TIÊU CHUẨN QUỐC GIA TCVN 9860:2013 VỀ KẾT CẤU CỌC VÁN THÉP TRONG CÔNG TRÌNH GIAO THÔNG – YÊU CẦU THIẾT KẾ

Hiệu lực: Còn hiệu lực

TIÊU CHUẨN QUỐC GIA

TCVN 9860:2013

KẾT CẤU CỌC VÁN THÉP TRONG CÔNG TRÌNH GIAO THÔNG – YÊU CẦU THIẾT KẾ

Steel Sheet Pile Structures in Transportation Engineering – Design Requirement

Lời nói đầu

TCVN 9860:2013 do Ban Kỹ thuật Tiêu chuẩn Bộ Giao thông Vận tải biên soạn, Bộ Giao thông Vận tải đề nghị, Tổng cục Tiêu chuẩn Đo lường Chất lượng thẩm định, Bộ Khoa học và Công nghệ công bố.

 

KẾT CẤU CỌC VÁN THÉP TRONG CÔNG TRÌNH GIAO THÔNG – YÊU CẦU THIẾT KẾ

Steel Sheet Pile Structures in Transportation Engineering – Design Requirement

1  Phạm vi áp dụng

Tiêu chuẩn này áp dụng cho thiết kế các kết cấu sử dụng cọc ván thép trong công trình xây dựng giao thông bao gồm cả công trình vĩnh cửu và công trình phụ tạm phục vụ thi công.

2  Tài liệu viện dẫn

TCVN 9386-2:2012, Tiêu chuẩn thiết kế chống động đất

22TCN 272:2005, Tiêu chuẩn thiết kế cầu(*)

TCVN 5575:2012, Kết cấu thép – Tiêu chuẩn thiết kế*)

22TCN 207:1992, Tiêu chuẩn thiết kế kết cấu cảng biển*)

22TCN 219:1994, Tiêu chuẩn thiết kế kết cấu bến cảng sông*)

22TCN 200:1989, Tiêu chuẩn thiết kế công trình và kết cấu phụ tạm xây dựng cầu*)

3  Thuật ngữ, định nghĩa

3.1  Thuật ngữ, định nghĩa

3.1.1

Công trình cọc ván thép vĩnh cửu (PermanentSteel Sheet Pile Structures)

Các công trình được xây dựng với mục đích sử dụng trong một thời gian dài, có thể bao gồm: công trình gia cố chân nền đường đắp trên đất yếu, gia cố chắn chống sụt trượt, các công trình bến cảng, công trình bảo vệ bờ, tường chắn đất, đê chắn sóng, kè, trụ neo, ụ tàu, cửa cống và kênh rạch, tường chống ăn mòn và tường trụ pin,…

3.1.2

Công trình cọc ván thép phụ tạm (Temporary Steel Sheet Pile Structures)

Các công trình phụ, tạm thời không có mục đích sử dụng lâu dài, các công trình phục vụ thi công, có thể bao gồm: công trình gia cố tạm, vòng vây hố móng, vòng vây xây dựng đảo tạm thời,…

3.1.3

Áp lực đất chủ động (Active Earth Pressure)

Áp lực ngang gây ra do đất được kết cấu hay bộ phận kết cấu chắn lại. Áp lực này có xu hướng làm chuyển dịch kết cấu chắn rời khỏi khối đất.

3.1.4

Áp lực đất bị động (Passive Earth Pressure)

Áp lực ngang do đất chống lại chuyển vị ngang về phía khối đất của kết cấu hoặc bộ phận kết cấu.

3.1.5

Chiều cao tường (Wall Height)

Chiều cao của tường cọc ván thép tính từ cao độ mặt đất sau xói lở.

3.1.6

Độ ngàm sâu (Penetration Length)

Chiều sâu cọc ván thép thâm nhập vào nền đất hay còn gọi là độ sâu chôn cừ.

3.1.7

Hệ số tải trọng (Load Factor)

Hệ số xét đến chủ yếu là sự biến thiên của các tải trọng, sự thiếu chính xác trong phân tích và xác suất xảy ra cùng một lúc của các tải trọng khác nhau, nhưng cũng liên hệ đến những thống kê về sức kháng thông qua quá trình hiệu chỉnh.

3.1.8

Hệ số điều chỉnh tải trọng (Load Modifier)

Hệ số xét đến tính dẻo, tính dư và tầm quan trọng trong khai thác của công trình.

3.1.9

Hệ số sức kháng (Resistance Coefficient)

Hệ số chủ yếu xét đến sự biến thiên của các yếu tố ảnh hưởng đến tính chất vật liệu, kích thước kết cấu, tay nghề của công nhân và sự không chắc chắn trong dự tính về sức kháng.

3.1.20

Hiệu ứng lực (Force Effect)

Biến dạng, ứng suất hoặc tổ hợp ứng suất (tức là lực dọc trục, lực cắt, mômen uốn hoặc mômen xoắn) gây ra do tác động của tải trọng, của những biến dạng cưỡng bức hoặc của các thay đổi về thể tích.

3.1.21

Mô hình (Model)

Sự lý tưởng hóa kết cấu dùng cho mục đích phân tích kết cấu.

3.1.22

Sức kháng danh định (Nominal Resistance)

Sức kháng của một cấu kiện hoặc liên kết đối với ứng lực được xác định bởi những kích thước ghi trong hồ sơ hợp đồng và bởi ứng suất cho phép, biến dạng hoặc cường độ được xác định của vật liệu.

3.1.23

Thanh neo (Tie rod)

Các thanh song song chịu kéo có thể truyền lực neo từ tường mặt vào tường neo hoặc hệ thống bản neo.

3.1.24

Tuổi thọ sử dụng (Service Lifetime)

Khoảng thời gian công trình được dự kiến khai thác an toàn.

3.1.25

Tường có neo (Anchored Wall)

Kết cấu thuộc hệ tường chắn đất điển hình, gồm các bộ phận giống như các tường hẫng không trọng lực và tạo ra sức kháng bên phụ thêm từ một hàng hoặc nhiều hàng neo.

3.1.26

Tường hẫng không trọng lực (Non-gravity Cantilevel Wall)

Hệ tường chắn đất, tạo ra sức kháng bên nhờ sự chôn sâu các bộ phận của tường thẳng đứng và đỡ đất bị chắn bằng các cấu kiện mặt.

3.1.27

Tường cọc ván thép (Steel Sheet Pile Wall)

Dây các cọc ván thép được liên kết với nhau qua các khóa liên kết tạo thành một tường đủ rộng và có khả năng chịu lực.

3.1.28

Tường hẫng (Cantilevel Wall)

Tường cọc ván thép được đóng sâu vào đất và không có hệ thống chống đỡ, làm việc theo sơ đồ thanh hẫng thẳng đứng.

3.1.29

Tường cọc ván thép có neo (Anchoraged Steel Sheet Pile Wall)

Tường cọc ván được tăng cường bằng các hệ thống neo trong đất.

3.1.30

Tường cọc ván thép neo đơn (Single Anchoraged Steel Sheet Pile Wall)

Tường có 1 neo vào đất phía sau tường.

3.1.31

Tường cọc ván thép nhiều neo (Multi-Anchoraged Steel Sheet Pile Wall)

Tường có 2 hay nhiều neo vào đất phía sau tường.

3.1.32

Tương tác đất nền – kết cấu (Soil and Structure Interaction)

Sự phân tích hệ thống kết cấu làm việc chung với đất nền mà trong đó xét đến tính tương thích của áp lực đất và chuyển vị của kết cấu.

3.1.33

Trạng thái giới hạn (Limit State)

Điều kiện mà vượt qua nó thì kết cấu hoặc cấu kiện ngừng thỏa mãn các quy định đã được dựa vào để thiết kế.

3.1.34

Trạng thái giới hạn sử dụng (Service Limit State)

Trạng thái giới hạn liên quan đến ứng suất, biến dạng và vết nứt.

3.1.35

Trạng thái giới hạn cường độ (Strength Limit State)

Trạng thái giới hạn liên quan đến cường độ và ổn định.

3.1.36

Trạng thái giới hạn đặc biệt (Extreme Event Limit State)

Trạng thái giới hạn liên quan đến những sự cố như động đất và va xô tàu bè, va xô xe cộ vào công trình có các chu kỳ lặp lại vượt quá tuổi thọ thiết kế của công trình.

3.1.37

Vòng vây cọc ván thép (Steel Sheet Pile Cofferdam Structure)

Loại kết cấu này được xây dựng bằng các cọc ván thép phẳng tạo thành vòng vây khép kín với các hình dạng khác nhau (hình tròn, chữ nhật, ô van,…). Có thể là dạng vòng vây đơn hoặc vòng vây kép.

3.1.38

Cừ vây ô (Cell steel sheet pile)

Loại kết cấu được xây dựng bằng các cọc ván thép phẳng tạo thành vòng vây khép kín với các hình dạng khác nhau (hình tròn, chữ nhật, ô van,…). Kết cấu này ứng dụng trong công trình cảng, công trình bảo vệ bờ có độ sâu nước tương đối lớn.

4  Quy định chung

4.1  Yêu cầu thiết kế

Khi thiết kế kết cấu và vòng vây dùng cọc ván thép cần xét các yêu cầu cơ bản sau đây:

– Các công trình vĩnh cửu và các công trình phụ tạm có sử dụng cọc ván thép được thiết kế phù hợp với các yêu cầu cơ bản của các Tiêu chuẩn này và các Tiêu chuẩn liên quan hiện hành.

– Các kết cấu công trình và vòng vây dùng cọc ván thép phải được tính toán đảm bảo đủ khả năng chịu các tải trọng trong quá trình thi công đối với các kết cấu công trình phụ tạm phục vụ thi công và trong quá trình khai thác đối với công trình tham gia chịu lực chính. Ngoài ra, các công trình phải đảm bảo an toàn dưới các tác dụng do mưa, lũ và bão trong quá trình khai thác.

– Độ chôn sâu cọc ván thép (độ sâu chôn cừ) phải xét đến mức độ xói lở của đất.

– Những công trình nằm trong phạm vi thông thuyền của sông cần tính toán việc đặt các tín hiệu bảo đảm an toàn giao thông đường thủy.

– Trong trường hợp đặc biệt, khi có những chỉ dẫn thích hợp trong thiết kế tổ chức thi công, phải xem xét đến việc cần đặt những kết cấu bảo vệ riêng, hoặc phải tính toán sao cho công trình chịu được tải trọng va đập của thuyền bè và các phương tiện nổi khác.

– Ngoài ra, khi cần thiết phải thực hiện các tính toán dưới đây:

• Tính toán về thấm của vòng vây cọc ván thép hố móng.

• Tính toán xói cục bộ đối với vòng vây cọc ván thép (nếu sự xói mòn không được loại trừ bằng những giải pháp kết cấu).

4.2  Khổ giới hạn

– Các vòng vây cọc ván thép (VVCVT) dùng trong giai đoạn thi công xây dựng các công trình của đường sắt, đường ô tô và đường thành phố, cần tuân theo khổ giới hạn hiện hành. Trong trường hợp cần thiết, việc giảm khổ giới hạn cần phải có sự thỏa thuận của các cơ quan quản lí có thẩm quyền.

– Những khổ giới hạn ở dưới cầu, trong khoảng trống giữa các kết cấu VVCVT trong phạm vi thông thuyền và có vật trôi được quy định phụ thuộc vào đặc điểm qua lại của tàu thuyền trong giai đoạn thi công và phụ thuộc vào cáp đường sông có xét đến những yêu cầu của cơ quan quản lý đường sông địa phương.

– Việc xác định khoảng thông thủy giữa các VVCVT phụ tạm phải được quy định trong thiết kế tùy thuộc vào điều kiện nơi thi công và có xét đến những yêu cầu sau:

a) Trong thiết kế kết cấu công trình phụ tạm có thể lấy mức nước lớn nhất theo mùa có thể xảy ra trong giai đoạn thi công công trình, tương ứng với lưu lượng tính toán theo tần suất 5 % của đường tần suất mực nước giờ. Đồng thời phải xét đến cao độ ứ dềnh và chiều cao sóng. Trên những sông có sự điều tiết dòng chảy thì mức nước thi công được quyết định trên cơ sở những tài liệu của cơ quan điều tiết dòng chảy.

b) Đỉnh của các vòng vây cọc ván thép, các thùng chụp dùng cọc ván thép cần cao hơn mực nước thi công tối thiểu 0,5 m và phải ở cao hơn mực nước ngầm trong đất.

5  Vật liệu của kết cấu và liên kết

5.1  Yêu cầu chung về vật liệu

Vật liệu chế tạo cọc ván thép và các kết cấu thép phải phù hợp với tiêu chuẩn “TCVN 5575:2012, Kết cấu thép – tiêu chuẩn thiết kế” hoặc tương đương.

5.2  Các dạng mặt cắt điển hình của cọc ván thép

5.2.1  Các hình dạng điển hình của cọc ván thép và các số liệu tham khảo về các kích thước và hình dạng của các mặt cắt điển hình của cọc ván thép thông dụng sẵn có trên thị trường và những tổ hợp của chúng (dạng lòng máng (chữ U), dạng chữ Z, dạng bản phẳng, dạng tổ hợp hình hộp, dạng tổ hợp hình mũ với dầm hình chữ H, dạng lòng máng tổ hợp với cọc ống thép tròn)).

5.2.2  Dạng mặt cắt hình lòng máng (hình chữ U)

Cọc ván thép hình lòng máng được sử dụng rộng rãi trong các công trình vĩnh cửu và các công trình phụ tạm như tường chắn, công trình phục vụ thi công hố móng. Hơn nữa, độ bền và mômen quán tính tương ứng của nó rất lớn do đó cho phép luân chuyển trong quá trình sử dụng.

Cọc ván thép hình lòng máng bình thường có các chiều rộng hữu hiệu (b) khác nhau như 400 mm, 500 mm và 600 mm, do đó cho phép tối ưu hóa sự lựa chọn đối với yêu cầu về cường độ cơ học (Hình 1).

Hình 1 – Cọc ván thép dạng mặt cắt hình lòng máng

Cọc ván thép hình lòng máng có khớp nối mở rộng, loại cọc này có bề rộng hữu hiệu W lớn hơn so với loại thông thường (Hat Type). Chiều cao này có thể tăng gấp đôi khi ghép nối các cọc ván thép với nhau. Bề rộng hiệu quả có thể đến 900 mm. Dạng mặt cắt này có thể dùng cho kết cấu tạm thời cũng như kết cấu vĩnh cửu khi yêu cầu mặt cắt cọc ván thép to và cường độ chịu lực lớn (Hình 2).

Hình 2 – Cọc ván thép có mặt cắt hình lòng máng có khớp nối mở rộng

5.2.3  Mặt cắt hình chữ Z

Cọc ván thép hình chữ Z có đặc trưng là khóa nối nằm ngoài phía trái và phía phải của cọc khi nối chúng với nhau. Loại cọc này chủ yếu sử dụng trong công trình vĩnh cửu.

Hình 3 – Cọc ván thép dạng mặt cắt hình chữ Z

5.2.4  Mặt cắt hình bản phẳng

Cọc ván thép dạng bản phẳng có đặc trưng là cường độ cơ học của khóa nối rất cao. Khóa nối có dạng vòng như ngón tay cái và ngón trỏ (Hình 4). Loại cọc này được liên kết với nhau tạo ra một vòng khép kín, đây là loại vật liệu phù hợp với loại công trình tường cừ dạng vây ô, kết cấu có dạng tròn, kết cấu vòng vây thi công trụ cầu và các công trình tương tự.

Hình 4 – Cọc ván thép dạng mặt hình bản phẳng

5.2.5  Mặt cắt dạng hộp

Cọc ván thép tổ hợp hình hộp được cấu tạo bằng cách hàn úp tổ hợp hai cọc lòng máng vào nhau (Hình 5). Tổ hợp thích đáng của các cọc ván thép tạo ra rất nhiều loại cọc có rất nhiều môđun mặt cắt và phụ thuộc vào yêu cầu thiết kế, từ đó chọn ra được tổ hợp phù hợp nhất và có tính kinh tế nhất.

Loại cọc hộp có mô đun mặt cắt lớn thích hợp với xây dựng công trình cầu cảng lớn.

Chiều dài của cọc hộp có thể giảm tùy ý phụ thuộc vào yêu cầu thiết kế, mang lại hiệu quả kinh tế.

Hình 5 – Mặt cắt của cọc ván thép ghép dạng hộp

5.2.6  Cọc ván thép ở góc

Cọc ván thép ở góc là loại cọc chuyên dụng (Hình 6). Cọc Larssen hoặc loại cọc chữ T đã được dùng khá phổ biến trước đây, tuy nhiên nên dùng loại cọc ván sản xuất bằng thép cán thay thế cho loại cọc chế tạo bằng thép hàn. Nhờ vậy có thể loại trừ được quá trình hàn và các quá trình lắp ráp khác và giảm bớt trọng lượng của cọc.

Mặt cắt mối nối góc nên dùng là loại cọc Larsen đã được cải tiến về hình dạng để chống sự nới lỏng, để tạo hiệu suất của mối nối và độ bền vượt trội trong quá trình luân chuyển sử dụng. Ngoài ra, các liên kết ở góc có thể dùng các loại khóa liên kết.

Hình 6 – Một số dạng nối góc của cọc ván thép

6  Cơ sở thiết kế

6.1  Các trạng thái giới hạn

Các kết cấu và vòng vây dùng cọc ván thép được tính toán chịu những tác dụng của lực và những tác dụng khác theo phương pháp các trạng thái giới hạn.

6.1.1  Các trạng thái giới hạn cần xem xét

6.1.1.1  Định nghĩa các trạng thái giới hạn

Trạng thái giới hạn cường độ (trạng thái giới hạn cực hạn): là trạng thái mà kết cấu công trình không đáp ứng được yêu cầu về sử dụng, do mất khả năng chịu lực, sụp đổ hoặc do cần thiết phải ngừng sử dụng mặc dù còn khả năng chịu lực hay đã bị phá hoại.

Trạng thái giới hạn sử dụng: Là trạng thái do xuất hiện biến dạng quá mức, có thể gây khó khăn cho việc sử dụng bình thường, liên quan đến biến dạng, ứng suất và nứt.

6.1.1.2  Nội dung các trạng thái giới hạn (TTGH)

Các trạng thái giới hạn thuộc trạng thái giới hạn cường độ được gây ra bởi:

– Sự mất ổn định về vị trí và mất ổn định của mối nối;

– Mất ổn định về hình dạng tổng thể;

– Mất ổn định về hình dạng cục bộ dẫn đến mất khả năng chịu lực;

– Sự phá hoại do giòn, dẻo hoặc do các đặc trưng khác, trong đó có cả sự vượt quá sức bền kéo, nén, sự trượt, hay trồi của đất nền;

– Sự biến dạng chảy, sự ép lún, hoặc những biến dạng dẻo quá mức của vật liệu (khi có vùng chảy);

– Sự vượt quá mức trong những liên kết bằng ma sát;

– Sự mất ổn định cục bộ về hình dạng, dẫn đến biến dạng quá mức, nhưng chưa đến nỗi làm mất khả năng chịu lực;

– Biến dạng đàn hồi quá mức, có thể gây ra những ảnh hưởng không cho phép đến hình dạng hoặc khả năng chịu lực của những công trình khác có liên quan.

Các trạng thái giới hạn thuộc trạng thái giới hạn sử dụng được gây ra bởi: các chuyển vị đàn hồi hay chuyển vị dư (độ võng, độ vồng, độ lún, độ dịch chuyển, độ nghiêng, góc xoay và độ dao động) vượt quá mức độ cho phép nào đó.

6.1.2  Tính toán theo TTGH cường độ đối với kết cấu dùng cọc ván thép

Việc tính toán các kết cấu và nền của chúng theo trạng thái giới hạn cường độ được tiến hành với những tải trọng tính toán (tải trọng có nhân hệ số), xác định bằng tích số của tải trọng tiêu chuẩn với hệ số tải trọng tương ứng n và với hệ số tổ hợp ηC:

Ảnh hưởng xung kích của tải trọng không được xét đến khi tính toán những kết cấu dùng cọc ván thép.

Chỉ dẫn về giá trị của các hệ số với những tính toán khác nhau nêu ở các đề mục cụ thể tương ứng trong phần này.

6.1.3  Tính toán theo TTGH sử dụng đối với kết cấu dùng cọc ván thép

Việc tính toán kết cấu và nền của chúng theo trạng thái giới hạn sử dụng được tiến hành với những tác động và tải trọng tiêu chuẩn (không nhân hệ số).

Các công trình vĩnh cửu và các công trình phụ tạm có sử dụng cọc ván thép phải được thiết kế phù hợp với các yêu cầu cơ bản của các Tiêu chuẩn này và các Tiêu chuẩn liên quan hiện hành.

6.1.4  Khi tính toán cần chọn tổ hợp tải trọng bất lợi nhất có thể xảy ra trong mọi giai đoạn thi công riêng biệt, đối với những bộ phận và kết cấu khác nhau của công trình và nền của chúng. Vị trí và tổ hợp của tải trọng được xác định khi thiết kế theo những chỉ dẫn nêu ở ở các mục cụ thể tương ứng trong phần này.

Các tổ hợp tải trọng khi tính toán chịu tác động của cây trôi phải được xác định với sự xem xét trạng thái của công trình khi có cây trôi, thường chỉ tính với trường hợp công trình không làm việc.

6.1.5  Đối với vòng vây cọc ván thép dùng làm công trình phụ tạm không tính lực động đất.

6.1.6  Cường độ tính toán của vật liệu (đất) khi tính toán về độ bền và ổn định cần phải lấy theo chỉ dẫn của từng đề mục cụ thể có liên quan.

6.1.7  Độ ổn định chống lật

6.1.7.1  Đối với kết cấu vĩnh cửu trong công trình cảng-đường thủy, độ ổn định chống lật của kết cấu phải tính toán theo công thức sau:

(1)

Trong đó:

Ml  Mômen của các lực lật đối với trục quay của kết cấu; khi kết cấu tựa trên những gối riêng biệt thì trục quay được lấy là trục đi qua tim của gối ngoài cùng (gối biên), còn khi kết cấu được tựa có tính chất liên tục thì trục quay là trục đi qua cạnh thấp nhất, ngoài cùng của kết cấu (kNm);

Mg  Mômen của các lực giữ ổn định, cũng đối với trục trên (kNm);

m  Hệ số điều kiện làm việc, đối với những kết cấu tường cọc ván thì lấy m = 0,75 (hoặc m = 1/1,3);

nc  Hệ số tổ hợp tải trọng;

kn  Hệ số bảo đảm, xét đến tầm quan trọng và cấp công trình, lấy bằng:

1,25 đối với công trình cấp I trở lên;

1,20 đối với công trình cấp II;

1,15 đối với công trình cấp III;

1,10 đối với công trình cấp IV.

n  Hệ số vượt tải.

