc thường được sử dụng ở dạng hệ cọc (nhóm cọc), rất hiếm khi sử dụng riêng rẽ các cọc đơn chịu lực. 

            Khi xác định sức chịu tải của mỗi cọc trong móng đều xem cọc làm việc như một cọc đơn mà không xét đến sự ảnh hưởng của nhóm cọc. Điều này nhiều khi dẫn đến sai số lớn. Đối với móng cọc chống thì sai số đó không nhiều nhưng đối với cọc ma sát thì sai số đó khá lớn. Sự khác nhau giữa cọc đơn và nhóm cọc cùng làm việc là:

            + Sức chịu tải của giới hạn của cọc đơn bé hơn sức chịu tải giới hạn của cọc nằm trong nhóm cọc (có cùng kích thước và điều kiện địa chất)

            + Khi cùng trị số tải trọng tác dụng lên cọc đơn và cọc trong nhóm cọc thì độ lún của nhóm cọc sẽ lớn hơn độ lún của cọc đơn.

a) Đối với cọc đơn               b) Đối với nhóm cọc

Các đường đồng ứng suất.

+ Hiệu ứng nhóm của móng cọc chịu tải ngang

Đối với móng cọc chịu tải ngang khi khoảng cách giữa các cọc gần nhau, tải trọng ngang cọc sẽ tạo các vùng ứng suất trùng chập xung quanh các cọc. Cường độ đất xung quanh cọc giảm, dẫn đến nội lực (mômen, lực cắt), chuyển vị cọc tăng.

Như vậy cường độ đất trong quan hệ phản lực và chuyển vị p-y giảm. Từ đó các tác giả Mokwa, R. L. và Duncan, J. M. (2001) đã đề xuất hệ số giảm cường độ f_m tới khoảng cách giữa các cọc, hệ số này luôn nhỏ hơn hoặc bằng 1, bằng cách nhân hệ số này với cường độ đất sẽ xác định cường độ thực tế cọc trong móng.

Từ các kết quả thí nghiệm hiện trường Mokwa, R. L. và Duncan, J. M. (2001), lập quan hệ giữa khoảng cách cọc với hệ số giảm cường độ  f_m như hình 9

Hình 9: Biểu đồ xác định hệ số hiệu ứng nhóm cọc

Theo hình 9 , các cọc dẫn hướng tại hàng phía trước móng cọc theo phương chịu lực sẽ chịu hầu hết tải trọng, các hàng tiếp theo 1,2 và  3 có cùng hệ số fm, với các hàng cọc sau hàng 3 thì lấy như hàng 3. Giá trị hệ số f_m sẽ giảm khi khoảng cách giữa các cọc giảm, thể hiện ảnh hưởng của đất xung quanh coc lớn, cường độ đất giảm. Với khoảng cách giữa các cọc lớn hơn 6.D( D : đường kính cọc) thì f_m=1, nghĩa là hiệu ứng nhóm cọc bỏ qua.

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT ÁP DỤNG CHO CHƯƠNG TRÌNH CỦNG CỐ, 

BẢO VỆ VÀ NÂNG CẤP ĐÊ BIỂN

- Tiêu chuẩn để áp dụng trong việc lập, thẩm định, phê duyệt các dự án thuộc Chương trình củng cố, bảo vệ và nâng cấp đê biển. - Thay thế 14TCN 130-2002 : Tiêu chuẩn thiết kế đê biển, được công bố bởi Quyết định số 57/QĐ-BNN-KHCN ngày 08/01/2010

- Xem Quyết định 1613/QĐ-BNN-KHCN, ngày 09 tháng 07 năm 2012, về việc Ban hành Tiêu chuẩn kỹ thuật áp dụng cho Chương trình củng cố, bảo vệ và nâng cấp đê biển download tại đây
- Nội dung Tiêu chuẩn kỹ thuật áp dụng cho Chương trình củng cố, bảo vệ và nâng cấp đê biểndownload tại đây
- Phụ lục: Bảng ký hiệu sử dụng hướng dẫn (tham khảo) download tại đây
- Phụ lục A: Đường tần suất mực nước biển tổng hợp ven bờ từ Quảng Ninh đến Kiên Giang download tại đây
- Phụ lục B: Tính toán sóng và bảng tra sóng phục vụ thiết kế đê biển download tại đây
- Phụ lục C: Tính toán sóng leo/sóng tràn thiết kế download tại đây
- Phụ lục D: Tính toán áp lực sóng download tại đây
- Phụ lục E: Chỉ dẫn thiết kế trồng rừng phòng hộ ven biển download tại đây
- Phụ lục F: Tính toán sơ bộ kết cấu đập mỏ hàn, đập giảm sóng download tại đây
- Phụ lục G: Hướng dẫn tính toán xói lở cồn cát download tại đây
- Phụ lục H: Hướng dẫn sử dụng chương trình SWAN-One download tại đây

