TRƯỜNG ĐH KTCN TP.HCMKHOA KT CÔNG TRÌNH – BM ĐỊA CƠ NỀN MÓNG

GV: TS. LÊ TRGV: TS. LÊ TRỌỌNG NGHNG NGHĨĨAA

CÔNG TRÌNH TRÊN ĐẤT YẾU

1. Mục đích và ý nghĩa môn học

2. Nội dung môn học: Gồm 6 chương

3. Hình thức đánh giá môn học: Thi trắc nghiệm

4. Tài liệu tham khảo

MỞ ĐẦU

Chương 1 : Đặc điểm và tính chất cơ bản của đất đất yếu

Chương 2 : Trạng thái tới hạn

Chương 3 : Các dạng mô hình nền và ứng dụng

Chương 4 : Móng sâu

Chương 5 : Các giải pháp xử lý và gia cố nền đất yếu

Chương 6 : Đất có cốt

NỘI DUNG MÔN HỌC

1.1 Khái niệm về đất yếu

CHƯƠNG 1: ĐẶC ĐIỂM VÀ TÍNH CHẤT CƠ BẢN CỦA ĐẤT YẾU

Dựa vào các chỉ tiêu vật lý:Dung trọng: Hệ số rỗng: Độ ẩm:

Dựa vào các chỉ tiêu cơ học:Modun biến dạng: Góc ma sát trong:Lực dính C:

Dựa vào cường độ nén đơn qu từ thí nghiệm nén đơn.Đất rất yếu: Đất yếu:

)/(17 3mkN≤γ10 ≥e

(%)40≥W

)/(5000 20 mkNE ≤

010≤ϕ

)/(10 2mkNC ≤

)/(25 2mkNqu ≤

)/(50 2mkNqu ≤

1.2 Đặc điểm của đất yếu

1.2.1 Đặc điểm và sự phân bố đất yếu ở khu vực thành phố Hồ Chí Minh

1.2.2. Đặc điểm và sự phân bố đất yếu ở khu vực đồng bằng sông Cửu Long.

1.2.3 Các loại đất khác cũng không thuận lợi cho xây dựng như sau:

HUYỆN BÌNH CHÁNH

T. TÂY NINH

Hình 1.1: Phân bố đất ở TP. HCM và khu vực lân cận

- Vùng A: Các loại đá gốc J3-K1 - Vùng B: Sét, sét pha cát Cát pha sét - Vùng C: Sét nhão, bùn sét, Bùn cát pha sét, Bùn sét pha cát

T. BÌNH DƯƠNG

T. ĐỒNG NAI

T. LONG AN

T. LONG AN

C-V

H. CẦN GIỜ

C-II

H. NHAØ BEØ

B-IQ. THỦ ĐỨC

A

B-II

C-I

TP. HCM

B-II

C-III

C-III

C-III

C-III

C-IV

H. HÓC MÔNB-II

B-II

H. CỦ CHI

B-I - Khu vực đất tốt, thuận lợi cho xây dựng: một phần Q1, Q3, một phần Q9, Q10, một phần Q12, Q11, Tân Bình, Gò Vấp, Củ Chi, Thủ Đức.- Khu vực đất yếu, không thuận lợi cho việc xây dựng: một phần Q1, Q2, Q4, Q5, Q6, Q7, Q8 , một phần Q9, Bình Thạnh, Nhà Bè, Bình Chánh, Cần Giờ.

Phân bố đất yếu ở ĐBSCL

- Đất cát mịn bão hòa nước, đất cát rời

- Đất hữu cơ và than bùn

- Đất lún ướt (lún sụt)

- Đất trương nở

1.2.3 Các loại đất khác cũng không thuận lợi cho xây dựng như sau:

1.3 Tính chất của đất yếu1.3.1 Tính biến dạng của đất- Thí nghiệm nén cố kết (oedometer):

Máy nén nén cố kết

Thí nghiệm nén cố kết (oedometer)

Lực tác dụng thông qua các quả

Mẫu đất

Đá bọt

Dao vòng

Đồng hồ đo chuyển vị

Mô hình nén mẫu đất

e0

e1

p2 p1

e2

Đường cong nén lún

p

α

M

M2

a ≈ tanα

p

S

h

Quan hệ giữa hệ số rỗng và lực tác dụng

Hệ số nén lún: m2/kN (cm2/kG).

dpdea −=

12

21

12

12tanppee

ppeea

−−

=−−

−=≈ α

1

1,1

−

−− −

−=

nn

nnnn PP

eea

Hệ số nén lún tương đối ao (hệ số nén thể tích mv) (m2/kN)

11 eaam ov +

==

PCa c

v435,0

=

P = (Ptrước + Psau)/2

Biểu đồ quan hệ e-P

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5

AÙp löïc neùn P (kG/cm2)

Heä

soá ro

ãng e

( )11

,1,1 1 −

−

−− +

Δ=Δ n

n

nnnn e

hh

e

( )00

1 eh

he +Δ

=Δ

en = e0 – Δe

Tính hệ số rỗng ứng với mỗi cấp áp lực

en = en-1 – Δen-1,n

Biểu đồ quan hệ e-logP (nén và dở tải)

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

0.1 1.0 10.0AÙp löïc neùn P (kG/cm2)

Pressure

Heä

soá ro

ãng e

Voi

d R

atio

0.4 4.0

e4.0

e0.4

Chỉ số nén Cc

=Δ

Δ−=

peCc log

1

1

loglog −

−

−−

−=nn

nn

ppee

1

1

loglog −

−

−−

=nn

nn

ppee

0,20,4log0,2log0,4log

0,40,20,40,2 eeeeCc

−=

−−

=

Biểu đồ quan hệ e-logP (nén và dở tải)

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

0.1 1.0 10.0AÙp löïc neùn P (kG/cm2)

Pressure

Heä

soá ro

ãng e

Voi

d R

atio

0.4 4.0

e4.0

e0.4

Chỉ số nở Cs (Cr)

peC r

s logΔΔ

−=

1

)1()(

loglog −

−

−−

−=nn

nrnr

ppee

1

)()1(

loglog −

−

−−

=nn

nrnr

ppee

0,20,4log0,2log0,4log

)0,4()0,2()0,4()0,2( rrrrs

eeeeC

−=

−−

=

Biểu đồ quan hệ e-p: nén, dở tải và nén lại

logp'

ÑÖÔØNG NEÙN

ÑÖÔØNG NEÙN LAÏI

ÑÖÔØNG NÔÛ

e

p'

e

ÑÖÔØNG NEÙN

ÑÖÔØNG NÔÛ

ÑÖÔØNG NEÙN LAÏI

Phương pháp 1 xác định Pc

Áp lực tiền cố kết Pc

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

0.1 1.0 10.0AÙp löïc neùn P (kG/cm2)

Pressure

Heä

soá ro

ãng e

Voi

d R

atio 1

2

Pc

3

4

A

Phương pháp 2 xác định Pc

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

0.1 1.0 10.0AÙp löïc neùn P (kG/cm2)

Pressure

Heä

soá ro

ãng e

Voi

d R

atio

pcPc

12

-Tỉ số tiền cố kết OCR (overconsolidation ratio):

pc : Áp lực tiền cố kết

p : Ứng suất hữu hiệu hiện tại theo phương đứng (Ứng suất bản thân)

OCR = 1 : Đất cố kết thường (NC)

OCR < 1 : Đất kém cố kết

OCR > 1 : Đất cố kết trước (OC)

ppOCR c=

Xác định hệ số cố kết cv theo pp logt

Hệ số cố kết cv

Phương pháp logt (Casagrande’s method)0.80

1.20

1.60

2.00

2.400.1 1 10 100 1000 10000

Thôøi gian (phuùt)Time (min)

Soá ñ

oïc b

ieán

daïng

(mm

)D

efor

mat

ion

dial

rea

ding

(mm

)

D0

D50

D100

t50

21000

50DDD +

=

50

2197,0t

Hcv =

( )22

1 1 nn HHH += −

11 eack wv

+=

γ

Xác định hệ số cố kết cv theo pp căn t

Phương pháp căn t (Taylor’s method)

12.4

12.8

13.2

13.6

14

14.4

14.8

0 2 4 6 8 10 12 14 16Căn t [ph]

Số đọc

biế

n dạ

ng [m

m]

t90

D90

90

2848,0t

Hcv =

x1,15x

1 2

D0

Modul tổng biến dạng của đất E (kN/m2)

- Xác định modul biến dạng từ thí nghiệm nén cố kết

nn

nnn a

eE,1

1),1(

1

−

−−

+= β

ννβ−

−=121

2

- Theo kinh nghiệm thì thường lấy EBN = (2 ÷ 6) ETN

Trị số m khi hệ số rỗng e bằng Loại đất 0,45 0,55 0,65 0,75 0,85 0,95 1,05

Cát pha sét 4 4 3,5 3 2 Sét pha cát 5 5 4,5 4 3 2,5 2

Sét 6 6 5,5 5,5 4,5

Xác định độ lún ổn định

ii

iin

ih

eeeS1

21

1 1+−

= ∑=

iioi

n

ihpaS Δ= ∑

=1

iii

in

ihp

ES Δ= ∑

=

β1

Ngoài ra còn có các công thức tính lún dựa vào đường nén lún e-logp.

Cho đất cố kết thường

heeS

01+Δ

=

[ ]ooc pppCe log)log( −Δ+=Δ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ Δ++

=o

oc

ppp

ehCS log

1 0

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ Δ++

= ∑= oi

ioin

i i

ic

ppp

ehCS log

11 0

Cho đất cố kết trước nặng (po + Δp ≤ pc)[ ]oos pppCe log)log( −Δ+=Δ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ Δ++

=o

o

o

s

ppp

ehCS log

1

Cho đất cố kết trước nhẹ (po + Δp ≥ pc)

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ Δ++

++

=c

o

o

c

o

c

o

s

ppp

ehC

pp

ehCS log

1log

1

Poi : Ứng suất hữu hiệu trung bình ban đầu của lớp thứ i (ứng suất bản thân poi = σtb= p1)Δpi = σi : Gia tăng ứ/s thẳng đứng của lớp thứ i (ứ/s gây lún)e0 : hệ số rỗng ứng với thời điểm trước khi xây dựng công trình, tức ứng với ứng suất bản thân poi

Các điều kiện cân bằng ổn định:τ < s : đất ở trạng thái ổn địnhτ = s : đất ở trạng thái cân bằng giới hạnτ > s : không xảy ra trong đất vì đất đã bị phá

hoại trước khi đạt đến ứng suất đó.