Khi tính toán độ ổn định của kết cấu tường cọc ván có neo thì cần phải kể đến mômen giữ ổn định của các lực bằng khả năng chịu lực tính toán của neo.

6.1.7.2  Đối với kết cấu vĩnh cửu hoặc phụ tạm trong công trình cầu đường, độ ổn định chống lật tính toán như sau:

Ml < mMg

(2)

Trong đó:

Ml  Mômen của các lực lật đối với trục quay của kết cấu; khi kết cấu tựa trên những gối riêng biệt thì trục quay được lấy là trục đi qua tim của gối ngoài cùng (gối biên), còn khi kết cấu được tựa có tính chất liên tục thì trục quay là trục đi qua cạnh thấp nhất, ngoài cùng của kết cấu (kNm);

Mg  Mômen của các lực giữ ổn định, cũng đối với trục trên (kNm);

m  Hệ số điều kiện làm việc, với những kết cấu tường cọc ván thì lấy m = 0,75 (hoặc m = 1/1,3).

6.1.8  Độ ổn định chống trượt

Độ ổn định chống trượt của kết cấu được kiểm toán theo công thức sau:

(3)

Trong đó:

Tt  Lực trượt bằng tổng hình chiếu của các lực trượt lên mặt phẳng có khả năng bị trượt (kN);

Tg  Lực trượt giới hạn bằng hình chiếu các lực giữ ổn định trượt theo thiết kế tác dụng cùng lên mặt phẳng trượt (kN);

m  Hệ số điều kiện làm việc; m = 0,9 đối với kết cấu ở trên mặt đất, m = 1,0 đối với kết cấu chôn trong đất;

kH  Hệ số an toàn, xét đến sự biến đổi của các hệ số ma sát và lấy bằng 1,1.

Khi tính toán ổn định của kết cấu được tăng cường bằng neo hoặc bằng thanh chống thì cần tính lực giữ ổn định bằng khả năng chịu lực tính toán của neo hoặc của thanh chống.

Khi tính toán độ ổn định thì hệ số ma sát, của những vật liệu khác nhau lấy theo Bảng 1.

Khi tính toán độ ổn định của những kết cấu nằm trên mặt đất thì trị số của các lực trượt được xác định với hệ số tải trọng lớn hơn 1,0, còn trị số của các lực giữ ổn định thì được xác định với hệ số tải trọng nhỏ hơn 1,0.

Bảng 1 – Hệ số ma sát trượt

Tên vật liệu tiếp xúc với nhau

Hệ số ma sát trượt (khi chuyển động)

Trạng thái mặt tiếp xúc

Khô

Ướt

Bôi dầu
Thép với thép (không gia công)

0,20

0,45

0,15
Bê tông với đất sét

0,25

0,10

–
Bê tông với đất á sét và á cát

0,30

0,25

–
Bê tông với cát

0,40

0,25

–
Bê tông với sỏi và cuội

0,50

–

–
Bê tông với thép

0,45

–

–

6.1.9  Tính toán biến dạng đàn hồi

Khi tính toán theo trạng thái giới hạn sử dụng, các biến dạng đàn hồi của các kết cấu và công trình dùng cọc ván thép được tính với tải trọng tiêu chuẩn (không nhân với hệ số tải trọng và hệ số xung kích).

Đối với những công trình có mối nối lắp ráp bằng bu lông thường (không phải bu lông cường độ cao) thì khi tính toán các biến dạng phải xét đến khả năng biến dạng của liên kết (mối nối), vì vậy cần phải tăng biến dạng đàn hồi tính toán lên 30%.

Trong những kết cấu có mối nối kiểu mặt bích chịu kéo thì được tính thêm các biến dạng của mối nối theo “TCVN 5575: 2012, Kết cấu thép – Tiêu chuẩn thiết kế”.

Các trị số của biến dạng dư ở những chỗ tiếp giáp (ở một chỗ giao nhau) được lấy như sau:

• Gỗ với gỗ: 2,0 mm;

• Gỗ với kim loại và bê tông: 1,0 mm;

• Kim loại với bê tông: 0,5 mm;

• Kim loại với kim loại: (ở những chỗ nối bằng mặt bích chịu nén): + 0,2 mm.

6.1.10  Sơ đồ tính toán

Sơ đồ tính toán kết cấu dùng cọc ván thép cần phải phù hợp với sơ đồ hình học thiết kế của nó, trong đó có xét đến những giải pháp kết cấu đối với từng giai đoạn thi công và thứ tự đặt tải của kết cấu. Khi quyết định sơ đồ tính toán không cần kể đến biến dạng của kết cấu dưới tác dụng của tải trọng.

Việc xác định nội lực trong các bộ phận của kết cấu được tiến hành với giả thiết vật liệu làm việc trong giai đoạn đàn hồi, khi đó cho phép phân tích sơ đồ kết cấu không gian thành những sơ đồ hệ phẳng riêng biệt. Trong những trường hợp cần thiết nên xét đến ảnh hưởng tương hỗ của các hệ phẳng của các kết cấu kim loại trong sơ đồ không gian.

6.2  Tải trọng tính toán

6.2.1  Tổ hợp tải trọng

6.2.1.1  Việc tính toán kết cấu dùng cọc ván thép cần phải tiến hành với các tổ hợp bất lợi nhất của tải trọng và lực tác động đối với các bộ phận riêng biệt với liên kết, hoặc đối với toàn bộ kết cấu nói chung (hay đối với nền của chúng) được nêu trong Bảng 2.

Bảng 2 – Tải trọng và lực tác động lên công trình

Số thứ tự

Tên tải trọng và lực tác động

1

 Trọng lượng bản thân của các kết cấu công trình

2

 Áp lực do trọng lượng của đất.

3

 Áp lực thủy tĩnh của nước

4

 Áp lực thủy động của nước (bao gồm cả sóng)

5

 Tác dụng của việc điều chỉnh nhân tạo các ứng lực ở trong các kết cấu.

6

 Những tác động bởi các kết cấu được xây dựng (lắp ráp, đổ bê tông, hoặc được di chuyển), tải trọng gió, tải trọng cần cẩu và trọng lượng của các thiết bị đặt ở kết cấu.

7

 Trọng lượng của các vật liệu xây dựng và của các khối nặng thi công khác.

8

 Trọng lượng của giá búa, của các thiết bị lắp ráp (hoặc thiết bị nâng tải và của các phương tiện vận tải.

9

 Trọng lượng của người của dụng cụ và của các thiết bị nhỏ.

10

 Tải trọng do đổ và đầm chấn động hỗn hợp bê tông

11

 Lực tác dụng của kích khi điều chỉnh ứng suất hoặc điều chỉnh vị trí của các kết cấu liên quan lắp ráp.

12

 Tải trọng gió

13

 Tải trọng do sự va đập của tàu và hệ nổi

14

 Tải trọng do cây gỗ trôi (nếu có)

15

 Tải trọng do sự va chạm của các xe ôtô (nếu có).

6.2.1.2  Các đặc trưng cơ bản của tải trọng là các giá trị tiêu chuẩn của chúng. Tải trọng tính toán được xác định bằng tích số của tải trọng tiêu chuẩn với hệ số tải trọng (n), do xét đến sự sai lệch của tải trọng, có thể thiên về phía bất lợi so với giá trị tiêu chuẩn và nó được xác định tùy thuộc vào trạng thái giới hạn được kiểm toán.

6.2.1.3  Các đặc trưng của tổ hợp tải trọng được xét đến khi tính toán các kết cấu phụ tạm dùng cho những mục đích khác nhau do người thiết kế xác định căn cứ điều kiện thực tế sao cho xét được hết các tình huống bất lợi nhất đối với kết cấu dùng cọc ván thép.

6.2.1.4  Ảnh hưởng xung kích của tải trọng không được xét đến khi tính toán những kết cấu dùng cọc ván thép.

6.2.2  Tải trọng thẳng đứng do trọng lượng bản thân của các kết cấu được xác định theo bảng thống kê vật liệu thiết kế, hoặc thể tích thiết kế và trọng lượng riêng của các vật liệu và của đất.

Trong mọi trường hợp cần xét đến những lực ngang của tải trọng thẳng đứng (lực xô, lực kéo, …).

Việc phân bố tải trọng do trọng lượng bản thân trong những kết cấu tính toán được lấy theo trọng lượng thực tế của từng bộ phận riêng biệt của kết cấu hay bộ phận đó.

6.2.3  Áp lực thẳng đứng do trọng lượng của đất P (tính bằng kN/m2) tác dụng vào vòng vây của hố móng, tường chắn đất, … được xác định theo công thức (4):

P = γH

(4)

Trong đó:

γ  Dung trọng của đất (kN/m3);

H  Chiều dày tính toán của lớp đất (m).

6.2.4  Áp lực thủy tĩnh của nước đối với các bộ phận kết cấu và đất nằm dưới mặt nước hoặc thấp hơn mức nước ngầm trong đất được tính bằng cách giảm trọng lượng của bộ phận kết cấu đó và đưa vào trong tính toán áp lực ngang của nước và áp lực nước đối với mặt đáy kết cấu.

Mực nước được xem là bất lợi nhất ứng với mỗi giai đoạn thi công công trình là mực nước thấp nhất hoặc cao nhất tính với tần suất 5% trong thời gian thi công nó.

Mực nước tác dụng vào vòng vây của hố móng được xác định căn cứ vào chỉ dẫn của Phụ lục D và các điều kiện thực tế thi công công trình cụ thể

Áp lực thủy tĩnh theo phương bất kỳ bằng công thức (5):

P = γwH

(5)

Trong đó:

γw  Dung trọng của nước (kN/m3);

H  Chiều cao tính toán của cột nước (m).

6.2.5  Áp lực động của nước tác dụng lên những bộ phận nằm dưới nước của kết cấu, Nd (tính bằng kN) được lấy theo công thức (6):

Nd = Nn + Ns

(6)

Trong đó:

Nn  Áp lực của nước (tính bằng kN) lên những bộ phận nằm dưới nước của kết cấu tính như sau:

Nn = 50.φ0. F. V2

(7)

Ns  Lực ma sát của nước theo bề mặt của vật nổi (kN) tính như sau:

Ns = f. S. V2

(8)

V  Đối với những kết cấu vòng vây và tường cọc ván thép, V là vận tốc trung bình của dòng chảy, lấy theo số liệu quan sát bằng phao hoặc đo bằng máy đo lưu tốc trong phạm vi mớn nước (m/s);

Trong trường hợp nếu như phần dưới nước của kết cấu làm thắt hẹp mặt cắt ướt của dòng chảy quá mức hơn 10 % thì cần xét đến sự tăng vận tốc của dòng chảy.

φ0  Hệ số xét đến mức độ dạng thuôn của vật thể ngập nước, đối với loại có dạng đầu nhọn hay dạng lượn tròn trên mặt bằng thì lấy φ0= 0,75. Còn đối với dạng chữ nhật thì lấy φ0= 1,0;

f  Hệ số đặc trưng cho ma sát của nước với bề mặt bị ngập nước của vật thể, đối với bề mặt kim loại của cọc ván thép lấy bằng 1,7 N/m4/sec2;

F  Diện tích mặt cản nước (mặt cắt ngang của bề rộng nhất) (m2);

S  Diện tích mặt cắt ướt (bề mặt ma sát của nước) (m2).

Giá trị F và S đối với các loại thùng chụp, hộp thông đáy làm bằng cọc ván thép lấy bằng

F = (H + 0,5 ÷ 1)

(9)
S = L[2 (H + 0,5 ÷ 1) + B]

(10)

Trong đó:

H  Chiều sâu nước ở chỗ hạ thùng chụp (m);

B  Bề rộng của thùng chụp (m);

L  Chiều dài của thùng chụp (m).

Khi V≥ 2m/s thì cần tính độ dềnh mực nước ở chỗ có công trình:

(11)

Trong đó, g – Gia tốc trọng trường (m/s2); V – vận tốc dòng chảy (m/s).

Khi dòng chảy xiên lệch và khi mà trục dọc của vật thể làm với phương của dòng chảy một góc khác 0 thì áp lực chính diện của nước Nn, không tính theo diện tích của mặt cắt ngang ở giữa vật nổi mà theo hình chiếu của phần chìm của vật nổi lên mặt phẳng vuông góc với phương của dòng chảy.

Ngoài áp lực của nước chảy, cần phải tính đến tải trọng do sóng với cường độ 0,3 kN/m đối với sông rộng dưới 300 m và cường độ 1,2 kN/m đối với sông rộng hơn 500 m: Khi thi công ở những vùng có chiều cao sóng lớn (như ở hồ, hồ chứa nước, sông rộng) thì cần tiến hành tính toán theo các công thức chính xác hơn.

6.2.6  Tác dụng của việc điều chỉnh nhân tạo những ứng lực trong kết cấu tường cọc ván thép của công trình được xét đến trong những trường hợp đã được dự tính trong thiết kế (ví dụ khi dùng kích đẩy nằm ngang để điều chỉnh khoảng cách giữa 2 tường cọc ván thép đối diện). Trị số của ứng lực được xác định khi lập bản vẽ thiết kế.

6.2.7  Tải trọng thẳng đứng do trọng lượng của kết cấu liên quan đang thi công, cũng như của các vật liệu xây dựng và của các vật thể khác được xác định theo bảng thống kê vật liệu thiết kế hoặc khối lượng và dung trọng của vật thể nêu trong thiết kế kết cấu.

Khi thiết kế cải tạo lại những kết cấu dùng cọc ván thép đang hiện hữu thì trọng lượng của kết cấu được xác định có xét đến tình trạng thực tế của chúng.

Trong những trường hợp thích đáng cần phải tính đến tác dụng theo phương ngang của tải trọng thẳng đứng (lực xô, lực kéo, …).

6.2.8  Tải trọng thẳng đứng của giá búa, thiết bị lắp ráp (thiết bị nâng tải) và của phương tiện vận chuyển được lấy theo số liệu ghi trong lí lịch hay bản thuyết minh của máy. Tải trọng của các thiết bị phi tiêu chuẩn được xác định theo các tài liệu thiết kế.

Các giá búa, thiết bị lắp ráp và vận chuyển cần phải xếp đặt vào vị trí sao cho gây ra lực tác dụng lớn nhất lên kết cấu cọc ván thép trong thời gian thi công, cũng như lên các bộ phận và các phần liên kết của chúng.

Những tải trọng thẳng đứng tác dụng lên những chân riêng biệt (bộ chạy của cần cẩu, của búa, phải được xác định có kế đến sự phân bố của trọng lượng cần cẩu và vật nâng, cũng như có xét đến sự tác dụng của những lực ngang (lực kéo, lực gió lực quán tính) lên cần cẩu, giá búa. Khi đó những điểm đặt của các tải trọng riêng biệt kể trên cần phải lấy phù hợp với những điều kiện làm việc của thiết bị.

6.2.9  Giá trị thành phần tĩnh của tải trọng gió tiêu chuẩn qcH (tính bằng kN/m2) thẳng góc với bề mặt tính toán của các công trình được xác định theo công thức sau:

qcH = q0.k.c

(12)

Trong đó:

q0– Áp lực gió động (kN/m2) lấy theo bảng 4.1, 4.2, 4.3 QCVN 02:2009/BXD;

k – Hệ số xét đến sự thay đổi của áp suất gió động theo chiều cao (được tính riêng cho từng bộ phận của công trình ứng với từng chiều cao của nó). Giá trị của các hệ số k nêu ở Bảng 3.

c – Hệ số khí động lực nêu ở các Bảng 4;

Bảng 3 – Giá trị hệ số k

Chiều cao công trình kể từ mặt nước mùa cạn (điểm thấp nhất của lòng sông cạn), (m)

10

20

40

100
Hệ số k xét đến sự thay đổi áp lực gió theo chiều cao đối với sự phân vùng khác nhau

A

1,00

1,25

1,55

2,1

B

0,656

0,9

1,20

1,8

Bảng 4 – Hệ số khí động lực, c

Tên các bộ phận

Hệ số khí động lực, c
Ván khuôn và những bộ phận tương tự, hợp thành trong mặt phẳng ngang

+0,8
Những cấu kiện đặc có mặt cắt chắn gió chữ nhật

-0,6
Những bộ phận có mặt cắt tròn

1,4
Hệ phao

1,2

1,4
CHÚ THÍCH: Trong những trường hợp khi mà tốc độ gió lúc thi công phải hạn chế để đảm bảo điều kiện thi công và an toàn kỹ thuật, thì cường độ áp lực gió được lấy bằng: 0,18 kN/m2 (xuất phát từ điều kiện thi công ứng với gió có tốc độ dưới 13(m/s)).

6.2.10  Quy định về tải trọng do sự va đập của tàu thuyền và hệ nổi tác dụng lên những kết cấu:

Đối với kết cấu vĩnh cửu hoặc phụ tạm dùng trong thi công cầu đường có sử dụng cọc ván thép, hoặc những kết cấu bảo vệ chúng được lấy theo tiêu chuẩn thiết kế cầu hiện hành.

Tải trọng do va đập của tàu thuyền do tác dụng vào các kết cấu cọc ván thép phụ tạm coi như đặt ở giữa chiều dài hoặc chiều rộng của công trình ở cao độ mực nước thi công, trừ trường hợp có phần nhô ra cố định cao độ tác dụng của những tải trọng này và khi ở cao độ thấp hơn, tải trọng đó gây ra tác dụng lớn hơn.

Đối với các kết cấu vĩnh cửu có ứng dụng cọc ván thép như bến tường cừ, đê chắn sóng, kè bảo vệ bờ, … thì tính toán tải trọng va do tàu thuyền cần được thực hiện theo hướng dẫn trong “22TCN207-92 Tiêu chuẩn thiết kế công trình bến cảng biển” hoặc với các phiên bản của chúng sẽ được nâng cấp sau này.

6.2.11  Khi bố trí các vòng vây hay tường cọc ván thép gần sát phạm vi của nền đường ôtô đang khai thác, thì kết cấu ngăn cách của vòng vây hay tường cọc ván thép cần được tính có xét tác dụng của lực ngang do va chạm của ôtô. Trị số tiêu chuẩn của lực này đặt ở chiều cao 1m trên cao độ của mặt đường xe chạy, lấy bằng 200 kN với điều kiện hạn chế tốc độ của xe vận tải dưới 25km/h.

6.2.12  Tác dụng do lún đất nền của các tường và vòng vây cọc ván thép không được xét

6.3  Hệ số tương tác giữa kết cấu và đất nền

Trong một số trường hợp khi cần tính toán chính xác hơn, có thể xét đến hệ số tương tác giữa kết cấu và đất nền (hệ số phản lực nền).

6.3.1  Khái quát

Hệ số phản lực nền xác định bởi công thức sau:

(13)

 

Trong đó: k – Hệ số phản lực của nền (kN/m3);
P – Phản lực nền trên đơn vị diện tích (kN/m2);
δ – Chuyển vị (m).

Đất có thể coi là vật liệu đàn hồi và có khối lượng riêng và độ nén theo hướng của độ sâu, đường cong phản lực đất nền – chuyển vị có dạng phi tuyến, xem trong Hình 7, dù là không thấy rõ được sự phá hoại lớp đất. Mặc dù hệ số phản lực đất nền thay đổi theo chuyển vị, xác định bằng hệ số phản lực trên đơn vị diện tích và chuyển vị.

Hệ số của phản lực đất được xác định từ hàm của biến dạng của mô đun của đất nền, xem điều 6.3.2. Mô đun đàn hồi của đất là giá trị phụ thuộc vào biên độ biến dạng xảy ra trong đất nền do tải trọng từ móng, áp lực trong đất và thời gian tác dụng của tải. Do đó, giá trị hệ số nền của đất sẽ thay đổi với các hệ số này. Ngoài ra, hệ số này còn chịu ảnh hưởng của sự thay đổi cơ lý của đất nền theo hướng của chiều sâu và sự khác nhau trong điều kiện tác động của tải giữa kết cấu kinh nghiệm và thực tế.

Hệ số phản lực đất nền quy định trong mục này. Nó được sử dụng trong các phương pháp thiết kế cho móng trong điều kiện ban đầu và trong phương pháp thiết kế tĩnh cho móng trong suốt quá trình động đất. Do đó, hệ số phản lực đất nền sử dụng cho tính toán chu kỳ dao động riêng và phân tích động phải được được tính toán theo các điều trong Tiêu chuẩn thiết kế động đất hiện hành có liên quan với dự án đang xét.

Hình 7 – Hệ số phản lực nền

6.3.2  Hệ số phản lực nền

Hệ số phản lực đất nền sẽ được xác định bằng cách sử dụng môđun của chuyển vị.

Hệ số phản lực nền là một trong các hệ số thiết kế cơ bản cần thiết chuyển vị và phản lực nền của móng. Chúng phải được xác định kiểm chứng sau xem xét lại công tác khảo sát và kiểm tra thí nghiệm.

Sau đây trình bày chỉ một trong các phương pháp dự đoán hệ số phản lực nền.

6.3.2.1  Hệ số phản lực nền theo phương đứng

Hệ số phản lực nền theo phương thẳng đứng được tính theo công thức:

(14)

Trong đó:

kV– Hệ số phản lực nền theo phương thẳng đứng (kN/m3);

kV0 – Hệ số phản lực nền theo phương thẳng đứng tương đương với giá trị của thí nghiệm gia tải theo phương ngang lên bản cứng hình tròn đường kính 0,3m (kN/m3);

(15)

BV – Chiều rộng gia tải tính đổi của móng (m);

(16)

Eo – Hệ số biến dạng của nền đất tại vị trí lấy làm đối tượng để thiết kế được giả định hay suy luận theo các phương pháp trong Bảng 5;

α – Hệ số dùng để suy luận hệ số phản lực nền, lấy trong Bảng 5;

AV – Diện tích tải trọng theo phương đứng (m2).

Bảng 5 – Hệ số biến dạng Eo và α

Phương pháp suy luận hệ số biến dạng Eo

α (kN/m3)

Khi thường

Khi gió to

Khi động đất
Hệ số biến dạng từ đường cong lặp của thí nghiệm gia tải theo phương ngang lớn bản cứng hình tròn đường kính 0,3m.

1

2
Hệ số biến dạng suy luận từ thí nghiệm gia tải theo phương ngang trong lỗ.

4

8
Hệ số biến dạng được từ thí nghiệm 1 trục hay 3 trục mẫu thí nghiệm.

4

8
Hệ số biến dạng suy luận Eo=2800N, dựa trên giá trị SPT (N) của thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn.

