Nghiên cứu ổn định móng băng trên nền đất yếu dưới tác dụng của tải trọng phức tạp

của lực tác dụng ’ lớn hơn nhiều lần góc nội ma sát của đất sét yếu, kết hợp cả momen làm cho chúng ta khó xác định được mức độ an toàn của đập theo phương pháp đã trình bày trong các tiêu chuẩn đó. Bài báo này trình bày các phương pháp tính toán ổn định của móng băng trên nền đất sét khi chịu các tác dụng V: H: M, và trình bày phương pháp tính ổn định theo mặt bao phá hoại không thứ nguyên. Tác giả đã thực hiện đẩy trượt 2 tổ hợp của 01 công trình thực tế (tỷ lệ 1:1), và 36 thí nghiệm kéo trượt bàn nén hiện trường có lích thước 70x70 và 100x100cm. Kết quả thí nghiệm hiện trường, phù hợp với lời giải của lý thuyết về mặt bao phá hoại không thứ nguyên của Ngo Tran (1996). Trên cơ sở đó, các tác giả kiến nghị sử dụng thêm phương pháp mặt bao phá hoại không thứ nguyên để tính toán ổn định đập xà lan (ĐXL) trên nền đất yếu dưới tác dụng tải trọng phức tạp. Summary: So far, stability problem of strip footing or rectangular footing subjected to combined loading V: H: M is mentioned in the Vietnamese standards and rules. In case of moveable floating dam (DXL) on clay soil, have so low vertical load but large horizontal load that oblique angles forces much greater than the friction angle of soft soil and combined with moment load is getting more and more difficult to determine safety of footing flow Vietnamese standards and rules. This study presents the method to calculate the stability of strip footing on clay in combined load V: H: M as the bearing capacity envelope methods. The authors also made 2 real work and 36 model test in the field experiment to confirm the suitability of the theoretical methods on bearing capacity envelope of Ngo tran (1996). On this basis, the author proposed formula and method to calculate stability DXL on soft soil clay under combined load. I. ĐẶT VẤN ĐỀ Vấn đề tính toán ổn định của móng băng, chữ nhật dưới tác dụng tải trọng phức tạp V:H:M đã có đề cập trong các quy phạm, tiêu chuẩn của Việt Nam, nhưng chỉ tính toán được khi góc xiên của lực tác dụng ’ nhỏ hơn góc ma sát trong của nền . Trong trường hợp đập xà lan do tải trọng đứng nhỏ, khi có chênh lệch áp lực nước thượng hạ lưu, tạo ra lực ngang lớn, góc xiên của lực tác dụng ’ lớn hơn nhiều lần góc nội ma sát  của đất, kết hợp cả momen làm nên không xác định được mức độ an toàn của đập theo các tiêu chuẩn qui phạm hiện hành. Tại đại học Oxford, người ta đã nghiên cứu lý thuyết lẫn thực nghiệm phương pháp tính toán ổn định của móng băng trên nền đất sét khi chịu các tác dụng tải trọng V: H: M bằng lý thuyết mặt bao phá hoại không thứ nguyên. Các tác giả đã thực hiện đẩy trượt 2 tổ hợp của 01 công trình thực tế (tỷ lệ 1:1), và 36 thí nghiệm kéo trượt bàn nén hiện trường tỉnh Cà Mau, có lích thước 70x70 và 100x100cm. Kết quả thí nghiệm hiện trường, phù hợp với lời giải lý thuyết về mặt bao phá hoại không thứ nguyên của Ngo Tran (1996). Trên cơ sở đó, các tác giả kiến nghị sử dụng thêm phương pháp mặt bao phá hoại không thứ nguyên để tính toán ổn định đập xà lan (ĐXL) trên nền đất yếu dưới tác dụng tải trọng phức tạp. Người phản biện: PGS.TS Trịnh Minh Thụ KHOA HỌC CÔNG NGHỆ 44 TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 14 - 2013 Mô hình bài toán Cho móng công trình chịu tải trọng đứng V, chịu tải ngang H, mô men M (hình 1, hình 2). Nền đất đồng nhất có lực cắt cánh Su. Cần đánh giá trạng thái ổn định của móng công