TRƯỜNG ĐẠI HỌC GTVT TP.HCM KHOA COÂNG TRÌNH
CÔNG TRÌNH TRÊN ĐẤT YẾU
GV. NGUYEÃN THAØNH NH ÑAÏT
MỞ ĐẦU 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
NỘI DUNG MÔN HỌC Chương 1 : Đặc điểm và tính chất cơ bản của đất đất yếu Chương 2 : Trạng thái tới hạn của đất sét cố kết thường và đất rời Chương 3 : Caùc bieän phaùp xöû lí keát caáu treân NÑY Chương 4 : Các dạng mô hình nền và ứng dụng Chương 5 : Các giải pháp xử lý và gia cố nền đất yếu Chương 6 : Đất có cốt Chương 7: Móng sâu
CHƯƠNG 1: ĐẶC ĐIỂM VÀ TÍNH CHẤT CƠ BẢN CỦA ĐẤT YẾU 1.1 Khái niệm về 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 Đất rất yếu: Đất yếu:
γ ≤ 17 (kN / m 3 ) e0 ≥ 1
W ≥ 40(%) E0 ≤ 5000 ( kN / m 2 )
ϕ ≤ 10 0 C ≤ 10 (kN / m 2 )
từ thí nghiệm nén đơn. qu ≤ 25 (kN / m 2 ) qu ≤ 50 ( kN / m 2 )
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:
T. TÂY NINH
B-I H. CỦ CHI B-II T. BÌNH DƯƠNG
T. LONG AN
H. HÓC MÔN B-II
Q. THỦ ĐỨC
B-II
C-IV
B-II C-I
B-I
TP. HCMH. NHAØ A BEØ
HUYỆN BÌNH CHÁNH C-III
C-III C-III
C-III
C-II
T. ĐỒNG NAI
H. CẦN GIỜ - Vùng A: Các loại đá gốc J3-K1 - Vùng B: Sét, sét pha cát T. LONG AN Cát pha sét - Vùng C: Sét nhão, bùn sét, Bùn cát pha sét, Bùn sét pha cát
C-V
Hình 1.1: Phân bố đất ở TP. HCM và khu vực lân cận
- 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
1.2.3 Các loại đất khác cũng không thuận lợi cho xây dựng như sau: - Đất cát mịn bão hòa nước, đất cát rời - Đất hữu cơ và than bùn - Đất lún ướt (lún sụt) - Đất trương nở
1.3 Tính chất của đất yếu 1.3.1 Tính biến dạng của đất - Thí nghiệm nén cố kết (oedometer):
Máy nén nén cố kết
Đồng hồ đo chuyển vị
Lực tác dụng thông qua các quả
Mẫu đất
Dao vòng
Đá bọt
Thí nghiệm nén cố kết (oedometer)
e0 p
Đường cong nén lún S
e1
h
e2
a ≈ tanα
M α
M2
p1 p2
p
Mô hình nén mẫu đất Quan hệ giữa hệ số rỗng và lực tác dụng
Hệ số nén lún: m2/kN (cm2/kG).
de a=− dp
a n −1, n
e2 − e1 e1 − e2 a ≈ tan α = − = p2 − p1 p2 − p1
en −1 − en = Pn − Pn −1
0,435 C c av = P P = (Ptrước + Psau)/2
Hệ số nén lún tương đối ao (hệ số nén thể tích mv) (m2/kN)
a mv = a o = 1 + e1
Tính hệ số rỗng ứng với mỗi cấp áp lực
hn−1
(1 + e n−1 )
en = en-1 – Δen-1,n
Δh (1 + e 0 ) Δe = h0
0.90 0.80
Heä soá roãn g e
Δe n−1, n =
Δhn−1, n
1.00
0.70 0.60 0.50 0.40 0.30 0.20 0.0
en = e0 – Δe
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
4.0
AÙp löïc neùn P (kG/cm2)
Biểu đồ quan hệ e-P
4.5
Chỉ số nén Cc Δe Cc = − = Δ log p en − en−1 =− log pn − log pn−1
en−1 − en = log pn − log pn−1
Heä soá roãng e Void Ratio
1.00 0.90 e0.4 0.80 0.70 0.60 0.50 0.40 e4.0 0.30 0.20 0.1
0.4
1.0
4.0 2
AÙp löïc neùn P (kG/cm ) Pressure
10.0
Biểu đồ quan hệ e-logP (nén và dở tải)
e2,0 − e4,0 e2,0 − e4,0 Cc = = 4,0 log 4,0 − log 2,0 log 2,0
Chỉ số nở Cs (Cr)
=−
=
er ( n ) − er ( n−1) log pn − log pn−1 er ( n−1) − er ( n )
log pn − log pn−1
Heä soá roãng e Void Ratio
Δ er Cs = − Δ log p
1.00 0.90 e0.4 0.80 0.70 0.60 0.50 0.40 e4.0 0.30 0.20 0.1
0.4
1.0
4.0 2
AÙp löïc neùn P (kG/cm ) Pressure
10.0
Biểu đồ quan hệ e-logP (nén và dở tải) er ( 2,0 ) − er ( 4,0 ) = Cs = 4,0 log 4,0 − log 2,0 log 2,0 er ( 2,0 ) − er ( 4,0 )