σ

τ

s = σ tanϕ + c

c ϕ

σ

τ

Đất dính σ

s = σ tanϕ

ϕ

Đất cát

τ

s = c

c

Đất sét thuần túy

Các dạng của đường sức chồng cắt theo các loại đất

s = σ tanϕ + c s’ = σ’ tanϕ’ + c’1.3.3 Sức chống cắt của đất

Vòng tròn ứng suất Mohr

τ

σ

s = σ tanϕ + c

c ϕ

σ1

σ3

σo

θ

σ τ

M

a

b

2α α

Bán kính

τ

σσσ3

τ

σ1σ2

α

σ3

σ1σα,τα

σx=σ1σx=σ3

(σ1−σ3)/2

(σ1+σ3)/2

Vòng tròn ứng suất Mohr

ασσσσσα 2cos22

3131 −+

+= ασστα 2sin

231 −

=

* Theo QPVN (TCXD 45-70, 45-78) : khu vực biến dạng dẻo là b/4

- Pgh = R (Rtc ≈ RII)

(45-70)

hgchbg

Pgh γϕγπϕϕ

γπ+++

−+= )cot25,0(

2/cot

cg

ghg

bg

Pgh 2/cotcot1

2/cot2/cot25,0

πϕϕϕπγ

πϕϕπγ

πϕϕπ

−++⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

−++

−+=

)*( cDhBbAmRtc ++= γγ

)*(21 cDhBbAkmmRtc

II ++= γγ (45-78)

1.3.4 Khả năng chịu tải của đất yếu

* Theo Prandtl , γ = 0

4.3.2.2 Phương pháp tính dựa trên giả thuyết cân bằng giới hạn điểm

ϕϕϕϕγ ϕπ gcegchPgh cot

sin1sin1)cot( tan −

−+

+=

* Theo Terzaghi

- Móng băng: Pgh = 0,5 Nγ γ b + Nq γ h + Nc c- Móng tròn, bk R: Pgh = 0,6 Nγ γ R + Nq γ h + 1,3 Nc c- Móng vuông cạnh b: Pgh = 0,4 Nγ γ b + Nq γ h + 1,3 Nc c

Nγ , Nq , Nc : các hệ số phụ thuộc vào ϕ

- Thí nghiệm cắt trực tiếp (Direct shear test)- Thí nghiệm nén 3 trục (Triaxial compression test: Undrained – Unconsolidated, Undrained –Consolidated, Drained – Consolidated).- Thí nghiệm nén đơn (Unconfined compression test)- Thí nghiệm xuyên (động) tiêu chuẩn (SPT)- Thí nghiệm xuyên tĩnh (CPT)- Thí nghiệm cắt cánh (Vane test)

4.2.3 Các phương pháp thí nghiệm xác định sức chống cắt của đất

Máy cắt trực tiếp (máy cơ)

* Thí nghiệm cắt trực tiếp (Direct shear test)

Máy cắt trực tiếp

* Thí nghiệm cắt trực tiếp (Direct shear test)

σ

T

τ Thớt cố định

Thớt di động

- Cắt 3 mẫu đất (dày 30 cm) cho 3 lần thí nghiệm với 3 cấp tải trọng khác nhau- Cho máy cắt với tốc độ 1 mm/min đến khi nào mẫu bị phá hoại; ghi lại giá trị (τ) ứng với lúc đồng hồ đo ứng lực ngang đạt giá trị max.

Quan hệ lực cắt và áp lực thẳng đứng

- Xác định giá trị c và ϕ bằng phương pháp hình học

σ (kN/m2)

τ (kN/m2)

s = σ tanϕ + c

c ϕ

- Vẽ biểu đồ quan hệ giữa τ (kG/cm2) và σ (kG/cm2)

- Xác định giá trị c và ϕ bằng phương pháp bình phương cực tiểu

( )2

11

2

111tan

⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−

−=

∑∑

∑∑∑

==

===

n

ii

n

ii

n

ii

n

ii

n

iii

n

n

σσ

στστϕ

( )2

11

2

111

2

1

⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−

−=

∑∑

∑∑∑∑

==

====

n

ii

n

ii

n

iii

n

ii

n

ii

n

ii

n

c

σσ

στσστ

- Xác định giá trị c và ϕ bằng hàm LINEST trong Excel

tanϕ=LINEST(τ1:τ3,σ1:σ3,1)ϕ=DEGREES(ATAN(tanϕ))c=IF ((1/3)*(( τ1+τ2+τ3)-tanϕ(σ1+σ2+σ3))>0,(1/3)*((τ1+τ2+τ3)-tanϕ(σ1+σ2+σ3)),0)Chuyển kết quả thập phân của ϕ sang giá trị độPhút => =((ϕ-INT(ϕ))*60Độ + phút => =CONCATENATE(ROUND(độ,0),“o”,ROUND(phút,0),”’”)

Kết quả tính toán c và ϕ bằng Excel

0

20

40

60

80

100

0 20 40 60 80 100 120 140 160

AÙp löïc thaúng ñöùng σ (kPa)

Löïc

caét

τ (k

Pa)

K E ÁT Q U A Û tgϕ = 0.3992ϕ = 22° 46'C = 5.003 kPa

+ Không cố kết – Cắt không thoát nuớc /Unconsolidated -Undrained (UU): Giá trị cuu và ϕuu

+ Cố kết - Cắt không thoát nuớc / Consolidated –Undrained (CU): Giá trị ccu & ϕcu ; c’ và ϕ’ và áp lực nước lổ rỗng u

+ Cố kết - Cắt thoát nuớc / Consolidated - Drained(CD): Giá trị c’ và ϕ’

* Thí nghiệm nén 3 trục (Triaxial Compression Test)

Máy nén ba trục

Mẫu đất trong buồng nén

Thiết bị gọt mẫu

Sơ đồ thí nghiệm nén ba trục

1 2 3 4

1 2 3

4

ống dầu

Bơm tạo áp lực buồng

7

85

6

9

10

a

bc

e

d

34

- Van 1: dùng để thoát nước khi cố kết vì nó được nối với ống ở đáy mẫu. - Van 2: có các tác dụng sau:+ Dùng để cấp nước từ bình nước vào buồng.+ Dùng để tạo áo lực buồng và khóa để giữ áp lực buồng khi thức hiện công nghệ “ bơm nhồi” bằng bơm “quay tay”+ Trong giai đoạn cố kết, thì nước trong mẫu thoát ra, làm mẫu co lại. Từ đó lượng nước trong buồng giảm, và khi đó nước sẽ từống dầu chảy xuống, qua ống b, rồi ống a qua van 2 vào buồng.+ Ống a có tác dụng gắn vào van 34 để cấp nước làm bão hòa nước trong các van 3, van 4 và ống dưới đáy bệ mẫu, ống nối với cap (mũ của mẫu)- Van 3, van 4: + 2 van này được đóng lại trong giai đọan cố kết+ Khi tiến hành giai đọan cắt 3 trục, ta sẽ mở 2 van 3 và 4, đồng thời khóa van số 3 lại.+ Van 3 : đo áp lực nước lỗ rỗng ở phía trên mẫu+ Van 4 : đo được áp lực nước lỗ rỗng phía dưới mẫu.+ Hai van này gộp chung thành áp lực nước lỗ rỗng ở van 34. Từ đó nối ra đầu dây điện trở để đo áp lực nước lỗ rỗng (trung bình) của mẫu trong quá trình cắt 3 trục không cho thoát nước

Biểu đồ quan hệ ứng suất lệch và biến dạng

0

10

20

30

40

50

60

70

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Biến dạng ε%Ứ

ng su

ất lệ

ch ( σ

1- σ3)

kPa

* Thí nghiệm UUThí nghiệm UU thực hiện

với thời gian nhanh, khoảng 10-15 phút. Độ lệch ứng suất Δσ = σ1 – σ3 tăng nhanh vàmẫu đất không kịp thoát nước, không đo áp lực nước lỗ rỗng uf nên kết quả chỉbiểu thị theo ứng suất tổng.

Thí nghiệm UU thích hợp cho loại đất sét bão hòa nước và sức chống cắt của đất phụ thuộc vào cu còn ϕunhỏ.

Biểu đồ các vòng Mohr

0

20

40

60

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Ứng suất chính (σ1+σ3)/2 kPa

Ứng

suấ t

cắ t

( σ1- σ

3)/2

kPa

* Thí nghiệm CU

Thí nghiệm CU thực hiện sau khi đã cho mẫu cốkết dưới áp lực buồng (ngang) đẳng hướng để nước thoát ra hoàn toàn. Tiến hành tăng áp lực đứng σ1 đồng thời đo áp lực nước lổ rỗng uf.

Kết quả xác định được thông số sức chồng cắt hữu hiệu (c’, ϕ’) và thông số tổng (ccu , ϕcu ).

* Thí nghiệm CU

0

50

100

150

200

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Biến dạng ε%

Ứng

suất

l ệch

(σ1-σ

3) kP

a

Biểu đồ quan hệ ứng suất lệch và biến dạng

Quan hệ giữa áp lực nước lỗ rỗng và biến dạng

05

101520253035

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Biến dạng ε %

Áp

lực

nước

lổ rỗn

gkP

a

Biểu đồ các vòng Mohr

0102030405060708090

100

0 40 80 120 160 200 240 280

Ứng suất chính (σ1+σ3)/2 kPa

Ứng

suấ

t cắt

( σ1- σ

3)/2

kPa

* Thí nghiệm CD

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 40 80 120 160 200 240 280 320 360 400 440 480

Ứng suất chính (σ1+σ3)/2 kPa

Ứng

suấ

t cắt

(σ

1-σ

3)/2

kPa

Biểu đồ các vòng Mohr

Thí nghiệm CD thực hiện sau khi đã cho mẫu cố kết dưới áp lực buồng (ngang) đẳng hướng để nước thoát ra hoàn toàn. Tiến hành tăng áp lực đứng σ1 với tốc độ chậm để đảm bảo áp lực nước lổ rỗng không thay đổi. Kết quả xác định được thông số sức chồng cắt hữu hiệu (c’, ϕ’).