trình. Mô hình thực tế Mô hình bài toán móng chịu lực V:H;M Tồn tại của các phương pháp giải bài toán trên trong các tiêu chuẩn hiện nay: Hiện nay nền công trình thủy công được tính toán theo tiêu chuẩn TCVN 4253-86. Trong trường hợp không thỏa mãn một trong ba điều kiện N 0,45 (N; Cv; tan là 3 chỉ số về mô hình nền) thì cần thiết tính toán thêm cả hình thức trượt phẳng và trượt hỗn hợp theo công thức sau: ' ' 2 1( '. tan ). .hh ghR p c B t B   (1) p’: áp suất trung bình tính toán đáy móng. tgh: Cường độ chống trượt giới hạn của phần trượt sâu. Rhh: Sức chịu tải hỗn hợp của móng B’1, B’2 : Lần lượt là chiều rộng tính toán của phần trượt phẳng và trượt sâu của móng  '1 1 '. BB B B  ; '2 2 '. BB B B  ; (trong đó B’=B-2.e; e=M/V; e là độ lệch tâm, B’ bề rộng tính toán của móng khi xét đến mô men) Lúc đó lực ngang giới hạn tgh và lực đứng giới hạn được tính theo (2) và (3) và (4): ' .cos ' ' gh gh R t B   (2) gh gh R' .cos δ' p n B' n /tanφC    (3) R’gh= Nc.C.B’+ Nq.q.B’+ N’2 (4) Sơ đồ tính trượt hỗn hợp Đồ thị quan hệ tgh ~ pgh Trong đó tgh tra trên đồ thị hình 4, với giá trị áp lực đáy móng trung bình, được thiết lập bằng các công thức lý thuyết (2), (3) và (4). Nc, Nq, N : là các hệ số không thứ nguyên phụ thuộc vào giá trị , ’=0 tra ở tiêu chuẩn TCVN42-53-86 Trong trường hợp không thỏa mãn ổn định thì phải gia cố nền. Vấn đề đặt ra là khi C lớn và  nhỏ, pgh trong công thức (3) nhỏ hơn 0, do đó ta gần như không xây dựng được biểu đồ ở hình 4, do đó không xác định được tgh để tính Rhh trong công thức (1) Lời giải lý thuyết theo trạng thái cân bằng tới hạn không có nghiệm khi góc nghiêng của tải trọng ’ lớn hơn góc nội ma sát . Trong trường hợp móng đập xà lan trên nền đất yếu 2 KHOA HỌC CÔNG NGHỆ TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 14 - 2013 45 đồng bằng sông Cửu Long có góc nghiêng tải trọng ’>10o lớn gấp 3-4 lần , bao gồm cả thành phần mô men nên không áp dụng được bất kỳ bảng tra nào trong các tiêu chuẩn hiện hành. Do đó cần nghiên cứu một phương pháp khác để giải bài toán đặt ra. Đường bao phá hoại của móng băng trên nền đất yếu chịu tác dụng đồng thời của tải trọng đứng, ngang và mô men V:H:M Khi chịu tải trọng đúng tâm V Cách tiếp cận từ đường bao mặt phá hoại. Từ lý thuyết dẻo, lời giải chính xác cho móng băng trên nền sét, đã thiết lập công thức (5) tính sức chịu tải của nền Vo (Prandtl, 1920) khi H=0, M=0 sau: ( 2). .Vo Su A  (5) B: bề rộng móng, Su là lực cắt cánh không thoát nước. Công thức này Tccheng thí nghiệm, kiểm chứng bằng mô hình móng băng trên lớp mỡ có lực cắt cánh Su, =0, tiếp giáp móng và mỡ là lớp cát mỏng. Kết quả sức chịu tải của lớp mỡ đúng như lý thuyết của Prandt (1920) ở công thức (5). Khả năng chịu tải của móng khi chịu tải đứng và Momen (V,M) đồng thời. Theo Meyerhof khi có mô men gây ra độ lệch tâm e = M/V, khi đó hợp lực chỉ tác dụng lên diện tích hiệu quả của khối móng, có tâm đặt tại tâm của hợp lực bề rộng móng hiệu quả là B’ = B – 2e và tương ứng là diện tích móng quy ước A’ = B’*L = B’ Chuyển đổi tải trọng tương đương Diện tích móng hiệu quả Meyerhof, 1953; (a): Móng băng, (b), móng tròn Điều này dẫn đến ứng với mỗi giá trị V đều có một giá trị mô men phá hoại M, giữa M và V liên quan với nhau bởi biểu thức (6): 4 1M V V Mo Vo Vo       (6) Trong đó Vo là tải trọng đứng giới hạn khi chỉ có tải trọng thẳng đứng, đặt đúng tâm tính theo (5). Theo công thức trên, M đạt giá trị cực đại Mo = 0.125BVo=B.Vo/8, khi V = 0,5.Vo hay e = B/4. Trên