1

2
CHÚ THÍCH: Giá trị Eo đối với trường hợp bão sẽ tính toán với giá trị giống như điều thông thường.

6.3.2.2  Hệ số phản lực nền đất theo phương nằm ngang

Hệ số phản lực nền đất theo phương nằm ngang xét đến sự tồn tại biến dạng được tính theo công thức:

(17)

Trong đó:

kH1 – Hệ số phản lực nền theo phương ngang xét đến sự tồn tại biến dạng (kN/m3);

αH – Hệ số tỷ lệ kể đến sự kháng lại của đất bùn trong và phản lực nền cắt theo phương ngang của mặt bên cọc, thông thường lấy bằng 1,0;

y – Chuyển vị theo phương ngang của móng trên mặt nền đất thiết kế (mm). Tuy nhiên trường hợp lớn hơn 50mm thường lấy bằng 50 mm;

yo – Chuyển vị tiêu chuẩn, nói chung lấy bằng 1% chiều rộng móng. Tuy nhiên trường hợp lớn hơn 50 mm, thường lấy là 50 mm.

(18)

Trong đó:

kH – Hệ số phản lực nền theo phương ngang (kN/m3);

kHo – Hệ số phản lực nền theo phương ngang tương đương với giá trị thí nghiệm gia tải lên bản cứng hình tròn nằm ngang đường kính 0,3 m (kN/m3), được xác định như sau:

(19)

Eo – Hệ số biến dạng của nền đất tại vị trí lấy làm đối tượng để thiết kế được giả định hay suy luận theo các phương pháp trong Bảng 5;

BH – Chiều rộng đặt tải tính đồi ở mặt trước (m), được tính như sau:

(20)

Bc – Chiều rộng của móng có hiệu, vuông góc với hướng của tải trọng (m);

Lc – Chiều dài cắm sâu có hiệu của cọc ván thép (m).

7  Mô hình kết cấu và phương pháp thiết kế

7.1  Khái quát chung

Các kết cấu và vòng vây dùng cọc ván thép được kiểm toán về mặt ổn định vị trí và độ bền vật liệu của các bộ phận của vòng vây. Hơn nữa các tính toán đó phải được thực hiện nhiều lần để xem xét trong tất cả các giai đoạn của quá trình thi công.

Đối với vòng vây cọc ván hố móng trong đất cát, phải xét đến chiều sâu ngàm của cọc (từ đáy của móng), t theo theo điều kiện loại trừ sự nguy hiểm do đất trồi trong hố móng khi hút nước ra khỏi hố móng mà không có lớp bịt đáy ngăn nước.

7.2  Các vấn đề cần xem xét trong thiết kế

7.2.1  Vòng vây hố móng bằng cọc ván thép

Khi xác định kiểu vòng vây hố móng bằng cọc ván thép phải căn cứ vào cấu tạo của móng, các điều kiện địa chất thủy văn, biện pháp thi công, thời hạn thi công và đảm bảo an toàn thi công.

Với các điều kiện đó, cấu tạo của vòng vây cọc ván thép phải đảm bảo:

– Khả năng thấm nước của vòng vây là nhỏ nhất.

– Độ bền, độ cứng và không biến hình của vòng vây dưới tác động của các tải trọng động và tĩnh phát sinh trong quá trình thi công (như áp lực nước, áp lực đất, áp lực của vữa bê tông, lực sóng, trọng lượng của các thiết bị,…).

– Khối lượng công việc phải làm đến khi ghép chặt vòng vây, phải tiến hành trong quá trình đào hố móng và xây móng là ít nhất.

– Độ ổn định của những công trình ở gần đó.

7.2.2  Thùng chụp không đáy và tường vây dùng cọc ván thép

7.2.2.1  Thùng chụp không đáy loại tháo được và loại không tháo được dùng để phục vụ thi công bảo vệ hố móng của trụ, thông thường được sử dụng ở những sông có nước sâu ít hơn 4 m. Có thể chế tạo thùng bằng khung thép ghép với các cọc ván thép.

7.2.2.2  Cấu tạo của thùng chụp bằng cọc ván thép phải đảm bảo độ bền, độ cứng và khả năng không thấm nước. Khi chọn kích thước của thùng chụp phải xét đến khả năng thoát nước của sông. Khi vận tốc dòng chảy lớn nên chế tạo thùng có dạng kết cấu rẽ dòng nước.

7.2.2.3  Tùy theo khả năng nên lợi dụng hệ giằng chống tường vây và thùng chụp là những kết cấu chịu tác dụng của áp lực nước, đồng thời làm kết cấu dẫn hướng để hạ cọc hoặc cột ống, và làm kết cấu chịu lực của đà giáo thi công.

Khi thiết kế loại giằng chống tháo lắp được phải xét đến trình tự dỡ chúng hoặc trình tự luân chuyển chúng theo mức độ đổ bê tông bệ và thân trụ.

7.2.2.4  Đối với thùng chụp và tường vây không thấm nước phải tính toán:

– Độ bền dưới áp lực thủy tĩnh, áp lực của bê tông đổ dưới nước và trọng lượng bản thân của kết cấu cần kiểm toán.

– Độ ổn định và độ nổi khi chở nổi tới vị trí hạ thùng và độ ổn định chống lật sau khi đặt thùng (khung vây) xuống đến đáy.

– Độ bền khi dùng cẩu đặt thùng chụp (khung vây).

– Công suất tàu kéo, tời và neo cố khi chuyên chở và hạ thùng (khung vây) xuống đáy.

7.2.3  Vòng vây cọc ván thép

7.2.3.1  Vòng vây cọc ván thép có thể dùng khi chiều sâu cắm vào đất lớn hơn 6 m với đất nền là đất sỏi và sét, và khi chiều sâu nước tại vị trí trụ lớn hơn 2 m. Thông thường cọc ván thép phải được nhổ lên để dùng lại, trừ trường hợp khi nó là thành phần thuộc kết cấu vĩnh cửu của trụ.

Khi thiết kế vòng vây cọc ván thép phải lựa chọn sao cho số lượng cọc ván thép được dùng là ít nhất.

7.2.3.2  Theo mặt bằng, kích thước của vòng vây cọc ván phải lớn hơn kích thước thiết kế của móng, cần xem xét đủ lớn để đáp ứng với các điều kiện thi công kết cấu móng.

Đối với những bệ móng được xây dựng ở trên cạn thì kích thước của vòng vây phải phù hợp với việc bố trí ván khuôn.

Khi xác định kích thước của vòng vây không có hệ giằng chống, phải xét đến chuyển vị ngang đối với từng vách, chuyển vị này phải đưa vào trong kích thước bằng chiều cao hố móng.

Khi phải đóng cọc xiên của móng thì vị trí của cọc ván thép phải được tính toán sao cho đầu nhọn của cọc ván phải cách xa cọc móng ít nhất 1 m với loại vòng vây hút nước không cần bịt đáy và ít nhất 0,5 m với loại vòng vây phải bịt đáy.

Đỉnh vòng vây cọc ván phải cao hơn mức nước ngầm 0,3 m và cao hơn mức nước thi công trên sông ít nhất 0,5 m.

Cao độ của đất ở bên cạnh vòng vây cọc ván dùng trong tính toán phải được xác định có xét đến cao độ xói lở có thể xảy ra (đối với các trụ giữa dòng nước).

7.2.3.3  Loại cọc ván thép có mặt cắt hình lòng máng là loại chủ yếu dùng làm vòng vây hố móng của các trụ cầu.

Loại cọc ván thép có mặt cắt bản phẳng, do Mômen của nó nhỏ nên chủ yếu chỉ dùng để ghép thành những tường hình trụ của vòng vây đắp đảo nhân tạo hoặc làm cừ vây ô.

Khi cần phải dùng loại cọc ván thép chế tạo ngay tại công trường bằng thép hình thì trong đồ án thiết kế phải chỉ dẫn rõ phương phảp ghép thép hình và công nghệ hàn. Cọc ván không được có những chỗ lồi ra làm cản trở việc đóng cọc.

Đầu dưới của cọc ván phải được cắt vát 1:4. Nếu trong đất có lẫn tạp chất (đá, rễ cây,…) thì đầu dưới của cọc phải được cắt vuông góc với trục.

7.2.3.4  Trong những trường hợp mà tính toán đã xác định vòng vây cọc ván phải được tăng cường bằng những vành đai ngang theo chu vi hố móng và bằng hệ thống các thanh chống ngang, dọc hoặc ở góc, kết cấu và mặt cắt của các vành đai và thanh chống phải được xác định qua tính toán.

Trên mặt bằng, cự li giữa các thanh chống của hệ giằng tăng cường theo hướng dọc và hướng ngang phải được xác định phải xét đến việc đưa ván khuôn, cốt thép xuống hố móng và xét đến các phương tiện cơ giới được sử dụng, cũng như phương pháp đào hố móng.

Khi xây dựng những bệ móng cọc hoặc bệ móng cột ống mà được bảo vệ bằng vòng vây cọc ván thép thì phải thiết kế kết cấu giằng chống cọc ván sao cho có thể lợi dụng chúng đồng thời làm khung dẫn hướng.

7.2.3.5  Khi xác định hình dạng vòng vây cọc ván thép, cần so sánh với dạng hình tròn vì đơn giản và giảm bớt đáng kể hệ giằng chống đỡ. Loại vòng vây này được giằng giữ bằng các vành đai tròn, mà không cần các thanh chống ngang. Số lượng vành đai (khung chống nằm ngang) và vị trí đặt vành đai theo chiều cao hố móng do tính toán xác định.

Để lắp và tháo vành đai thuận tiện, các mối nối ghép đều nên dùng liên kết bulông. Dưới vành đai phải đặt các giá đỡ nhỏ.

Trong trường hợp cần phải giảm độ lún của những công trình (hay đường) nằm cạnh vòng vây cọc ván thép khi lắp các thanh chống của vòng vây phải nén trước chúng bằng kích hoặc nêm) và giữ chúng với lực nhỏ hơn lực nén tính toán.

7.2.3.6  Các kết cấu tường cọc ván thép dùng trong công trình bến cảng được thiết kế phù hợp với các yêu cầu của tiêu chuẩn này và các tiêu chuẩn liên quan hiện hành.

7.3  Mô hình kết cấu, phân tích kết cấu

7.3.1  Những nguyên tắc chung tính toán vòng vây cọc ván thép của hố móng

7.3.1.1  Vòng vây cọc ván hố móng được kiểm toán về mặt ổn định vị trí và độ bền vật liệu của các bộ phận vòng vây. Cần tính toán để đảm bảo độ ổn định và độ bền của vòng vây cọc ván không chỉ trong giai đoạn xói hút toàn bộ đất và nước ra khỏi hố móng, mà còn cả trong quá trình đào hố móng và bố trí hệ khung chống, cũng như trong quá trình đắp đất lại và tháo hệ giằng chống.

Đối với những vòng vây cọc ván phải đóng vào trong cát, hoặc á cát, thì ngoài những tính toán đã nói ở trên, còn cần phải kiểm tra chiều sâu đóng cọc ván, t (kể từ đáy hố móng) theo điều kiện loại trừ sự nguy hiểm do đất trồi trong hố móng khi hút nước ra khỏi hố móng mà không có lớp bê tông bịt đáy ngăn nước. Không phụ thuộc vào kết quả tính toán, trong trường hợp đất sét chảy và sét dẻo chảy, hoặc á sét và á cát hoặc bùn no nước hoặc cát nhỏ và cát bột, v.v… phải lấy chiều sâu đóng cọc ván (tính từ đáy hố móng, hoặc từ cao độ xói) không nhỏ hơn 2,0 m. Trong các trường hợp còn lại thì chiều sâu này không nhỏ hơn 1,0m. Với loại vòng vây có dùng lớp bê tông bịt đáy nước thì chiều sâu đóng cọc ván phải không nhỏ hơn 1,0m trong mọi loại đất.

7.3.1.2  Theo điều kiện tránh nguy cơ đất trồi khi hút nước ra khỏi hố móng, thì chiều sâu tối thiểu đóng cọc ván (tính từ đáy hố móng) được xác định theo công thức sau:

(21)

trong đó

h’B – khoảng cách từ đáy hố móng đến mực nước ngoài hố móng trong thời gian hút nước (m);

γB – Dung trọng của nước (kN/m3);

γw – Dung trọng của đất ở trạng thái đẩy nổi (kN/m3);

m1 – Hệ số điều kiện làm việc, lấy như sau:

0,7 – Đối với cát thô, cát sỏi và á cát;

0,5 – Đối với cát trung và cát nhỏ;

0,4 – Đối với cát bột.

Đối với loại vòng vây tròn và cả với loại vòng vây có dạng bất kỳ, nhưng với điều kiện: khoảng cách từ mực nước bên ngoài hố móng đến chân cọc ván phải lớn hơn 2 lần khoảng cách từ chân cọc ván đến đỉnh lớp đất không thấm nước, thì được phép lấy trị số t tính được theo công thức (21) giảm đi 10 %.

7.3.1.3  Theo điều kiện đảm bảo độ ổn định chống lật của vách. Chiều sâu đóng cọc ván tối thiểu t (tính từ đáy hố móng) được xác định theo công thức sau:

Ml = m.Mg

(22)

Trong đó:

Ml – mômen của các lực gây lật đổ với trục quay có thể của tường cọc ván (kNm);

Mg – trị số mômen lật giới hạn, bằng mômen của các lực giữ đối với cùng một trục tính toán (kNm);

m – hệ số điều kiện làm việc.

7.3.1.4  Áp lực tính toán của nước và đất (chủ động và bị động) áp lực tiêu chuẩn, xác định theo Phụ lục D nhân với hệ số tải trọng. Khi đó đối với áp lực chủ động của đất thì lấy hệ số tải trọng ηn =1,2, còn đối với áp lực bị động thì lấy ηn= 0,8.

Để tính đến ảnh hưởng của lượng nước thấm (mà trong Phụ lục D chưa được xét tới) khi hút nước ra khỏi hố móng loại đất cát, đối với áp lực của nước và đất, sẽ đưa vào hệ số điều kiện làm việc, khi chọn hệ số này phải căn cứ vào điều kiện địa chất thủy văn và cấu tạo của vòng vây.

7.3.1.5  Khi xây dựng vòng vây trong đất thấm nước có tiến hành đổ bê tông bịt đáy trong nước, trong tính toán tường cọc ván – biểu thị sự làm việc của tường trong giai đoạn trước khi đổ bê tông bịt đáy – áp lực thủy tĩnh được tính tương ứng với độ sâu hút nước ra khỏi hố móng cần thiết đến bố trí một tầng vành đai (khung chống ngang), nhưng không nhỏ hơn 1,5 m và không nhỏ hơn 1/4 độ chênh cao giữa mực nước (tại vùng không ngập nước, là mức nước ngầm) và đáy hố móng.

7.3.1.6  Vòng vây cọc ván thép được đóng vào đất không thấm nước (á sét hoặc sét) nằm thấp hơn mực nước, được tính toán theo áp lực nằm ngang tương ứng với 2 sơ đồ sau:

Sơ đồ 1: Giả thiết rằng phía dưới mặt đất không thấm nước, áp lực nằm ngang tác dụng lên tường cọc ván quy ước chỉ là áp lực thủy tĩnh của nước lọt được vào giữa tường và đất ở độ sâu hB;

Sơ đồ 2: Theo sơ đồ này người ta không xét đến khả năng thấm nước giữa tường vây và lớp đất không thấm nước mà giả thiết rằng lớp đất này gây ra áp lực ngang khi phía trên nó chịu áp lực thủy tĩnh. Còn khi phía trên lớp đất không thấm nước lại còn có lớp đất thấm nước thì nó còn chịu cả trọng lượng của lớp đất này. Nếu lớp đất thấm nước nằm dưới mực nước thì khi xác định trọng lượng của nó phải xét đến sự đẩy nổi trong nước.

Trong cả 2 sơ đồ nói trên phần phía trên mặt lớp đất không thấm nước, cần tính áp lực nằm ngang tác dụng lên tường do áp lực thủy tĩnh và trong trường hợp cần thiết còn do áp lực thủy tĩnh của lớp đất thấm nước nữa.

Chiều cao thấm nước giữa tường và lớp đất không thấm nước h’B (tính từ bề mặt của nó) được lấy như sau:

a) Đối với vòng vây không có hệ khung chống (Hình 8a)

(23)

với h’ là chiều sâu đóng cọc ván vào đất không thấm nước (m).

b) Đối với vòng vây có một tầng khung chống (Hình 8b)

(24)

với t là chiều sâu đóng cọc ván phía dưới đáy hố móng (m).

c) Đối với vòng vây có nhiều tầng khung chống (Hình 8c) thì chiều cao h’B được tính từ bề mặt lớp đất không thấm nước đến cao độ dưới đáy hố móng 0,5 m khi tầng khung chống ở dưới cùng phải nằm trong lớp đất không thấm nước.

Hình 8 – Các sơ đồ xác định chiều sâu thấm nước giữa vách cọc ván và lớp đất không thấm nước

7.3.1.7  Các chi tiết của hệ chống đỡ cần được kiểm toán với tác dụng đồng thời của tải trọng nằm ngang do vách cọc ván truyền đến và tải trọng thẳng đứng do trọng lượng của các thiết bị và các kết cấu mà thiết kế đã ấn định. Mômen uốn lớn nhất trong một thanh chống do trọng lượng thiết bị và kết cấu gây ra không được nhỏ hơn mômen uốn lớn nhất do tải trọng phân bố đều có cường độ q gây ra.

Trong đó:

q1 – Tải trọng lấy bằng 0,50 kN/m2 đối với tầng khung chống trên cùng và 0,25 kN/m2 đối với các tầng còn lại;

F – Diện tích hố móng lấy tương ứng cho một thanh chống được tính toán (m2);

I – Chiều dài thanh (m).

7.3.1.8  Khi tính toán tường cọc ván về mặt độ bền phải lấy cường độ tính toán của cọc ván và của hệ chống đỡ theo đúng các Cataloge của nhà sản xuất chia cho hệ số độ tin cậy k lấy như sau:

k = 1,1 đối với vòng vây cọc ván nằm trong nước;

k = 1,0 trong các trường hợp còn lại.

7.3.1.9  Mômen chống uốn của mặt cắt trên 1 mét rộng của tường cọc ván Wx (tham khảo Cataloge của Nhà sản xuất) phải nhân với các hệ số sau đây (xét đến khả năng chuyển vị tương đối của các tấm cọc ván ở các chỗ khóa ghép):

07 – Trong trường hợp đất yếu và không có những vành đai tăng cường cọc ván;

0,8 – Cũng trong trường hợp đất như vậy, nhưng có những vành đai tăng cường cọc ván;

1,0 – Trong các trường hợp còn lại.

7.3.1.10  Khi tính toán độ bền của tường cọc ván (không phải tính khung chống) phải đưa vào hệ số điều kiện làm việc m bằng:

1,15 – Đối với tường vòng vây hình tròn (trên mặt bằng);

1,10 – Đối với tường cọc ván dài < 5m, loại vòng vây khép kín có dạng chữ nhật (theo mặt bằng) có các tầng thanh chống trung gian.

a. Với vòng vây không có khung chống, hệ số điều kiện làm việc lấy bằng 0,85;

b. Với vòng vây có 1 tầng khung chống 1,0;

c. Với vòng vây có nhiều tầng khung chống 0,9.

7.4  Thiết kế các dạng kết cấu dùng cọc ván thép

7.4.1  Vòng vây cọc ván thép

7.4.1.1  Tính toán vòng vây cọc ván không có các khung chống ngang

7.4.1.1.1  Với loại vòng vây không dùng lớp bịt đáy phòng nước thì chiều sâu đóng cọc ván tối thiểu kể từ đáy hố móng bằng:

t = t0 + Δt

(25)

Chiều sâu t0(m) được xác định trên cơ sở công thức (22) khi cho rằng trục quay của tường nằm ở độ sâu đó và bỏ qua Mômen của áp lực đất bị động đối với trục nói trên. Do đó trong công thức (22), trị số Ml sẽ bằng Mômen của áp lực đất chủ động và của áp lực thủy tĩnh tác dụng ở phía trên độ sâu t0 đối với trục quay của tường. Còn trị số Mg là Mômen của áp lực bị động tác dụng từ phía hố móng bên trên độ sâu t0 đối với cùng trục đó. Hệ số điều kiện làm việc, m = 0,95.

Trong trường hợp tổng quát, để giải phương trình biểu thị theo công thức (22) phải dùng phương pháp thử dần, tức là tự chọn một độ sâu t0 sau đó sẽ làm chính xác hơn.

a – Khi tính tường cọc ván được đóng vào cát hoặc á cát; b,c – Khi tính tường cọc ván được đóng vào sét hoặc á sét

Hình 9 – Sơ đồ sử dụng trong tính toán vòng vây cọc ván không có chống ngang và các biểu đồ áp lực

Sơ đồ tính toán dùng đến xác định chiều sâu t0, biểu thị trên Hình 9. Biểu đồ áp lực nêu ở Hình 9a thuộc vào trường hợp tính toán tường vây đóng trong cát, hoặc á cát. Còn biểu đồ áp lực nêu trong Hình 9b và 9c thuộc vào trường hợp tính toán tường vây đóng trong sét hoặc á sét. Do chiều sâu t0 không phải là toàn bộ chiều sâu đóng cọc ván phía dưới đáy hố móng (xem công thức (26)), cho nên khi xét đến sự thấm nước giữa tường cọc ván và đất á cát hoặc đất sét nên lấy chiều sâu:

H’B = 0,8 (hm + t0)

(26)

Chiều sâu phụ thêm Δt(m) được xác định theo công thức:

(27)

E‘n – Hợp lực của áp lực bị động của đất tác dụng từ phía ngoài của hố móng (phản lực ngược lại) (kN);

P’n – Cường độ của áp lực đó ở độ sâu to (kN/m).

Xác định hợp lực của phản lực ngược lại của đất theo công thức sau:

E’n = En – (Ea + EB)

(28)

Trong đó:

En, Ea, EB – lần lượt là hợp lực của phản lực trực tiếp của đất, hợp lực của áp lực chủ động của đất, và hợp lực của áp lực thủy tĩnh tác dụng lên tường cọc ván phía trên độ sâu t0 (kN).

Xác định cường độ p’n(kN/m) của áp lực bị động của đất tác dụng lên tường cọc ván từ phía ngoài hố móng khi lấy chiều sâu.

H = hm + t0

(29)

7.4.1.1.2  Mômen uốn, tác dụng trong mặt cắt ngang của tường cọc ván, được xác định như đối với một thanh công son có ngàm ở độ sâu t0 (từ đáy hố móng). Lấy áp lực thủy tĩnh, áp lực đất chủ động và áp lực đất bị động (phản lực trực tiếp) tác dụng lên tường cọc ván ở phía trên độ sâu đó, làm các tải trọng tính toán (xem Hình 9).