e
e ÑÖÔØNG NEÙN
ÑÖÔØNG NEÙN
ÑÖÔØNG NÔÛ
ÑÖÔØNG NEÙN LAÏI
ÑÖÔØNG NEÙN LAÏI
ÑÖÔØNG NÔÛ
p'
Biểu đồ quan hệ e-p: nén, dở tải và nén lại
logp'
Áp lực tiền cố kết Pc 1.00
H e ä so á ro ãn g e V o id R atio
0.90
4
0.80
1 3 2
A
0.70 0.60 0.50 0.40 0.30 0.20 0.1
Pc
1.0
2
AÙp löïc neùn P (kG/cm ) Pressure
Phương pháp 1 xác định Pc
10.0
1.00
Heä soá roãng e Void Ratio
0.90
2
0.80
1
0.70 0.60 0.50 0.40 0.30 0.20 0.1
p Pc c
1.0
2
AÙp löïc neùn P (kG/cm ) Pressure
Phương pháp 2 xác định Pc
10.0
-Tỉ số tiền cố kết OCR (overconsolidation ratio):
pc OCR = p 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)
S o á ñ o ï c b ie á n d a ï n g ( m m ) D e f o rm a t io n d ia l re a d ing ( m m )
Hệ số cố kết cv Phương pháp logt (Casagrande’s method) 0.80
D0
1.20
D50
1.60 2.00
D100
2.40 0.1
1
t50
10
100
1000
Thôøi gian (phuùt) Time (min)
Xác định hệ số cố kết cv theo pp logt
10000
D0 + D100 D50 = 2 0,197 H 2 cv = t 50
1 ( H n−1 + H n ) H= 2 2
cv γ w a k= 1 + e1
Phương pháp căn t (Taylor’s method) 14.8
0,848 H 2 cv = t 90
D0 Số đọc biến dạng [mm]
14.4 14 13.6
D90
13.2 12.8 12.4 0
t90 1 2 2x 4 6 8 1,15x
10 12 Căn t [ph]
14
Xác định hệ số cố kết cv theo pp căn t
16
Modul tổng biến dạng của đất E (kN/m2) - Xác định modul biến dạng từ thí nghiệm nén cố kết E( n −1, n )
1 + en −1 =β a n −1, n
2ν 2 β =1− 1 −ν
- Theo kinh nghiệm thì thường lấy EBN = (2 ÷ 6) ETN Loại đất Cát pha sét Sét pha cát Sét
0,45 4 5
0,55 4 5
Trị số m khi hệ số rỗng e bằng 0,65 0,75 0,85 3,5 3 2 4,5 4 3 6 6 5,5
0,95
1,05
2,5 5,5
2 4,5
Xác định độ lún ổn định
S=
n
∑ i =1
S=
n
∑ i =1
S=
e1i − e2i hi 1+ e1i
aoi Δpi hi
n
βi
i =1
Ei
∑
Δpi hi
Ngoài ra còn có các công thức tính lún dựa vào đường nén lún e-logp.
Δe S= h 1+ e0
Cho đất cố kết thường
Δe = C c [log( po + Δp ) − log po ] ⎛ po + Δp ⎞ Cc h ⎟⎟ S= log⎜⎜ 1 + e0 ⎝ po ⎠ ⎛ poi + Δpi Cc hi S= ∑ log⎜⎜ i =1 1 + e0 i ⎝ poi n
⎞ ⎟⎟ ⎠
Cho đất cố kết trước nặng (po + Δp ≤ pc)
Δe = C s [log( po + Δp ) − log po ] ⎛ po + Δp ⎞ Cs h ⎟⎟ S= log⎜⎜ 1 + eo ⎝ po ⎠
Cho đất cố kết trước nhẹ (po + Δp ≥ pc)
⎛ po + Δp ⎞ Cs h pc Cc h ⎟⎟ + S= log log⎜⎜ 1 + eo po 1 + eo ⎝ pc ⎠ 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
1.3.3 Sức chống cắt của đất s = σ tanϕ + c s’ = σ’ tanϕ’ + c’ Các điều kiện cân bằng ổn định: τ < s : đất ở trạng thái ổn định τ = s : đất ở trạng thái cân bằng giới hạn τ > s : không xảy ra trong đất vì đất đã bị phá hoại trước khi đạt đến ứng suất đó. τ
τ
τ
s = σ tanϕ + c c
ϕ σ Đất dính
s = σ tanϕ ϕ Đất cát
s=c c
σ
σ Đất sét thuần túy
Các dạng của đường sức chồng cắt theo các loại đất
τ s = σ tanϕ + c
σ c
M
ϕ σ3
σo
σ
a
σ1
Vòng tròn ứng suất Mohr
θ
τ
b
τ
τ σ1
σα,τα 2α
α
σ
σx=σ3
σ3
σx=σ1
σ2
σ1 σ
σ3
Bán kính (σ1−σ3)/2
α
(σ1+σ3)/2
Vòng tròn ứng suất Mohr
σα =
σ1 + σ 3 2
+
σ1 − σ 3 2
cos 2α
τα =
σ1 − σ 3 2
sin 2α
1.3.4 Khả năng chịu tải của đất yếu * Theo QPVN (TCXD 45-70, 45-78) : khu vực biến dạng dẻo là b/4
πγ c Pgh = (0,25b + h + cot gϕ ) + γ h cot gϕ + ϕ − π / 2 γ ⎛ ⎞ 0,25 π π π cot gϕ ⎜ ⎟ + 1⎟ h γ + Pgh = bγ + ⎜ c cot gϕ + ϕ − π / 2 cot gϕ + ϕ − π / 2 ⎝ cot gϕ + ϕ − π / 2 ⎠