Phương pháp đồ giải tính tường cừ

Graphical Methods 

Graphical methods can sometimes be advantageously used to design sheet pile retaining walls especially for cases of complex or irregular loading. The lateral pressure distribution is first determined by the methods previously outlined. The maximum bending moment and the anchor pull are then determined by application of

the graphical methods. The wall and the corresponding pressure diagram is divided into a number of equal panels or sections as shown in Figure 32. The resultant earth pressure on each panel is replaced by an equivalent concentrated force acting through the center of the section and drawn to a convenient scale. The method for the design of anchored and cantilevered walls differs slightly and will be discussed separately below.

Cantilevered Wall (Tường tự do- Không neo)

Once the wall has been divided and the equivalent forces determined, a vector diagram or string polygon is constructed (Figure 32) as follows. On a horizontal base line, commencing at the right, the successive force vectors for each panel from the point of zero pressure to the bottom of the wall are laid off end to end i.e., the passive equivalent forces. The theoretical depth of the sheet piling is unknown; therefore, arbitrary depth must be chosen. A pole 0 is then selected at a distance from the base line equal to 

Selected scale of the moments / (scale of the equivalent forces * scale of lengths )

The moment scale is selected so as to give a convenient size of drawing. The successive equivalent active force vectors above the point of zero pressure are laid off end to end on a horizontal line originating at the pole 0 and extending to the right. From pole 0 lines are drawn to the ends of all the passive load vectors and from the right hand edge of the passive load line to the ends of all the active load vectors. This procedure is relatively simple and is illustrated in Figure 32.

The moment diagram is then drawn as follows. Starting at the top of the piling at point 0', the line 0'-1' in the moment diagram is drawn parallel to line A-l of the vector diagram, intersecting the first or top load line of action at point 1'; from point 1' line 1'-2' is then drawn parallel to line A-2 of the vector diagram intersecting the second load line of action at 2'. The process is continued through all sections including both active

and passive lines.

Anchored Walls  (Tường có neo)

The vector diagram or string polygon may also be used to design anchored walls by use of the simplified equivalent beam method. The vector diagram is drawn as shown in Figure 33. On a horizontal line commencing at the right, the successive loads for the sections from the bottom to the top of the equivalent beam are laid off end to end. The pole distance is selected as for cantilevered walls. The moment diagram is constructed exactly as in the cantilevered case starting at the bottom of the equivalent beam. 

The line drawn for the top section of the moment diagram is projected back to intersect the line of action of the anchor pull at A'. From A' a straight line is then drawn to the starting point 0'. This straight line is the base line of the moment diagram and its inclination depends on the position of 0 in the vector diagram. The line A-O in the vector diagram is drawn through 0 parallel to A'-0' and gives the magnitude of the anchor tension and the equivalent reaction at the point of zero pressure. The maximum bending moment is found by scaling the maximum horizontal distance from A'-0' to the curve in the moment diagram. The total depth of penetration is obtained from the equation:

To provide a margin of safety, D is usually increased by about 20 per cent.

(Source: Steel sheet piling Design Manual )

Giải pháp quản lý nâng cao chất lượng hồ sơ thiết kế bản vẽ thi công dự án: Cải tạo, nâng cấp kênh tiêu T12 và đoạn cuối kênh tiêu T1, huyện Đan Phượng – thành phố Hà Nội

Chi tiết xem trên website: http://123doc.org

Phân tích kháng chấn đập BTTL theo phương pháp phổ phản ứng trong phần mềm ANSYS

Sau khi xây dựng xong mô hình phần tử hữu hạn ba chiều đập bê tông trọng lực và tiến hành phân tích tĩnh lực như bình thường, Bà con có thể làm theo các bước dưới đây để hoàn thành phân tích kháng chấn theo phương pháp phổ phản ứng. Phân tích kháng chấn đập bê tông trọng lực theo phương pháp lịch sử thời gian sẽ giới thiệu trong thời gian tới đây. 