7.4.1.1.3  Với loại vòng vây cọc ván được đóng trong đất thấm nước có lớp bịt đáy thì việc tính toán tường cọc ván thể hiện sự làm việc của nó ở giai đoạn trước khi đổ bê tông bịt đáy – phải theo các điều 7.4.1.1.1 và 7.4.1.1.2. Còn trong giai đoạn sau khi đổ bê tông bịt đáy thì phải tính toán tường cọc ván theo điều 7.4.1.1.4.

7.4.1.1.4  Chiều sâu t0 của tường cọc ván cắm vào đất phía dưới đáy hố móng được xác định từ điều kiện đảm bảo độ ổn định của nó chống quay quanh trục nằm ở phía dưới mặt lớp bê tông bịt đáy 0,5 m (điểm O ở Hình 10).

Do đó trong đẳng thức (22) trị số Ml là mômen của áp lực chủ động của đất bị đẩy nổi trong nước và của áp lực thủy tĩnh tác dụng lên tường cọc ván phía trên trục quay của tường, đối với cùng trục đó, còn Mg là mômen của áp lực bị động của đất bị đẩy nổi trong nước (phản lực ngược lại) tác dụng lên tường cọc ván ở phía dưới trục quay của tường đối với trục đó.

m = 0,95 – hệ số điều kiện làm việc.

Khi xác định mômen Mg coi biểu đồ áp lực đất bị động có dạng tam giác mà điểm tung độ 0 ở cao độ trục quay của tường, tìm tung độ lớn nhất của biểu đồ với H = hm + t.

Trị số mômen uốn lớn nhất trong mặt cắt ngang của tường có thể lấy bằng mômen M1.

Hình 10 – Sơ đồ để tính toán vòng vây cọc ván không có khung chống ngang đóng trong đất thấm nước và có bê tông bịt đáy

7.4.1.2  Tính toán vòng vây cọc ván có một tầng khung chống ngang

7.4.1.2.1  Chiều sâu chân tường cọc ván tối thiểu t bên dưới đáy hố móng (loại không có bịt đáy cách nước) được xác định từ điều kiện đảm bảo độ ổn định chống quay của tường xung quanh trục tựa lên sàn chống (điểm O trong Hình 11a). Do đó trong đẳng thức (22) trị số Ml là mômen của áp lực đất chủ động và áp lực thủy tĩnh đối với trục quay của tường. Còn Mg là mômen của áp lực đất bị động (phản lực trực tiếp) đối với trục đó.

m – Hệ số điều kiện làm việc lấy theo điều 7.4.1.2.2.

a) Sơ đồ xác định chiều sâu đóng cọc ván tối thiểu: b) Sơ đồ xác định mômen uốn tại mặt cắt ngang của nó

Hình 11 – Sơ đồ tính toán vòng vây cọc ván có một lớp khung chống nằm ngang

Đối với loại vòng vây khép kín theo mặt bằng, chiều sâu đóng cọc t, xác định được theo tính toán ổn định được phép lấy giảm đi 15 % đối với vòng vây hình tròn có bán kính < 5 m, giảm đi 10 %, đối với vòng vây hình chữ nhật có chiều dài của cạnh lớn nhất < 5 m.

Sơ đồ trên Hình 11 dùng để tính toán tường cọc ván hạ vào đất cát hoặc á cát.

7.4.1.2.2  Hệ số điều kiện làm việc m trong tính toán ổn định lấy như sau:

a) Trong trường hợp đất dính và cả trong đất không dính, nhưng mũi cọc ván phải ngập vào lớp sét hoặc á sét, m = 0,95.

b) Trong các trường hợp đất không dính khác:

– Khi hút một phần nước ra khỏi hố móng đến độ sâu (kể từ mực nước) không lớn hơn 0,25 h ở nơi ngập nước và 0,25 hB ở trên cạn, m = 0,95.

– Khi hút toàn bộ nước ra khỏi hố móng – theo biểu đồ Hình 12 tại nơi ngập nước và theo biểu đồ Hình 13 ở trên cạn.

Trong đó các ký hiệu ở đây và cả ở các biểu đồ Hình 12 và Hình 13 được định nghĩa:

h – Chiều sâu hố móng (m);

h’B – Khoảng cách từ đáy hố móng đến mức nước ngầm (m);

hm – Khoảng cách từ đáy hố móng đến mặt đất ngoài hố móng (m):

(30)

φ – góc nội ma sát của đất (rad).

Khi h, h’B, Mm và M’B có các trị số trung gian thì xác định hệ số bằng phương pháp nội suy tuyến tính.

Hình 12 – Sơ đồ và biểu đồ để xác định hệ số điều kiện làm việc trong tính toán ổn định vòng vây cọc ván ở nơi ngập nước khi có một tầng chống

Hình 13 – Sơ đồ và biểu đồ để xác định hệ số điều kiện làm việc trong tính toán ổn định vòng vây cọc ván thép

7.4.1.2.3  Mômen uốn, tác dụng trong mặt cắt ngang của thành cọc ván, được xác định theo sơ đồ của một dầm nằm tự do trên 2 gối, một gối ở cao độ điểm tựa của thành vào giằng chống (Hình 11) còn gối kia nằm ở độ sâu 2.0 m kể từ đáy móng).

Trong đó:

t – chiều sâu đóng cọc ván tối thiểu theo điều kiện đảm bảo độ ổn định của thành (m), (xem điều 7.4.1.2.1). Khi đó áp lực đất chủ động và bị động, cũng như áp lực thủy tĩnh tác dụng lên thành cọc ván bên dưới độ sâu 2m không được tính đến (xem Hình 11b).

7.4.1.2.4  Mômen uốn ở mặt cắt thành cọc ván nằm trong nhịp tính toán lấy bằng:

M = MB + 0.75Mm

(31)

Trong đó

MB – Mômen uốn tại mặt cắt ngang của cọc ván do áp lực thủy tĩnh của nước, được xác định theo sơ đồ đã nêu ở trên (kNm);

Mm – Mômen uốn tại mặt cắt ngang của cọc ván do áp lực đất gây ra (kNm);

0,75 – Hệ số xét đến sự phân bố lại áp lực của đất.

Trong trường hợp độ bền của tường cọc ván theo vật liệu không đảm bảo thì hợp lí hơn cả là thay đổi vị trí giằng chống theo chiều cao, hoặc tăng chiều sâu đóng cọc ván vào đất để đảm bảo ngàm chặt phần dưới của tường vào đất mà giảm được trị số mômen uốn trong các mặt cắt ngang của nó. Tính toán tường cọc ván, có xét đến việc ngàm phần dưới trong đất, có thể thực hiện bằng phương pháp đồ giải.

Theo sơ đồ chỉ dẫn trên Hình 11b, sẽ xác định được áp lực q của tường tác dụng lên vành đai của khung chống (như phản lực gối kế trên), lực trong thanh chống P (kN) được phép lấy bằng:

P = 1,1q(l1 + ln)/2

(32)

Trong đó

l1 và ln – Khẩu độ của vành đai bên trái và bên phải thanh chống được tính toán (m).

7.4.1.2.5  Với loại vòng vây cọc ván có đổ bê tông bịt đáy thì việc tính toán tường bên cọc ván, biểu thị sự làm việc của nó ở giai đoạn trước khi đổ bê tông bịt đáy, phải theo điều 7.4.1.2.1 – 7.4.1.2.3.

Đối với giai đoạn sau khi đổ bê tông bịt đáy và hút toàn bộ nước ra khỏi hố móng cần kiểm tra sự làm việc của tường bên và hệ chống đỡ về mặt độ bền. Khi đó cũng như trước đây coi tường bên như là một dầm đơn giản đặt trên 2 gối, nhưng gối phía dưới nằm dưới mặt lớp bê tông bịt đáy là 0,5 m.

7.4.1.3  Tính toán vòng vây cọc ván có từ 2 tầng khung chống trở lên

7.4.1.3.1  Chiều sâu tối thiểu t của cọc ván chôn vào đất dưới đáy hố móng (loại không có bịt đáy ngăn nước) được xác định từ điều kiện đảm bảo độ ổn định chống quay của cọc ván xung quanh trục nằm ở các độ tầng khung chống dưới cùng (Hình 14a). Do đó công thức (22) được viết lại dưới dạng:

Ma + MB = m [Mn + (2M’a + M’B)]

(33)

Trong đó:

Ma và MB – Lần lượt là mômen của áp lực đất chủ động và của áp lực tĩnh tác dụng lên thành cọc ván phía dưới trục quay của nó, đối với trục đó (kNm);

M’a và M’H – Lần lượt là mômen của áp lực đất chủ động và, của áp lực tĩnh tác dụng lên thành cọc ván phía trên trục quay của nó, đối với trục đó (kNm);

Mn– Mômen của áp lực đất bị động tác dụng lên thành cọc ván (phản lực tiếp) đối với trục quay (kNm);

m – Hệ số điều kiện làm việc, lấy theo điều 7.4.1.2.2.

Nếu không thỏa mãn bất đẳng thức này thì phải sử dụng công thức sau đây để xác định chiều sâu đóng cọc ván tối thiểu t:

Ma + MB = m (Mn + Wx.R)

(34)

Trong đó: Wx – Mômen kháng uốn của mặt cắt ngang thành cọc ván (m3);

R – Cường độ tính toán của vật liệu làm cọc ván (kN/m2).

7.4.1.3.2  Hệ số điều kiện làm việc m được lấy theo chỉ dẫn như đối với vòng vây có một tầng khung chống theo điều 7.4.1.2.2, chỉ khác biệt ở chỗ: khi hút toàn bộ nước ra khỏi hố móng, là loại đất không dính kết ở nơi ngập nước, thì trị số m không lấy theo biểu đồ ờ Hình 12 mà phải lấy theo biểu đồ ở Hình 15 (vẫn sử dụng các ký hiệu như ở Hình 11).

Đối với loại vòng vây cọc ván khép kín thì chiều sâu đóng cọc t được xác định qua tính toán ổn định, được lấy giảm đi như chỉ dẫn ở điều 7.4.1.2.1.

Theo điều kiện đảm bảo ổn định của thành cọc ván việc giảm chiều sâu đóng cọc ván có thể đạt được bằng cách hạ thấp cao độ của khung chống dưới cùng (nếu điều kiện thi công cho phép).

7.4.1.3.3  Mômen uốn tác dụng trên mặt cắt ngang của thành cọc ván cứng như áp lực q của cọc ván tác dụng lên vành đai của từng tầng khung chống được xác định theo sơ đồ một dầm liên tục nhiều nhịp đặt tự do trên các gối, gối dưới cùng nằm ở chiều sâu (với t là chiều sâu đóng cọc tối thiểu được xác định có xét đến các yêu cầu ở các điều 7.3.1.1 và 7.3.1.2, 7.4.1.3.1. Các gối khác nằm ở cao độ các tầng khung chống. Khi đó không xét đến áp lực đất chủ động và bị động cũng như áp lực thủy tĩnh tác dụng lên thành tường ở phía dưới chiều sâu t/2 (Hình 14b). Lực trong thanh chống của mỗi tầng tính theo công thức (33).

a) Để xác định chiều sâu đóng cọc ván tối thiểu; b) Để xác định Mômen uốn trong mặt cắt ngang của cọc ván

Hình 14 – Sơ đồ tính toán vòng vây cọc ván có từ 2 lớp khung chống trở lên

7.4.1.3.4  Nếu dự định đổ bê tông bịt đáy ngăn nước, thì phải tính toán độ bền của tường cọc ván và khung chống tương ứng với trường hợp hút toàn bộ nước ra khỏi hố móng.

Khi tiến hành tính toán ta coi tường cọc ván như một dầm liên tục nhiều nhịp, nhưng gối dưới cùng nằm ở độ sâu dưới mặt trên của lớp bê tông bịt đáy 0,5m.

Hình 15 – Biểu đồ để xác định hệ số điều kiện làm việc trong tính toán ổn định của vòng vây cọc ván tại nơi ngập nước khi sử dụng từ 2 lớp khung chống trở lên

7.4.1.4  Các trường hợp tính toán đặc biệt đối với vòng vây cọc ván thép

7.4.1.4.1  Trong trường hợp nếu có tải trọng thẳng đứng tác dụng thêm lên cọc ván (do búa, do cẩu,…) thì chiều sâu đóng cọc ván ở phần truyền tải trọng thẳng đứng phải được kiểm tra đến tiếp nhận lực thẳng đứng phù hợp với các Tiêu chuẩn thiết kế cọc có liên quan đối với dự án đang xét. Khi đó mặt đất được lấy ở cao độ đáy hố móng, còn bề rộng của phần vòng vây truyền tải trọng tập trung được xác định từ điều kiện phân bổ lực trong vòng vây dưới một góc 30° so với phương đứng.

7.4.1.4.2  Khi thiết kế vòng vây cọc ván ở gần các tòa nhà và các công trình hiện có, mà kết cấu của chúng không cho phép lún nền, cần phải:

a) Xác định áp lực đất tác dụng lên vòng vây như áp lực ở trạng thái tĩnh.

b) Các thanh chống của hệ thống tăng cường phải có thiết bị (nêm kích) để tạo ra lực nén trước bằng lực tính toán.

7.4.1.4.3  Khi vòng vây cọc ván chịu lực va xô của tàu thuyền cần được kiểm toán thêm với các tải trọng như nêu ở điều 7.4.1.4.2 và khi đó thông thường phải đặt những mặt phẳng giằng chống bổ sung ở cao độ có tác dụng của các tải trọng đó.

7.4.1.4.4  Khi thi công vòng vây cọc ván (hay tường chắn) cho những trụ móng cọc bệ cao, cần phải kiểm tra độ bền và độ ổn định của vòng vây dưới tác dụng của lực đẩy từ trong ra (do đất nằm ở phía trong vòng vây). Khi đó tính cao độ mặt đất, bao quanh phải xét đến khả năng xói lở. Việc tính toán này được tiến hành theo phương pháp tính toán đảo nhân tạo.

Vòng vây cọc ván khép kín phải được kiểm toán lực đẩy nổi khi cao độ mực nước thi công cao nhất.

Với loại đất nền yếu thì vòng vây cọc ván cần phải kiểm tra chống hiện tượng đất trồi từ phía dưới cọc ván lên. Theo điều kiện này, người ta xác định chiều sâu đóng cọc ván cần thiết t từ điều kiện:

(35)

Trong đó:

q – áp lực tính toán tác dụng lên cọc ván ở cao độ đáy hố móng (kN/m2);

γ – dung trọng của đất (kN/m3);

φ – góc nội ma sát của đất ở đáy hố móng (rad).

7.4.1.5  Vòng vây cọc ván thép dùng để đắp đảo nhân tạo

Đảo nhân tạo dùng để hạ giếng chìm và thùng chìm hơi ép, để bố trí các thiết bị khoan thăm dò, các thiết bị thi công cọc thông thường, được sử dụng ở nơi nước sâu từ 4 – 6 m và hơn nữa.

Vòng vây cọc ván thép dùng bao quanh đảo nhân tạo chỉ nên áp dụng khi nước sâu hơn 6m, nhất là nếu đối với loại vòng vây hình trụ tròn làm bằng cọc ván thép dạng bản phẳng (tương tự kiểu cừ vây ô của công trình bến cảng).

Chiều rộng của bờ bảo hộ (khoảng cách dự phòng giữa mép vòng vây và mép giếng chìm) không nhỏ hơn 1,5m.

Chiều sâu đóng cọc ván t (của vòng vây hình trụ) phía dưới đường xói được xác định theo điều kiện chống hiện tượng chồi đất từ phía dưới chân cọc ván lên:

(36)

Trong đó:

q – áp lực tính toán do trọng lượng của đất đắp và trọng lượng của giếng chìm gây ra ở cao độ đáy sông (kN/m2);

φD– Góc nội ma sát của đất ở đáy sông (rad).

Với đất loại đá thì được phép gá đặt cọc ván thép theo dạng hình trụ (trên mặt bằng) và không cần đóng cọc ván vào đá.

7.4.1.5.1  Cọc ván của loại vòng vây hình trụ được kiểm toán về kéo đứt, theo công thức:

(37)

Trong đó:

P- Sức chịu kéo tính trên một mét dài mộng ghép phụ thuộc vào bề dày của bụng cọc ván hoặc cường độ của mộng ghép cọc ván (kN);

D – Đường kính của đảo (m);

e – Cường độ áp lực ngang của đất đắp ở cao độ đáy sông (kN/m2):

(38)

Trong đó:

γ – Dung trọng đất đắp ở trạng thái đẩy nổi (kN/m3);

h3 – Tải trọng quy đổi thành trong lượng đất đắp tác dụng lên mặt đảo (m).

Đối với loại cọc ván kiểu bản phẳng thì sức chịu kéo tính toán được lấy bằng trị số lực kéo đứt được lấy theo Tiêu chuẩn hiện hành về kết cấu thép TCVN 5575:2012 chia cho hệ số an toàn theo vật liệu là 1,30.

Khi dùng loại cọc ván hình lòng máng thì phải để các vành đai thép chịu ứng lực kéo.

7.4.1.5.2  Chiều sâu đóng cọc ván thép tối thiểu của vòng vây bảo vệ đảo có dạng hình chữ nhật (trên mặt bằng) được xác định bằng tính toán chống trồi đất và đảm bảo ổn định tường cọc ván đồng thời trong mọi trường hợp không nhỏ hơn 2,0 m dưới đường xói lở.

Chiều sâu đóng cọc ván thép tối thiểu của vòng vây bảo vệ đảo có dạng hình chữ nhật (trên mặt bằng) được xác định bằng tính toán chống trồi đất và đảm bảo ổn định tường cọc ván đồng thời trong mọi trường hợp không nhỏ hơn 2,0 m dưới đường xói lở.

7.4.1.6  Khung dẫn hướng để thi công vòng vây cọc ván thép

Để giữ cho cọc ván vào đúng vị trí thiết kế trong quá trình đóng chúng, phải dùng khung dẫn hướng. Kết cấu của khung dẫn hướng do dạng công trình và điều kiện địa phương quyết định.

Nếu có thể được nên sử dụng khung dẫn hướng cọc và cột ống đồng thời làm hệ khung chống của vòng vây bảo vệ hố móng và làm cả khung dẫn hướng để đóng cọc ván của vòng vây và để làm sàn công tác khi thi công đóng cọc và cột ống.

Khung dẫn hướng được lắp thành một, hai hay một số tầng mặt phẳng nằm ngang kiểu mắt cáo có các lỗ để cọc, hoặc cột ống (nếu có) xuyên qua. Các mặt phẳng của khung phải được nối với nhau bằng hệ giằng ngang, giằng chéo và giằng đứng theo các mặt phẳng nằm ngang và mặt phẳng thẳng đứng) thành kết cấu không gian bất biến hình.

7.4.2  Thiết kế tường cọc ván cho bến cảng

7.4.2.1  Nguyên tắc chung thiết kế

Kết cấu tường cọc ván (tường cừ) dùng cho bến cảng được thiết kế phù hợp với các yêu cầu của tiêu chuẩn này và các tiêu chuẩn liên quan hiện hành. Trong đó có các yêu cầu về tải trọng, cấu tạo các loại tường cừ, yêu cầu về chống ăn mòn, …

Trong phạm vi Tiêu chuẩn này chỉ nhắc lại nguyên tắc chung tính toán và chỉ dẫn tính toán về tường cứ kép và tường cừ vây ô là các loại tường chưa được đề cập đến trong các Tiêu chuẩn nói trên.

7.4.2.2  Nguyên tắc chung tính toán

Bến tường cọc ván thép (bến tường cừ) cũng như các loại bến trọng lực, bến cầu tàu, bến mái nghiêng bao gồm ba phần tính toán chính: tính ổn định, tính sức chịu của nền, tính độ bền của các cấu kiện. Tùy theo cấu tạo từng loại bến mà tỷ lệ tính toán một trong ba phần trên có khác nhau.

Công trình tường cừ được tính theo lý thuyết trạng thái giới hạn.

Nội dung cơ bản của tính toán bao gồm: xác định nội lực của cừ, chiều sâu chôn cừ, tính lực neo và lực E’p đặt ở chân cừ, tính duyệt cường độ, ổn định và chuyển vị của tường cừ theo các TTGH.

Khi xác định nội lực và chuyển vị tường cừ, có thể dùng bất cứ phương pháp phân tích kết cấu nào thông dụng bao gồm cả các phương pháp đồ giải, phương pháp giải tích phương pháp phần tử hữu hạn với việc áp dụng các phần mềm máy tính phù hợp.

Khi sử dụng các phần mềm máy tính, người thiết kế phải ghi chú rõ về bản chất, phạm vi áp dụng hợp lý của phần mềm và chịu trách nhiệm về kết quả.

7.4.3  Tường cừ có neo (vòng vây cọc ván thép có các thanh neo)

7.4.3.1  Nguyên tắc chung

Các tường cọc ván thép có neo được sử dụng trong công trình bến cảng sẽ được thiết kế theo các yêu cầu và chỉ dẫn của Tiêu chuẩn này và các chỉ dẫn liên quan của các tiêu chuẩn hiện hành.

7.4.3.2  Quan hệ tương tác giữa chiều sâu chôn cọc ván thép với biểu đồ áp lực đất, với biến dạng và với biểu đồ mômen của tường có một neo.

7.4.3.2.1  Trường hợp chiều sâu chôn cừ không đủ t≤tmin

Giả thiết điểm neo đặt ngay tại đỉnh cừ. Vì chiều sâu chôn cừ nông, đỉnh cừ được điểm neo giữ chặt, nên cừ có xu hướng chuyển dịch ra phía nước và xoay quanh điểm A tại đỉnh cừ (Hình 16a). Chống lại sự dịch chuyển xoay này nhờ sự chống của đất – áp lực bị động Ep. nếu cừ ở trạng thái cân bằng giới hạn (tmin), các mômen của áp lực chủ động Ea và bị động Ep tương ứng với điểm A phải cân bằng nhau. Tường trong trường hợp này là bản kiểu dầm tựa trên hai gối: một tại điểm A, một tại trọng tâm của áp lực bị động. Biểu đồ mômen uốn có một dấu, trục đàn hồi của tường có dạng nén ở Hình 16a. Chuyển vị chân tường tạo ra sức chống tối đa, đạt giá trị cực đại.

Hình 16 – Ảnh hưởng của chiều sâu chôn cừ tới áp lực mômen và biến dạng

7.4.3.2.2  Trường hợp chiều sâu chôn cừ t>tmin

Khi tăng tiếp chiều sâu t>tmin, thì chuyển vị tại chân cừ giảm, kéo theo áp lực đất giảm dần tới một điểm có giá trị bằng không (Hình 16b).

Trong trường hợp này, tường làm việc như dầm kê tự do, biểu đồ Mômen uốn vẫn giữ nguyên một dấu. Khi tăng tiếp chiều sâu chôn cừ t, chân cừ bắt đầu chuyển vị về phía đất đổ và tạo ra phản áp lực.