- Pgh = R (Rtc ≈ RII)
R = m ( A b γ + B h γ * + D c)
(45-70)
m1m2 RII = ( A b γ + B h γ * + D c) k tc
(45-78)
tc
4.3.2.2 Phương pháp tính dựa trên giả thuyết cân bằng giới hạn điểm * Theo Prandtl , γ = 0 1 + sin ϕ π tan ϕ Pgh = (γ h + c cot gϕ ) e − c cot gϕ 1 − sin ϕ
* 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
4.2.3 Các phương pháp thí nghiệm xác định sức chống cắt của đất - 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)
* Thí nghiệm cắt trực tiếp (Direct shear test)
Máy cắt trực tiếp (máy củ)
* Thí nghiệm cắt trực tiếp (Direct shear test)
Máy cắt trực tiếp
σ Thớt di động T
τ
Thớt cố định
- 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.
- Vẽ biểu đồ quan hệ giữa τ (kG/cm2) và σ (kG/cm2) τ (kN/m2)
s = σ tanϕ + c
c
ϕ σ (kN/m2)
Quan hệ lực cắt và áp lực thẳng đứng - Xác định giá trị c và ϕ bằng phương pháp hình học
- Xác định giá trị c và ϕ bằng phương pháp bình phương cực tiểu
tan ϕ =
n
n
n
i =1
i =1
i =1 2
n ∑ (τ i σ i ) − ∑τ i ∑ σ i n
n ∑σ i i =1
n
n
c=
∑τ ∑ σ i =1
i
i =1
n
2 i
n ∑σ i i =1
2
⎛ n ⎞ − ⎜ ∑σ i ⎟ ⎝ i =1 ⎠ n
− ∑σ i i =1
2
n
∑ (τ i =1
⎛ ⎞ − ⎜ ∑σ i ⎟ ⎝ i =1 ⎠ n
2
i
σi)
- 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 độ Phút => =((ϕ-INT(ϕ))*60 Độ + phút => =CONCATENATE(ROUND(độ,0),“o”,ROUND(phút, 0),”’”)
Löïc caét τ (kPa)
100 80 60 40 20 0 0
20
40
60
80
100
120
140
160
AÙp löïc thaúng ñöùng σ (kPa) K E ÁT Q U A Û
tg ϕ =
0.3992
ϕ = 22° 46' C =
5.003
kPa
Kết quả tính toán c và ϕ bằng Excel
* Thí nghiệm nén 3 trục (Triaxial Compression Test) + Cắt (nén) nhanh không cố kết / Undrained– Unconsolidated (UU): Giá trị cuu và ϕuu + Cắt (nén) nhanh cố kết / Undrained–Consolidated (CU): Giá trị ccu & ϕcu ; c’ và ϕ’ và áp lực nước lổ rỗng u + Cắt (nén) chậm cố kết / Drained – Consolidated (CD): Giá trị c’ và ϕ’
Máy nén ba trục
Mẫu đất trong buồng nén
Thiết bị gọt mẫu
ống dầu 6 10 1 2
3
4
8 5
9 d b
4
1 2
3
7
Bơm tạo áp lực buồng
c
34 a e
Sơ đồ thí nghiệm nén ba trục
- 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 từ ống 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
* Thí nghiệm UU 70
Ứng suất lệch (σ1-σ3) kPa
¾ Thí nghiệm UU thực hiện 60 với thời gian nhanh, khoảng 50 10-15 phút. Độ lệch ứng suất Δσ = σ1 – σ3 tăng nhanh và 40 mẫu đất không kịp thoát 30 nước, không đo áp lực nước 20 lỗ rỗng uf nên kết quả chỉ 10 biểu thị theo ứng suất tổng. 0 ¾ Thí nghiệm UU thích hợp 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 cho loại đất sét bão hòa Biến dạng ε% nước và sức chống cắt của đất phụ thuộc vào cu còn ϕu Biểu đồ quan hệ ứng suất nhỏ. lệch và biến dạng
20
Ứng suất cắt (σ 1-σ 3)/2 kPa
60 40 20 0 0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
Ứng suất chính (σ 1+σ 3)/2 kPa
Biểu đồ các vòng Mohr
200
* Thí nghiệm CU ¾ Thí nghiệm CU 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 đồng thời đo áp lực nước lổ rỗng uf. ¾ Kết quả xác định được thông số sức chồng cắt hữu hiệu (c’, ϕ’) và thông số tổng (ccu , ϕcu ).