cơ sở đó vẽ lên đường cong quan hệ M/BVo và V/Vo trên hình 1-7. Qua đó nhận thấy rằng ảnh hưởng của mô men làm giảm diện tích hiệu quả, qua đó làm giảm sức chịu tải đứng của công trình. Đường cong quan hệ M/BVo và V/Vo ở trạng thái phá hoại khi H = 0 Khả năng chịu tải của móng khi chịu tải đứng và ngang (V, H) đồng thời. Lời giải chính xác cho trường hợp móng băng chịu tải phức tạp V:H trên nền đất sét đồng nhất được tìm ra bởi Bolton (1979), lực ngang lớn nhất xác định bởi công thức (7): Ho = A.su = Vo/(  + 2 ) (7) Mặt trượt xảy ra tại tải trọng ngang này (không đổi) nếu V/Vo0,5. Khi tải trọng lớn hơn, quan hệ V, H tại mặt trượt là: 2 11 1 ( / ) sin ( / ) 2 H Ho H HoV Vo         (8) Gần đây trong lĩnh vực địa kỹ thuật một số bài báo về tải trọng phức hợp thường thảo luận về góc nghiêng của tải trọng. Họ cho rằng, khả năng chịu tải trọng đứng giảm xuống khi góc nghiêng tải trọng 1tan ( / )H V  tăng lên, Meyerhof(1956). Áp dụng cho cả móng băng và móng tròn, đường bao (V,H) phá hoại xác định bởi phương trình (9): KHOA HỌC CÔNG NGHỆ 46 TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 14 - 2013 2(1 ) 90 o o V Vo    (9) Giá trị lớn nhất của lực ngang chống lại là Ho=A.Su đối với móng nhám trên đất sét. Phương trình (10) chỉ nói về góc nghiêng của tải trọng. 1tan ( / )s H V    (10) Đối với những góc nghiêng lớn hơn góc nghiêng giới hạn s, móng bị phá hoạt trượt. Cũng có thể chỉ ra rằng, đối móng băng nhám, s=15,986, khi tải trọng đứng V =0,6763.Vo. Meyerhof (1956), Hansen (1970) và Vesic (1975) đã chấp nhận một hệ số góc nghiêng. Đối với móng băng chịu tải trọng nghiêng đúng tâm (M=0), công thức của Hansen(1970) là:  1 0,5 1 1 ( / , .V H Ho H A SuVo      (11) Chú ý rằng, điểm chuyển tiếp trượt do tải trọng (V, H) tại V=Vo/2. Công thức của Vesic (1975) cho móng băng là: 2.1 , . ( 2). V H H A Su Vo Ho     (12) Cả bốn công thức về phá hoại của tải trọng (V, H) của các tác giả được biểu diễn trên hình (8). Nó cho thấy rằng dường như Meyerhof (1956), Hansen (1970) và Bolton (1979) giống nhau. Đường Vesic (1975) khác 3 đường trên. Cả bốn phương pháp trên dự báo khác nhau về điểm chuyển tiếp giữa điểm phá hoại do tải trọng đứng đến phá hoại do tải trong ngang. Đường bao phá hoại của móng băng dưới tải trọng (V, H), tải trọng xiên Khả năng chịu tải của móng khi chịu tải đồng thời V, H, M Trường hợp này được thảo luận đầu tiên bởi Meyerhof (1956). Một tải trọng nghiêng 2 2V H tác dụng đúng tâm, trên diện tích hiệu quả bị giảm xuống do độ lệch tâm e=M/V trong hình (5), (6). Đường bao cho móng băng theo Meyerhof (1956), Hansen (1970), Vesic (1975), Bolton (1979) có thể sử dụng để xác định đường bao phá hoại: Meyerhof (1956): '(1 ). , '. 90 o o V A H A Su Vo A     (13) Hansen (1970):   '1 0,5 1 1 ( / ( '. ) . , '.V AH A Su H A SuVo A     (14) Vesic (1975): 2. '1 . , '. ( 2). '. V H A H A Su Vo A Su A     (15) Bolton (1979): 2 11 1 ( / '. ) sin ( / ( '. )) '. , '. 2 H A Su H A SuV A H A Su Vo A          (16) Tất cả các phương trình trên đều đưa vào hai yếu tố, một là tải trọng xiên do lực ngang và sự giảm diện tích do tác động của Momen. Những phương trình trên được sử dụng để vẽ đường bao (V/Vo, H/Vo, M/B.Vo) trong hình 9, 10, 11, 12. Đường phá hoại bởi sức chịu tải đứng biểu diễn nét liền, đường phá hoại do trượt được biểu diễn bởi đường nét đứt. Khi V/Vo nhỏ, nơi mô hình phá hoại trượt xảy ra, đường bao có 2 đoạn, một đoạn gần như thẳng nối với điểm chuyển tiếp. Một đoạn giống như biểu đồ phá hoại