Toàn bộ tường cừ bị biến dạng uốn cong mà đầu và chân được coi như chuyển vị ngang bằng không.

7.4.3.2.3  Trường hợp chiều sâu chôn cừ t = tmax

Sơ đồ chỉ ra ở Hình 16c tương ứng với độ sâu của tường, mà trong một tải trọng ngoài đã cho, phản lực đất từ phía phải của tường đạt tới giá trị giới hạn của nó và tường ngàm chặt trong đất. Trong trường hợp này trục đàn hồi có điểm uốn, biểu đồ Mômen có hai dấu. Mômen uốn ở nhịp nhỏ nhất trong 3 trường hợp. Nếu tăng tiếp chiều sâu chôn cừ nữa, sẽ không có tác dụng, vì phản lực đất hở bên trái và bên phải tường không được tận dụng. Điều đó, dẫn đến làm tăng Mômen uốn ở nhịp.

Tóm lại, ứng với sơ đồ ở Hình 16a có t= tmin, M = Mmax. Ứng với sơ đồ ở hình 16c, có t = tmax, M = Mmin, còn sơ đồ trên Hình 16b là trung gian giữa hai trường hợp trên.

Để thực hành tính toán, sơ đồ tính toán được chọn phải phụ thuộc vào độ cứng đơn vị dài của cọc cừ ɳ, xác định theo tỷ số:

(39)

Trong đó:

t – Chiều sâu chôn cọc ván thép (m);

δ – Chiều cao của mặt cắt cọc ván được tính đổi về mặt cắt chữ nhật tương đương và được tính theo công thức (m):

(40)

Trong đó: J – Mômen quán tính cấu kiện cọc ván (m4);

b – Chiều rộng cấu kiện cọc ván (m);

Δ – Khoảng trống thiết kế giữa hai cấu kiện cừ theo mép bến (m).

Nếu η≤ 0,06 tường cừ coi như mềm và ngàm chặt trong đài (Hình 16c) hoặc bán ngàm chặt (ngàm đàn hồi hình 16b).

Nếu η> 0,06 cừ được xem như có độ cứng lớn với gối tự do vào đất (Hình 16a). Chú ý trong công thức (40), nếu cọc cừ là cọc trụ ống lấy b = D (đường kính ngoài của cọc), còn nếu cọc cừ chữ T lấy b = bn (chiều rộng cánh).

7.4.4  Tường cừ kép

7.4.4.1  Nguyên tắc thiết kế kết cấu tường cừ kép

Tường cừ kép là loại tường cọc ván gồm có 2 tường cọc ván đơn xây dựng song song với nhau, được liên kết với nhau bằng thanh neo hoặc các dầm, giữa chúng được đổ đầy bằng đất tạo thành một khối tường cứng.

Đây là loại kết cấu trung gian giữa loại tường cọc ván có neo và tường cọc ván kiểu vây ô.

Ngoại lực là các lực kháng lại áp lực đất bị động trong phần cọc ván chôn vào đất kháng lại lực cắt của đất đắp và độ cứng của cọc ván.

Tường cọc ván kép có các đặc điểm sau:

– Được sử dụng rộng rãi trong các vòng vây cọc ván để xây dựng và sửa chữa các công trình dưới nước.

– Phù hợp với các công trình nơi không gian sau tường cọc ván không đủ để đặt hệ thanh neo và hệ thống hỗ trợ.

Hình 17 – Khảo sát chung đối với tường cọc ván kép

7.4.3.2  Quá trình thiết kế tường cừ kép

Hình 18 – Quá trình thiết kế tường cừ kép

7.4.3.3  Xác định điều kiện thiết kế

7.4.3.3.1  Cao độ

Các cao độ cần xem xét trong thiết kế tường cừ kép bao gồm:

– Cao độ đỉnh tường (được xác định bằng việc thêm chiều cao dự phòng đến mực nước cao (HWL)).

– Cao độ hiện hữu của đáy sông (được xác định bằng các nghiên cứu địa chất).

– Cao độ đáy, hình dạng và mái dốc nạo vét (dựa vào quy hoạch xây dựng).

Hình 19 – Các cao độ của tường cừ kép

– Cao độ mực nước phía ngoài (bằng với cao độ mực nước cao thiết kế trong mùa lũ trong sông).

– Cao độ mực nước phía trong (giả thiết bằng cao độ bề nạo vét).

– Cao độ mực nước phía trong khối đất đắp (giả thiết bằng 1/2 cao độ mực nước phía ngoài).

7.4.3.3.2  Điều kiện đất nền

Điều kiện đất đắp và đất đáy sông cần xét bao gồm:

– Phân loại đất;

– N – Chỉ số SPT;

– Dung trọng của đất;

– Góc ma sát trong;

– Lực dính của đất.

7.4.3.3.3  Điều kiện tải trọng

– Tải trọng chất lên công trình;

– Lực động đất.

7.4.3.4  Tính toán các ngoại lực

7.4.3.4.1  Phân bố áp lực nước

Phân bố áp lực nước sẽ được chia làm 4 loại (Bảng 6), tùy theo cấu tạo của nền đất và được thiết lập tương ứng với việc kiểm tra ứng suất của cọc ván và ổn định của thân tường (Hình 20).

Bảng 6 – Phân loại đối với phân bổ áp lực nước

Loại nền

Cấu tạo nền

Loại 1

Đất cát

Loại 2

Đất dính

Loại 3

Lựa chọn A (Phía trên: Đất cát + Phía dưới: Đất dính)

Loại 4

Lựa chọn B (Phía trên: Đất dính + Phía dưới: Đất cát)

 

Hình 20 – Phân loại áp lực nước

7.4.3.4.1.1  Phân bố áp lực nước khi kiểm tra ứng suất của cọc (Hình 21)

Hình 21 – Phân bố áp lực nước thiết kế

7.4.3.4.1.2  Phân bố áp lực đất khi kiểm tra ổn định của tường

A – Áp lực đất chủ động và áp lực đất bị động

pai=λai(Σγihi + q) – 2c(λai)0.5

(41)
ppi=λpi(Σγihi + q) – 2c(λpi)0.5

(42)

trong đó:

λai – Hệ số áp lực đất chủ động của lớp đất thứ i;

φi – Góc nội ma sát của lớp đất thứ i (°):

γi – Dung trọng của lớp đất thứ i (kN/m3); ở phần dưới mực nước thì γ’ sẽ được sử dụng;

hi – Độ dày của lớp đất thứ i (m).

B-Áp lực đất ở trạng thái nghỉ

p0=λ0(Σγihi + q)

(43)

Bảng 7 – Giá trị λ0 theo các loại đất

Loại đất

λ0

Đất cát

1 – sinφ

Đất sét

0,5

7.4.3.5  Kiểm tra ổn định chống phá hoại cắt của tường

7.4.3.5.1  Kiểm tra ổn định chống phá hoại cắt của tường

Fs . Md ≤ Mr

(44)

Trong đó:

Fs– Hệ số an toàn, trong trường hợp nước lũ, Fs ≥ 1,2;

Md – Mômen biến dạng cắt tại cao độ kiểm tra (kN.m/m);

Mr – Mômen chống cắt tại cao độ kiểm tra (kN.m/m).

7.4.3.5.2  Tính toán Mômen biến dạng cắt (Hình 22)

Md = Mw + Ma – Mp

(45)

Mw – Mômen biến dạng cắt do áp lực nước tại cao độ kiểm tra (kN.m/m);

Ma – Mômen biến dạng cắt do áp lực đất chủ động tại cao độ kiểm tra (kN.m/m).

Hình 22 – Mô hình biến dạng cắt

7.4.3.5.3  Tính toán Mômen kháng cắt

Mr = Mr0 (1 + d/h) + Msp

(46)

Mr0 – Mômen kháng cắt cơ sở của đất đắp tại cao độ kiểm tra (kN.m/m);

d – Khoảng cách từ cao độ kiểm tra đến cao độ mặt đất tự nhiên (m);

H – Chiều cao tường (m).

Msp = 2 lần giá trị nhỏ nhất của (Msp1 và Msp2)

(47)
Msp1 = σa.zsp

(48)
Msp2 = Ppu.hpu

(49)

Trong đó:

σa – Ứng suất cho phép của cọc (N/mm2)

Mr0 = (1/6).γm.Rm.Hm3 (50)
Với Rm = vm2.(3-vm.cosφ)sinφ (51)

Trong đó:

γm – Dung trọng tương đương của đất đắp (kN/m3)

γm = (Σγi. hi)/Σhi

(52)

γi – Dung trọng của lớp đất đắp thứ i (kN/m3);

hi – Chiều dày của lớp đất đắp thứ i (m);

Hm – Chiều cao của tường từ cao độ kiểm tra (m).

vm = B/Hm (53)

B – Chiều rộng tường (m);

φ – Góc nội ma sát của đấp đắp (°);

zsp – Mô đun mặt cắt có xét đến yếu tố triết giảm (m3/m);

Ppu – Tổng hợp lực của áp lực đất bị động phía dưới cao độ kiểm tra (kN/m);

hpu – Khoảng cách từ cao độ kiểm tra đến điểm đặt của hợp lực tác dụng (m).

Hình 23 – Mô hình kháng cắt đối với đất đắp là đất cát

Khi đất đắp là đất sét, Mr0 được tính toán như sau:

Mr0 = c.B2/2

(54)

Trong đó:

c – Lực dính của đất đắp (kN/m2);

B – Chiều rộng tường (m).

Hình 24 – Mô hình kháng cắt đối với đất đắp là đất dính

7.4.3.6  Kiểm tra ổn định chống trượt của tường

Kiểm tra ổn định chống trượt của tường

Fs = Fr / Fd

(55)

Trong đó:

Fs – Hệ số an toàn, trong trường hợp lũ thì lấy Fs ≥ 1.2;

Fd – Tổng lực ngang tác dụng lên tường (kN/m);

Fd = Fw + Fa

(56)

Fw – Lực ngang do áp lực nước (kN/m);

Fa – Lực ngang do áp lực đất bị động (kN/m);

Fr – Sức kháng cắt theo phương ngang tại đáy tường (kN/m);

Fr = W.tanφ+c.B

(57)

W – Chiều cao hữu hiệu của tường đất đắp (kN/m);

φ – Góc nội ma sát của đất đắp (°):

B – Chiều rộng tường (m).

Hình 25 – Mô hình trượt của tường

7.4.3.7  Kiểm tra sức chịu tải của nền đất phía dưới đáy tường

Các công thức kiểm toán là:

Fs = Qu/(V-γ2.Df.Be) ≥ 1,2   (58)

Trong đó:

Qu – Khả năng chịu lực giới hạn của nền đất tại đáy tường (kN/m);

Qu = Be(K.c.Nc+k.γ2.Df.(Nq-1)+0.5γ­1.Be.Nr)   (59)

Fs– Hệ số an toàn Fs;

V – Tổng hợp lực thẳng đứng tác dụng lên đáy tường (kN/m);

Be – Chiều rộng tác dụng hữu hiệu của móng có xét đến tải trọng lệch tâm (m).

Be = B – 2eB   (60)
eB = MB/V   (61)

B – Chiều rộng tường (m);

eB– Độ lệch tâm của tải trọng (m);

MB – Mômen tác dụng lên đáy tường (kNm/m);

K – Hệ số ảnh hưởng đến chiều sâu chôn cọc ván (thông thường K=1,0);

C – Lực dính của đất dưới đáy tường (kN/m2);

Dr – Khoảng cách từ mặt đất đến đáy tường (m);

γ1 – Dung trọng hữu hiệu của đất dưới đáy tường (kN/m3);

γ2 – Dung trọng hữu hiệu của đất từ mặt đất tới đáy tường (kN/m3);

Nc, Nq, Nr – Hệ số sức chịu tải;

tan α = HB/V;

HB – Hợp lực ngang tác dụng lên đáy tường (kN/m).

Hình 26 – Mô hình sức chịu tải của nền đất

7.4.3.8  Thiết kế kết cấu cọc ván thép (cọc cừ thép)

7.4.3.8.1  Tính toán chiều sâu chôn cọc

Chiều sâu chôn cọc tính toán phải thỏa mãn điều kiện sau:

Fs = Mpp/Map   (62)

Trong đó:

Map – Mômen tại điểm đặt thanh neo do áp lực đất chủ động và áp lực nước lỗ rỗng dư gây ra (kNm);

Map = Pa.la + Pw.lw   (63)

Mpp – Mômen tại điểm đặt thanh neo do áp lực đất bị động (kNm);

Mpp = Pp.lp   (64)

Fs – Hệ số an toàn, xem bảng 8;

Pa – Hợp lực của áp lực đất chủ động (kN/m);

la – khoảng cách từ điểm đặt hợp lực của áp lực đất chủ động đến điểm đặt thanh neo (m);

Pw – Hợp lực của áp lực nước lỗ rỗng dư (kN/m);

­lw- Khoảng cách từ điểm đặt hợp lực của áp lực nước lỗ rỗng dư đến điểm đặt thanh neo (m);

Pp – Hợp lực của áp lực đất bị động (kN/m);

lp– Khoảng cách từ điểm đặt hợp lực của áp lực đất bị động đến điểm đặt thanh neo (m).

Bảng 8 – Hệ số an toàn Fs

Nền đất

Thông thường (trong lũ)

Động đất

Đất cát

≥ 1,5

≥ 1,2

Đất dính

≥ 1,2

≥ 1,2

Hình 27 – Mô hình tính toán cọc ván

7.4.3.8.2  Tính toán mômen lớn nhất và phản lực neo tại điểm đặt thanh neo

7.4.3.8.2.1  Mô hình tính toán

Mômen uốn trong cọc ván sẽ được tính toán theo phương pháp đàn hồi dẻo có xét đến phản lực của cọc chôn vào nền. Mô hình tính toán thể hiện trên Hình 28.

Hình 28 – Mô hình tính toán mômen uốn trong cọc ván

7.4.3.8.2.2  Hệ số phản lực nền tính theo công thức sau:

kh = kh0 (Bh / 0.3) -0.75   (65)
kh0 = α E0 / 0.3   (66)

Trong đó:

kh – Hệ số phản lực nền theo phương ngang (kN/m3);

kh0 – Hệ số phản lực nền theo phương ngang thu được từ thí nghiệm thử tải tấm cứng có đường kính 0.3m (kN/m3);

Bh – Chiều rộng theo hướng phương ngang (khi vượt quá 10m thì lấy bằng 10m) (m);

E0 – Mô đun đàn hồi của nền (kN/m2);

α – Hệ số dùng để tính toán mô đun đàn hồi của nền.

7.4.3.8.3  Kiểm tra ứng suất mặt cắt của cọc ván (TTGH sử dụng)

σa = (Mlớn nhất x 103)/(ηz x zsp)   (67)

trong đó:

σa – Ứng suất thực tế trong cọc ván (N/mm2);

Mlớn nhất – Mômen uốn lớn nhất trong cọc ván (kNm);

ηz – Hệ số chiết giảm mô đun mặt cắt do khóa liên kết tham khảo bảng 9;

zsp – Mô đun mặt cắt bỏ qua yếu tố chiết giảm do khóa liên kết (m3/m).

Bảng 9 – Hệ số chiết giảm đặc trưng mặt cắt do khóa liên kết (Áp dụng cho Hình 1- 5.2.2)

 

ηz

Loại khóa liên kết

Hàn

Không hàn
Mô đun mặt cắt

0,80

0,60
Mômen quán tính

0,80

0,45

7.4.3.9  Thiết kế thanh neo và giằng neo

7.4.3.9.1  Kiểm tra ứng suất mặt cắt của thanh neo (TTGH sử dụng)

(68)

trong đó:

σa – Ứng suất thực tế của thanh neo (N/mm2);

T – Lực kéo của thanh neo (kN);

A – Diện tích hữu hiệu của thanh neo (m2).

7.4.3.9.2  Kiểm tra ứng suất mặt cắt của giằng neo (TTGH sử dụng)

(69)

trong đó:

σa – Ứng suất cho phép của giằng neo (N/mm2);

M – Mômen uốn thiết kế của giằng neo (kNm).

z – Mô đun mặt cắt (m3/m)

Khi có 4 hoặc nhiều hơn 4 thanh neo cùng gắn vào 1 giằng neo, giằng neo được xét như là một dầm liên tục 3 nhịp. Trong các trường hợp khác giằng neo được xét như là một dầm đơn giản. Theo giả thiết trên mômen uốn của giằng neo được tính toán như sau:

– Trong trường hợp có 4 hoặc nhiều hơn 4 thanh neo cùng gắn vào 1 giằng neo:

(70)

– Trong trường hợp khác

(71)

Trong đó:

T – Lực kéo trong thanh neo (kN);

L – Khoảng cách giữa các thanh neo (m);

z – Mô đun mặt cắt của giằng neo (m3).

Hình 29 – Mô hình tính toán mômen uốn của giằng neo

7.4.3.9.3  Kiểm tra ảnh hưởng của sự không thấm nước

Kiểm tra ảnh hưởng của sự không thấm nước

Fs = Giá trị nhỏ nhất của tỷ số L1/h1 và L2/h2   (72)

Trong đó:

Fs – Hệ số an toàn, lấy theo Bảng 10;

L1, L2 – Chiều dài đường thấm (m);

h1, h2 – Độ chênh lệch mực nước tương ứng (m).

Bảng 10 – Hệ số an toàn Fs

Loại đất

Hệ số an toàn Fs

Đất cát

≥ 3,5

Đất dính

≥ 3,0

Hình 30 – Mô hình kiểm tra ảnh hưởng của không thấm nước

7.4.3.9  Kiểm tra ổn định chống trượt cung tròn của tường (TTGH cực hạn)

Kiểm tra ổn định chống trượt cung tròn của tường

(73)

Trong đó:

Fs – Hệ số an toàn;

Md – Mômen các lực trượt do áp lực nước phía ngoài và khối lượng đất đắp gây ra (kNm);

Mr – Mômen kháng trượt của đất nền (kNm).

Hình 31 – Mô hình kiểm tra ổn định trượt cung tròn

7.4.4  Tường cừ vây ô

Hình 32 – Cừ vây ô sử dụng kết cấu cọc ván thép loại bản phẳng

7.4.4.1  Nguyên tắc thiết kế

7.4.4.1.1  Tường cừ vây ô được cấu tạo từ các ô ngăn tròn. Mỗi ô ngăn được cấu tạo từ các thanh thép thẳng, bên trong được đổ đầy cát. Đó chính là một dạng kết cấu đê trọng lực, có độ ổn định cao, chống được áp lực từ bên ngoài và áp lực ngang từ bên trong của đất. Khi thiết kế phải đảm bảo áp lực ngoài không vượt quá khả năng của đất để chống chuyển vị.

7.4.4.1.2  Kết cấu cừ vây ô được phân loại gồm: cừ vây ô tròn, màng ngăn và cừ vây ô lá. Dạng được thường sử dụng ở nước ta là cừ vây ô tròn.

7.4.4.1.3  Kết cấu cừ vây ô thường được áp dụng cho kết cấu để quay, cừ vây ô chắn ngoài hải đảo, kết cấu công trình phụ tạm và xưởng ụ đóng tàu.

7.4.4.1.4  Kết cấu cừ vây ô có các đặc điểm sau:

– Thích hợp cho vị trí có các lớp đá cứng mà khó khả năng đóng cọc, vị trí có các lớp đất yếu nằm giữa các lớp đá cứng và có chiều dày lớn.

– Thường được sử dụng cho kết cấu phụ tạm bởi vì mỗi ô ngăn không phụ thuộc vào lẫn nhau và cung cấp độ ổn định cao.

– Khi đã được lấp đất, kết cấu cừ vây ô ổn định dưới tác động của sóng.

7.4.4.2  Quá trình thiết kế cừ vây ô

Hình 33 – Quá trình thiết kế cừ vây ô

7.4.4.3  Xác định kích thước của cừ vây ô

Giả thiết về chiều rộng tương đương của cừ vây ô và chiều dài ngàm (Hình 34).

Hình 34 – Kích thước của cừ vây ô

Để thiết kế chiều rộng của cừ vây ô, phải được giả thiết về chiều rộng tương đương của cừ vây ô. Hình dạng của chiều rộng tương đương của cừ vây ô sẽ được giả thiết là hình chữ nhật (Hình 35).

Hình 35 – Chiều rộng tương đương của cừ vây ô

B = S/L

B – Chiều rộng tương đương của tường (m);

L – Chiều dài ảnh hưởng của một vách ngăn (m);

S – là diện tích của một vách ngăn (m2).

7.4.4.4  Tính toán ngoại lực

7.4.4.4.1  Ngoại lực tác dụng lên cừ vây ô

– Áp lực đất bao gồm: Áp lực đất bên cạnh cừ; Áp lực đất trước cừ; Áp lực đất của đất trong ô ngăn.

– Áp lực nước lỗ rỗng dư;

– Lực động đất và lực nước động tác động lên cừ;

– Trọng lượng của tường;

– Áp lực thêm sau tường.

Hình 36 – Áp lực đất sau tường cừ

Áp lực sẽ được tính toán theo lý thuyết Coulomb:

– Áp lực đất chủ động của đất cát:

Trong trường hợp lực động đất bằng 0, mặt phẳng đất nền là ngang (ω =0) và tường cừ là thẳng đứng ψ = 0, áp lực bị động của đất cát pa có thể tính được theo công thức sau:

pai = λai (Σγihi+w)   (74)
λaicosδ = cos2φi/[1+{sin(φi+δ) sinφi/cosδ)}1/2]2   (75)

Trong đó:

pai – áp lực chủ động của đất tại đáy của lớp đất thứ i (kN/m2);

φi – góc ma sát trong của lớp đất thứ i (rad);

γi – Dung trọng của lớp đất thứ i, bên dưới cao độ mực nước ngầm (kN/m3);

hi – chiều dày của lớp đất thứ i (m);

λai – hệ số áp lực đất chủ động của lớp đất thứ i;

ω – góc của mặt phẳng nền so với phương ngang (rad);

δ – góc ma sát của tường (rad);

w – tải trọng phân bố đều (kN/m).

– Áp lực đất chủ động của đất dính:

Trong trường hợp tải trọng động đất bằng 0, mặt phẳng đất nền là ngang (ω =0), và cừ tường là thẳng đứng ψ=0), áp lực đất chủ động của đất dính có thể đạt được bằng công thức sau:

pai = Σγihi + w – 2c   (76)

trong đó, c – hệ số dính (KN/m2)

– Áp lực đất âm không được xem xét:

pai – áp lực đất chủ động tại đáy của lớp đất thứ i (KN/m2)

– Áp lực bị động của đất cát

Áp lực đất bị động của đất cát theo lý thuyết Coulomb

Trong trường hợp tải trọng động bằng 0, mặt phẳng đất nền là ngang (ω = 0), và cừ là thẳng đứng (ψ = 0). Áp lực đất bị động của đất cát pp có thể tính theo công thức sau:

ppi = λpi(Σγihi+w)   (77)
λpicosδ = cos2φi/[1-{sin(φi-δ)sinφi/cosδ)}1/2]2   (78)

Trong đó:

Ppi – áp lực đất bị động tại đáy của lớp đất thứ i (kN/m2);

λpi – hệ số của áp lực bị động của lớp đất thứ i.