* Thí nghiệm CU Ứng su ấ t lệch (σ1-σ3) kPa
200 150 100 50 0 0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
Biến dạng ε%
Biểu đồ quan hệ ứng suất lệch và biến dạng
20
Áp lực nước lổ rỗng kPa
35 30 25 20 15 10 5 0 0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
Biến dạng ε %
Quan hệ giữa áp lực nước lỗ rỗng và biến dạng
20
Ứng suất cắt ( σ1-σ3)/2 kPa
100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 0
40
80
120
160
200
Ứng suất chính (σ1+ σ3)/2 kPa
Biểu đồ các vòng Mohr
240
280
* Thí nghiệm CD ¾ 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’). Ứng suất cắt ( σ1-σ3)/2 kPa
160 140 120 100 80 60 40 20 0 0
40
80
120
160
200
240
280
320
Ứng suất chính (σ1+σ3)/2 kPa
Biểu đồ các vòng Mohr
360
400
440
480
Phương pháp giải tích toán học (pp bình phương cực tiểu) để xác định c, ϕ trong thí nghiệm 3 trục σ1 −σ 3 = sin ϕ σ 1 + σ 3 + 2 c cot gϕ
⎛ o ϕ⎞ ⎛ o ϕ⎞ σ 1 = σ 3 tg ⎜ 45 + ⎟ + 2 c tg ⎜ 45 + ⎟ 2⎠ 2⎠ ⎝ ⎝ 2
σ1 = σ 3 a + b ⎛ o ϕ⎞ a = tg ⎜ 45 + ⎟ 2⎠ ⎝ 2
⎛ o ϕ⎞ b = 2 c tg ⎜ 45 + ⎟ 2⎠ ⎝
ϕ = 2 artg a − 90
a=
c=
o
n
n
n
1
1
1
n∑ σ 1σ 3 − ∑ σ 1 ∑ σ 3 ⎛ ⎞ n∑ σ − ⎜ ∑ σ 3 ⎟ 1 ⎝ 1 ⎠ n
2 3
n
2
b=
b 2 a
n
n
n
n
1
1
1
1
2 σ ∑ 3 ∑σ 1 − ∑σ 3 ∑σ 1σ 3
⎛ ⎞ n∑ σ − ⎜ ∑ σ 3 ⎟ 1 ⎝ 1 ⎠ n
2 3
n
2
* Thí nghiệm nén đơn (Unconfined Compression Test)
- Mẫu đất có dạng hình trục, 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 . Thí nghiệm phù hợp với đất sét bảo hòa hoàn toàn (ϕu = 00).
τ τmax=cu
ϕu=0
qu
σ
Vòng Mohr trong thí nghiệm nén đơn
* Thí nghiệm xuyên tĩnh CPT (Cone Penetration Test) - Dựa vào sức kháng xuyên qc , xác định góc ma sát trong ϕ của đất cát qc (105 Pa) 10 20 40 70 120 200 300
ϕ (độ) ở độ sâu 5 m và sâu 2m hơn 28 26 30 28 32 30 34 32 36 34 38 36 40 38
- Dựa vào sức kháng xuyên qc , xác định lực dính không thoát nước của đất sét
qc − σ cu = A σ : ứng suất bản thân của đất nền tại điểm đang xét A : diện tích mũi xuyên (10 cm2)
* Thí nghiệm xuyên (động) tiêu chuẩn SPT (Standard Penetration Test) Đất rời N (SPT)
Trạng thái
Góc ma sát trong
<4
Rất rời
< 300
4 ÷ 10
Rời
300 ÷ 350
11 ÷ 30
Chặt vừa
350 ÷ 400
31 ÷ 50
Chặt
400 ÷ 450
> 50
Rất chặt
> 450
Đất dính N (SPT) <2 2÷4 5÷8 9 ÷ 15 16 ÷ 30 > 30 > 50
Sức chịu nén đơn qu Trạng thái (bar-kG/cm2) Rất mềm (nhão) < 0,2 Mềm (dẻo nhão) 0,2 ÷ 0,5 Rắn vừa (dẻo mềm) 0,5 ÷ 1 Rắn (dẻo cứng) 1÷2 Rất rắn (nửa cứng) 2÷4 Cứng >4 Rất cứng
* Thí nghiệm cắt cánh chữ thập (Shear Vane Test) - Đo moment tác động từ trục xoay M, khi mẫu đất bị trượt thì:
d πd 2 =τ π d h +τ d 2 4 3 2
M xoay
- Sức chống cắt không thoát nước:
s u = cu ≈ τ =
2 M xoay d ⎞ ⎛ π d h ⎜1 + ⎟ ⎝ 3h ⎠ 2
Bài tập chương 1
CHƯƠNG 2: TRẠNG THÁI TỚI HẠN 2.1 Các tính chất trong thí nghiệm nén 3 trục
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
- Diện tích mặt cắt ngang của mẫu đất thay đổi theo tải trọng nén như sau : ΔV 1− Vo A = A0 Δh 1− h0
- Nếu thí nghiệm không thoát nước ΔV = 0 A0 A= Δh 1− h0
Δh =ε h0
gọi là biến dạng tương đối.