Phương pháp giải tích toán học (pp bình phương cực tiểu) để xác định c, ϕ trong thí nghiệm 3 trục

ϕϕσσ

σσ sincot231

31 =++−

gc

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ++⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

2452

2452

31ϕϕσσ oo tgctg

ba += 31 σσ

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

2452 ϕotga ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

2452 ϕotgcb

oaartg 902 −=ϕ abc

2=

2

13

1

23

1 131

131

⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−

−=

∑∑

∑ ∑∑nn

n nn

n

na

σσ

σσσσ2

13

1

23

1 1313

11

1

23

⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−

−=

∑∑

∑ ∑∑∑nn

n nnn

nb

σσ

σσσσσ

* Thí nghiệm nén đơn (Unconfined Compression Test)

- Mẫu đất có dạng hình trụ, chiều cao bằng 2 lần đường kính, được nén thẳng đứng không có áp lực xung quanh. Sức chịu nén đơn (1 trục) là áp lực nén lên mẫu lúc bị trượt, qu. - Sức chống cắt không thoát nước hay lực dính không thoát nước cu = qu/2. Góc ma sát trong ϕu = 00 . Thínghiệm phù hợp với đất sét bảo hòa hoàn toàn (ϕu = 00).

Vòng Mohr trong thí nghiệm nén đơn

ϕu=0

qu σ

τ

τmax=cu

* Thí nghiệm xuyên tĩnh CPT (Cone Penetration Test)

- Dựa vào sức kháng xuyên qc , xác định góc ma sát trong ϕ của đất cát

384030036382003436120323470303240283020262810

5 m và sâu hơn2 m

ϕ (độ) ở độ sâuqc (105 Pa)

- Dựa vào sức kháng xuyên qc , xác định lực dính không thoát nước của đất sét

σ : ứng suất bản thân của đất nền tại điểm đang xétA : diện tích mũi xuyên (10 cm2)

Aqc c

uσ−

=

Đất rời

* Thí nghiệm xuyên (động) tiêu chuẩn SPT (Standard Penetration Test)

> 450Rất chặt> 50

400 ÷ 450Chặt31 ÷ 50

350 ÷ 400Chặt vừa11 ÷ 30

300 ÷ 350Rời4 ÷ 10

< 300Rất rời< 4

Góc ma sát trongTrạng tháiN (SPT)

Đất dính

Rất cứng> 50

> 4Cứng> 302 ÷ 4Rất rắn (nửa cứng)16 ÷ 301 ÷ 2Rắn (dẻo cứng)9 ÷ 15

0,5 ÷ 1Rắn vừa (dẻo mềm)5 ÷ 80,2 ÷ 0,5Mềm (dẻo nhão)2 ÷ 4

< 0,2Rất mềm (nhão)< 2

Sức chịu nén đơn qu (bar-kG/cm2)Trạng tháiN (SPT)

* Thí nghiệm cắt cánh chữ thập (Shear Vane Test)

dddhdM xoay 32

42

2πτπτ +=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

=≈=

hdhd

Mcs xoay

uu

31

2

2πτ

- Đo moment tác động từ trục xoay M, khi mẫu đất bị trượt thì:

- Sức chống cắt không thoát nước:

Bài tập chương 1

2.1 Các tính chất trong thí nghiệm nén 3 trục

CHƯƠNG 2: TRẠNG THÁI TỚI HẠN

α

H 2.1 Phá hoại giòn (đất cứng)H 2.2 Phá hoại chảy dẻo

H 2.3 Phá hoại của đất quá yếu

Sự thay đổi diện tích và thể tích :

ΔL

P

- Diện tích mặt cắt ngang của mẫu đất thay đổi theo tải trọng nén như sau :

0

0

1

1

hh

VV

AA o

Δ−

Δ−

=

- Nếu thí nghiệm không thoát nước ΔV = 0

0

0

1hh

AAΔ

−=

ε=Δ

0hh gọi là biến dạng tương đối.

Vòng tròn ứng suất Mohr

τ

σ

s = σ tanϕ + c

c ϕ

σ1

σ3

σo

θ

σ τ

M

a

b

2.2 Phân tích ứng suất dựa vào vòng tròn Mohr

2'' 31 σσ +

2'' 31 σσ −

2α α

Bán kính

τ

σσσ3

τ

σ1σ2

α

σ3

σ1σα,τα

σx=σ1σx=σ3

(σ1−σ3)/2

(σ1+σ3)/2

Vòng tròn ứng suất Mohr

ασσσσσα 2cos22

3131 −−

+= ασστα 2sin

231 −

=

- Khi vòng tròn tương ứng được xây dựng với các ứng suất hữu hiệu:Độ lệch ứng suất: q’ = σ’1 – σ’3

Bất biến ứng suất: s’ = 1/2 (σ’1 + σ’3 )t’ = 1/2 (σ’1 - σ’3 )

- Khi vòng tròn tương ứng được xây dựng với các ứng suất tổng:Ứng suất tổng: σ1 = σ’1 + u

σ3 = σ’3 + uĐộ lệch ứng suất: q = q’Bất biến ứng suất: s = s’ + u

t = t’

2.3 Lộ trình ứng suất (đường ứng suất) – stress path trong thí nghiệm nén 3 trục

2.3.1 Lộ trình ứng suất trong hệ trục (σ1/ σ3 ), σ1/σ3

σ 1

σ1

σ 3 σ3 σ3

σ1σ 1/

σ 3 /

ESP : đường ứng suất có hiệu (effective stress

path)

TSP : đường ứng suất tổng

(total stress path)

2.3.2 Lộ trình ứng suất trong hệ trục t’/s’( t/s)

s’ = 1/2 (σ’1 + σ’3)

t’ = 1/2 (σ’1 – σ’3)

ϕ'

α

CSL

Đường ứng suất khi tăng tải có thoát nước

CSL : Critical state line

Các đường ứng suất tổng và có hiệu khi tăng tải không thoát nước

σ 3 σ 1 σ1σ3

CSL

ϕ

2.3.3 Lộ trình ứng suất trong hệ trục q’/ p’ (q/p)

31

σ3

CSL

Các đường ứng suất trong trục tọa độ q’/p’

- Ứng suất trung bình : p’ = 1/3(σ’1 + σ’2 + σ’3 )= 1/3(σ’1 + 2σ’3 )

- Độ lệch ứng suất: q’ = (σ’1 - σ’3 )p = p’ + uf

q = q’ - Khi tăng σ1 thì đường tổng ứng suất (TSP) là C -> SD có độ dốc 1/3- Khi mẫu đất không thoát nước trong lúc chỉ tăng σ1, áp lực nước lỗ rỗng tăng từ 0 lên uf và đường ứng suất có hiệu ESP là C -> SU.- Đường bao phá hoại hay đường ứng suất cực hạn cóthể xác định tương ứng với các giá trị q’ và p’ tại lúc phá hoại: q’f = M p’f

- Quan hệ giữa M và góc ma sát trong ϕ’ tương ứng xác định bởi đường bao phá hoại Mohr-Coulomb hay đường CSL; từ vòng tròn Mohr, khi c’ = 0

)(21

)(21

'sin'3

'1

'3

'1

σσ

σσϕ

+

−= 'sin1

'sin1'1

'3

ϕϕ

σσ

+−

=)2(

31

)('3

'1

'3

'1

'

'

σσ

σσ

+

−==

f

f

pq

M

'sin3'sin6

)'sin22'sin1()'sin1'sin1(3

'sin1)'sin1(2

)'sin1'sin1(3

'1

'1

'1

'1

'1

'1

ϕϕ

σϕϕσϕϕ

σϕϕσ

σϕϕσ

−=

−+++−+

=

+−

+

+−

−=M

MM+

=63'sin ϕ

- Theo lộ trình kéo: σ’3 > σ’1 do giữ nguyên σ’3 giảm σ’1

'1

'3

'1

'3'sin

σσσσ

ϕ+−

=

''sin3'sin6

3'2

3'

32'

32'

3'

'sin pqqp

qqpqp

qpqp

ϕϕϕ

+−

=⇒+

−=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −

=

'sin3'sin6*

ϕϕ

+−

=M q’ = M*p’

*

*

63'sin

MM

−=ϕ

- Theo lộ trình nén: σ’1 > σ’3 do giữ nguyên σ’1 giảm σ’3Điều kiện cân bằng Mohr-Coulomb là:

'cot'2'sin '

3'1

'3

'1

ϕσσσσ

ϕgc++

−=

'cot'23

'32'

3'

32'

'sinϕ

ϕgcqpqp

qpqp

+⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −++

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−+

=

( ) ( )'cot2''cot'2''sin3

'sin6 ϕϕϕ

ϕ gcMpMgcpq +=+−

=

PT đường tới hạn CSL của đất dính: q’ = M (p’+c’cotgϕ’)

- Ý nghĩa của đường CSL: Dùng để đánh giá sự ổn định của 1 điểm trong đất nền dựa vào đường lộ trình ứng suất khi lấy mẫu đất đem về phòng xác định các ứng suất σ1 & σ3 . Nếu những điểm SU, SD nằm dưới đường CSL thì mẫu đất ổn định trong nền, ngược lại điểm đó sẽ bị phá hoại .

2.4 Lí thuyết trạng thái giới hạn

2.4.1 Đặt vấn đề:2.4.2 Lý thuyết trạng thái giới hạn2.4.3 Đường trạng thái giới hạn (CSL) và các đường ứng suất khi chất tải trên nền đất sét cố kết thường (NC) trong các hệ trục p’/ q’ ; p’/ v và Ln p’/v

- Phương trình đường ứng suất tới hạn ( CSL)

H 2.10a, hệ trục q’/p’: q’ = M p’H 2.10c, hệ trục v/Lnp’: 'ln fpv λ−Γ=

Γ: giá trị thể tích riêng v trên đường CSL tại p’ = 1kN/m2

Các đường ứng suất trong hệ tọa độ p’/ q’ ; p’/ v và Ln p’/v

ΥΥ

Γ

31

CSL

σ3

- Phương trình đường cố kết thường (NCL):

H 2.10c, hệ trục v’/Lnp’: 'ln pNv λ−=

- Hai đường NCL và CSL song song nhau nên λ bằng nhau

λvLnp f

−Γ='

λV

f ep−Γ

='

- Vậy pt đường cố kết thường NCL trong hệ trục p’/q’ :

)exp(''λ

vMMpq −Γ==

(v = 1 + e), (vc = 1 + ec : dẻo), (vf = 1 + ef : phá hoại)v: thể tích riêng)

Lộ trình các đường ứng suất (TN CU) trong hệ tọa độ p’/ q’/ v

Lộ trình các đường ứng suất (TN CD) trong hệ tọa độ p’/ q’/ v

2.4.4 Các mặt giới hạn không bị kéo, mặt Hvoslev vàmặt Roscoe

1

T

S

C

q/ q’e

p’/ p’e

3

O

M 1

Mặt RoscoeMặt Hvorslev

Mặt không chịu kéo

σ3=0

H1

g

Các mặt biên trạng thái tới hạn

p’

v

N

Γ

vk

Đường nén: v = N-λLnp’