…..
!Luu mo hinh pthh dap bttl
save,dam_model,db
finish
!Doc file so lieu dam_model
/prep7
resume,dam_model,db
keyopt,2,5,2   !Xuat ung suat diem nut phan tu SOLID65
!Tien hanh phan tich pho phan ung
/solu
!Gan dieu kien bien
csys,0
dsys,0
nsel,s,loc,x,(2+0.9*0.75)*h       !Lua chon diem nut bien nen thuong ha luu dap
nsel,a,loc,x,-1.5*h
nplot
d,all,ux    !Gan rang buoc chuyen vi theo phuong x
allsel

nsel,s,loc,z,h       !Lua chon diem nut bien nen hai vai 
nsel,a,loc,z,-(1+1.5)*h
nplot
d,all,uz   !Gan rang buoc chuyen vi theo phuong z
allsel

nsel,s,loc,y,-2*h       !Lua chon diem nut bien day nen
nplot
d,all,uy      !Gan rang buoc chuyen vi theo phuong y
allsel
gplot

!Phan tich modal
antype,modal
modopt,subsp,10      !Dinh nghia 10 buoc dao dong
solve
save,dam_dynamic_rst11,db
finish

!Phan tich pho
/solu
antype,spectr
spopt,sprs,10,yes
svtyp,2
sed,1,1,
!Nhap gia tri tan so dao dong rieng, co the lay tu SET,LIST
freq,0.3444,0.3502,0.3546,0.3739,0.4175,0.4613,0.5114,0.5121,0.5811,0.5837
!Nhap gia tri pho, tinh toan theo cong thuc QP ung voi tung chu ky dao dong rieng
sv,1.226,1.2079,1.1945,1.1389,1.0312,0.9427,0.859,0.858,0.7657,0.7627
solve
save,dam_dynamic_rst2,db
finish

!Mo rong Modal
/solu
antype,modal
expass,on
mxpand,10,,,yes,0.005
solve
save,dam_dynamic_rst3,db
finish

!To hop Modal
/solu
antype,spectr
srss,0.15,disp
solve
save,dam_dynamic_rst4,db
finish

!Xem ket qua
/post1
/input,,mcom
esel,s,type,,2
eplot
SET,FIRST
PLNSOL,U,SUM,1,1       !Xem ket qua chuyen vi o buoc dao dong dau tien
set,next
PLNSOL,U,SUM,1,1       !Xem ket qua chuyen vi o buoc dao dong tiep theo
set,next
PLNSOL,U,SUM,1,1

SET,FIRST
PLNSOL,S,1,0,1              !Xem ket qua ung suat o buoc dao dong dau tien
PLNSOL,EPTO,1,0,1
SET,next
PLNSOL,S,1,0,1
PLNSOL,EPTO,1,0,1
finish

/post26
csys,0
nsel,s,loc,y,h
nsel,r,loc,z,-0.75*h
nsel,r,loc,x,0
nplot
NSOL,2,1466,U,X,nux        !Chuyen vi diem nut 1466 theo phuong X
NSOL,3,1466,U,Y,nuy
NSOL,4,1466,U,Z,nuz
XVAR,1 
PLVAR,2,3,4                          !Ve do thi

ESOL,2,1,19,S,1,s1_19       !Ung suat chinh thu nhat diem nut so 19 phan tu 1
ESOL,6,33,20,S,1,s1_20   
ESOL,7,761,9,S,1,s1_9  
ESOL,8,746,7,S,1,s1_7  
/axlab,x,time
/axlab,y,stress1[pa]
XVAR,1 
PLVAR,5,6,7,8                    !Ve do thi

(Nguồn: http://hungkcct.files.wordpress.com/)