P ΔL
Sự thay đổi diện tích và thể tích :
2.2 Phân tích ứng suất dựa vào vòng tròn Mohr τ
σ
s = σ tanϕ + c
σo
τ
b
M a c
θ
ϕ σ3
σ σ1
Vòng tròn ứng suất Mohr
σ '1 +σ '3
σ '1 −σ '3
2
2
τ
τ σ1
σα,τα 2α
α
σx=σ3
σ
σ3
σx=σ1
σ2
σ1 σ
σ3
Bán kính (σ1−σ3)/2
α
(σ1+σ3)/2
Vòng tròn ứng suất Mohr
σα =
σ1 + σ 3 σ1 − σ 3 2
−
2
cos 2α
τα =
σ1 − σ 3 2
sin 2α
- 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 + u Độ 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 σ1
ESP : đường ứng suất có hiệu (effective stress path)
σ1
TSP : đường ứng suất tổng (total stress path) σ 3
σ3
σ 3 / σ3
2.3.2 Lộ trình ứng suất trong hệ trục t’/s’( t/s) CSL : Critical state line
L CS α
ϕ'
s’ = 1/2 (σ’1 + σ’3) t’ = 1/2 (σ’1 – σ’3)
Đường ứng suất khi tăng tải có thoát nước
L S C ϕ
σ 3
σ3
σ1
σ1
Các đường ứng suất tổng và có hiệu khi tăng tải không thoát nước
2.3.3 Lộ trình ứng suất trong hệ trục q’/ p’ (q/p)
L S C 3 1 σ3
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 có thể 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 ' ' ' 1 ' ' q ' ( σ − σ 1 3) (σ 1 − σ 3 ) σ 3 1 − sin ϕ ' M = f = ' = 1 ' ' sin ϕ ' = 2 p ' f σ 1 + sin ϕ ' ( σ + 2 σ 1 ' 1 1 3) ' (σ 1 + σ 3 ) 3 2
1 − sin ϕ ' ' 3 (σ − σ1) 3 (1 + sin ϕ '−1 + sin ϕ ' )σ 1' 6 sin ϕ ' 1 + sin ϕ ' = M = = ' 2(1 − sin ϕ ' ) ' ( 1 + sin ϕ ' + 2 − 2 sin ϕ ' ) σ 3 − sin ϕ ' ' 1 σ1 + σ1 1 + sin ϕ ' ' 1
3M sin ϕ ' = 6+M
- Theo lộ trình kéo: σ’3 > σ’1 do giữ nguyên σ’3 giảm σ’1
σ 3' − σ 1' sin ϕ ' = ' σ 3 + σ 1' q⎞ ⎛ 2q ⎞ ⎛ ⎜ p '− ⎟ − ⎜ p'+ ⎟ −q − 6 sin ϕ ' 3⎠ ⎝ 3 ⎠ ⎝ sin ϕ ' = p' = ⇒q= q 2q ⎞ ⎛ q⎞ 3 + sin ϕ ' ⎛ p 2 ' + ⎜ p '+ ⎟ + ⎜ p '− ⎟ 3 3 ⎠ ⎝ 3⎠ ⎝
− 6 sin ϕ ' M = 3 + sin ϕ ' *
q’ = M*p’
3M * sin ϕ ' = 6−M*
- Theo lộ trình nén: σ’1 > σ’3 do giữ nguyên σ’1 giảm σ’3 Điều kiện cân bằng Mohr-Coulomb là: 2 q⎞ ⎛ p '+ q − ⎜ p '− ⎟ 3 3⎠ ⎝ sin ϕ ' = 2 q⎞ ⎛ p '+ q + ⎜ p '− ⎟ + 2c' cot gϕ ' 3 3⎠ ⎝
σ 1' − σ 3' sin ϕ ' = ' σ 1 + σ 3' + 2c' cot gϕ '
6 sin ϕ ' ( p'+2c' cot gϕ ') = M (Mp'+2c cot gϕ ') q= 3 − sin ϕ ' 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 hạn 2.4.3 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’:
v = Γ − λ ln p 'f
Γ: giá trị thể tích riêng v trên đường CSL tại p’ = 1kN/m2
L CS
3 1 σ3
Υ Υ
Γ
Các đường ứng suất trong hệ tọa độ p’/ q’ ; p’/ v và Ln p’/v
- Phương trình đường cố kết thường (NCL):
v = N − λ ln p '
H 2.10c, hệ trục v’/Lnp’:
- Hai đường NCL và CSL song song nhau nên λ bằng nhau
Lnp = ' f
Γ−v
λ
Γ−V
p =e ' f
λ
- Vậy pt đường cố kết thường NCL trong hệ trục p’/q’ :
q ' = Mp ' = M exp(
Γ−v
λ
)
(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 và mặt Roscoe q/ q’e S Mặt Hvorslev
T 1 3
g O
M 1 Mặt Roscoe
H 1 Mặt không chịu kéo C
σ3=0
p’/ p’e
v N Γ
NCL
Đường nén: v = N-λLnp’ 1
CSL
vk
1 SL
κ
1
λ λ
Đường nở: v = v’k
Ln p’