– Áp lực đất bị động của đất dính

Trong trường hợp tải trọng động bằng 0, mặt phẳng đất nền là ngang (ω = 0), và cừ là thẳng đứng (ψ = 0). Áp lực đất bị động pp có thể tính theo công thức sau:

ppi = Σγihi+w+2c   (79)

trong đó, ppi là áp lực đất bị động tại đáy của lớp đất thứ i (kN/m2).

7.4.4.4.2  Ngoại lực tác dụng lên đỉnh cừ vây ô

– Thành phần lực ngang của áp lực đất:

+ Áp lực nước lỗ rỗng dư;

+ Lực động đất tác động lên đỉnh cừ, đất trên đỉnh cừ và áp lực phân bố thêm.

– Các lực thẳng đứng:

+ Trọng lượng của tường và đất, áp lực thêm lên cừ;

+ Các thành phần của lực đứng của áp lực đất.

7.4.4.4.3  Áp lực đất tác dụng lên phía sau của tường cừ

Phía sau của tường chịu tác động áp lực chủ động trên đáy biển.

Giả thiết rằng phần của tường dưới đáy biển chịu tác động của áp lực đất chủ động trong kiểm tra dịch chuyển ngang và áp lực đất trong kiểm tra ổn định tổng thể của kết cấu. Áp lực đất này được tính toán theo công thức sau:

pac = 0.5(Σγihi+w)   (80)

trong đó:

pac – áp lực đất tác động lên phía sau cừ dưới đáy biển;

γi – trọng lượng riêng của mỗi lớp đất sau tường;

hi– chiều dày của lớp đất thứ i;

w- áp lực phân bố thêm bên trên.

Hình 37 – Áp lực đất tác động lên phía sau cừ (đối với kiểm tra chuyển vị ngang)

Hình 38 – Áp lực đất tác động lên phía sau cừ (đối với kiểm tra ổn định tổng thể)

7.4.4.5  Kiểm tra chiều rộng tường theo điều kiện chống chuyển vị ngang

7.4.4.5.1  Phương pháp kiểm tra ổn định của kết cấu tường cừ vây ô

Điều kiện ổn định cần đạt được là:

Md.Fs ≤ Mr   (81)
M’d.Fs ≤ M’r   (82)
Fs ≥ 1,2   (83)

Trong đó:

Md – mômen gây chuyển vị so với đáy tường cừ (kNm);

M’d – Mômen gây chuyển vị so với đáy biển (kNm);

M’r – Mômen chống so với đáy tường cừ;

Mr – Mômen chống so với đáy biển;

Fs– Hệ số an toàn.

7.4.4.5.2  Tính toán Mômen gây chuyển vị

– Chuyển vị do mômen quay tại đáy biển hoặc đáy tường gây ra bởi các ngoại lực như là áp lực chủ động và bị động của đất trên đáy biển hoặc đáy tường và áp lực nước lỗ rỗng dư.

– Trong tính toán mômen gây chuyển vị, áp lực đất được xem xét là thành phần ngang.

– Thành phần đứng không được xét đến trong tính toán.

– Lực đứng của áp lực thêm không được xét đến trong tính toán mômen gây chuyển vị.

– Tuy nhiên, áp lực thêm được xét đến trong tính toán áp lực chủ động.

Hình 39 – Các tải trọng và lực chống trượt được đưa vào trong tính toán chuyển vị ngang

7.4.4.5.3  Tính toán mômen chống chuyển vị

Mômen chống chuyển vị tại vị trí chân của cừ:

Mr = (Mr0+Mrs).(1+αD/H)   (84)

Trong đó:

Mr – Mômen chống dịch chuyển so với đáy của tường (kNm);

Mr0 – Mômen chống dịch chuyển của khối đất trong cừ so với đáy của tường (kNm);

Mrs – Mômen chống dịch chuyển do ma sát của các điểm nối cọc ván (kNm);

α – hệ số tăng đối với tỷ số chiều dài ngàm của cọc thường lấy α = 1.0;

D – chiều dài ngàm của cọc (m);

H – chiều cao từ đáy biển tới đỉnh của cọc (m);

D/H – tỷ số chiều dài ngàm.

Hình 40 – Mômen chống trượt tại đáy ô ngăn

7.4.4.5.4  Mômen chống trượt do vật liệu trong ô ngăn

Mr = (1/6)γ0R0H03   (85)
R0=(2/3)v02.(3 – v0.cosφ)tanφsinφ   (86)

Trong đó:

γ0 – trọng lượng riêng tương đương của vật liệu trong ô ngăn (kN/m3)

H0 – chiều cao tương đương của ô ngăn từ đáy của ô ngăn tới đỉnh, tính toán sử dụng hệ số γ0

H0 = (Σγihi)/ γ0   (87)

γi – trọng lượng riêng của đất đối với lớp đất thứ i (kN/m3);

hi – độ dày của lớp đất thứ i (m).

v0 = B/ H0   (88)

B – chiều rộng tương đương của tường cừ vây ô (m);

φ – góc ma sát trong của đất cát (rad).

Hình 41a – Mômen chống trượt do vật liệu trong ô ngăn

7.4.4.5.5  Mômen chống chuyển vị do lực ma sát các điểm nối của cọc

Mrs = (1/6)γ0RsHs3   (89)
Rs = (3/2)vsf.tanφ   (90)

Trong đó:

γ0 – trọng lượng riêng tương đương của vật liệu trong ô ngăn (kN/m3);

Hs– Chiều cao tương đương của ô ngăn từ đáy của ô ngăn tới đỉnh (m):

Hs = 2[Σpi/(γ0 tanδ)]0.5   (91)

pi – Áp lực tính toán của lớp đất thứ i gây ra bởi lớp đất trong ô ngăn (kN/m);

hi – Độ dày của lớp đất thứ i (m);

vs = B/Hs

B – Chiều rộng tương đương của tường (m);

f – Hệ số ma sát của các điểm nối của cọc, thường lấy f = 0.3;

φ – Góc ma sát trong của đất cát (rad).

Hình 41b – Mômen chống trượt do lực ma sát của các điểm nối của cọc ván

7.4.4.5.6  Mômen chống chuyển vị tại đáy biển

  (92)

Trong đó:

γ0 – Trọng lượng tương đương của vật liệu trong ô ngăn (kN/m3);

H0’ – Chiều cao tương đương của ô ngăn từ đáy của ô ngăn tới đỉnh, tính toán sử dụng hệ số γ0

H0’ = (Σγi’hi’)/γ0   (93)

γi’ – Trọng lượng của đất đối với lớp đất thứ i (kN/m3)

hi’ – Độ dày của lớp đất thứ i (m)

v0’ = B/H0’   (94)

B – Chiều rộng tương đương của tường (m);

φ – Góc ma sát trong của đất cát trên đáy biển (rad).

Hình 42 – Mômen chống trượt tại đáy biển

7.4.4.6  Đánh giá ổn định tổng thể của cừ vây ô

7.4.4.6.1  Ngoại lực và phản lực

A – Ngoại lực

– Thành phần ngang của áp lực chủ động trên đáy biển (kN/m);

– Thành phần đứng của áp lực chủ động trên đáy biển (kN/m);

– Thành phần ngang của áp lực chủ động còn lại từ đáy của ô ngăn tới đáy biển (kN/m);

– Thành phần đứng của áp lực chủ động còn lại từ đáy của ô ngăn tới đáy biển (kN/m);

– Áp lực nước lỗ rỗng dư trên đáy của ô ngăn (kN/m);

– Trọng lượng của tường (kN/m);

– Các thành phần ngoại lực khác được xem xét (kN/m).

B – Phản lực

– Thành phần lực ngang của phản lực đất tại vị trí ngàm (kN/m);

– Thành phần lực đứng của phản lực đất tại vị trí ngàm (kN/m);

– Phản lực ngang tại đáy của ô ngăn (kN/m);

– Phản lực thêm tại vị trí đáy của ô ngăn (kN/m).

7.4.4.6.2  Tính toán mô hình kết cấu cửa vây ô với giả thiết là khối cứng được đỡ bởi đất nền

A – Trước mặt tường

– Phản lực ngang của đất tăng theo tỷ lệ với chuyển vị của tường nhưng nó không vượt quá áp lực đất bị động.

– Thành phần lực đứng được tính bởi phản lực đất ngang xtanδ.

B – Tại vị trí đáy của ô ngăn

– Phản lực đất dưới tăng theo tỷ lệ với chuyển vị tại đáy của ô ngăn nhưng giá trị âm là loại bỏ.

– Phản lực đất ngang tăng theo tỷ lệ với chuyển vị tại của cừ.

7.4.4.6.3  Quy trình kiểm tra

7.4.4.7  Đánh giá khả năng chịu lực của đất nền

Hệ số an toàn của khả năng chịu lực của đất nền sẽ được tính toán theo công thức sau

Fs=qa/giá trị lớn nhất của (q1, q2), Fs≥ 1.0   (95)

q1, q2 – phản lực đứng của đất (kN/m2)

Khả năng chịu lực cho phép sẽ được tính toán theo công thức sau:

– Đối với đất cát

qa = (βγ1BNr+γ2DNq)/F+γ2D   (96)

Trong đó:

B – Chiều rộng nhỏ nhất của móng (m);

D – Chiều sâu ngàm của móng (m);

Hình 43 – Trình tự kiểm toán ổn định toàn bộ thân tường cừ vây ô

γ1 – Trọng lượng của đất dưới móng (kN/m3);

γ2 – Trọng lượng của đất trên đáy móng (kN/m3);

F – Hệ số an toàn phụ thuộc vào tầm quan trọng của kết cấu;

Nr, Nq – Hệ số khả năng chịu lực;

β – Hệ số hình dáng (Trường hợp liên tục, β=0.5).

– Đối với đất dính

qa=(Nc.CD)/F+γ2D   (97)

Trong đó:

CD – Hệ số đất dính tại đáy của móng (kN/m2);

Nc – Hệ số khả năng chịu lực.

7.4.4.8  Kiểm tra chống trượt của tường

  (98)

Trong đó:

Q – phản lực ngang của đất nền (kN/m); Qa – lực kháng cắt cho phép tại đáy của ô ngăn (kN/m);

ks – hệ số phản lực cắt ngang của đất (kN/m3); h – khoảng cách từ tâm quay tới đáy biển (m);

D – chiều dài ngàm của cọc (m); θ – góc xoay của ô ngăn (rad);

A – diện tích mặt cắt của đáy ô ngăn trên một mét cừ (m2/m);

w – trọng lượng của cừ (kN/m);

Pv – ma sát do phản lực đất trước và sau cừ (kN/m);

φ – góc ma sát trong của đất tại đáy ô ngăn (rad); Fs – hệ số an toàn.

Hình 44 – Sự dịch chuyển thẳng và quay của toàn bộ tường cừ

7.4.4.9  Kiểm tra chuyển vị của đỉnh tường cừ

Tính toán chuyển vị ngang tại đỉnh cừ δ (m):

δ=(H+h)θ   (99)

Kiểm tra chuyển vị ngang tại đỉnh cừ δ1 (m):

δ ≤ δa = 0.015xH   (100)

Trong đó:

H – Chiều cao của cừ (m);

h – Chiều sâu của tâm quay (m);

θ – Góc quay của ô ngăn (rad);

δa – Chuyển vị ngang cho phép (m).

7.4.4.10  Kiểm tra ổn định mặt trượt cung tròn

Khi đất không quá cứng thì cần phải kiểm tra ổn định mặt trượt cung tròn.

Theo nguyên tắc chung, mặt phẳng cung trượt sẽ không đi qua cừ trong tính toán này.

7.4.4.10.1  Sắp xếp các ô ngăn và đường cong

Chiều rộng tương đương của tường được tính toán theo công thức sau:

S = 2 (Rcosθ + rsinθ)   (101)
A = (π – 2θ) R2 + S(R + rtanθ)sinθ – 2r2tanθ + 2θr2   (102)
  (103)
d = R(1-sinθ) – r(1-cosθ)   (104)

Trong đó

B – Chiều rộng tương đương của cừ (m);

S – Khoảng cách giữa hai ô ngăn chính (m);

R – Bán kính của ô ngăn chính (m);

r – Bán kính của đường cong mặt cắt (m);

θ – Góc tạo ra bởi mặt cắt cong(rad);

d – Khoảng cách thừa từ mặt cắt cong (m).

Hình 45 – Sơ đồ mặt bằng cừ vây ô

7.4.4.10.1  Kiểm tra chịu kéo của tai nối

A – Phương pháp kiểm tra

Tính toán và kiểm tra theo công thức

T = pR = [(γ0H’0+ q)Ki­ + γwhw]R   (105)
T ≤ Ta   (106)

Trong đó:

T – lực kéo của cọc tại đáy biển (kN/m);

Ta – lực kéo cho phép (kN/m);

γ0 – trọng lượng riêng tương đương của khối đất trong ô ngăn (kN/m3);

H0’ – chiều cao tương đương của ô ngăn tính từ đáy của nó (m);

q – áp lực thêm tác động lên vách ô ngăn (kN/m2);

Ki – hệ số áp lực đất của đất trong ô ngăn, xem Bảng 11;

γw – trọng lượng riêng của nước biển (kN/m3);

hw – sự chênh lệch mực nước giữa bên trong và trước của vách ô ngăn (m);

R – bán kính ô ngăn trước của mặt cắt cong (m).

Bảng 11 – Hệ số áp lực đất trong ô ngăn

 

Đất trong ô không được đầm

Đất trong ô được đầm
Đối với vách ô ngăn chính

Ki=0.6

Ki = Tanφ
Đối với ô phụ tạo bởi mặt cắt cong

Ki=0.3

Ki = 0.5tanφ

Hình 46 – Sơ đồ tính lực kéo

7.5  Kiểm tra ổn định trượt sâu

Khi kiểm tra ổn định của kết cấu cọc ván thép theo các quy định của tiêu chuẩn này hoặc có thể tham khảo các phương pháp tính trong các tiêu chuẩn liên quan hiện hành.

7.5.1  Nguyên tắc chung

Phân tích ổn định trượt sâu nhằm kiểm toán hệ số an toàn tại trạng thái cân bằng giới hạn khi khối đất sau tường chắn trở nên không ổn định do trọng lượng bản thân của đất đá và tải trọng chất thêm.

Hệ số an toàn trong ổn định trượt sâu là tỷ lệ giữa cường độ cắt của đất và ứng suất cắt sinh ra trên mặt trượt giả định. Vì giá trị của hệ số an toàn khác nhau giữa mặt trượt giả định này với mặt trượt khác nên hệ số an toàn đối với hư hỏng trượt của khối đất sau tường là hệ số nhỏ nhất trong các giá trị thu được bằng cách giả thiết các mặt trượt khác nhau dưới các điều kiện đưa ra.

Yêu cầu hệ số an toàn phải lớn hơn 1,30 cho điều kiện thông thường.

Tuy nhiên, giá trị hệ số an toàn giữa 1,10 và 1,30 có thể được chấp nhận dưới điều kiện mà thông số thiết kế được cho là có độ tin cậy cao dựa trên tính năng có thực trong các điều kiện đất nền tương tự và công tác thi công được tiến hành với quan trắc một cách chi tiết các chuyển vị và ứng suất của đất nền.

7.5.2  Phân tích ổn định khi sử dụng phương pháp mặt trượt cung tròn

7.5.2.1  Áp dụng phương pháp Fellenius cải tiến

Có nhiều phương pháp tính được đưa ra cho phương pháp trượt. Chúng khác nhau trong các giả thiết về lực tác dụng lên mặt phẳng thẳng đứng giữa các khối. Phương pháp Fellenius cải tiến giả thiết rằng phương của lực tác dụng lên mặt phẳng thẳng đứng giữa các khối song song với đáy các khối. Phương pháp này tham khảo phương pháp đơn giản hóa hay phương pháp Tschebotari. Khi một cung tròn và một khối như chỉ ra trong hình 46, hệ số an toàn theo phương pháp Fellenius cải tiến có thể thu được từ phương trình sau:

(107)

Trong đó:

Fs – Hệ số an toàn đối với hư hỏng trượt theo cung tròn theo phương pháp Fellenius cải tiến.

R – Bán kính của cung trượt (m);

c – Cường độ cắt chưa thoát nước của đất cố kết hoặc độ cố kết ngoài của đất cát trong điều kiện thoát nước (kN/m2);

l – Chiều dài của đáy khối (m);

W’ – Trọng lượng có hiệu của một khối trên một đơn vị chiều dài (tổng trọng lượng bản thân của đất và tải trọng chất thêm, cho phần bị ngập, sử dụng trọng lượng đơn vị bị ngập (kN/m);

α – Góc của đáy khối so với phương ngang (rad);

ɸ – 0 cho đất cố kết hoặc góc ma sát trong của đất cát trong điều kiện thoát nước (rad);

W – Tổng trọng lượng của một khối trên đơn vị chiều dài (tổng trọng lượng bản thân, trọng lượng nước và tải trọng chất thêm) (kN/m);

x – Khoảng cách theo phương ngang giữa tim của trọng lực của một khối và tim cung trượt (m);

P – Ngoại lực theo phương ngang tác dụng lên khối đất bên trong cung trượt (áp lực nước, lực địa chấn, lực sóng và các lực khác) (kN/m);

a – Chiều dài cánh tay đòn của ngoại lực theo phương ngang H đối với tim của cung trượt (m);

b – Chiều rộng của khối (m).

Hình 47 – Phân tích cung tròn sử dụng phương pháp Fellenius

7.5.2.2  Áp dụng phương pháp Bishop

Phương pháp Bishop đưa ra một phương trình để tính hệ số an toàn lấy tính toán lực cắt và lực nằm ngang tác dụng lên mặt phẳng thẳng đứng của các khối. Trong các tính toán thực tế, có thể áp dụng phương pháp Bishop đơn giản hóa với giả thiết các lực cắt thẳng đứng là cân bằng. Hệ số an toàn bằng phương pháp Bishop đơn giản hóa Fs được tính theo phương trình sau:

(108)

Trong đó:

Fs – Hệ số an toàn đối với hư hỏng trượt theo cung tròn theo phương pháp Bishop;

R – Bán kính của cung trượt (m);

W’ – Trọng lượng có hiệu của một khối trên một đơn vị chiều dài (tổng trọng lượng bản thân của đất và tải trọng chất thêm, cho phần bị ngập, sử dụng trọng lượng đơn vị bị ngập (kN/m);

W – Tổng trọng lượng của một khối trên một đơn vị chiều dài (tổng trọng lượng của bản thân của đất, trọng lượng của nước và tải trọng chất thêm) (kN/m);

B – Bề rộng của khối trượt (m);

α – Góc của đáy khối so với phương ngang (rad);

c – Cường độ cắt chưa thoát nước của đất cố kết hoặc độ cố kết ngoài của đất cát trong điều kiện thoát nước (kN/m2);

ɸ – 0 cho đất cố kết hoặc góc ma sát trong của đất cát trong điều kiện thoát nước (rad);

P – Ngoại lực theo phương ngang tác dụng lên khối đất bên trong cung trượt (áp lực nước, lực địa chấn, lực sóng và các lực khác) (kN/m).

7.5.2.3  Áp dụng các phương pháp phân tích ổn định.

7.5.2.3.1  Hệ số an toàn được tính từ phương pháp Fellenius cải tiến và phương pháp Bishop thống nhất với nhau cho đất cố kết với trường hợp ɸ= 0. Nhưng đôi khi các hệ số này khác nhau khi cung trượt cắt qua lớp đất cát. Phương pháp Fellenius sửa đổi thường được sử dụng cho phân tích mặt trượt cung tròn. Phương pháp Fellenius cải tiến giải thích một cách hợp lý các ứng xử thực của sự phá hoại cung trượt dựa trên các kết quả phân tích ổn định của các trường hợp phá hoại mặt trượt trong lịch sử và cũng vì nguyên nhân nó đưa ra hệ số an toàn lớn hơn trong lớp đất cát.

Tuy nhiên, khi toàn bộ nền là lớp đất cát hoặc khi cung trượt cắt xuyên qua nền gồm một lớp cát dày ở trên và lớp đất cố kết ở bên dưới, thi phương pháp Fellenius cải tiến được xác nhận là cho hệ số an toàn có độ tin cậy tương đối thấp. Phương pháp Bishop đưa ra cách giải quyết có độ chính xác cao hơn trong cùng một điều kiện đang được xem xét từ quan điểm của các nguyên tắc cơ bản của các phương pháp tính ổn định.

7.5.2.3.2  Phương pháp Bishop nên được sử dụng riêng cho những vấn đề về khả năng chịu lực của tầng đá (sỏi, cuội…), trong trường hợp lực được đặt nghiêng và lệch tâm. Phương pháp Bishop có thiếu sót là nó đánh giá quá cao hệ số an toàn khi tải chất thêm được đặt thẳng đứng trên lớp đất cát mà những lớp đất này hầu như nằm theo phương ngang. Trong cùng một trường hợp, các phương pháp tính toán ổn định có thể được thực hiện, nhờ vào tỉ số giữa lực thẳng đứng và lực ngang giữa các khối được giả định là 1/3,5 góc của đáy khối so với phương ngang. Hệ số an toàn trong cách tính toán này được đánh giá qua phương trình sau:

(109)

Trong đó:

n = 1 + tanα.tan(1 – βα)

β là tỉ số của lực thẳng đứng và lực ngang theo mặt phẳng thẳng đứng của khối đất, và được đưa ra như là β = 1/3.5. Những kí hiệu khác giống như phương trình (108).

7.5.3  Phân tích ổn định khi sử dụng mặt trượt giả định khác với dạng cung tròn

Ngoài các quy định được trình bày trong các phần trước, mặt trượt còn được giả định ở dạng phẳng hoặc dạng liên hợp trong phân tích ổn định khi điều kiện địa chất (nền móng) dễ xảy ra dạng trượt với mặt trượt khác dạng cung tròn.