Đường nở: v = v’k

NCL

CSL

SL

λ1

λ11 κ

λ = độ dốc đường nén κ = độ dốc đường nở (hệ tọa độ Lnp’/v) = cs/2,3

Ln

- Mặt giới hạn không bị kéo (OT): q’ = 3 p’ là mặt giới hạn vì đất không bị kéo

λV

e−Γ

- Mặt Hvoslev (TS): q’ = H p’ + (M – H) exp[( Γ-V)/λ]là mặt ứng với mẫu đất có cùng hệ số rỗng với mặt Roscoe nhưng hệ số OCR > 2,5 (đất cố kết trước)- Phương trình đường Hvorlev có dạng:

'exp' hpvNgq +⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −

×=λ

- Tại S, điểm giao với mặt Roscoe, phương trình mặt Hvorslev có dạng :

( ) 'exp' hpvhMq +⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ −Γ

−=λ

Sơ đồ ba chiều của toàn bộ mặt biên trạng thái tới hạn

q’ p’

v

S

T

v

v

T

S

S

N

N

N

T

SS: Đường trạng thái tới hạnNN: Đường cố kết thường VVTT: Mặt giới hạn không bị kéo TTSS: Mặt Hvorslev SSNN: Mặt Roscoe

2.4.6 Độ bền sức chống cắt của cát và đặc trưng biến dạng

τ

εO

Cát rời

Ứng

suất

đỉn

h

Cát chặt

ε

-ΔV

Cát rời

Cát chặt

+ΔV

Co ngót (giảm)

Nở (tăng)

Ứng

suất

cực

hạn

3.1 Mô hình nền biến dạng cục bộ (cho đất yếu)

CHƯƠNG 3: CÁC DẠNG MÔ HÌNH NỀN

Mô hình nền 1 thông số

3.1.1 Mô hình nền 1 thông số: Cz

h =

Df

N

h =

Df

N

s

Cz = f (z,F,t)

( )0

021

PP

FbaCC z ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡ +

+=

• Theo Vesic: ( )2

0

0

1 ν−=

bECz

• Theo Terzaghi: - Đối với đất rời

2

3,0 23,0

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +

=b

mbCC mzz

- Đối với đất dínhb

mCC mzz3,0

3,0=

Quan hệ P-S thí nghiệm bàn nén hiện trường

S

0

S

P P

Với Cz 0.3m là hệ số nền khi thí nghiệm bàn nén hiện trường (Cz = P/S, bàn nén có đường kính = 0,3m)

SPCk z ==⇒

3.1.2 Mô hình nền 2 thông số: Cz và Cx

S

N

H Δ

P(x) = Cx ΔPx = H/F Δ×

=⇒F

HCx

- Nếu F > 50 m2

Cx = 0,7 Cz- Nếu F ≤ 50 m2 0

0)(217,0

PP

FbaCCx ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡ +

+=

3.1.3 Mô hình nền 3 thông số: Cz ,Cx và Cϕ

JMCϕϕ =

ϕ

S

N

H MΔ

- Nếu F > 50 m2

Cx = 0,7 Cz- Nếu F ≤ 50 m2

J: moment quán tính của móng

( )0

0321

PP

FbaCC ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡ +

+=ϕ

3.2 Các mô hình lưu biến

3.2.1 Định nghĩa: Là các mô hình diễn tả sự tương quan giữa ứng suất σ (hoặc lực Q) và biến dạng ε(hoặc Δl)

ñaøn hoài

σ (Q)

0

σ (Q)

ε (Δl)

ñaøn hoài

deûo

0 ε (Δl)

tröôït

σ (Q)

0

Prandtl

σ (Q)

ε (Δl)

Saint - Vernant

Vaät theå deûo cöùng

0 ε (Δl)

Ñaøn - deûoσc

εc

σ (Q)

0 ε (Δl)

Ñaøn - deûo taêng tieán

σc

εc

Vaät lieäu doøn Ñaát - neàn moùng Kim loaïi - Keát caáu theùp

Quan hệ giữa ứng suất và biến dạng

3.2.2 Các mô hình lưu biến cơ bản

a) Mô hình đàn hồi (lò xo = clastic spring)

hoaëc

σ =E

.εσ

0 ε

ε E,K E,K

(Δl)Q

σ (neùn hay keùo)

Mô hình đàn hồi

Phương trình trạng thái: σ = E ε

hay Q = E Δl

b) Mô hình nhớt (ống nhún = Dash pot): Là mô hình xét đến tính nhớt của vật liệu, có xét đến thời gian.

Mô hình nhớtPhương trình trạng thái:

σ

σ =η

.ε

0 dε/dt

η

σ

dtdεησ =

•

= εησ

c) Mô hình dẻo (ngàm trượt): Là mô hình xét đến tính dẻo của vật liệu

Mô hình nhớt

Q ≥ K (trượt, chạy)

Q < K (Δl = 0)

σ0 = K

Δl

Q(σ)

3.2.3 Các mô hình đàn - nhớt tuyến tính

Mô hình Kelvin

σ = σE + ση

ε = εE = εη

E

σ

η

a) Mô hình Kelvin: Dựa trên thí nghiệm đàn hồi, thínghiệm nhớt xảy ra đồng thời (mắc song song, σi = const; εi = f(t) )

εσ E=

•

= εησ•

+= εηεσ E

Mô hình Maxwell

σ = σE = ση

ε = εE + εη

b) Mô hình Maxwell: Dùng để nghiên cứu sự chùng ứng suất (Mô hình mắc nối tiếp, εi = const; σi = f(t).)

E

η

σ

3.2.4 Các mô hình đàn - dẻo

Mô hình đàn-dẻo; mắc nối tiếp

Lực:

Q = QE = QK

Chuyển vị:

q = Δl = qE + qK

a) Mắc nối tiếp

K

Q(σ)

QE

E

QK

Mô hình đàn-dẻo; mắc song song

Lực:

Q = QE + QK

Chuyển vị:

q = Δl = qE = qK

b) Mắc song song:

K

Q(σ)QE

E

QK

3.2.5 Các mô hình đàn - nhớt - dẻo

Mô hình đàn-nhớt-dẻo

Kη

σ

E0

E

E1

η K

E2

σ

3.3 Các dạng mô hình lưu biến khác để tính toán nền móng

Một số mô hình lưu biến

ηE

σ

Terzaghi Biot

σ

η

E1

E2

GibonSchiffman

η

σ

Taylor

σ

η

σ

η

XDDD - CN CÑ - TL

σ

η

(Đất TP.HCM và ĐBSCL)

Bài tập chương 3

4.1 Khái niệm về móng cọcCHƯƠNG 4: MÓNG SÂU

Nền của móng cọc

Hệ cọc

Đài cọc- Móng cọc: Móng sâu- Đài cọc:- Hệ cọc:

4.2.1 Theo vật liệu cọc

4.2 Phân loại móng cọc

4.2.2 Theo khả năng chịu tải

4.2.3 Theo chiều sâu đặt đài

4.2.4 Theo đặc tính chịu lực

4.3 Cấu tạo cọc bê tông cốt thép

D

L

Cốt thép dọc

Cốt thép đai

1-1,5D 150

1000 Móc cẩu, φ16

φ6 a1001000

φ6 a100 φ20,1m

D

L

A-A

Hộp nối cọc

AA

Mũi thépMối hàn

Đoạn đầu cọc

NỐI CỌC

Hình 3.6 Cấu tạo chi tiết cọc và nối cọc

hh

THEÙP HOÄP ÑAÀU COÏC TL : 1/10

350350

8x350x180

180

=8mm 11

334x180x8

350x350x8

10

9

3Ø20

3 - 3

230x130x10

(CHIEÀU CAO ÑÖÔØNG HAØN h=10mm) TYÛ LEÄ 1/10CHI TIEÁT BAÛN THEÙP ÑAÀU COÏC

9

11

250x250x8

3Ø20

10

Löôùi theùp φ6

LÖÔÙI THEÙP ÑAÀU COÏC TL : 1/10

5850

5850

300x300x10

4 - 4TL :1/10

COÏC CBT-1

350x350x89

COÏC CBT-212

CHI TIEÁT B NOÁI COÏC CBT-1 & CBT-2TYÛ LEÄ :1/10

200x200x12 12

CHI TIEÁT MUÕI COÏCTL: 1/10

4Ø181

Ø203

MC 2-2TL: 1/10

HAØN CHUÏM ÑAÀU

1Ø20

CHI TIEÁT COÏC BEÂTOÂNG CBT1

3

12Ø6a50

Ø6a100 12Ø6a200

2Ø6

1

TL : 1/20

2Ø18

2Ø18Ø18

1

11Ø6a100

4 3 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi B

12Ø6a50

1 löôùi theùp haøn Ø6a50

Baûn theùp ñaàu coïc

loaïi A

1 löôùi theùp haøn Ø6A50

3 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi B

Baûn theùp ñaàu coïc

loaïi A

1Ø20

CHI TIEÁT COÏC BEÂTOÂNG CBT2

3

14Ø6a50

11Ø6a100

Ø6 2 6

TL : 1/20

13Ø6a200

2Ø18

2Ø18 Ø18

6

4

12Ø6a100

3 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi B

14Ø6a50

loaïi A

Baûn theùp ñaàu coïc

1 löôùi theùp haøn Ø6a50

4.4 Trình tự tính toán móng cọc:

1. Dữ liệu tính toán

- Dữ liệu bài toán và các đặc tính của móng cọc

- Số liệu tải trọng (tính toán)

- Chọn vật liệu làm móng: mác BT, cường độ thép, tiết diện và chiều dài cọc (cắm vào đất tốt > 1,5 m), đoạn neo ngàm trong đài cọc (đoạn ngàm + đập đầu cọc ≈ 0,5 – 0,6m); chọn cốt thép dọc trong cọc: Φ vàRa .