Các mặt biên trạng thái tới hạn
λ = độ dốc đường nén κ = độ dốc đường nở (hệ tọa độ Lnp’/v) = cs/2,3
- Mặt giới hạn không bị kéo (OT): q’ = 3 p’ là mặt giới hạn vì đất không bị kéo - 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: Γ −V
e
λ
⎡N − v⎤ q' = g × exp ⎢ + hp ' ⎥ ⎣ λ ⎦
- Tại S, điểm giao với mặt Roscoe, phương trình mặt Hvorslev có dạng :
⎧Γ − v ⎫ q ' = (M − h ) exp⎨ ⎬ + hp ' ⎩ λ ⎭
q’
p’
S
N T SS: Đường trạng thái tới hạn NN: Đường cố kết thường VVTT: Mặt giới hạn không bị kéo TTSS: Mặt Hvorslev SSNN: Mặt Roscoe
S N T v v
S T
N v
Sơ đồ ba chiều của toàn bộ mặt biên trạng thái tới hạn
2.4.6 Độ bền sức chống cắt của cát và đặc trưng biến dạng τ
Cát chặt
O
Ứng suất cực hạn
Ứng suất đỉnh
Cát rời
ε
+ΔV
Nở (tăng) Co ngót (giảm) -ΔV
Cát chặt
ε Cát rời
CHƯƠNG 3: CÁC DẠNG MÔ HÌNH NỀN 3.1 Mô hình nền biến dạng cục bộ (cho đất yếu) 3.1.1 Mô hình nền 1 thông số: Cz
h = Df s
Mô hình nền 1 thông số
h = Df
N
N
Cz = f (z,F,t)
⎡ 2 (a + b ) ⎤ P C z = C 0 ⎢1 + ⎥ P F ⎣ ⎦ 0 • Theo Vesic:
E0 Cz = b 1 −ν 02
• Theo Terzaghi: - Đối với đất rời - Đối với đất dính
(
)
⎡ b + 0,3m ⎤ C z = C z 0,3m ⎢ ⎣ 2b ⎥⎦
Cz = Cz
0,3m
0,3m b
2
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)
P ⇒ k = Cz = S 0
P
P
S
S
Quan hệ P-S thí nghiệm bàn nén hiện trường
3.1.2 Mô hình nền 2 thông số: Cz và Cx N
S
H
Δ
P(x) = Cx Δ Px = H/F - Nếu F > 50 m2 Cx = 0,7 Cz - Nếu F ≤ 50 m2
H ⇒ Cx = F ×Δ ⎡ 2(a + b) ⎤ P C x = 0,7 C0 ⎢1 + F ⎥⎦ P0 ⎣
3.1.3 Mô hình nền 3 thông số: Cz ,Cx và Cϕ N H
Δ
M
M Cϕ = ϕJ
J: moment quán tính của móng S
ϕ
- Nếu F > 50 m2 Cx = 0,7 Cz - Nếu F ≤ 50 m2
⎡ 2(a + 3b ) ⎤ P Cϕ = C0 ⎢1 + ⎥ F ⎣ ⎦ P0
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) σ (Q)
σ (Q)
deûo
ñaøn hoài
ñaøn hoài 0
tröôït
ε (Δl)
0
ε (Δl)
σ (Q)
σ (Q)
σ (Q)
Vaät theå deûo cöùng
σc
Saint - Vernant 0
ε (Δl)
Vaät lieäu doøn
0
Ñaøn - deûo Prandtl
ε (Δl) εc Ñaát - neàn moùng
Ñaøn
σc
0
εc
ng t ê a t deûo
ieán
ε (Δl)
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) σ (neùn hay keùo)
σ
σ= E. ε
ε
0
(Δl)
hoaëc E,K
ε
Mô hình đàn hồi Phương trình trạng thái: σ=Eε hay Q = E Δl
E,K
Q
b) Mô hình nhớt (ống nhún = Dash pot): Là mô hình xét đến tính nhớt của vật liệu, có xét đến thời gian. σ
η.ε
σ
σ=
η
0
dε/dt
Mô hình nhớt Phương trình trạng thái:
dε σ =η dt
•
σ =η ε
c) Mô hình dẻo (ngàm trượt): Là mô hình xét đến tính dẻo của vật liệu Δl
Q(σ) σ0 = K Mô hình nhớt Q≥K
(trượt, chạy)
Q
(Δl = 0)
3.2.3 Các mô hình đàn - nhớt tuyến tính a) Mô hình Kelvin: Dựa trên thí nghiệm đàn hồi, thí nghiệm nhớt xảy ra đồng thời (mắc song song, σi = const; εi = f(t) ) σ
E
σ = σE + ση ε = εE = εη
η
Mô hình Kelvin
σ = Eε •
σ =η ε
•
σ = E ε +η ε
b) Mô hình Maxwell: Dùng để nghiên cứu sự chùng ứng suất (Mô hình mắc nối tiếp, εi = const; σi = f(t).)