Đầu tư thủy lợi, tạo động lực mới cho ĐBSCL

Chủ nhật, 17/09/2014

Quy hoạch và đầu tư hệ thống thủy lợi phục vụ sản xuất là nhiệm vụ quan trọng, khâu đột phát cho sản xuất nông nghiệp vùng Đồng bằng sông Cửu Long (ĐBSCL) phát triển bền vững. Đến nay, nhiều công trình thủy lợi lớn tại vùng đã phát huy hiệu quả, tuy nhiên vốn đầu tư, bất cập trong quy hoạch, cơ chế chính sách… còn nhiều việc phải bàn để thủy lợi thật sự là 1 trong 3 khâu đột phá của ĐBSCL. Nâng chất dự án thủy lợi... Thời gian qua, TP Cần Thơ luôn quan tâm phát triển hệ thống thủy lợi phục vụ sản xuất lúa 3 vụ trong năm.  Trong ảnh: Thi công gia cố đê bao bảo vệ lúa vụ 3 ở huyện Vĩnh Thạnh, TP Cần Thơ.   Theo báo cáo đánh giá của Bộ Nông nghiệp và Phát triển nông thôn (NN&PTNT), những năm gần đây, hệ thống thủy lợi cho vùng ĐBSCL được quan tâm đầu tư từ nhiều nguồn như: vốn ODA, trái phiếu chính phủ, vốn ngân sách nhà nước và nguồn vốn đóng góp của người dân… Trong đó, nhiều công trình, dự án qui mô lớn đã hoàn thành và đưa vào sử dụng, góp phần thúc đẩy sản xuất nông nghiệp của vùng... Trong giai đoạn 2006-2012, tổng vốn đầu tư cho thủy lợi vùng ĐBSCL là 14.870 tỉ đồng. Trong đó, vốn do Bộ NN&PTNT quản lý 4.970 tỉ đồng và còn lại là vốn do các địa phương quản lý. Tính bình quân mỗi năm có gần 2.200 tỉ đồng đầu tư cho thủy lợi ĐBSCL. Trong gian đoạn này, Bộ NN&PTNT đã triển khai thực hiện nhiều dự án qui mô lớn do Bộ quản lý đầu tư. Đó là các dự án sử dụng nguồn vốn ODA gồm: các dự án WB2, WB4, WB6, dự án quản lý rủi ro lũ và hạn tiểu vùng Mekong mở rộng, dự án hỗ trợ thủy lợi WRAP Việt Nam… có vốn đầu tư từ vài chục đến trên trăm triệu USD mỗi dự án. Các dự án vốn trái phiếu chính phủ, Bộ NN&PTNT quản lý 12 công trình lớn, liên tỉnh; các công trình này được lựa chọn để giải quyết những vấn đề cấp bách nhất về thủy lợi tại các địa phương ở ĐBSCL. 7 công trình hoàn thành gồm: kênh T3-Ba Hòn, kênh Hà Giang (tỉnh Kiên Giang), kênh 79, kênh Sở Hạ-Cái Cỏ (tỉnh Long An), kênh Tân Thành-Lò Gạch (Đồng Tháp - Long An), kênh Phước Xuyên-Hai Tám (Đồng Tháp - Long An), kênh Trà Sư-Tri Tôn (An Giang)… Các dự án vốn ngân sách nhà nước đã hoàn thành 13 công trình gồm: kênh bảy xã giai đoạn 1 (An Giang), Cái Tre, Bình Giang 1, Bình Giang 2, Ba Hòn-T3 (Kiên Giang), Bảo Định (Tiền Giang), hoàn thiện bờ bao Mỹ Thanh-Phú Hữu (Sóc Trăng)… Các dự án thủy lợi phục vụ nuôi trồng thủy sản, Bộ NN&PTNT đã phê duyệt dự án đầu tư 7 dự án với tổng vốn gần 1.300 tỉ đồng... Bên cạnh đó, các địa phương ĐBSCL cũng quản lý đầu tư nhiều dự án thủy lợi lớn nhỏ. Trong đó, đối với các dự án vốn trái phiếu chính phủ, giai đoạn 2006-2012 các địa phương quản lý nguồn vốn 4.938 tỉ đồng, đến cuối năm 2012 cũng đã hoàn thành 16 công trình. Bao gồm: đê bao Thạnh Hóa, kênh Cả Gừa và 3 kênh cấp 1 Bình Thành (Long An), kè Gành Hào giai đoạn 1 và hệ thống thủy lợi phục vụ nuôi trồng thủy sản Cái Cùng-Huyện Kệ (Bạc Liêu), dự án thủy lợi tiểu vùng 1, vùng 6 xã thuộc huyện Mỹ Xuyên (Sóc Trăng), kè kênh Xáng Xà No giai đoạn 1 (Hậu Giang), hồ Soài Xo và hồ Ô Túc vùng Bảy Núi (An Giang), đê bao Cao Lãnh và kênh Đường Thét-Cần Lố (Đồng Tháp), nạo vét kênh Đứng (Cần Thơ)... Các dự án vốn ngân sách nhà nước, giai đoạn 2006-2012 các địa phương quản lý nguồn vốn hơn 4.350 tỉ đồng, bao gồm ngân sách địa phương và hỗ trợ từ ngân sách trung ương, vốn đóng góp của người dân... Nhờ đẩy mạnh đầu tư phát triển thủy lợi, đến nay toàn vùng ĐBSCL có được 5 hồ chứa, 1.221 trạm bơm quy mô vừa đến lớn, hàng nghìn trạm bơm qui mô nhỏ, 2.447 cống; hệ thống kênh trên 80.000 km (gồm kênh trục, cấp 1, cấp 2 và cấp 3); về kiểm soát lũ, có khoảng 25.900 km bờ bao chống lũ bảo vệ lúa hè thu, 460 km đê biển, 1.600 km đê sông và hơn 200 km đê bao giữ nước chống cháy. Các công trình thủy lợi có tổng diện tích tưới thiết kế cả năm là 3.773.180 ha, thực tế tưới được 3.126.350 ha, đạt trên 80% công suất thiết kế, góp phần phục vụ sản