Sơ đồ tính toán móng cọc

Qs

Qp

4

Ntt

Htt

Mtt

2. Kiểm tra móng cọc làm việc đài thấp

E ≥ H

2

21

fap DbK

FSK

H γ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−≤

bKFSK

HD

ap

f

γ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

≥2

Df ≥ 0,7 hminbHh

γϕ 22

45tan 0min ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −=

Kp = tan2 (450 + ϕ/2)Ka = tan2 (450 - ϕ/2)FS = 3 (áp lực sau đài

chưa đạt trạng thái bị động)

b : cạnh của đáy đài theo phương vuông góc với H

3. Xác định sức chịu tải của cọc Pc- Theo vật liệu làm cọc

Qa = ϕ (Rb Ab + Ra Aa)

v = 2 v = 0,7 v = 0,5

Đầu cọc ngàm trong đài và mũi cọc nằm trong đất mềm

Đầu cọc ngàm trong đài và mũi cọc tựa trong đất cứng hoặc đá

Đầu cọc ngàm trongđài và mũi cọc ngàmtrong đá

* Cọc khoan nhồi, cọc barrette, cọc ống nhồi bêtôngQa = (Ru Ab + Ran Aa)

Ru : cường độ tính toán của bê tông Ru = R/4,5; Ru ≤ 6 MPa: khi đổ bêtông dưới nước, bùnRu = R/4; Ru ≤ 7MPa: khi đổ bêtông trong hố khoan khôR : mác thiết kế của bê tôngRan : cường độ tính toán cho phép của cốt thépΦ < 28mm, Ran = Rc/1,5; Ran ≤ 220 MPa.

- Theo điều kiện đất nền:+ Theo chỉ tiêu cơ học

p

pp

s

ss

p

p

s

sa FS

qAFS

fAFSQ

FSQQ +=+=

FSs : hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên; 1,5 ÷ 2,0FSp hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc; 2,0 ÷ 3,0FS : hệ số an toàn chung, chọn 2 ÷ 3

FSqAfA

FSQQ

FSQQ ppsspsu

a

+=

+==

Thành phần chịu tải do ma sát xung quanh cọc Qsfs = ca + σh’ tanϕa

= ca + Ks σv’ tanϕaca , ϕa = c, ϕ : cọc đóng, ép bêtông cốt thépca , ϕa = 0,7[c, ϕ] : cọc thép (bảng 3.28/213).Ks = K0 = 1 - sinϕ (đất)Ks = 1,4 K0 (khi đất nền bị nén chặt do đóng cọc)

μμξ−

==1sK OCRKs )sin1( ϕ−=

Thành phần sức chịu mũi của đất dưới mũi cọc Qp* Phương pháp Terzaghi:qp = 1,3 c Nc + γ h Nq + 0,6 γ rp Nγ (rp: b/kính cọc tròn)qp = 1,3 c Nc + γ h Nq + 0,4 γ d Nγ (d: cạnh cọc)Nc , Nq , Nγ : hệ số sức chịu tải, xác định theo Terzaghi, bảng 3.5/174. γ Df = σ’v

* Phương pháp Meyerhof:qp = c N’c + q’ N’q

N’c, N’q : xác định từ biểu đồ 3.28/178* TCXD 205-1998:

qp = c Nc + σ’v Nq + γ d Nγ

+ Theo chỉ tiêu vật líQa = km (Rp Ap + u Σ fsi li) (21-86)km = 0,7 : cọc chịu nén; km = 0,4 : cọc chịu nénQtc = mR qp Ap + u Σ mf fsi li (205-1998)

kQQ tc

a = k =1,4 ÷ 1,75

=> Chọn Pc = min (Pvl ; Pđn)

mR , mf : hệ số điều kiện làm việc của đất ở mũi cọc mà bên hông cọc, bảng 3.18/201.

Rp : sức chịu tải đơn vị diện tích của đất dưới mũi cọc, bảng 3.19/201.

fsi : lực ma sát đơn vị giữa đất và cọc, bảng 3.20/202

Qtc = m (mR qp Ap + u Σ mf fsi li) (205-1998)

* Cọc khoan nhồi, barrette:

. Đất dính, qp tra bảng 3.25/204

. Đất rời, qp được tính

qp = 0,75 β (γ’ dp Ak0 + α γ L Bk

0): cọc nhồi, cọc barrette, cọc ống lấy nhân.

qp = β (γ’ dp Ak0 + α γ L Bk

0): cọc ống giữ nguyên nhânγ’ : trọng lượng riêng của đất dưới mũi cọcγ : trọng lượng riêng của đất nằm trên mũi cọcCác hệ số α, β, Ak0, Bk0 tra bảng 3.24/204.

N : Số SPT: Số SPT trung bình trong khoảng 1d dưới mũi cọc và

4d trên mũi cọc. Nếu > 60, khi tính toán lấy = 60; nếu >50 thì trong công thức lấy = 50.

Nc : giá trị trung bình SPT trong lớp đất rời.Ns : giá trị trung bình SPT trong lớp đất dính.Ap : diện tích tiết diện mũi cọcLc : Chiều dài cọc nằm trong lớp đất rời (m).Ls : Chiều dài cọc nằm trong lớp đất dính (m).Ω : Chu vi tiết diện cọc (m).Wp : Hiệu số giữa trọng lượng cọc và trọng lượng đất bị cọc

thay thế

+ Theo thí nghiệm SPT (TCXD 195 )

N

Qu = qp Ap + fs As

+ Theo thí nghiệm CPT

N

qp: cường độ chịu mũi cực hạn của đất ở mũi cọc được xác định

cq sức kháng xuyên trung bình lấy trong khoảng 3d phía trên và 3d phía dưới mũi cọc

fs : Cường độ ma sát giữa đất và cọc được suy từ sức kháng mũi ở chiều sâu tương ứng

i

cisi

qfα

=

=> Sức chịu tải của cọc cuối cùng sẽ lấy theo kết quả thínghiệm nén tĩnh hiện trường.

ccp qkq =

4. Chọn số lượng cọc và bố trí cọc

=> bố trí cọc khoảng (3 ÷ 6)d, cấu tạo đài có mép đài cách mép cọc ngoài ≥ 100 ÷ 150mm.

β = 1,2 ÷ 1,6c

đtt

c

tt

PQN

PN

n +== ∑ ββ

5. Kiểm tra sức chịu tải của cọc (lực tác dụng lên cọc)

∑∑∑ ++= 2

i

maxttx

2i

maxtty

tt

max yyM

xxM

nNP

∑∑∑ ++= 2

i

ittx

2i

itty

tt

)y,x( yyM

xxM

nNP

Pmax ≤ Pc (Qa)Pmin ≤ Pn

Pmin ≥ 0

- Kiểm tra sức chịu tải của cọc làm việc trong nhóm. Hệ số nhóm η:

Pnh = η nc Pc > Ntt + Qđ

n1 : số hàng cọcn2 : số cọc trong 1 hàngd : đường kính hoặc cạnh cọcs : khoảng cách giữa các cọc

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ −+−−=

21

1221

90)1()1(1

nnnnnnθη

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

sdarctgθ [deg]

6. Kiểm tra ứng suất dưới mũi cọc (móng khối qui ước)Fqu = Lqu Bqu

= [(L - 2x) + 2 lc tanα] [(B - 2y) + 2 lc tanα]

y

tcy

x

tcx

qu

tcqu

minmax/ WM

WM

FN

±±=σ ∑

qu

tcqu

tb FN∑=σ

)DcBhAb(k

mmR II*

qutc

21IItb +γ+γ=≤σ

σmax ≤ 1,2 RII σmin ≥ 0

7. Kiểm tra độ lún của móng cọc

S ≤ Sgh = 8 cm

hp tbgl γσ −=

glzgl pk=σ

ii

iin

i

n

ii h

eeeSS1

21

11 1+−

== ∑∑==

iioi

n

ihpaS Δ= ∑

=1ii

oi

in

ihp

ES Δ= ∑

=

β1

7. Kiểm tra chuyển vị ngang của cọc- Tính toán cọc chịu tải trọng ngang - Kiểm tra chuyển vị ngang cho phép

H ≤ Png (Png : sức chịu tải ngang của cọc

301000 lEJ

P ngng

Δ=

β [T]

Δng = 1 cm: chuyển vị ngang tại đầu cho phép EJ : độ cứng của cọcβ = 0,65 : khi cọc đóng trong đất sétβ = 1,2 : khi cọc đóng trong đất cátl ≈ 0,7 d ; d [cm]: cạnh hay đường kính cọc.

9. Kiểm tra điều kiện xuyên thủng của đàiPxt ≤ Pcx

Pxt = Σ phản lực của những cọc nằm ngoài tháp xuyên ở phía nguy hiểm nhất

Pcx = 0,75 Rk Stháp xuyên

10. Xác định nội lực và bố trí cốt thép- Tính moment: dầm conxôn, ngàm tại mép cột, lực tác dụng lên dầm là phản lực đầu cọc.

00 9,0 hRM

hRM

Fa

g

a

ga ≈=

γ

11. Một số vấn đề thi công cọc- Tính móc cẩu để vận chuyển và thi công cọc

L

0,207L 0,207L0,586L

Mmax = 0,0214 qL2

0,293L

Mmax = 0,043 qL2

- Nếu cọc đóng thì chọn búa đóng E ≥ 25 Pc

5≤+E

qQ

- Thực tế chọn máy ép tải trọng gấp 2 lần Ptt của cọc.- Tính độ chối thiết kế, etk ≈ 2 mm

k: h/s đồng nhất vật liệu = 0,7; m: h/s đk làm việc = 0,9÷1; PS : sức chịu tải cọc đơn theo đk đất nền; Ap: diện tích tiết diện ngang cọc; q: trọng lượng cọc; Q: trọng lượng búa (thường chọn = 1÷1,25Q); h: chiều cao rơi búa; n: hệ số = 15 kG/cm2 cho cọc BTCT, = 10 kG/cm2 cho cọc gỗ không mũ.