bởi Mô men khi H=0, tại mỗi mức V/Vo, đường bao của Hansen(1970) và Bolton(1979) gần giống nhau. Thêm nữa đường cong trơn chuyển tiếp từ phá hoại do sức chịu tải đến phá hoại trượt, hai ông chỉ ra rằng nó quan hệ không tuyến tính với H và M. Chú ý rằng, khi không có tải trọng đứng V/Vo=0, chúng ta dường như chấp nhận từ thí nghiệm rằng, tải trọng ngang và Momen bằng không và đường bao sẽ phải bắt đầu từ gốc tọa độ (H/Vo=0, M/BVo=0). Tuy nhiên lý thuyết của Bolton (1979) đã trình bày ở công thức (7) và Meyerhof, Hansen, Vesic đều chấp nhận sự KHOA HỌC CÔNG NGHỆ TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 14 - 2013 47 phá hoại xảy ra khi H=Ho. Điều đó là không đúng trong thực tế, nên tất cả những luận giải trên đều không cho ta được giải pháp nào đặc biệt cho móng có tải trọng đứng (V/Vo) nhỏ hơn 0,5. Trần Văn Thái, Nguyễn Hải Hà (2011), đã làm thí nghiệm kéo trượt bàn nén có đáy nhám có kích thước 70x70 cm và 100 x100cm, tại Cà Mau, với các giải V/Vo=0,10,4, kết quả cho thấy rằng dường như khi V/Vo0,4, M=0, quan hệ H/Vo và V/Vo có dạng tuyến tính biểu diễn bằng phương trình: . tanH V Vo Vo  (17) Phương trình (17) gần giống phương trình chống trượt đối với đất rời. Kết quả giải bằng phương pháp phần tử hữu hạn của Ngo Tran (1996) cũng tương tự như vậy. Trong phương trình (17), tan là hệ số ma sát giữa ĐXL và nền. Một điểm cần lưu ý rằng , đối với móng bê tông trên nền đất sét yếu đồng bằng sông cửu long thường lớn hơn 10o, khác với suy nghĩ thông thường của chúng ta là <=3-5o. Đường bao phá hoại ứng các mức V/Vo, M/B.Vo, H/Vo theo Meyerhof Đường bao phá hoại ứng các mức V/Vo, M/B.Vo, H/Vo theo Hansen Đường bao phá hoại ứng các mức V/Vo, M/B.Vo, H/Vo theo Vesic Đường bao phá hoại ứng các mức V/Vo, M/B.Vo, H/Vo theo Bolton Đường bao phá hủy lồi của đất khi chịu tải trọng phức tạp V:H:M Các phương trình 13, 14, 15, 16 dựa trên phép cân bằng giới hạn, tiếp theo là sử dụng kết hợp giữa phương pháp kinh nghiệm và bán kinh nghiệm để luận giải tác động của H, M. Sự phức tạp này có thể tránh được nếu tiếp cận cách khác, bằng cách sử dụng biểu đồ quan hệ giữa (V, H, M). Butterfied & Ticof (1979), dựa trên cơ sở hàng trăm thí nghiệm, cho móng Spucand (hình 13), đã đề nghị sử dụng đường Elip (H, M) tại mỗi giá trị V/Vo (hình 14 và 15), Martin (1992), (hình 16). Xa hơn nữa là kết hợp đường Parabol (V, M) và (V, H) tại mỗi vị trí. Với giả thiết mặt phá hủy có dạng như hình 15. Butterfied & Ticof (1979), sử dụng giá trị cực hạn Mo/Bvo=0,1; Ho/Vo=0,12 tại V/Vo=0,5 đối với móng băng trên đất cát công thức(18). Đây là cách tiếp cận của các nhà nghiên cứu quan trọng, để đánh giá sức chịu tải của móng dưới tác dụng của tải trọng phức tạp M, H, V. KHOA HỌC CÔNG NGHỆ 48 TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 14 - 2013 Móng tròn Spucand, trong dàn khoan dầu Phá hoại (H/Vo, M/Bvo) tại V/Vo=0,5, móng tròn trên đất cát chặt. Đường bao phá hoại theo Buterfield and Ticof, 1979 Đường bao mặt phá hoại của Martin, 1994 (18) Giáo sư Guy Houlsby và MarTin (1992) đã chỉ ra rằng phương trình (18) cũng phù hợp với móng Spucand trên đất sét phương trình (19), như sau: (19) Martin, 1994, chỉ ra rằng mặt phá hoại cho móng Spucand trên đất sét phù hợp với thí nghiệm của mình như hình 16, đó là biểu đồ quan hệ M/R.Vo~H/Vo~V/Vo ứng với phương trình (20). (20) Trong đó Mo=mo.2.R.Vo; Ho=ho.Vo; Phương trình này phù hợp với tham số H/Vo=0,127 và M/R.Vo=0,166; e1=0,518; e2=1,18; 1=0,764; 2=0,882. Trong trường hợp móng tròn, trên cát chặt, dựa trên kết quả thí nghiệm, Gottardi et al.