σ
σ = σE = ση ε = εE + εη
E η
Mô hình Maxwell
3.2.4 Các mô hình đàn - dẻo a) Mắc nối tiếp
E
Q(σ) Lực: Q = QE = QK Chuyển vị:
QK
QE K
q = Δ l = qE + q K Mô hình đàn-dẻo; mắc nối tiếp
b) Mắc song song: Q( σ)
Lực: Q = QE + QK Chuyển vị: q = Δ l = qE = q K
E
QE QK K
Mô hình đàn-dẻo; mắc song song
3.2.5 Các mô hình đàn - nhớt - dẻo σ
σ
E0 E1 E
η
K
Mô hình đàn-nhớt-dẻo
η
E2 K
3.3 Các dạng mô hình lưu biến khác để tính toán nền móng σ
σ
σ
E1 E
η
Terzaghi
E2
η
Gibon Schiffman
Biot
σ
σ
σ
η
Taylor
η
η
XDDD - CN
Một số mô hình lưu biến
η
CÑ - TL
(Đất TP.HCM và ĐBSCL)
Bài tập chương 3
CHƯƠNG 7: MÓNG SÂU 4.1 Khái niệm về móng cọc - Móng cọc: Móng sâu - Đài cọc: - Hệ cọc:
Đài cọc
4.2 Phân loại móng cọc 4.2.1 Theo vật liệu cọc
Hệ 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
Nền của móng cọc
4.3 Cấu tạo cọc bê tông cốt thép
φ20,1m
1000 φ6 a100
Móc cẩu, φ16
Cốt thép đai
150
1-1,5D
Cốt thép dọc
D L
D L
1000 φ6 a100
Đoạn đầu cọc
Mũi thép Hộp nối cọc
Mối hàn
NỐI CỌC A-A A
A
Hình 3.6 Cấu tạo chi tiết cọc và nối cọc
11
hh =8mm
35 0
0 35
9
250x250x8
11
3Ø20
10
334x180x8
180
10
230x130x10
3Ø20
9
8x350x180
THEÙP HOÄP ÑAÀU COÏC
350x350x8
TL : 1/10
3-3
CHI TIEÁT BAÛN THEÙP ÑAÀU COÏC (CHIEÀU CAO ÑÖÔØNG HAØN h=10mm)
200x200x12
58
COÏC CBT-1
300x300x10
12
12
COÏC CBT-2
58
50
TYÛ LEÄ 1/10
50
Löôùi theùp φ6
LÖÔÙI THEÙP ÑAÀU COÏC
TL : 1/10
9
350x350x8
4-4
CHI TIEÁT B NOÁI COÏC CBT-1 & CBT-2
TL :1/10
TYÛ LEÄ :1/10
HAØN CHUÏM ÑAÀU
1
3
4Ø18
Ø20
MC 2-2 CHI TIEÁT MUÕI COÏC TL: 1/10
TL: 1/10
Ø6
Ø18
2
2Ø18
1
4
3 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi B 1 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi A
Baûn theùp ñaàu coïc 1Ø20
3
2Ø18
Ø6a100
12Ø 6a50
1
12Ø 6a200
CHI TIEÁT COÏC BEÂTOÂNG CBT1
12Ø 6a50
TL : 1/20
Ø6
3 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi B
11Ø 6a100
2
2Ø18
Ø18
6
3 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi B
4
1 löôùi theùp haøn Ø6a50 loaïi A
1 löôùi theùp haøn Ø6A50 loaïi A
Baûn theùp ñaàu coïc Baûn theùp ñaàu coïc 1Ø20
14Ø 6a50
3
2Ø18
11Ø 6a100
6
13Ø 6a200
CHI TIEÁT COÏC BEÂTOÂNG CBT2
12Ø 6a100
TL : 1/20
14Ø 6a50
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 và Ra .