- Độ chối thực tế là độ lún trung bình của 10 nhát búa cuối cùng.

qQqQ

AnPmk

P

hQAnmke

pSS

ptk

++

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

=2,0

1

4.5 Cọc chịu tải trọng ngang(Theo TCXDVN 205-1998)

M0yH0

σ’y (kN/m2)

z

L

z

Sơ đồ làm việc của cọc chịu tải trọng ngang

Sơ đồ tác động của moment và tải ngang lên cọc

ψ

H

M N

Δn

ψ0 y0

z

l

H0=1

δHH

δH M

z

M0=1 δMH

δM M

z

N

H

l

l0

l

- Áp lực tính toán σz [T/m2]:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++−= 13

012

01

010 D

IEH

CIE

MBAyzK

bbdbbdbde

bdz ααα

ψα

σ

- Moment uốn Mz [Tm]:

30

3030302 D

HCMBIEAIyEM

bdbbdbbdz α

ψαα ++−=

- Lực cắt Qz [T]

4040402

403 DHCMBIEAIyEQ bdbbdbbdz ++−= αψαα

ze : chiều sâu tính đổi, ze = αbd zle : chiều dài cọc trong đất tính đổi, le = αbd lαbd : hệ số biến dạng, bc : chiều rộng qui ước của cọc, d ≥0,8 m => bc = d + 1 m; d < 0,8 m => bc = 1,5d + 0,5 m (TCXD 205-1998)

5IE

Kb

b

cbd =α

- Chuyển vị ngang δHH , δHM , δ-MH , δMM do các ứng lực đơn vị

03

1 AIEbbd

HH αδ =

02

1 BIEbbd

HMMH αδδ ==

01 C

IEbbdMM α

δ =

A0 , B0 , C0 , D0 tra bảng 4.2/250- Moment uốn và lực cắt của cọc tại z = 0 (mặt đất)

H0 = HM0 = M + H l0

- Chuyển vị ngang y0 và góc xoay ψ0 tại z = 0 (mặt đất)y0 = H0 δHH +M0 δHMψ0 = H0 δMH +M0 δMM- Chuyển vị ngang của cọc ở cao trình đặt lực hay đáy đài

IEMl

IEHl

lybb

n 23

20

30

000 +++=Δ ψ

- Góc xoay của cọc ở cao trình đặt lực hay đáy đài

IEMl

IEHl

bb

020

0 2++=ψψ

* Ổn định nền xung quanh cọc

( )IIvI

zy ctg ξϕσ

ϕηησ +≤ ,

21 cos4

vp

vp

MnMMM

+

+=2η

σv’ : ứng suất hữu hiệu theo phương đứng tại độ sâu zγI : trọng lương riêng tính toán của đấtcI , ϕI : lực dính và góc ma sát trong tính toán của đấtξ : hệ số = 0,6 cho cọc nhồi và cọc ống, = 0,3 cho các cọc

còn lạiη1 : hệ số = 1 cho mọi trường hợp; trừ ct chắn đất,

chắn nước = 0,7η2 : hs xét đến tỉ lệ ảnh hưởng của phần tải trọng

thường xuyên trong tổng tảiMp : moment do tải thường xuyênMv : moment do tải tạm thờin = 2,5, trừ:n = 4 cho móng băngn = công trình quan trọng, le < 2,5 lấy n = 4; le > 2,5 lấy

n = 2,5

4.6 Ma sát âm 4.6.1 Hiện tượng ma sát âm

- Khi đất nền lún xuống kéo cọc lún theo sẽ tạo ra lực ma sát âm tác dụng lên cọc. - Lực ma sát âm này có chiều đi xuống làm tăng lực tác dụng lên cọc vàlàm giảm khả năng chịu tải của cọc.

fs > 0

z

N

fs > 0

fs < 0Vùng đất gây ra ma sát âm

Qp Hiện tượng ma sát âm

4.6.2 Các nguyên nhân gây ra hiện tượng ma sát âm

- Đắp phụ tải lên nền đất sau khi đóng cọc

- Chất phụ tải lên nền nhà khi sử dụng móng cọc

- Cọc đi quá lớp đất yếu là than bùn mà đất nền còn trong giai đoạn lún (tốc độ lún của nền đất lớn hơn tốc độ lún của cọc)

- Khai thác hoặc hạ mực nước ngầm.

4.6.3 Tính toán ma sát âm- Tính toán độ lún của đất nền

ii

iin

i

n

ii h

eeeSS1

21

11 1+−

== ∑∑==

iii

in

ihp

ES Δ= ∑

=

β1

- Xác định chiều sâu ảnh hưởng z (gây ra ma sát âm)

)1(s

p

SS

hz −=h: bề dày lớp đất yếuSp : độ lún của cọcSs : độ lún của nền

- Tính lực ma sát âm (fs < 0)

QNSF = As fs = U z fs

4.6.4 Các biện pháp ngăn ngừa ma sát âm và chống ma ma sát âm

- Không chất phụ tải lên nền có móng cọc

- Không san lấp nền sau khi đóng cọc (Nếu san lấp nền thì phải tính thời gian cố kết của đất nền dưới tác dụng của tải san lấp để độ lún của đất nền không gây ảnh hưởng ma sát âm lên cọc)

- Không khai thác, hạ mực nước ngầm

- Dùng hệ sàn và cọc bê tông cốt thép giảm tải đểchống ma sát âm

CHƯƠNG 5: CÁC GIẢI PHÁP XỬ LÍ VÀ GIA CỐNỀN ĐẤT YẾU

5.1 Đệm vật liệu rời (đá, sỏi, cát)5.2 Cọc vật liệu rời ( cọc đá, cọc sỏi, cọc cát)5.3 Cọc đất trộn vôi, đất trộn xi măng5.4 Gia tải trước5.5 Giếng cát gia tải trước 5.6 Bấc thấm5.7 Bơm hút chân không 5.8 Cừ tràm 5.9 Phun xịt xi măng

5.1 Đệm cát

- Chiều dày lớp đất yếu < 5m; ctrình vừa, nhỏ, nhà công nghiệp > dùng lớp đệm để thay thế toàn bộ lớp đất yếu

- Làm tăng sức chụi tải của nền đất (được thay bởi lớp đất tốt hơn)

- Làm giảm độ biến dạng- Làm tăng khả năng chống trượt khi có tải trọng ngang- Ưu: sử dụng vật liệu địa phương, pp thi công đơn giản- Khuyết: thích hợp cho công trình nhỏ; ctrình bên cạnh

ao, hồ, ông, biển thì cần phải có biện pháp ngăn ngừa hiện tượng cát chảy. Khi MNN cao thì dùng γ’ nên không hiệu quả.

• Tính toán lớp đệm cát

Df

Ntt

h

σz2 σbt

1

pgl

hđ bđ

α b

Xác định hđ

σbt1+ σz

2 ≤ Rtc(Df + hđ) ≈ RII (Df + hđ)σbt

1 = γ Df + γđ hđ

σz2 : Ư/s do tải trọng ngoài tại đáy lớp đệm

σz2 = k0 pgl = k0 (p - γ Df)

k0 = f (l/b, z/b)

])([ *21 DchDBAbkmmR đfztc

II +++= γγ

bz : bề rộng móng tính đổi

lN

b2

tc

z σ= ∑ - Móng băng

* ĐK 1:

a = (l-b)/2

- Móng chữ nhật

S = Sđệm + Sđất ≤ Sgh

aaFb 2zz −+=

2

tc

zN

Fσ

= ∑

* ĐK 2:

- Để đơn giản hơn, ta có thể chọn hđ rồi kiểm tra lại đk1 và đk2. - hđ được chọn bằng bề dày lớp đất yếu và ≤ 3m

1.510.5

6

5

4

3

2

1

l/b = 00

l/b = 2

l/b = 1

R1/R2

K

R1: Cường độ của lớp đệm

R2: Cường độ của đất bên dưới lớp đệm

Biểu đồ xác định hđ

Xác định bđ :

Tính bề rộng đáy lớp đệm vật liệu rời với gải thiết góc truyền ứng suất nén trong nền đất là α ≈ ϕđ = 30 ÷ 350.

bđ = b + 2 hđ tan300

Một số vấn đề thi công lớp đệm cát- Đào bỏ hết lớp đất yếu- Dùng loại cát hạt to, trung, hàm lượng chất bẩn ≤ 3% - Rải từng lớp dày 20 – 30cm, tưới nước vừa đủ ẩm (Wopt) và đầm.- Có thể thay cát bằng các loại đất tốt khác: cát pha sét lẫn sỏi, sỏi đỏ.

5.2 Cọc vật liệu rời (cọc đá, cọc sỏi, cọc cát)

- Các công trình chịu tải trọng không lớn trên nền đất yếu như: gia cố nền nhà kho, gia cố nền đường, gia cố đoạn đường vào cầu, gia cố nền các bến, bãi, ... thường sử dụng cọc vật liệu rời để gia cố nền.

- Điều kiện là cọc vật liệu rời phải chịu được tải trọng đứng và chất lượng làm cọc phải ổn định, đồng nhất.

5.2.1 Phạm vi sử dụng:

5.2.2 Cấu tạo cọc vật liệu rời:

D

As

Ac

σs

σc

σ=σtb

ϕc, c

ϕs

Cấu tạo cọc vật liệu rời

5.2.3 Các cơ chế phá hoại của cọc vật liệu rời:

Các dạng phá hoại của cọc vật liệu rời

a. Phaù hoaïi phình ra hai beân b. Phaù hoaïi caét c. Phaù hoaïi tröôït

Khi coïc raát daøi choáng leân neàn ñaát cöùng

Khi coïc ngaén choáng leân neàn ñaát toát

Khi coïc ngaén choáng leân neàn ñaát yeáu

Ma saùt maët beân

Söùc khaùng muõi coïc

5.2.4 Tính toán cọc vật liệu rời:

- Xác định vùng ảnh hưởng - đường kính hiệu quả:Cọc bố trí vuông : De = 1,13 SCọc bố trí tam giác: De = 1,05 SDe : khoảng cách tính toán giữa các cọc; S: khoảng cách thực giữa các cọc

- Xác định tỉ diện tích thay thế:

as : tỉ diện thay thếAs : diện tích ngang của cọc vật liệu rờiAc : diện tích ngang của phần đất yếu xung quanh cọcC1: hằng số phụ thuộc vào vào dạng bố trí cọc. Nếu bố

trí hình vuông, C1 = π/4; Nếu bố trí tam giác đều

AAAa

css

ss AA=

+=

2

1 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

SDCas

32/1 π=C

- Xác định ứng suất tác dụng lên cọc và đất:Ứng suất tác dụng lên đất:

[ ] σμσσ cs

c an=

−+=

)1(1

Ứng suất tác dụng lên cọc:

[ ] σμσσ ss

s ann

=−+

=)1(1

σ = σtb : là áp lực do tải trọng ngoài tác dụng.n = σs/σc : là hệ số tập trung ứng suất được xác định từ

thí nghiệm ở hiện trườngμc , μs : tỉ số ứng suất trên đất nền và trên cọc so với ứng suất trung bình

- Khả năng chịu tải giới hạn của cọc đơn riêng biệt:

Kp,s : hệ số áp lực chủ động của cọcσ’h, max : ứng suất hữu hiệu tối đa của đất xung quanh cọc có thể gánh đở.

max,,,2 ''