xuất nông nghiệp… Tuy nhiên, theo phản ánh của các địa phương, các dự án thủy lợi lớn đã phát huy hiệu quả, nhưng các công trình phụ đầu tư chưa đồng bộ, chồng chéo trong cơ chế quản lý nhà nước, việc huy động vốn xã hội đầu tư cho thủy lợi còn nhiều hạn chế. Để các công trình, dự án thủy lợi phát huy hiệu quả đồng bộ cần hạn chế đầu tư dàn trải, tập trung hoàn thành các tuyến thủy lợi chính, thủy lợi nội đồng đảm bảo sản xuất nông nghiệp và ứng phó với nguy cơ biến đổi khí hậu. Hạn chế đầu tư dàn trải… Mới đây, Bộ NN&PTNT phối hợp với Ban Chỉ đạo Tây Nam Bộ và UBND TP Cần Thơ tổ chức Hội nghị phát triển thủy lợi khu vực ĐBSCL. Các đại biểu tham dự đã tập trung đánh giá lại hiệu quả của hệ thống thủy lợi ở ĐBSCL, đồng thời làm rõ tác động quy hoạch thủy lợi với môi trường, vấn đề tranh chấp môi trường mặn – ngọt trong nuôi tôm, trồng lúa; tình hình sạt lở bờ sông, đê biển và việc quản lý khai thác công trình thủy lợi… thời gian qua. Đồng thời, Bộ NN&PTNT còn triển khai Quyết định số 1397/QĐ-TTg của Thủ tướng Chính phủ về phê duyệt Quy hoạch thủy lợi ĐBSCL giai đoạn 2012-2020 và định hướng đến năm 2050 trong điều kiện biến đổi khí hậu, nước biển dâng. Theo quyết định trên, kinh phí dự kiến thực hiện quy hoạch thủy lợi ĐBSCL vào khoảng 171.700 tỉ đồng. Trong đó, kinh phí xây dựng đê biển khoảng 6.370 tỉ đồng; kinh phí xây dựng, củng cố đê sông khoảng 11.660 tỉ đồng; kênh tiếp nước, hồ chứa khoảng 4.980 tỉ đồng; kinh phí xây dựng công trình kiểm soát lũ khoảng 4.760 tỉ đồng và kinh phí xây dựng các cống lớn vùng ven biển, củng cố, hoàn thiện hệ thống thủy nông nội đồng 125.310 tỉ đồng. Phân theo 3 giai đoạn đầu tư: giai đoạn 2012-2020 khoảng 41.400 tỉ đồng, giai đoạn 2021-2030 khoảng 49.450 tỉ đồng và giai đoạn 2031-2050 khoảng 80.850 tỉ đồng... Tại hội nghị phát triển thủy lợi khu vực ĐBSCL, đại diện lãnh đạo các tỉnh, thành trong vùng cho rằng, vai trò của thủy lợi đối với việc phát triển kinh tế- xã hội vùng ĐBSCL rất quan trọng. Trong điều kiện công nghiệp hóa- hiện đại hóa ngành nông nghiệp, thách thức của biến đổi khí hậu, quá trình đô thị hóa ở các đô thị ngày một nhanh… thì việc đầu tư hoàn chỉnh hạ tầng thủy lợi càng trở nên cấp thiết hơn. Các địa phương đều kiến nghị Chính phủ, các bộ ngành trung ương quan tâm để việc phân bổ nguồn vốn, huy động các nguồn lực đầu tư các công trình thủy lợi cấp thiết… Bộ trưởng Bộ NN&PTNT Cao Đức Phát nhấn mạnh: Phát triển thủy lợi vùng ĐBSCL phải có sự tham gia tích cực của hệ thống chính trị và nhân dân toàn vùng. Các địa phương cần nhanh chóng công khai thông tin về quy hoạch thủy lợi vùng theo Quyết định 1397/QĐ-TTg ra dân. Năm 2013, các tỉnh, thành ĐBSCL phải rà soát lại quy hoạch thủy lợi của địa phương cho phù hợp với quy hoạch thủy lợi chung của vùng. Hướng tới, cần tập trung đầu tư cho các công trình cấp bách, các công trình đang dang dở để sớm phát huy hiệu quả và tránh đầu tư dàn trải… Ông Nguyễn Phong Quang, Phó Trưởng ban Thường trực Ban chỉ đạo Tây Nam Bộ, cho biết thủy lợi được xác định là một trong ba khâu đột phá của vùng ĐBSCL. Hệ thống thủy lợi của vùng đã phát triển khá toàn diện, với nhiều công trình kiểm soát lũ vừa và lớn phục vụ tốt cho sản xuất nông nghiệp, ổn định đời sống dân sinh. Các công trình thủy lợi gắn với xây dựng cụm, tuyến dân cư, nhà ở vùng ngập lũ cũng được quan tâm đầu tư và mang lại hiệu quả thiết thực trên nhiều mặt. Để triển khai thực hiện quy hoạch thủy lợi đã được Thủ tướng phê duyệt, Bộ NN&PTNT cần sớm có hướng dẫn cho các địa phương trong vùng triển khai thực hiện quy hoạch thủy lợi phù hợp trong điều kiện biến đổi khí hậu, nước biển dâng. Chú trọng quy hoạch, phát triển thủy lợi đa mục tiêu; ưu tiên đối với các dự án, công trình cấp bách, ảnh hưởng lớn đến sản xuất và đời sống của người dân.                                                                                                                  ( Nguồn: baocantho.com.vn)