Khi giả thiết mặt trượt phẳng, hệ số an toàn đối với hư hỏng theo cung trượt của khối đất sau tường được tính theo phương trình sau:

(110)

Trong đó:

F – Hệ số an toàn theo phương pháp mặt trượt phá hoại phẳng;

c – Lực dính của đất (kN/m2);

ɸ – Góc ma sát trong của đất (rad);

L – Chiều dài của đáy khối (m);

W’ – Trọng lượng có hiệu của một khối trên một đơn vị chiều dài (cho phần bị ngập, sử dụng trọng lượng đơn vị bị ngập) (kN/m);

α – Góc nghiêng của đáy khối (góc dương được chỉ ra theo hình 48) (rad);

P – Ngoại lực theo phương ngang trên một đơn vị chiều dài tác dụng lên mái dốc (áp lực nước, lực địa chấn, lực sóng và các lực khác) (kN/m).

Hệ số an toàn nhỏ nhất đối với hư hỏng trượt của mái dốc được lấy bằng 1,2 trong điều kiện thông thường và bằng 1,0 trong trường hợp động đất.

Hình 48 – Phân tích ổn định mái dốc sử dụng phương pháp mặt trượt phẳng

7.5.4  Phương pháp kiểm tra theo các Tiêu chuẩn Việt Nam

7.5.4.1  Kiểm tra quay cứng đối với điểm neo

Tường cừ có neo được ổn định nếu tổng Mômen lật và tổng Mômen giữ đối với điểm neo thỏa mãn điều kiện (Hình 49):

Ml ≤ m. Mg (111)
Ml = Eali+Hw.a (112)
Mg= Ep.S + T(H – hki+ t) (113)

Trong đó:

M – Hệ số điều kiện làm việc;

Ml – Tổng Mômen lật quanh điểm neo (kNm);

Mg – Tổng Mômen giữ quanh điểm neo (kNm);

Ea – Tổng áp lực chủ động của đất (kN);

Ep – Tổng áp lực bị động của đất (kN);

I – Cánh tay đòn của lực Ea đối với điểm neo (m);

S – Cánh tay đòn của lực Ep đối với điểm neo (m);

Hw – Tổng áp lực sóng tính với thời điểm đáy sóng chạm tường (kN/m2);

a – Cánh tay đòn của Hw đối với điểm neo (m);

Hw – Chiều cao trước bến (m);

hki – Khoảng cách từ mặt bến đến điểm đặt neo (m);

t – Chiều sâu chôn cừ (m);

T – Lực ma sát ở mũi cừ chỉ tính cho cừ kiểu cọc trụ ống (kN).

T = Q.tanφ   (114)

Q – Trọng lượng cừ (kN).

Hình 49 – Kiểm tra quay cứng đối với điểm neo

7.5.4.2  Tính ổn định trượt phẳng

Trượt phẳng của cừ có neo được xét đến cả khối đất giữa cừ và bản neo (Hình 50). Điều kiện để ổn định là:

(115)

Trong đó, Ea, Ep, m có ký hiệu như trên, trị số m=1,2;

Hình 50 – Biểu đồ kiểm tra trượt phẳng

Wi với i = 1,2,3,…,n-1: Lực gây trượt trong từng nguyên tố thứ i có chiều rộng bi nằm trong lăng thể trượt chủ động của đất do chính trọng lượng bản thân Gi, lực dính Ci, góc trượt ; góc ma sát trong φi của chính nguyên tố do sinh ra

(116)

Wn – Lực giữ do lăng thể bị động của bản giữ neo (kN), cũng tính tương tự như (116) nhưng thay

7.5.4.3  Kiểm tra trượt sâu

Kiểm tra ổn định của mặt trượt cung tròn và mặt trượt hình nêm dựa trên phương trình sau:

(117)

Trong đó

nc – Hệ số tổ hợp xác định như sau:

nc = 1.00 cho tổ hợp cơ bản;

nc = 0.90 cho tổ hợp cực hạn;

nc = 0.95 cho tổ hợp trong giai đoạn thi công.

m – Hệ số điều kiện làm việc, m = 1,2;

md – Hệ số điều kiện làm việc phụ thuộc vào phương pháp tính, (tham khảo mục 7, 12, 16 của Tiêu chuẩn thiết kế cảng biển, Tiêu chuẩn 22 TCN 207-92, hoặc phiên bản nâng cấp sau này);

Kn – Hệ số bảo đảm, xét đến cho mức độ quan trọng của kết cấu;

Kn = 1.25 cho kết cấu công trình cấp I trở lên;

Kn = 1.20 cho kết cấu công trình cấp II;

Kn = 1.15 cho kết cấu công trình cấp III;

Kn = 1.10 cho kết cấu công trình cấp IV.

NP, R -Tổng lực trượt và sức chịu tải giới hạn (kN).

Đối với bến tường cừ, mặt trượt cung tròn hoặc mặt trượt gẫy khúc phải đi qua chân cừ. Nếu cừ có neo là cọc hoặc bộ phận giữ neo là cọc, cung trượt hoặc mặt trượt gẫy khúc có thể cắt cọc tạo ra lực cắt Pi, làm tăng thêm ổn định của cừ.

8  Thiết kế các thành phần kết cấu móng cọc ván thép

8.1  Kết cấu cọc ván thép

Các bộ phận bằng thép của Kết cấu cọc ván thép như cọc ván thép, hệ thống giằng chống được thiết kế, kiểm toán theo các TTGH như đối với các cấu kiện thép theo các công thức nêu trong các Tiêu chuẩn hiện hành được nêu tên trong Khung Tiêu chuẩn của mỗi dự án cụ thể.

8.2. Kết cấu thanh neo và kết cấu neo giữ

8.2.1  Cấu tạo và liên kết các giằng ngang

8.2.1.1  Nên sử dụng các thép hình chữ H và hình lòng máng và các dạng tổ hợp của chúng để làm các thanh giằng ngang. Chiều dài của một đoạn thanh giằng ngang nên lớn hơn 4 lần chiều dài thanh neo.

8.2.1.2  Có hai phương pháp bố trí các thanh giằng ngang, hoặc bố trí ở phía trước tường cừ hoặc bố trí ở phía sau tường cừ.

Khi thanh giằng ngang được bố trí phía trước tường cừ, lực trên cừ ngay lập tức tác dụng lên thanh giằng. Mặt khác, khi thanh giằng ngang được gắn phía sau chúng, lực không tác dụng trực tiếp lên thanh giằng. Do đó, các bu lông kẹp chặt nên được vặn khít để nối thanh giằng và cừ.

Hình 51 – Bố trí thanh giằng

8.2.2  Bố trí các thanh neo

8.2.2.1  Nguyên tắc bố trí

Có thể dùng thanh neo hoặc cáp neo (dây neo). Việc bố trí các thanh neo nên được tiến hành ngay sau khi đóng cừ, thiết lập hệ neo và lắp ghép các thanh giằng ngang (Hình 52).

Hình 52 – Bố trí các thanh neo

8.2.2.2  Chống đỡ các thanh neo

Hệ thanh neo được chống đỡ bằng các cọc. Tùy thuộc vào chiều dài thanh neo mà có thể bố trí một hoặc hai hoặc nhiều cọc chống (Hình 53).

Hình 53 – Chống đỡ các thanh neo

 

Phụ lục A*

(Tham khảo)

Các phương pháp bảo vệ chống ăn mòn

A.1  Phân loại các phương pháp bảo vệ chống ăn mòn

Các biện pháp bảo vệ chống ăn mòn cọc ván thép được phân loại như sau:

– Lượng ăn mòn cho phép;

– Tăng cường bằng cách pha vào các hợp kim chống ăn mòn;

– Bao bọc bằng bêtông;

– Bao bọc bằng các loại sơn;

– Phương pháp bảo vệ catốt.

Các biện pháp bảo vệ chống ăn mòn được phác thảo trong hình B.1 bên dưới:

A.1.1  Phương pháp lượng mất mát cho phép

Phương pháp lượng mất mát cho phép là phương pháp thiết kế dự phòng trước chiều dày ăn mòn trong suốt quá trình khai thác lâu bền. Trong một số Tiêu chuẩn nước ngoài và diễn giải các công nghệ ứng dụng ở cảng sông và cảng biển, phương pháp độ ăn mòn cho phép thường không được ứng dụng bởi vì các loại ăn mòn nguy hiểm như ăn mòn tập trung tại các khu vực “tầng sóng vỗ” và trong nước biển rất dễ xảy ra. Tuy nhiên, trong cùng mức độ cho các công trình phụ tạm thì phương pháp này được phép ứng dụng.

A.1.2  Phương pháp bao bọc bằng bê tông

Phương pháp này dùng bê tông hoặc vữa bao bọc bề mặt, cơ chế chính là tạo thành môi trường vữa bê tông có tính kiềm và ngăn chặn sự ăn mòn của thép bên trong. Khi áp dụng phương pháp này, cần phải bao bọc đều khắp bề mặt và chú ý ngăn chặn vết nứt và các mảng tróc bê tông.

A.1.3  Phương pháp bao phủ bằng các loại sơn

Phương pháp này sử dụng các lớp phủ bằng sơn để ngăn cách các yếu tố ăn mòn với thép. Dùng phương pháp phun cát hoặc phun bi để xử lý bề mặt, dùng sơn kẽm gốc hữu cơ hoặc sơn kẽm gốc vô cơ làm lớp sơn lót, và sơn nhựa epoxy được sử dụng cho lớp sơn cuối cùng.

_______________

* Tham khảo Sổ tay thiết kế cọc ván thép của Công ty Nippon Steel, Nhật Bản

Ví dụ các tiêu chuẩn của sơn được trình bày trong bảng A.1

Hình A.1 – Các phương pháp bảo vệ chống ăn mòn

Bảng A.1 – Sơn kẽm gốc hữu cơ + sơn nhựa epoxy

Công việc

Phương pháp và loại sơn

Số vòng sơn
(vòng)

Khối lượng sơn
(g/m2/vòng)

Chiều dày cần đạt được (µ/vòng)

Xử lý bề mặt

Phun cát hoặc phun bi

–

–

–

Lớp sơn lót

Sơn lót gốc kẽm

1 – 2

200

200

Lớp sơn cuối cùng

Sơn nhựa epoxy

1

400 – 500

200

Bảng A.2 – Sơn nhựa epoxy

Công việc

Phương pháp và loại sơn

Số vòng sơn
(vòng)

Khối lượng sơn
(g/m2/vòng)

Chiều dày cần đạt được (µ/vòng)

Xử lý bề mặt

Phun cát hoăc phun bi

–

–

–

Lớp sơn cuối cùng

Sơn nhựa epoxy

1

600

250

A.1.4  Phương pháp bảo vệ catốt

Phương pháp này dựa trên cơ chế của sự ăn mòn (tham khảo hình A.2), trực tiếp xóa bỏ sự phân cực âm dương tiềm tàng của những khu cục bộ trên bề mặt thép. Thanh thép trong nước hoặc trong đất được nối với cực âm của thiết bị cung cấp năng lượng dòng chính và từ cực dương dòng chính sẽ chạy vào bề mặt của thép thông qua nước hoặc đất (hình A.3).

Hình A.2 – Cơ chế ăn mòn tại các vùng cục bộ

Hình A.3 – Trường hợp bảo vệ catốt

Căn cứ vào cách bảo vệ catốt, có thể phân ra 2 loại sau đây:

Một loại gọi là phương pháp dòng ngoài, cung cấp dòng điện chống ăn mòn bằng cách thay đổi nguồn điện AC tới dòng chính bằng máy chỉnh lưu.

Loại thứ hai gọi là phương pháp anốt hy sinh, cung cấp dòng điện tử chống ăn mòn bằng cách tạo ra sự phân cực tiềm tàng giữa những kim loại khác nhau.

Sơ họa phương pháp dòng ngoài và phương pháp anốt hy sinh được thể hiện trong các Hình A.4, và A.5.

Đặc điểm của phương pháp dòng ngoài và phương pháp anốt hy sinh được nêu trong Bảng A.3.

Vật liệu làm cực dương trong phương pháp anốt hy sinh có thể là hợp kim nhôm, hợp kim magie, hợp kim kẽm, … Cực dương bằng hợp kim nhôm được sử dụng phổ biến bởi có khả năng tạo ra một lượng lớn điện tử hữu hiệu và chi phí thấp. Thời gian bảo vệ chống ăn mòn của cực dương hợp kim nhôm từ 5 đến 50 năm. Một số loại cực dương hợp kim nhôm như trong bảng A.4.

Hình A.4 – Phương pháp dòng ngoài

Hình A.5 – Phương pháp anốt hy sinh

Bảng A.3 – Đặc điểm của phương pháp bảo vệ catốt

Phương pháp dòng ngoài

Phương pháp anốt hy sinh
a. Có thể phải bố trí nguồn điện áp a. Công tác lắp ráp dễ dàng
b. Thay đổi chất lượng dòng chính dễ dàng b. Không đòi hỏi bảo trì sau lắp đặt
c. Thích hợp với những môi trường ăn mòn nghiêm trọng c. Không đòi hỏi phải có nguồn điện
d. Đòi hỏi những thiết bị cố định d. Thích hợp với những bộ phận nhỏ và rời rạc
e. Chi phí ban đầu đắt, nhưng chi phí bảo trì rẻ  
f. Thích hợp cho những kết cấu lớn  

Căn cứ vào cách lắp cực dương, có thể phân ra loại dán trong nước, loại treo, loại bắt bulông, … Hiện nay, loại dán trong nước được sử dụng khá phổ biến, cực dương được dán bằng cách hàn đính vào cọc ván thép trong nước (xem Hình A.6).

Diện tích bảo vệ chống ăn mòn được tính toán bằng cách coi kết cấu có dẫn suất bề mặt phụ thuộc vào môi trường.

Bảng A.4 – Ví dụ về các dạng cực dương hợp kim nhôm thành phẩm

Chủng loại

Kích thước (A+B)xCxL (mm)

Khối lượng (kg)

Dòng chuẩn (A)

Thời gian khai thác (năm)

AH-1020

(130+155) x 140 x 670

40.1

2.0

10

AH-1025

(100+120) x 130 x 1170

49.9

2.5

10

AH-1030

(95+115) x 115 x 1650

58.5

3.0

10

AH-1035

(95+115) x 105 x 2110

67.9

3.5

10

AH-1520

(140 + 160) x 160 x 800

57.1

2.0

15

AH-1525

(140 + 160) x 160 x 990

69.7

2.5

15

AH-1530

(130 + 155) x 140 x 1440

83.8

3.0

15

AH-1535

(110 + 130) x 125 x 2250

98.4

3.5

15

AH-2020

(230 + 265) x 245 x 420

74.0

2.0

20

AH-2025

(200 + 240) x 230 x 630

92.4

2.5

20

AH-2030

(140 + 160) x 160 x 1590

109.4

3.0

20

AH-2035

(120 + 160) x 155 x 2080

131.0

3.5

20

AH-3020

(240 + 280) x 260 x 570

114.8

2.0

30

AH-3025

(255 + 300) x 280 x 610

138.9

2.5

30

AH-3030

(180 + 220) x 200 x 1430

167.4

3.0

30

AH-3035

(200 + 240) x 255 x 1340

192.4

3.5

30

AH-4020

(320 + 385) x 370 x 390

148.3

2.0

40

AH-4025

(240 + 300) x 260 x 900

182.2

2.5

40

AH-4030

(255 + 300) x 280 x 980

217.4

3.0

40

AH-4035

(210+270) x 235 x 1590

260.4

3.5

40

AH-5020

(400 + 460) x 420 x 350

182.1

2.0

50

AH-5025

(320 + 385) x 370 x 610

226.3

2.5

50

AH-5030

(280 + 320) x 290 x 1090

268.1

3.0

50

AH-5035

(270 + 330) x 295 x 1250

311.1

3.5

50

Hình A.6 – Liên kết cực dương vào cọc ván thép

A.2  Phạm vi áp dụng của các phương pháp bảo vệ chống ăn mòn

A.2.1  Các công trình trong sông

Bảng A.6 – Biện pháp bảo vệ chống ăn mòn ở các công trình trong sông

Vị trí

Biện pháp bảo vệ chống ăn mòn
Các khu vực ngoài cửa sông Lượng ăn mòn cho phép (lượng mất mát 1 mm/một mặt = 2 mm/cả hai mặt)
Khu vực cửa sông Lượng ăn mòn cho phép (lượng mất mát lớn hơn 1 mm/một mặt = lớn hơn 2 mm/hai mặt) hoặc biện pháp bao phủ

B.2.2  Các công trình ngoài biển

Hình A.7 – Phương pháp bảo vệ chống ăn mòn các công trình ngoài biển

A.3  Bảo dưỡng chống ăn mòn

A.3.1  Sơ đồ điều tra và chẩn đoán các kết cấu thép ở cảng

Sơ đồ điều tra và chẩn đoán các kết cấu thép ở cảng được thể hiện trong Hình B.8.

Hình A.8 – Sơ đồ điều tra và chẩn đoán các kết cấu thép ở cảng

A.3.2  Sơ đồ sửa chữa ăn mòn bằng hệ thống bảo vệ catốt

Sơ đồ sửa chữa ăn mòn bằng hệ thống bảo vệ catốt được thể hiện trong hình B.9.

Hình A.9 – Sơ đồ sửa chữa ăn mòn bằng hệ thống bảo vệ catốt

 

Phụ lục B*

(Tham khảo)

Các đặc trưng tiêu chuẩn của đất

Trị số tiêu chuẩn của dung trọng γ (kN/m3), Lực dính C (kg/cm2), góc nội ma sát φ

B.1  Đất cát

Loại cát

Đặc trưng của đất

Đặc trưng của đất khi hệ số rỗng bằng

0,45

0,55

0,65

0,75

Sỏi và cát thô

C

0,02

0,01

.

–

φ

43

40

38

–

Ɣ

20,5

19,5

19,0

–

Cát hạt trung

C

0,03

0,02

0,01

–

φ

40

38

35

–

Ɣ

20,5

19,5

19,0

–

Cát hạt nhỏ

C

0,06

0,04

0,02

–

φ

38

36

32

28

Ɣ

19,5

19,5

19,0

19,0

Cát bụi

C

0,08

0,06

0,04

0,02

φ

36

34

30

26

Ɣ

19,5

19,5

19,0

19,0
CHÚ THÍCH: Đối với đất đắp phải giảm giá trị của φ đi 5 độ và giảm giá trị của Ɣ đi 10 %

_________________

* Tham khảo từ Tiêu chuẩn thiết kế cảng sông, 22TCN219-94* hoặc phiên bản nâng cấp sau này.

 

B.2  Đất sét trầm tích kỉ thứ tư

Tên đất và chỉ số sệt IL – B

Đặc trưng của đất

Đặc trưng của đất khi Hệ số rỗng bằng

0,45

0,55

0,65

0,75

0,85

0,95

1,05

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)
Á cát

Ɣ

21,0

20,0

19,5

–

–

–

–
0 ≤ lL ≤ 0,25

C

0,15

0,11

0,08

–

–

–

–
 

φ

30

29

27

–

–

–

–
Á cát

γ

21,0

2,00

19,5

19,0

–

–

–
0,25 ≤ lL ≤ 0,75

C

0,13

0,09

0,06

0,03

–

–

–

φ

28

26

24

21

–

–

–
Á cát

γ

21,0

20,0

19,5

19,0

18,5

18,0

17,5
0,25 ≤ lL ≤ 0,75

C

0,47

0,37

0,31

0,25

0,22

1,19

0,15

φ

26

25

24

23

22

20

20
Á sét

γ

21,0

20,0

19,5

19,0

18,5

18,0

–
0 ≤ lL ≤ 0,25

C

0,39

0,34

0,28

0,23

0,18

0,15

–

φ

24

23

22

21

19

17

–
Á sét

γ

–

–

19,5

19,0

18,5

18,0

17,5
0,25 ≤ lL ≤ 0,5

C

–

–

0,25

0,20

0,16

0,14

0,12

φ

–

–

19

18

16

14

12
A sét

γ

–

20,0

19,5

19,0

18,5

18,0

17,5
0,5 ≤ lL ≤ 0,75

C

–

0,81

0,68

0,54

0,47

0,41

0,36

φ

–

21

20

19

18

16

14
Sét

γ

–

–

19,5

19,0

18,5

18,0

17,5
0,25 ≤ lL ≤ 0,5

C

–

–

0,57

0,50

0,43

0,37

0,32

φ

–

–

18

17

16

14

11
Sét

γ

–

–

19,5

19,0

18,5

17,0

17,5
0,5 ≤ lL ≤ 0,75

C

–

–

0,45

0,41

0,36

0,33

0,29

φ

–

–

15

14

12

10

7

 

Phụ lục C*

(Tham khảo)

Xác định áp lực hông tiêu chuẩn tác dụng lên vòng vây hố móng

C.1  Áp lực nước

Áp lực nước trên vành vây hố móng được lấy theo áp lực thủy tĩnh, áp lực đất (chủ động và bị động) được xác định theo định luật Cu-lông có kế đến lực dính của đất sét và á sét.

C.2  Áp lực đất

Việc xác định áp lực chủ động tiêu chuẩn và áp lực bị động tiêu chuẩn của đất phụ thuộc vào các đặc trưng tiêu chuẩn của đất (dung trọng γ, góc nội ma sát φ, riêng đối với đất sét và á sét còn phải kế đến lực dính C), được xác lập trên cơ sở kết quả điều tra địa chất công trình có xét đến trạng thái tự nhiên của đất, đối với các tính toán sơ bộ có thể sử dụng những đặc trưng tiêu chuẩn của đất theo bảng ở Phụ lục B.

C.3  Khi xác định áp lực lên vòng vây hố móng được phép coi các đất không đồng nhất, mà có trị số của mỗi chỉ tiêu trong các đặc trưng của chúng (γ, φ, C) không lớn hơn nhau 20 % như một lớp đất đồng nhất có các trị số đặc trưng bình quân:

γ = (Σγi.hi)/Σhi; φ = (Σφi.hi)/Σhi; C = (ΣCi.hi)/Σhi   (118)

Ở đây (γi, φi, ci là trị số của γ, φ, C của lớp đất thứ i có chiều dầy là hi).

C.4  Nếu lớp cát hoặc á cát nằm dưới mặt nước thì áp lực ngang tác dụng vào vòng vây hố móng sẽ được xác định bằng tổng của áp lực thủy tĩnh và áp lực chủ động hoặc áp lực bị động của đất bão hòa..

Dung trọng của đất bão hòa được xác định theo công thức:

(119)

Trong đó:

γs – Dung trọng của đất lơ lửng (kN/m3);

Δ – quan hệ tỷ trọng, Δ = (ρs – ρ)/ρ

ε – hệ số rỗng của đất;

γs – Dung trọng của đất lơ lửng (kN/m3);

γw – Dung trọng của nước (kN/m3).

_____________________

* Tham khảo từ Tiêu chuẩn thiết kế cảng sông, 22 TCN219-94; Quy trình thiết kế công trình và thiết bị phụ trợ thi công cầu, 22TCN200:1989* hoặc các phiên bản nâng cấp sau này.