24 hspshs

ult Ktgq σσϕπ=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

- Độ lún của cọc đơn riêng biệt:

βσσ

σσ

===ccc ha

haSS

0

00

Sc : Độ lún của đất có gia cốS0 : Độ lún của đất không có gia cốβ : Hệ số giảm độ lún

σσ c

c SS 0=

- Khả năng chịu tải giới hạn của nhóm cọc vật liệu rời:

ββσ tgctgq tbult 223 +=

uc

fc ctgBD 223 ++=

βγγσ

2450 tbϕβ +=

)(1

ssstb tgatg ϕμ

ϕ =

ustb cac )1( −=

Góc ma sát tb của hỗn hợp đất-cọc

Lực dính tb của hỗn hợp đất-cọc

γc: Trọng lượng riêng của đấtB: Bề rộng móngβ: góc nghiêng của mặt trượtcu: lực dính không thoát nước của đấtϕs: góc ma sát trong của vật liệu rờiϕtb: góc ma sát trong của đất hỗn hợpctb: lực dính của đất hỗn hợp

5.3 Cọc đất trộn xi măng / đất trộn vôi

5.3.1 Phạm vi sử dụng

5.3.2 Phương pháp tính toán cọc đất xi măng / trộn vôi

5.3.3 Phương pháp thi công cọc đất trộn xi măng

5.4 Gia tải trước

5.4.1 Tính toán tải trọng gia tải cho phép để đất nền không bị phá hoại, p ≤ pgh

Để đơn giản lấy ϕ = 0 => A = 0, B = 1, D = 3,14 = πPgh = π c

Chiều cao lớp gia tải làh = pgh / γ

)*( cDDBbAmRp ftc

gh ++== γγ

)*(21 cDDBbAkmmRp ftc

IIgh ++== γγ

5.4.2 Tính toán cố kết đất nềnp

h

1 1dz

Nền đất không thấm

Biên thoát nước

z 2h

Biên thoát nước

h

Cát thoát nước

h

vT

t eU 42

2

81π

π−

−=wow

v akk

aeC

γγ=

+= 11

thCT v

v 2=

Khi Uv < 60% =>Khi Uv > 60% => Tv = 1,781 – 0,933 log(100-Uv)

2

1004⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= v

vUT π

5.5 Giếng cát gia tải trước - Thích hợp cho ct có kích thước bản đáy lớn: móng băng,

băng giao nhau, móng bè, nền đường, đê đập, …- Dùng cho nền: cát nhỏ - bụi bảo hòa nước, đất dính bảo

hòa nước, bùn, than bùn, …- Ưu điểm:

+ Tăng nhanh quá trình cố kết của đất nền+ Tăng khả năng chịu tải của đất nền+ Nền được lún trước do thoát nước & gia tải+ Giảm mức độ biến dạng & biến dạng không đồng đều của đất nền+ Tăng khả năng chống trượt khi ct chịu tải ngang

- Nhược điểm:+ Chỉ sử dụng hiệu quả cho ct tải trọng trung bình vàchiều dày lớp đất yếu không lớn+ Thời gian thi công (gia tải) lâu+ Không hiệu quả cho đất nền có k < 10-8 cm/s

Cấu tạo của giếng cát

2RL=2R 2r

Phản áp GIA TẢI TRƯỚC Lớp đệm

kr

kz

kz Hướng thấm nước

z

h=2H

Giếng cát

Gồm 3 bộ phận chính: hệ thống giếng cát, lớp đệm & phụ tải

Tính toán giếng cát

hđệm = S + (30 ÷ 50) cm, chọn hđệm ≥ 0,5 mS: độ lún ổn định của nền đất yếu

Chiều dày lớp đệm cát

Xác định đường kính d và khoảng cách giữa các giếng L

- Thường chọn đường kính giếng cát d = 40 cm- Khoảng cách các giếng cát L = 2 ÷ 5 m, chọn L = 2 mXác định chiều sâu giếng cát lg

- Chiều sâu giếng cát lg ≥ Hnén (phạm vi chịu nén)- σbt

1+ σz2 ≤ Rtc

(Df + lg) ≈ RII (Df + lg)- lg ≥ 2/3 Hđy - Thường chọn lg = chiều sâu vùng đất yếu

Tính toán độ cố kết của nền đất- Lời giải của Carrilo (1942) cho độ cố kết tổng hợp Uv,r của thấm đứng Uv và thấm ngang Ur

Uv,r = 1 – (1 - Ur) (1 – Uv)

w

vv a

ekcγ

)1( 1+=

2HtcT v

v =

vT

v eU 42

2

81π

π−

−=

w

rr a

ekcγ

)1( 1+= 24 R

tcT rr =

=> Uv

(Sơ đồ 0 )

=> Ur

Uv,r : độ cố kết tổng hợpH = lg : chiều dài giếng cát (chiều dày vùng thoát nước)R = L/2 : bán kính ảnh hưởngL : khoảng cách qui đổi giữa các giếng cátL = 1,13 S (sơ đồ hình vuông)L = 1,05 S (sơ đồ tam giác đều)S : khoảng cách thực giữa các giếng cátr : bán kính giếng cátcv : hệ số cố kết theo phương đứng cr : hệ số cố kết theo phương bán kính (phương ngang)a : hệ số nén lúnγw : trọng lượng riêng của nước

- Lời giải của Barron (1948)

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−=

)(8exp1

nFTU r

r

2

2

2

2

413)(

1)(

nnnLn

nnnF −

−−

=

rS

rL

rRn

22≈==

- Tính độ lún theo thời gian St:

St = U S∞- Xem nền không thay đổi:

heeeS1

21

1+−

=∞

hpaSn

iΔ= ∑

=1

hpE

Sn

iΔ= ∑

=

β1

Cho đất cố kết trước nặng (OCR > 1, po + Δp ≤ pc )

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ Δ++

=o

o

o

s

ppp

ehCS log

1Cho đất cố kết trước nhẹ (OCR > 1, po + Δp ≥ pc)

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ Δ++

++

=c

o

o

c

o

c

o

s

ppp

ehC

pp

ehCS log

1log

1

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ Δ++

= ∑= oi

ioin

i i

ic

ppp

ehCS log

11 0

Cho đất cố kết thường (OCR = 1)

- Xem đất nền được thay đổi:

* Theo Evgene

HLd

eee

S c

o

p )1

( 2

20 −+

−=

e0 : hệ số rỗng ban đầu của đấtep : hệ số rỗng khi có tải trọng ngoàidc : đường kính giếng cátL : khoảng cách các trục của giếng cátH : chiều dày lớp đất có giếng cát

* Theo GSTS Hoàng Văn Tân

n = R/re1g , e2g : hệ số rỗng của giếng cát trước và sau khi

nén, kinh nghiệm lấy e1g = 0,65, e2g = 0,55e1đ , e2đ : hệ số rỗng của đất trước và sau khi nén,

lấy e1đ = e2đ .

HLd

en

e

en

eS c

đg

đg )

11

11

11

11

1( 2

2

2

2

2

1

2

1 −

+−

++

+−

++

−=

Theo kinh nghiệm thì c, ϕ tăng từ 1,5 ÷ 2 lần sau mỗi lần gia tải, hoặc có thể xác định gần đúng

c*, ϕ* = [1+(1-Uv) (1-Ur)] c, ϕ

Một số vấn đề thi công giếng cátTrình tự thi công gần giống như cọc cátVới chiều sâu giếng < 12m, có thể dùng các loại máy đào cần trục hoặc các loại máy rung có lực kích từ10-20T, thực tế hay dùng 14T.

5.6 Bấc thấm

Qui đổi bấc thấm

a

b

dw=2(a+b)/ πdw=(a+b)/2

Lời giải Hansbo (1979) cho bấc thấm, bản nhựa thấm:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−−=

FTU r

r8exp1 2

e

rr D

tCT =w

hr a

kCγ0

=

De : khoảng cách giữa các thiết bị thoát nướcDe = 1,13 S (sơ đồ hình vuông)De = 1,05 S (sơ đồ tam giác đều)S : khoảng cách thực giữa các thiết bị thoát nướcF = F(n) + Fs + Fr

43)( −⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

w

e

dDLnnF

biểu thị hiệu quả do khoảng cách các thiết bị thoát nước

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

w

s

s

hs d

dLnkkF 1

biểu thị hiệu quả xáo trộn của đất xung quanh thiết bị thoát nước

dw : đường kính tương đương của thiết bị thoát nước

π)(2 badw

+=

2)( badw

+=

(BXD)

a: bề rộng, b: bề dày thiết bị thoát nước

ds : đường kính vùng bị xáo trộn kết cấu đất xung quanh thiết bị thoát nước

w

hr q

kZLZF )( −= π biểu thị hiệu quả sức cản thấm của các thiết bị thoát nước.

L : chiều dày lớp đất yếu

Z : khoảng cách từ mặt đất đến chổ kết thúc thoát nước

qw : khả năng thoát nước khi gradient thủy lực bằng 1

5.7 Bơm hút chân không

5.7.1 Phạm vi sử dụng

- Gia cố nền bằng phương pháp hút chân không (cố kết chân không) được dùng cho các loại đất dẻo mềm bảo hoà nước và kín khí như sét, bùn, yếu…..

- Có thể tiến hành quá trình cố kết chân không trên phạm vi rộng, hoặc những nơi không thuận tiện cho việc chất tải, những nơi không có vật liệu làm phụ tải.

- Có thể kết hợp quá trình cố kết chân không với việc chất phụ tải để tăng khả năng chịu tải của đất nền.

Bơm hút chân không

Thoaùt nöôùc phöông ñöùng

Heä oáng huùt chaân khoâng

Maùy bôm chaân khoâng

Heä thoáng huùt nöôùc chaân khoâng (oáng coù ñuïc loã)

Lôùp caùt thoaùt nöôùc

AÙp suaát khoâng khíLôùp vaûi phuû

Dung dòch bentonite

Lôùp ñaát ñöôïc gia coá

Maùy bôm chaân khoâng

5.7.2 Sơ lượt về quá trình thi công- Trên bề mặt lớp đất cần gia cố đặt vào đó một lớp cát dày

từ 5-6 m để thấm nước và tạo bề mặt bằng phẳng.- Tiến hành thi công hệ thống thoát nước theo phương

thẳng đứng như giếng cát, cọc bản nhựa, bấc thấm.- Lắp đặt hệ thống thoát nước theo phương ngang bằng hệ

thống ống lọc và ống dẫn nước hoặc khí ra ngoài.- Xung quanh diện tích gia cố đào những rãnh nhỏ, sâu đến

lớp đất kín khí (sét, bùn).- Một lớp vải bằng hổn hợp Polyethylen được phủ trên bề

mặt của diện tích và mép của vải được giữ chặt ở rãnh xung quanh bằng việc chèn vào rãnh một dung dịch Bentonite Plyacrolyte- Bên ngoài diện tích lắp đặt hệ thống máy hút chân không có thể hút được cả không khí và nước.- Tiến hành hút chân không, trong quá trình hút không được để không khí rò rỉ vào trong lớp vải.