Mô hình thí nghiệm ly tâm tiên tiến cho các vấn đề địa kỹ thuật tại HKUST

HKUST được biết đến là Đại học Khoa học và Công nghệ Hồng Kông, Trung Quốc. Tại đây, mô hình thí nghiệm ly tâm địa kỹ thuật được thực hiện để mô phỏng và nghiên cứu các vấn đề hóc búa của địa kỹ thuật. Thí nghiệm này thu được các kết quả trong khảo sát, đánh giá vấn đề địa biến dạng cơ học và phá hủy của các mô hình, từ đó phân tích và so sánh với các mô số. Do độ tin cậy, tiết kiệm thời gian và tiền bạc, thí nghiệm ly tâm thường được thực nghiệm cho các vấn đề phức tạp của địa cơ nền móng.
Trong bài giảng của ZENG Guo-xi đã trình bày các khái niệm cơ bản về tĩnh, động lực học trong mô hình thí nghiệm ly tâm địa kỹ thuật. Thí nghiệm hiện đại này được ứng dụng nhiều tại Đại học Khoa học và Công nghệ Hồng Kông để khảo sát 4 lớp bài toán phức tạp đã được công bố bao gồm:
1. Nghiêng nứt của các khu cao ốc
2. Ảnh hưởng của đường hầm bị sập tới các đường hầm đang làm việc
3. Ảnh hưởng của mái dốc tới sức chịu tải cọc
4. Ổn định của cát chảy trong mái dốc đắp bằng cát rời
Trong báo cáo này trình bày nhiều phát hiện và nhìn nhận mới về 4 lớp bài toán này. Báo cáo cũng mong minh họa được vai trò của mô hình thí nghiệm ly tâm tiên tiến trong nghiên cứu những vấn đề phức tạp của địa kỹ thuật.

(Nguyễn Hải Hà)

Tải toàn bài tại đây.