(1999) đã đề xuất một mặt bao phá hủy dạng elip có phương trình (21) như sau: (21) Mo, Ho như trong công thức của Martin, (1994). Các hệ số là m=0,09; ho=0,1213; a=- 0,225. Trong trường hợp móng Spucand trên đất cát chặt, Casidy (1999) đã đề xuất một mặt bao phá hủy có dạng giống như công thức (16) của Model B của Martin (1994), nhưng các hệ số là mo=0,086; ho=0,116; e1=-0,2; e2=0; 1=0,9; 2=0,99 KHOA HỌC CÔNG NGHỆ TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 14 - 2013 49 Kết quả thí nghiệm của Martin (1994), móng tròn phù hợp đường elip. Đường bao mặt phá hủy lồi là duy nhất. Ngo Tran (1996). Thông qua các nghiên cứu ở trên, Ngo Tran (1996) hy vọng rằng chỉ có một và chỉ một mặt phá hủy (mặt chảy) cho bất kỳ loại móng nào. Tuy rằng đường bao mặt phá hủy lồi được xuất phát từ nghiên cứu thực nghiệm. Chúng ta cũng cần thiết chứng minh rằng đường cong đó sẽ được tìm ra bằng lý thuyết bằng cách sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn. Vấn đề tính duy nhất của đường bao phá hủy lồi cũng được giải quyết bởi Palmer et al. (1967), độ lệch tải trọng tác dụng có quan hệ với ứng suất biến dạng, phần tử nền và vật liệu nền. Ở những phần khác của đường bao, nơi tải trọng đứng nhỏ, độ lồi của đường bao cũng tương tự như tính duy nhất của mặt bao lồi phá hủy chưa thể chứng minh. Tuy nhiên tính lõm của mặt bao cũng rất khó xác định, và thí nghiệm cũng chỉ ra đó là phi thực tế. Mở rộng thí nghiệm đường bao phá hoại cho các loại móng quan trọng (móng băng, tròn) cho đất cát và sét chỉ ra rằng, đường bao mặt phá hoại là lồi ở cả hai miền V/Vo lớn và V/Vo nhỏ (Butterfield & Ticof, 1979; Dean et al, 1992; Huosby & Martin, 1992; Gottardi & Butterfield, 1993; Martin, 1994). Đó là sự thuần nhất ở vùng tải trọng có V/Vo nhỏ và đã được chứng minh bởi lý thuyết phần tử hữu hạn. Phương pháp của Ngo Tran, 1996. Xuất phát từ cơ sở nghiên cứu móng băng chịu tải trọng phức tạp trên nền đất sét, cát, ở trên, Ngo Tran, (1996), đã đi tìm lời giải lý thuyết cho móng băng trên nền đất sét bằng phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên một số thủ thuật chính sau: Sử dụng phương pháp mặt trượt lan truyền. Tương tự như việc điều khiển chuyển vị thẳng đứng để xác định sức chịu tải đứng. Với mỗi chuyển vị đứng đó, kiểm tra đường chuyển vị của tải trọng, xác định được tải trọng giới hạn. Với mỗi cặp lực phá hoại (V,H), sẽ có một cặp chuyển vị đứng w và ngang u tương thích. Mỗi (V,H) ứng với một điểm phá hoại, tập hợp tất cả (V, H) cho ta hình ảnh về đường bao phá hoại. Giả thiết vật liệu dưới đất nền là đồng nhất. Đất dùng để thử nghiệm trong mô hình toán theo tiêu chuẩn dẻo với các chỉ tiêu như sau: Su=1,0; G=100; =0,49 Tuy nhiên đường bao mặt phá hủy không phụ thuộc vào tính chất của vật liệu và kích thước của móng cũng như việc chia lưới trong bài toán, vì V/Vo; H/Vo; M/BVo đều là các giá trị không thứ nguyên. Hệ số poison liên quan đến điều kiện đến tải trong không thoát nước. Vật liệu mặt liếp xúc: Ks=Kn=10000; c1=0; 1=30o; 1=0. Vật liệu nền có c2=2/ 3 ; 2=0o; 2=0; Su=1,0; G=100; =0,49 Sở dĩ phải sử dụng phần tử tiếp xúc là vì nếu để móng tiếp xúc với nền, việc huy động ma sát sẽ không đủ, do đó nền và móng khó làm việc đồng thời. Giá trị biểu đồ V/Vo; H/Vo; M/Bvo không phụ thuộc vào tính chất của đất nền mà chỉ phụ thuộc vào tính chất và vật liệu của phần tử tiếp xúc. Kết quả về lời giải của Ngo Tran (1996) cho móng băng chịu tải phức tạp V:H:M Kết quả lời giải về đường bao mặt phá hoại cho móng băng chịu tải tọng phức tạp V:H:M trên nền đất sét, của Ngo Tran (1996) bằng phương pháp phần tử hữu hạn được biểu diễn trên hình 18 khi V/Vo0,5 và hình 19 khi V/Vo0,5. Biểu đồ đẳng M/Bvo khi (M>0) hình 20. Đó là các biểu đồ quan hệ H/Vo~M/BVo~V/Vo. Lời giải của Ngo Tran(1996) mang tính tổng quát KHOA HỌC CÔNG NGHỆ 50 TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 14 - 2013 nhất cho tất cả các vùng miền của tải trọng. Trên biểu đồ ta nhận thấy vùng sử dụng móng hiệu quả nhất là khi 0,3V/Vo0,8, lúc đó các giá trị H/Vo và M/BVo đồng thời khá lớn. Biểu đồ bao mặt phá hoại khi V/Vo0,5, Ngo Tran (1996) Biểu đồ bao mặt phá hoại khi V/Vo0,5, Ngo Tran (1996) Biểu đồ đẳng M/BVo, (M>), Ngo Tran (1996) Đối chiếu kết quả nghiên cứu lý thuyết với thí nghiệm bàn nén hiện trường. Các tác giả của bài báo đã thực hiện 36 thí nghiệm ở hiện trường cống Biện Nhị Cà Mau. Sử dụng các tấm bê tông có kích thước 70x70 và 100x100. Bố trí thí nghiệm như hình 21, 22. Sơ đồ thí nghiệm tải trọng V, H Sơ đồ thí nghiệm tải trọng V, H, M Qua thí nghiệm, thấy rằng đối với các trường hợp góc tiếp xúc tương đối  bằng 30 độ, kết quả thí nghiệm cho kết quả tương đối sát với kết quả nghiên cứu lý thuyết hình (18). Thí nghiệm 3, ~26o, tấm nén có gờ, thì [H/Vo]/H/Vo=[1,03;1;1,01]; điểm phá hoại trượt gần trùng với kết quả của nghiên cứu lý thuyết. Thí nghiệm 7, ~26o, tấm nén phẳng, nhưng xử lý tiếp xúc giữa tấm nén và nền bằng phụt xi măng, [H/Vo]/H/Vo= [1,11;0,976;0,836]. Thí nghiệm 1, ~15,6o, tấm nén phẳng đặt trên đất nguyên thổ có Su=16Kpa, kết quả thí nghiệm điểm trên đường bao trượt thực tế thấp hơn giá trị dự báo theo lý thuyết [H/Vo]/H/Vo= [1,4;1,66;2,04], điều này có nghĩa nếu sử dụng kết quả nghiên cứu hình 19, để thiết kế thì giá trị [H/Vo] lớn hơn tế, nên công trình bị trượt, không an toàn. Thí nghiệm 11, 12, góc ~42o, tấm nén phẳng đặt trên đất nguyên thổ có xử lý tiếp xúc tấm nén và nền bằng đá dăm, kết quả thí nghiệm điểm trên đường bao trượt thực tế cao hơn giá trị dự báo theo lý thuyết là, [H/Vo]/H/Vo= [0,856;0,972;0,722], điều này có nghĩa nếu sử dụng [H/Vo] theo lý thuyết hình 19 để thiết kế thì giá trị [H/Vo]nhỏ hơn giá trị thực tế, nên công trình luôn an toàn. KHOA HỌC CÔNG NGHỆ TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 14 - 2013 51 Về mặt lý thuyết góc ma sát , đối với đập xà lan là rất khó kiểm soát, vì với một cách chuẩn bị nền khác nhau, thì góc này khác nhau. Với mỗi tấm nén có độ gồ ghề khác nhau, tấm có gờthì góc  khác nhau. Do đó để chuẩn hóa trong tính toán thiết kế, tác giả đề nghị dùng lớp đá dăm mỏng 3 cm rải xuống mặt nền trước khi hạ chìm đập xà lan. Theo [4], và thí nghiệm 11, 12 lớp đá này đảm bảo cho góc ma sát giữa nền và đập xà lan bằng 42 o, lớn hơn 30o (là điều kiện biên của lời giải lý thuyết Ngo Tran, 1996). Lớp đá dăm này làm cho góc ma sát giữa đập xà lan và đá dăm đảm bảo lớn hơn 30o. Với độ xù xì của nó, nó lại truyền được toàn bộ lực ngang xuống nền. Đề xuất công thức kiểm tra ổn định của đập xà lan trên nền có gia cố tiếp xúc bằng đá dăm. Qua các nghiên cứu lý thuyết và thí nghiệm ở trên, tác giả đề tài đề nghị công thức (22) kiểm tra ổn định khi thiết kế đập xà lan: ; . . .c n V M Vo B V o n K H H m V o V o            (22) ; . . . . c n V H V o V o n K M M m B V o B V o            (23) Trong đó: ; . V M Vo B Vo H Vo            là giá trị tra trên biểu đồ 18, 19, ứng ; . V M Vo B Vo       thiết kế. ;. V H Vo Vo M BVo            là giá trị giới hạn ứng với ;V H Vo Vo       thiết kế, tra trên hình 18, 19. Kn: hệ số độ tin cậy theo cấp công trình. m: Hệ số điều kiện làm việc, lấy 0,9 nc: Hệ số tổ hợp tải trọng tính toán H: Tải trọng ngang tính toán V: Tải trọng đứng tính toán ; Vo: Tải trọng giới hạn khi chịu tải đứng đúng tâm. Vo=5,14.Su.A M: Tải trọng mô men tính toán A: Diện tích móng Su: Lực cắt cánh hiện trường. Một số ví dụ tính ổn định đập xà lan Đập xà lan Minh Hà có: MND=1,16; MNS =0,34, chênh lệch lúc này h = 1,5m; Tổng hợp lực: V=206; H=111,3T; M=208,5 T.m. Vo=5,14.Sumax.B.L=9347kN; Khi đó V/Vo=0,214; M/BVo=0,0155; H/Vo=0,116. Tra hình 19, thay vào công thức (22) ta có: . 1,15.1.0,116. 0,148 [ ] 0,116 0,9 n c o K n H H m V Vo     ( / ; / ). 0,148 [ ] 0,116M BVo V Vo H H m V Vo     ; Nên công trình bị mất ổn định về trượt Cống Đập Đá, có tổ hợp tính toán như sau: V H M B’ B=L Tổ hợp tính toán (T) (T) (Tm) (m) (m) Tổ hợp ngăn mặn 291.36 31.26 26.02 6.5 15.0 Tổ hợp giữ ngọt 333.67 50.22 39.68 6.5 15.0 Sumax Vo Tổ hợp tính toán (T/m2) (T) V/Vo H/Vo M/BVo [H/Vo] Tổ hợp ngăn mặn 1.59 796.83 0.366 0.039 0.0022 0.153 Tổ hợp giữ ngọt 1.59 796.83 0.419 0.063 0.0033 0.165 Đối với tổ hợp giữ ngọt: M/B.Vo=0,0033 < 0,125; V/Vo =0,419 < 0,5 tra biểu đồ (19) với trường hợp V/Vo < 0,5 được [H/Vo]= 0,153. 05,0 4,291 26,31. 9,0 15,1.           oo n V H V H m k 153,0366,0;005,0 .        oo V V VB M KHOA HỌC CÔNG NGHỆ 52 TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 14 - 2013 Đối với tổ hợp ngăn mặn: M/B.Vo=0,0022 < 0,125 V/Vo =0,419 < 0,5 tra biểu đồ với trường hợp V/Vo < 0,5 được [H/Vo]= 0,165. 08,0 7,333 22,50. 9,0 15,1.        oo n V H V H m k 165,0419,0;008,0 .          oo V V VB M Kết luận: Đất nền đảm bảo điều kiện chịu lực phức hợp V:H:M 1.8 KẾT LUẬN Trong bài báo này, các tác giả đã trình bày phương pháp mặt bao phá hoại không thứ nguyên V/Vo~H/Vo~M/BVo để kiểm tra ổn định của móng công trình t. Các nghiên cứu thực nghiệm và lý thuyết đều thống nhất ở một điểm chung là mặt bao phá hoại V/Vo~H/Vo~M/BVo, dưới tác dụng của tải trọng phức tạp (V,H,M) chỉ có một hình thái duy nhất đó là mặt dạng elip lồi cho cả đất cát, đất sét và cho cả móng băng và móng tròn. Một điểm vô cùng độc đáo nữa là mặt bao phá hoại được xây dựng trên các trục không thứ nguyên V/Vo, H/Vo, M/BVo, một loại móng chỉ có duy nhất một mặt bao phá hoại. Điều này vô cùng tiện lợi cho người thiết kế, vì chỉ cần cùng cấp tải trọng V, H, M, dựa vào Su của đất nền ta tính được Vo. Từ đó tính V/Vo, H/Vo, M/Bvo, đặt điểm này vào hệ tọa độ 3 trục không thứ nguyên. Nếu điểm tải trọng thực tế nằm trong mặt bao phá hoại thì công trình ổn định, nếu nằm ngoài công trình mất ổn định.Mặt bao phá hoại của móng băng trên đất sét đã được Ngo Tran (1996) xây dựng khá đầy đủ, và tiện lợi, kết quả thể hiện trên hình 18, 19, 20. Nhóm đề tài, Trần Văn thái và Nguyễn Hải Hà (2012), đã tổ chức các thí nghiệm hiện trường để kiểm tra tính phù hợp của nghiên cứu lý thuyết ở trên, ứng với điều kiện móng đập xà lan trên nền đất yếu đồng bằng sông cửu long. Các tác giả kiến nghị sử dụng công thức (22),(23) và các mặt bao phá hoại hình 18, 19, 20 để thiết kế đập xà lan chịu tải trọng V, H, M. Đối với đập xà lan (mặt tiếp xúc xử lý đá dăm) qua thí nghiệm hiện trường và lý thuyết chứng tỏ rằng khi V/Vo<0,4, đập chủ yếu bị phá hoại do trượt phẳng ở mặt tiếp xúc, khi V/Vo>0,4, mặt trượt có thể lấn dần vào trong đất nền. Có một điểm cần lưu ý rằng mặt bao phá hoại lại phụ thuộc rất nhiều vào lớp đệm tiếp xúc giữa móng và nền, đảm bảo cho móng và nền làm việc đồng thời. Nếu lớp tiếp xúc không đủ tốt, công trình có thể bị phá hoại ngay ở mặt tiếp xúc mà chưa đạt đến mặt phá hoại như lý thuyết. Trong kết quả nghiên cứu khác các tác giả kiến nghị sử dụng lớp tiếp xúc bằng đá dăm dày 3cm. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1]. Trương Đình Dụ, Trần Đình Hoà, Trần Văn Thái và nnk(2007), Hướng dẫn thiết kế thi công và quản lý vận hành đập xà lan di động, Viện khoa học thủy lợi. [2]. Trần Văn Thái (2006), Nghiên cứu ứng dụng công nghệ đập Xà lan di động để xây dựng công trình ngăn sông vùng triều, luận văn Thạc sỹ kỹ thuật, trường Đại học thủy lợi Hà Nội. [3]. Trần Văn Thái, Nguyễn Hải Hà, Ngô Thế Hưng (2012), “Nghiên cứu ổn định của đập xà lan trên nền đất yếu bằng lý thuyết kết hợp thực nghiệm”, tạp chí khoa học và công nghệ Thủy Lợi, Viện khoa học Thủy Lợi Việt nam, số 11-2012, ISN:1859-4255. [4]. Nguyễn Hải Hà(2011), nghiên cứu ổn định của đập xà lan trên nền đất yếu, luận văn Thạc sỹ kỹ thuật, trường Đại học thủy lợi Hà Nội. [5]. Ngo Tran (1996) (1996), the analisys of offshore foundations subjected to combined loading, a thesis submitted for the degree of dortor of philosophy at oxford. [6]. Lam Nguyen – Sy (2005), the theoretical modeling of circular shallow foundation for offshore win turbines, a thesis submitted for the degree of dortor of philosophy at oxford. KHOA HỌC CÔNG NGHỆ TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 14 - 2013 53 [7]. Christopher michael Martin (1994), Physical and nummerical modelling of offshore foundation under combined loads, a thesis submitted for the degree of dortor of philosophy at oxford. [8]. Brinch Hansen (1970), A revised and extended formual for bearing capacity, Danish Geotechnical Instititute Bullentin No.28,5-11. [9]. G.T.Houlsby (1984), Foundation fixity of spudcan footings, Report prepared for Noble Denton and Associates [10]. Houlsby, G, T.& Martin, C.M. (1992) Modelling of behaviour of founditons of jack-up units on clay, Proc, of the Wroth memorial symposium, Predictive soil mechanics Oxford, UK, pp. 339-358. [11]. Meyerhof (1953), The bearing capacity of foundations under eccentric and inclined loads, 3rd, ICSMFE, Vol. 1, 440-445. [12]. Atkinson, J, (1993), an introduce to mechanics of soil and foundations, McGraw-Hill, London. [13]. Bell, R, W, (1991), The analysis of offshore foundatons subjected to combined loading, Msc thesis, University of Oxford, UK [14]. Bolton, M.D.(1979), A guide to soil mechanics, Macmillan, London. [15]. Butterfield, R.& Ticof, J (1979). Design paramaters for granular soils (discussion contribution), Proc, 7th Europen connf. Soil mech.Fndn.Engng., Brighton, UK, vol.4, pp.259-261 [16]. Gottardi, G. &Butterfield, R. (1993). On bearing capacity of surface footing on sand under general planar loads, Soils and foundations of Japanese society of soil mechanics and foundation engineering 33(3); 68-79. [17]. Hansen, B.(1970), A revised and extended formular for bearing capacity, Bullentin of Danish Geotechnical Institute, Copenhagen 28: 5-11. [18]. Ross Wesley Bell (1991), The analysis of offshore foundations subjected to combined loading, Wolfson College, Oxford. [19]. Vesic A.S. (1975), Bearing capacity of shallow foundations, In: Foundation Engineering Handbook, Ch.3 (eds. H.F.Winterkorn and H.Y.Fand).