5.8 Cừ tràmChiều dài cừ : lc = 4 ÷ 5 m, đường kính dc = 6 ÷ 10 cm. Tính toán cừ tràm như cọc tiết diện nhỏ.

Chọn lc , dc ; thường chọn lc = 4 ÷ 5 m, dc = 6 ÷ 8 cm.

Xác định sức chịu tải của cừ:- Theo vật liệu:

Pvl = 0,6 fc Rnfc : diện tích tiết diện ngang 1cừ

Rn : cường độ chịu nén dọc trục của cừ- Theo đất nền:

p

pp

s

ssa FS

qAFS

fAQ +=

Qtc = mR fc Rp + u Σmf fi li Qa = Qtc /1,4Qa = km (Rp fc + u Σmf fi li) ; km = 0,7

Hệ số mR , mf lấy như cọc BTCTca = 2/3 c ; ϕa = 2/3 ϕ=> Chọn Pc = min (Qa); Pc ≈ 0,4 TTính số lượng cừ

c

đ

PQNn +

=

Fnn =0 Thường chọn mật độ 16 cây/m2, 25

cây/m2, 36 cây/m2, 49 cây/m2.

Các phần còn lại tính tương tự cọc BTCT* Phần tính lún thì móng khối qui ước chỉ 2/3 lc .

Bài tập

CHƯƠNG 6: ĐẤT CÓ CỐT6.1 Khái niệm

- Gia cường đất yếu bằng các cốt liệu khác tốt hơn để gia cường khả năng chịu kéo của đất, tăng độ ổn định và giảm biến dạng của công trình.

- Những vật liệu tổng hợp polyme, các sợi thép, sợi thủy tinh… được đặt vào đất để tạo thành đất cócốt. Tùy theo loại cốt gia cường mà nền có thể chịu kéo, chịu nén, chịu cắt hoặc chịu uốn - cắt.

- Thanh gia cường dưới móng trên nền đất yếu.- Tường đất yếu có cốt.- Ổn định trượt của sườn dốc và nền đường, đê, đập

đắp cao bằng vải địa kỹ thuật (Geotextiles)

6.2. Thanh gia cường trong nền đất yếu

pgh

B

Mặt trượt

N

D>2/3B

Hình 6.1 Mặt trượt khi nền không có thanh gia cường

- Khi nền không có thanh gia cường: Khi nền đạt đến pgh thì nền đất hình thành mặt trượt và đẩy phần đất xung quanh móng trồi lên.

6.2.1 Nguyên lý làm việc:

N

pgh

B

T

D<2/3B

T

Khi nền có thanh gia cường: Khi nền đạt đến pgh, mặt trượt hình thành trong nền có khuynh hướng bẻ cong và kéo thanh gia cường tuột khỏi khối đất.- Khi có ít hơn hai lớp gia cường chôn sâu nhỏ hơn 2/3B, mặt trượt có khuynh hướng bẻ cong và kéo thanh gia cường ra khỏi khối đất ổn định.

Hình 6.2 Mặt trượt khi nền có thanh gia cường

- Khi nền có lớp thanh gia cường lớn hơn 4:

B D<2/3B

Khi có hơn 4 lớp gia cường và đặt sâu < 2/3B, các lớp tăng cưòng nằm gần đáy móng bị bẻ gảy ở vị trí tương ứng với ứng suất cắt τxz cực đại. Mặt trượt trong nền không còn liên tục do ngăn cách bởi thanh gia cường chống trượt. Khu vực nền có gia cường khi bị trượt bịchia làm hai, vùng I và vùng II.

Df

Thanh gia cường

txz(max)X0

Vùng I Vùng II

B

x

z

A

A’’

A’’’

Hình 6.3 Mặt trượt khi nền có nhiều hơn 4 thanh gia cường

6.2.2 Tính toán thanh gia cường

Phân tố đất dưới móng băng không có thanh gia cường

x

z X0

F2

F1

S1

Df q0

B

s(q0)

Phân tố đất dưới móng băng có thanh gia cường

x

z X0

F4

F3

S2

Df qR

B

T(N=1)

s(qR)

Trường hợp không có cốt (tải tác động lên móng là q0)F1 – F2 – S1 = 0

F1 và F2 : lực thẳng đứng; S1 : lực cắt

Trường hợp có cốt (tải tác động lên móng là qR)F3 – F4 – S2 – T(N=1) = 0

F1 và F2 : lực thẳng đứng; S1 : lực cắtT(N=1) : lực căng trong thanh gia cường

Nếu độ lún trong hai trường hợp trên bằng nhau, s, thì :F2 = F4 T(N=1) = F3 – F1 – S2 + S1

)(1[121

00

)1()( HABA

qqq

NNT

T RNN Δ−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−== =

Hệ số an toàn chống đứt của thanh gia cường

)()(

N

yB T

fntFS

ω=

ω : chiều rộng của một thanht : chiều dày của thanhn : số thanh trong một đơn vị chiều dài của móngfy : sức chống giật đứt của vật liệu thanh gia cườnggọi ωn là mật độ phẳng LDR

)()(

)( LDRT

ftFS

N

yB

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡=

Hệ số an toàn chống tuột của thanh gia cường- Lực giữ thanh gia cường trong khối đất do lực ma sát giữa đất và thanh

aBF ϕtan2= [lực pháp tuyến]

[ ]∫ +−+=0

0

)])()()(()()(tan2 00

L

XfRa DzXLLDRdxqLDR γσϕ

)()(

N

BP T

FFS =

)])(()[(tan2 000

03 fR

aB DzXLqq

BqALDRF +−+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= γϕ

Độ lún của nền khi có thanh gia cường

S

r

EqBS αν )1( 2−

=

B : bề rộng móngq : áp lực dưới đáy móng ν : hệ số poissonEs : mođun đàn hồi của đất nềnαr : hệ số hình dạng móng (=2)

6.3. Tường chắn gia cường bằng vải địa kỹ thuật

6.3.1 Khái niệm

Gia cố phần đất đắp sau tường bằng vải địa kỹ thuật, lưới địa kỹ thuật hay các dải kim loại mỏng dẹp để tạo ra các tường chắn đất mềm dẻo nhằm thay thế các loại tường chắn đất cổ điển thường làm bằng các tường BTCT cứng hoặc khối vữa xây dày và lớn nhằm chống chịu áp lực ngang rất lớn của khối đất đắp sau tường chắn

6.3.2. Cấu tạo tường có vải địa kỹ thuật:

Tường có vải địa kỹ thuậtSv: khoảng cách giữa các lớp vải bằng chiều dày của lớp đấtLe: chiều dài neo giữ cần thiết của vải Le ≥1mLR: chiều dài lớp vải nằm trước mặt trượtLo: chiều dài đoạn vải ghép chồng Lo ≥1mTổng chiều dài: ΣL= Le + LR + Lo + SvChiều dài thiết kế L = Le + LR

H

SV

q

45o+ϕ/2

+ =

Pa1=KaγH Pa2=Kaq

Mặt trượt Renkine

LeLR

Pa1+ Pa2

L0

6.3.3 Tính khoảng cách và các chiều dài lớp vải

TPa

SV

SV

Tính khoảng cách giữa các lớp vải

- Tính khoảng cách giữa các lớp vải Sv

Sva F

TSP =Sa

v FPTS =⇒

FS = 1,3 ÷ 1,5T: cường độ chịu kéo vải (kN/m)

- Tính chiều dài lớp vải nằm phía trước mặt trượt

- Tính chiều dài neo giữ cần thiết

mtgzC

FPSLa

Save 1

)(2≥

+=

δγ

LR = (H-z) tg(450 - ϕ/2)

- Tính chiều dài của đoạn vải ghép chồng với lớp kế tiếp

mtgzC

FPSLa

Sav 1)(40 ≥

+=

δγ

- Chiều dài tính toán (thiết kế)L = Le + LR (lấy số tròn)

- Tổng chiều dài thực tế của vảiΣL= Le + LR + L0 + Sv

6.3.4 Kiểm tra ổn định tổng thể tường chắn

Ổn định tổng thể tường chắn

Hình a Hình b Hình c

- Kiểm tra chống lật đổ FSOT ≥ 2 (H.a)- Kiểm tra chống trượt FSS ≥ 1,5 (H.b)- Kiểm tra sức chịu tải nền bên dưới FSBC ≥ 2 (H.c)

- Kiểm tra chống trượt

- Kiểm tra chống lật đổ

- Kiểm tra sức chịu tải của nền đất dưới chân tườngP ≤ PultPult = 0,5 Nγ γ B + Nq γ h + Nc c

P: áp lực do trọng lượng khối đất và tải trọng ngoài tác dụng lên nền.

latgayMlatchongM

FSOT ∑∑=

truotgayMtruotchongM

FSS ∑∑=

6.4. Ổn định mái taluy nền đắp cao (đường, đê, đập) trên đất yếu có gia cường vải địa kỹ thuật

6.4.1. Cơ sở xác định mặt trượt nguy hiểm nhất dựa vào hệ số an toàn FS

- Dùng phương pháp phân mảnh (Xem lại CHĐ)- Tính FS dựa vào ΣM chống trượt / ΣM gây trượt. Nếu FS < 1,3 nền bị trượt phải gia cường vải địa kỹthuật.

6.4.2. Tính hệ số FS khi có vải địa kỹ thuật

Ổn định mái taluy

R

a

τiwi

Ni

θib=0,1R

T1(vải)T2

Hy1 y2

O

c

truotgayMtruotchongM

FS∑

∑=

∑

∑∑

=

==

+Δ+= n

iii

n

iii

n

iii

RW

yTRlctgNFS

1

11

)sin(

)(

θ

ϕ

Đối với đất dính ϕ ≈ 0

∑

∑∑

=

==

+= n

iii

n

iii

n

iii

XW

yTRLcFS

1

11

Wi: trọng lượng của đất trong lăng thể trượtXi: cánh tay đòn của lực WiLi: chiều dài cung trượt

Bài tập