C.5  Trong các trường hợp đào hố móng ở những vùng không có nước mặt và những nơi mà độ chênh cao h’B của mực nước ngầm cao hơn đáy móng không quá 2m và không quá 1/3 chiều sâu hố móng, thì trong tính toán vòng vây hố móng có một hoặc nhiều tầng khung chống được phép xác định áp lực vuông góc của đất (áp lực bị động của đất đối với mặt bên hố móng) mà có kể đến ma sát của đất với thành vòng vây. Góc ma sát của đất lên thành vòng vây lấy bằng:

(120)
(121)

Với, φ – góc nội ma sát của đất ở hố móng (rad).

Trong những trường hợp còn lại, khi xác định áp lực đất (chủ động và bị động) lên vòng vây, sẽ lấy δ = 0.

C.6  Các tải trọng thẳng đứng ở lăng thể phá hoại được lấy như sau:

a) Tải trọng thẳng đứng do trọng lượng vật liệu và đống đất đổ được lấy theo dạng tải trọng phân bố đều, có cường độ tương ứng với kích thước thiết kế giả thiết của đống vật liệu và đất đổ nhưng không được nhỏ hơn 10kN/m2.

b) Lực thẳng đứng do các thiết bị thi công, do cần cẩu, giá búa và các phương tiện vận chuyển chạy trên ray được lấy theo các số liệu đã cho trong lí lịch máy và trong Sổ tay máy (chú ý đặt tải bất lợi nhất cho kết cấu đang xét).

c) Lực thẳng đứng do ô-tô tải chạy qua trên đường chạy dọc hố móng được lấy theo dạng tải trọng băng P có chiều rộng băng là 3m cho mỗi làn xe chạy (Hình C.1).

Hình C.1 -Tải trọng thẳng đứng do ô-tô tải ở lăng thể phá hoại

Khi khoảng cách giữa cạnh hố móng và mép đường b = 3 ÷ 2 m và trọng lượng xe dưới 250 kN thì lấy p = 20 kN/m2; Khi khoảng cách b = 2 ÷ 1m thì p = 30 kN/m2 và khi khoảng cách nhỏ hơn thì lấy p = 40 kN/m2.

Khi khoảng cách giữa đường và hố móng lớn hơn 3 m thì lấy p = 10 kN/m2. Với xe có trọng lượng đến 300 kN thì giá trị của p tăng 1,2 lần, khi xe nặng 450 kN thì p tăng 1,9 lần, và nếu xe nặng 600kN thì p tăng 2,5 lần.

d) Tải trọng thẳng đứng do cần cẩu bánh xích và cần cẩu bánh lốp làm việc ngay sát hố móng được lấy theo dạng tải trọng băng p, chiều rộng 1,5m (Hình C.2).

Trị số của p lấy như sau:

p = 30 kN/m2 khi tải trọng làm việc (gồm trọng lượng bản thân và vật cẩu nặng nhất) không quá 100kN;

p = 60 kN/m2 khi tải trọng làm việc là 300 kN;

p = 90 kN/m2 khi tải lượng làm việc là 500 kN;

p = 120 kN/m2 khi tải lượng làm việc là 700 kN.

(các giá trị trung gian tính theo nội suy).

Hình C.2 – Tải trọng thẳng đứng do cẩu xích và cẩu bánh lốp ở lăng thể phá hoại

e) Tải trọng thẳng đứng do tàu điện chạy song song với vách thành tường vây tùy theo loại tàu điện (ví dụ có thể được lấy là tải trọng băng có cường độ khoảng 150 kN/m2 phân bố trên chiều rộng là 3m).

f) Tải trọng thẳng đứng do đường sắt chạy song song với thành tường vây được lấy theo dạng tải trọng băng phân bố trên chiều rộng 3,5m và có cường độ tối đa là 280 kN/m dài đường. Ở đây tải trọng đưa vào tính toán xấp xỉ với tải trọng tính toán của đoàn tàu T14 của Việt Nam. Trong mỗi trường hợp cụ thể, có thể lấy theo tải trọng đoàn tàu thực tế.

D.7  Khi xác định áp lực chủ động lên vòng vây, có thể suy diễn từ tải trọng thẳng đứng ở lăng thể phá hoại mà diện tích phân bố trong giới hạn của 2 bề mặt có trục chung song song với tường (Hình C.3 và C.4) thành tải trọng tương đương phân bố theo tải trọng băng có chiều rộng b và dài vô hạn dọc theo tường. Với kích thước b được lấy như sau:

– Đối với tải trọng trên một ray b là chiều dài của tà vẹt ngắn (Hình C.3):

– Đối với tải trọng trên 2 ray b là chiều dài của tà vẹt (Hình C.4).

Hình C.3 – Sơ đồ để xác định tải trọng tương đương của bộ bánh trên 1 ray, trên một lăng thể phá hoại

Hình C.4 – Sơ đồ để xác định tải trọng tương đương do bộ bánh chạy trên 2 ray, trên lăng thể phá hoại

C.8  Cường độ của tải trọng tương đương được xác định theo công thức:

(122)

Trong đó:

Q – Tổng hợp lực của tải trọng thẳng đứng phân bố trên bề mặt của lăng thể phá hoại trong phạm vi của một diện tích hoặc 2 diện tích b x f, có trục chung song song với tường vòng vây (xem hình C.3 và C.4).

l – Chiều dài của đoạn tường chịu áp lực hông của đất đè lên lăng thể phá hoại gây ra

Trong các trường hợp tải trọng đặt lên lăng thể phá hoại theo sơ đồ hình C.3 và C.4 nếu chúng thỏa mãn điều kiện:

(123)
Thì lấy (124)

Trong các trường hợp còn lại thì lấy:

  (125)

Trong đó:

c – đối với tải trọng 1 ray là khoảng cách các bánh xe cẩu (Hình C.3 và C.4).

f – đối với tải trọng 1 ray là chiều dài phân bố tải trọng qua ray (Hình C.3 và C.4) lấy bằng 1m.

a – khoảng cách từ tâm diện tích truyền tải trọng đến tường vòng vây.

φ – Góc nội ma sát của đất sau tường.

Nếu các lớp đất nằm trong phạm vi chiều cao h = a.tan  mà có góc nội ma sát chênh lệch nhau >20 % thì cho phép lấy φ = φbq

φbq – Giá trị bình quân của góc nội ma sát ứng với chiều sâu h.

C.9  Nếu mặt đất là mặt phẳng và trên đó tải trọng phân bố đều có cường độ là q, thì lấy áp lực chủ động của đất cát hoặc á cát tác dụng vào tường vây, thay đổi theo luật bậc nhất, từ giá trị p1 tác dụng ở đỉnh tường đến giá trị p2 ở độ sâu H (Hình C.5).

p1=q.λa (126)
p2=(q+γ.H)λa (127)

Trong đó:

γ – Dung trọng của đất

λa – Hệ số áp lực chủ động của đất, xác định bằng công thức:

(128)

Trong đó:

φ – Góc nội ma sát của đất

α – Góc giữa mặt thẳng nằm ngang. Quy tắc dấu của α chỉ trên Hình D.6. Với mặt đất nằm ngang và không có tải trọng tác dụng trên nó (α= 0) thì:

(129)

Hình C.5 – Sơ đồ xác định áp lực chủ động lên tường của đất cát và á cát trong trường hợp mặt đất phẳng và có tải trọng phân bố đều tác dụng lên nó

C.10  Trong những trường hợp chưa nói ở mục C.9, thì có thể xác định áp lực chủ động của đất cát hoặc á cát bằng phương pháp dưới đây:

Coi hợp lực của áp lực chủ động của đất – lực E như giá trị lớn nhất của Ei, với Ei được tính theo công thức sau:

Ei = Gi tan(θi – φ)   (130)

Trong đó:

Gi – Tổng trọng lượng Gi của lăng thể phá hoại được giả thiết ABCi và hợp lực của tải trọng tác dụng trên nó (hình C.6a).

θi – Góc giữa mặt phẳng phá hoại giả thiết với mặt phẳng ngang.

Hình C.6 – Sơ đồ xác định áp lực đất chủ động của đất cát hoặc á cát lên tường vây, khi mặt đất có hình dạng bất kỳ và khi có tải trọng tác dụng lên nó

Giá trị góc θi nào mà cho trị số lớn nhất Ei xác định theo công thức (134) thì lấy góc đó là góc giữa mặt phẳng phá hoại và mặt phẳng ngang.

Coi E là tổng của lực Ep do trọng lượng đất của lăng thể phá hoại và lực Eq do mỗi tải trọng đặt trên lăng thể phá hoại.

Lực Ep được xác định theo công thức sau:

Ep = Gtan(θ – φ)   (131)

Ep – Hợp lực của áp lực mà biểu đồ của nó có dạng hình chữ nhật (Hình C.6b).

Eq – Do tải trọng q đặt trên lăng thể phá hoại và phân bố theo bề rộng b, xác định theo theo công thức sau:

Ep = q.ptan(θ – φ)   (132)

Lấy Eq là hợp lực của áp lực tác dụng vào tường được phân bố đều giữa điểm A1 và A2;

Ai – là giao điểm của tường thẳng với các mặt phẳng song song với mặt phẳng phá hoại xuất phát từ điểm đầu và cuối của đoạn tải trọng q tác dụng (Hình C.6b).

Nếu chia mặt phẳng phá hoại thành các đoạn, trên đó tải trọng q tác dụng, thì lấy vết cắt của mặt phẳng phá hoại và mặt đất chính là điểm đoạn đó

C.11  Nếu mặt đất nằm ngang và có tải trọng cường độ q phân bố trên đó thì nằm trong phạm vi của mỗi lớp đất thứ i thì coi áp lực là chủ động của đất gồm nhiều lớp cát hoặc á cát được biến đổi bậc nhất từ áp lực ở đáy của lớp đó (Hình C.6).

pi = (q + γ1h1 + γ2h2 +…+ γi-1hi-1) λai   (133)
p’i = (q + γ1h1 + γ2h2 +…+ γi-1hi-1+ γihi) λai   (134)

hi– Chiều dày lớp đất thứ i có dung trọng γi và góc nội ma sát φi;

λai – Hệ số áp lực chủ động của lớp đất thứ i, 

Hình C.7 – Sơ đồ xác định áp lực chủ động của đất gồm nhiều lớp á cát hoặc cát tác dụng lên tường vây

C.12  Cho phép xác định áp lực chủ động của đất sét hoặc á sét với việc tham gia của lực dính C bằng cách giảm tung độ của biểu đồ áp lực, mà biểu đồ này được xây dựng cho loại đất rời có dung trọng γ và góc nội ma sát φ của đất sét hoặc á sét đến trị số ứng với trường hợp mặt đất là mặt nghiêng với mặt phẳng ngang một góc α và nó được xác định theo công thức sau:

(135)

λa – Hệ số áp lực chủ động của đất.

Người ta không tính đến áp lực chủ động của đất sét hoặc á sét trong phạm vi đoạn nào, mà trên đó độ lớn pc vượt hơn cả tung độ áp lực chủ động đã tính như với đất rời.

Việc xây dựng biểu đồ áp lực chủ động của đất sét hoặc á sét đồng nhất trình bày ở Hình C.8.

Hình C.8 – Sơ đồ xác định áp lực chủ động của đất sét

Trong trường hợp đất không đồng nhất người ta chú ý tới việc giảm áp lực do tính thêm lực dính kết trong phạm vi của từng lớp sét hay á sét. Đồng thời xác định pc bằng công thức (135) theo các đặc trưng φ và C của lớp đất tương ứng;

Khi mặt đất nằm ngang (α = 0). Công thức (139) có thể biểu diễn dưới dạng:

(136)

C.13  Lấy biểu đồ áp lực bị động của cát hoặc á cát, tác dụng vào tường, dưới dạng hình tam giác có tung độ lớn nhất (Hình C.9):

pn = γHλn (137)

λn – Hệ số áp lực bị động của đất, tính theo biểu thức:

  (138)

δ – Góc ma sát của đất trên mặt tường. Khi δ=0, công thức (142) được đơn giản hóa và sử dụng dưới dạng:

  (139)

Tung độ của biểu đồ áp lực bị động của ả sét và sét (Hình C.10) nhận được bằng tổng tung độ tương ứng của biểu đồ. Biểu đồ được lập nên như đối với đất rời (theo trị số góc ma sát φ của sét hoặc á sét), và biểu đồ có tung độ bằng:

  (140)

 

Hình C.9 – Biểu đồ áp lực cát hoặc á cát tác dụng lên tường vây

Hình C.10 – Biểu đồ áp lực đất bị động của đất sét hoặc á sét lên thành đứng vòng vây

Đối với lớp bề mặt, nơi mà kết cấu của đất á sét hoặc sét có khả năng bị phá hủy thì giảm dần lực dính kết C theo luật bậc nhất từ giá trị nguyên của nó ở độ 1m đến số “0” ở trên mặt đất.

C.14  Khi thiết kế vòng vây kín của các hố móng nhỏ và sâu, đật ở nơi đất khô có góc nội ma sát lớn hơn 300, thì cho phép tính giảm áp lực chủ động của đất vì xét đến điều kiện làm việc không gian.

Việc giảm nói trên được tính thông qua hệ số η đưa vào trong tính toán áp lực E do trọng lượng bản thân của đất gây ra. Hệ số η lấy bằng 0,7 khi H = k = 0,5 và lấy bằng 1 khi k ≥ 2 (B = kích thước lớn nhất trên mặt bằng và H – chiều sâu hố móng). Khi trị số 0,5 < K < 2 thì giá trị của η lấy theo phương pháp nội suy.

Phụ lục D*

(Quy định)

Xác định lưu lượng nước ngầm ngấm qua đáy hố móng trong vòng vây cọc ván thép

Lưu lượng Q (m3/sec) được xác định gần đúng theo công thức:

Q = k.HΣP.qr (141)

Trong đó:

k – Hệ số thấm của đất (xem bảng D.1) (m/sec);

H – Độ chênh cao mực nước ngoài và trong hố móng (m);

ΣP – Chu vi của vòng vây (m);

qr – Hệ số hiệu chỉnh.

Bảng D.1 – Hệ số thấm của đất

Loại đất

Hệ số thấm của đất
Cát mịn pha sét và cát bụi

2.10-5 – 5. 10-5
Cát nhỏ

5. 10-5 – 10-4
Cát trung

10-4 – 10-3
Cát sỏi

10-3 – 5.10-3
Sỏi

5.10-3 – 10-2
CHÚ THÍCH: Giá trị nhỏ của hệ số tương ứng với đất có độ rỗng nhỏ

Đối với trường hợp dưới đáy của vòng vây cọc ván không có lớp đất thấm nước nằm cạnh, thì qr được xác định theo đồ thị Hình D.1 và phụ thuộc vào tỉ số S/b và t/b.

Trong đó:

t – Chiều sâu hố móng, tính từ đáy hố móng;

S – Chiều sâu cắm cọc ván, tính từ đáy hố móng;

b – Một nửa chiều rộng hố móng (chiều rộng hố móng ở đây là cạnh lớn nhất của hố móng hình chữ nhật và đường kính của hố móng hình tròn).

_________________

* Tham khảo từ Quy trình thiết kế công trình và thiết bị phụ trợ thi công cầu, 22TCN200:1989* hoặc phiên bản nâng cấp sau này.

Hình D.1 – Đồ thị xác định qr = f (S/b,t/b) trong đất thấm nước

Với trường hợp gần chân cọc có lớp đất không thấm nước, đại lượng qr được xác định theo biểu đồ 2 (Hình D.2) phụ thuộc với tỉ số S1/T1 và S2/T2.

Trong đó:

S1 – Độ chôn sâu của cọc ván kể từ đáy lớp đất thấm nước;

S2 – Độ chôn sâu của cọc ván kể từ đáy hố móng;

T1 – Khoảng cách từ đáy hố móng đến cao độ không thấm nước;

T2 – Khoảng cách từ đáy hố móng đến cao độ không thấm nước.

Hình D.2 – Biểu đồ xác định qr 

Trong khi xác định công suất của các thiết bị hút nước phải tính thêm lượng nước chảy qua các khe vòng vây. Lượng nước thêm đó thường được tính bằng 20 % lượng nước thấm tính được.

 

Thư mục tài liệu tham khảo

[1] 14TCN 130-2002, Tiêu chuẩn thiết kế đê biển, Bộ Nông nghiệp và Phát triển nông thôn, Việt nam.

[2] AASHTO LRFD 2007, Specification for Bridge Design of American Association of State Highway and Transportation Officials (English version).

[3] ASTM A328/A328M – 07, Specification Specification for Steel Sheet Piling.

[4] OCDI 2009, Technical Specifications and Commentaries for Port and Harbour facilities in Japan of Japan Port and Harbour Bureau of Ministry of Land, Infrastructure, Transport and Tourism (English version).

[5] Design Outline of disaster prevention work 2009, National Association of Disaster Prevention of Japan (Japanese version).

[6] Guidance for temporary structure of road earth work, 1999, Japan Road Association (Japanese version).

[7] Design of Sheet Pile Walls Manual 1994, US Army Corporation of Engineers (English version).

[8] Steel Sheet Piling Design Manual 1984, United States Steel (English version).

[9] Design Manual of steel sheet piling structures 2009, Nippon Steel Cooperation of Japan and University of Transport and Communications of Vietnam (Vietnamese and English version).

[10] Design Manual of fisheries infrastructure 2003, National Association of Fisheries Infrastructure of Japan (Japanese version).

[11] Guidance for temporary structure of expressway earth work 2003, Metropolitan Expressway Company of Japan (Japanese version).

[12] Guidance for retailing wall for building 2002, Architectural Institute of Japan (Japanese version).

[13] Piling Handbook 8th Edition 2008, Arcelor Mittal Coporation (English version).

[14] Design manual of double sheet pile wall cofferdam 2001, Japan Institute of Construction Engineering

[15] ASTM D 4643, Water Content.

[16] AASHTO T 100 (ASTM D 854), Specific Gravity.

[17] AASHTO T 88 (ASTM D 422), Grain Size Distribution.

[18] AASHTO T 90 (ASTM D4318), Liquid Limit and Plastic Limit.

[19] AASHTO T 238 (ASTM D 3080), Direct Shear Test.

[20] AASHTO T 208 (ASTM D 2166), Unconfined Compression Test.

[21] ASTM D 2850, Unconsolidated-Undrained Triaxial Test.

[22] AASHTO T 297 (ASTM D 4767), Consolidated-Undrained Triaxial Test.

[23] AASHTO T 216 (ASTM D 2435 or D 4186), Consolidation Test.

[24] JIS A-1216, Method of Unconfined Compression Test of Soil.

[25] JIS A-1109, Method of Test for Specific Gravity and Absorption of Fine Aggregate.

[26] JIS A1203, Method of Test for Moisture Content.

[27] JIS A1202, Method of Test for Density of Soil Particicle.

[28] JIS A1225, Method of Test for Wet Unit Weight.

[29] JIS A1224, Method of Test for Minimum and Maximum Density of Sand.

[30] JIS A1204, Method of Test for Grain-size.

[31] JIS A1205, Method of Test for Liquid Limit Test and Plastic Limit Test.

[32] JIS A1210, Method of Test for Moisture-density relation of soil.

[33] JIS A1211, Method of California Bearing Ratio.

[34] JIS A1217.1227, Method of Consolidation.

[35] JIS A1216, Method of Test for Unconfined Compression test.

[36] ASTM D 3148, Determination of Elastic Moduli.

[37] AASHTO T 286 (ASTM D 2664), Triaxial Compression Test.

[38] ASTM D 2938, Unconfined Compression Test.

[39] ASTM D 3967, Splitting Tensile Strength Test.

[40] AASHTO T 206 (ASTM D 1586), Specification Penetration Test.

[41] ASTM D 3441, Static Cone Test.

[42] AASHTO T 223 (ASTM D 2573), Field Vane Test.

[43] ASTM D 4719, Pressuremeter Test.

[44] AASHTO T 235 (ASTM D 1194), Plate Bearing Test.

[45] ASTM D 4750, Well Test (Permeability).

[46] JIS A-1219, Methodof Penetration Test for Soils.

[47] JIS A-1220, Method for Dutch double-tube cone penetration test.

[48] JGS 1421, Pressuremeter Test in Borehole.

[49] ASTM D 4555, Deformability and Strength of Weak Rock by an In-Situ Uniaxial Compressive Test.

[50] ASTM D 4554, Determination of Direct Shear Strength of Rock Discontinuities.

[51] ASTM D 4395, Modulus of Deformation of Rock Mass Using the Flexible Plate Loading Method.

[52] ASTM D 4506, Modulus of Deformation of Rock Mass Using a Radial Jacking Test.

[53] ASTM D 4394, Modulus of Deformation of Rock Mass Using the Rigid Plate Loading Method.

[54] ASTM D 4729, Stress and Modulus of Deformation Determination Using the Flatjack Method.

[55] ASTM D 4645, Stress in Rock Using the Hydraulic Fracturing Method.

MỤC LỤC

Lời nói đầu

1  Phạm vi áp dụng

2  Tài liệu viện dẫn

3  Thuật ngữ, định nghĩa

4  Quy định chung

5  Vật liệu của kết cấu và liên kết

6  Cơ sở thiết kế

7  Mô hình kết cấu và phương pháp thiết kế

8  Thiết kế các thành phần kết cấu móng cọc ván thép

Phụ lục A (Tham khảo) Các phương pháp bảo vệ chống ăn mòn

Phụ lục B (Tham khảo) Các đặc trưng tiêu chuẩn của đất

Phụ lục C (Quy định) Xác định áp lực hông tiêu chuẩn tác dụng lên vòng vây hố móng

Phụ lục D (Quy định) Xác định lưu lượng nước ngầm ngấm qua đáy hố móng

Thư mục tài liệu tham khảo

 

(*) Các tiêu chuẩn ngành TCN sẽ được chuyển đổi thành TCVN

TIÊU CHUẨN QUỐC GIA TCVN 9860:2013 VỀ KẾT CẤU CỌC VÁN THÉP TRONG CÔNG TRÌNH GIAO THÔNG – YÊU CẦU THIẾT KẾ
Số, ký hiệu văn bản TCVN9860:2013 Ngày hiệu lực
Loại văn bản Tiêu chuẩn Việt Nam Ngày đăng công báo
Lĩnh vực Giao thông - vận tải
 Ngày ban hành
Cơ quan ban hành Tình trạng Còn hiệu lực

Các văn bản liên kết

Văn bản được hướng dẫn Văn bản hướng dẫn
Văn bản được hợp nhất Văn bản hợp nhất
Văn bản bị sửa đổi, bổ sung Văn bản sửa đổi, bổ sung
Văn bản bị đính chính Văn bản đính chính
Văn bản bị thay thế Văn bản thay thế
Văn bản được dẫn chiếu Văn bản căn cứ

Tải văn bản