Mtt
Ntt
Htt
4
Qs
Qp
Sơ đồ tính toán móng cọc
2. Kiểm tra móng cọc làm việc đài thấp ϕ ⎞ 2H ⎛ hmin = tan⎜ 450 − ⎟ 2⎠ γ b ⎝
E≥H Df ≥
Df ≥ 0,7 hmin
Kp = tan2 (450 + ϕ/2)
2H
Ka = tan2 (450 - ϕ/2)
⎛ Kp ⎞ ⎜⎜ − K a ⎟⎟ γ b ⎝ FS ⎠
FS = 3 (áp lực sau đài chưa đạt trạng thái bị động)
⎞ 1 ⎛ Kp H ≤ ⎜⎜ − K a ⎟⎟ γ b D 2f 2 ⎝ FS ⎠
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 Đầu cọc ngàm trong Đầu cọc ngàm trong đài và mũi cọc nằm đài và mũi cọc tựa đài và mũi cọc ngàm trong đất mềm trong đất cứng hoặc đá trong đá
* Cọc khoan nhồi, cọc barrette, cọc ống nhồi bêtông Qa = (Ru Ab + Ran Aa) Ru : cường độ tính toán của bê tông Ru = R/4,5; Ru ≤ 6 MPa: khi đổ bêtông dưới nước, bùn Ru = R/4; Ru ≤ 7MPa: khi đổ bêtông trong hố khoan khô R : mác thiết kế của bê tông Ran : cường độ tính toán cho phép của cốt thép Φ < 28mm, Ran = Rc/1,5; Ran ≤ 220 MPa. - Theo điều kiện đất nền: + Theo chỉ tiêu cơ học
Qp Qs As f s Ap q p Qa = + = + FSs FS p FSs FS p
Qu Qs + Qp As f s + Ap q p Qa = = = FS FS FS FSs : hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên; 1,5 ÷ 2,0 FSp hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc; 2,0 ÷ 3,0 FS : hệ số an toàn chung, chọn 2 ÷ 3 ¾ Thành phần chịu tải do ma sát xung quanh cọc Qs fs = ca + σh’ tanϕa = ca + Ks σv’ tanϕa ca , ϕa = c, ϕ : cọc đóng, ép bêtông cốt thép ca , 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) Ks = ξ =
μ
1− μ
K s = (1 − sin ϕ ) OCR
¾Thành 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 lí Qa = km (Rp Ap + u Σ fsi li) (21-86) km = 0,7 : cọc chịu nén; km = 0,4 : cọc chịu nén Qtc = mR qp Ap + u Σ mf fsi li (205-1998)
Qtc Qa = k
k =1,4 ÷ 1,75
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 => Chọn Pc = min (Pvl ; Pđn)
* Cọc khoan nhồi, barrette: Qtc = m (mR qp Ap + u Σ mf fsi li)
(205-1998)
. Đất dính, qp tra bảng 3.25/204 . Đất rời, qp được tính qp = 0,75 β (γ’ dp Ak0 + α γ L Bk0): cọc nhồi, cọc barrette, cọc ống lấy nhân. qp = β (γ’ dp Ak0 + α γ L Bk0): cọc ống giữ nguyên nhân γ’ : trọng lượng riêng của đất dưới mũi cọc γ : trọng lượng riêng của đất nằm trên mũi cọc Các hệ số α, β, Ak0, Bk0 tra bảng 3.24/204.
+ Theo thí nghiệm SPT (TCXD 195 )
N
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 cọc Lc : 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 CPT Qu = qp Ap + fs As qp: cường độ chịu mũi cực hạn của đất ở mũi cọc được xác định
q p = k c qc N
qc
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 qci f si = αi => Sức chịu tải của cọc cuối cùng sẽ lấy theo kết quả thí nghiệm nén tĩnh hiện trường.
4. Chọn số lượng cọc và bố trí cọc
n=β
∑N Pc
tt
N + Qđ =β Pc tt
β = 1,2 ÷ 1,6
=> bố trí cọc khoảng (3 ÷ 6)d, cấu tạo đài có mép đài cách mép cọc ngoài ≥ 100 ÷ 150mm. 5. Kiểm tra sức chịu tải của cọc (lực tác dụng lên cọc)
Pmax
N ∑ = + n
P( x , y )
tt
M tty x max 2 x ∑ i
tt y
M ttx y max + 2 y ∑ i
tt M x N M i ∑ x yi = + + 2 2 n x y ∑ i ∑ i tt
Pmax ≤ Pc (Qa) Pmin ≤ Pn Pmin ≥ 0
- Kiểm tra sức chịu tải của cọc làm việc trong nhóm. Hệ số nhóm η: ⎡ (n1 − 1) n2 + (n2 − 1) n1 ⎤ η =1−θ ⎢ ⎥ 90 n n 1 2 ⎣ ⎦
⎛d ⎞ θ = arctg ⎜ ⎟ ⎝s⎠
[deg]
n1 : số hàng cọc n2 : số cọc trong 1 hàng d : đường kính hoặc cạnh cọc s : khoảng cách giữa các cọc
Pnh = η nc Pc > Ntt + Qđ
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]
σ max/ min =
σ max/ min
tc N ∑ qu
Fqu
tc x
M tcy
M ± ± Wx Wy
tc ⎛ N 6 eBqu 6 eLqu ∑ qu ⎜1 ± = ± Fqu ⎜⎝ Bqu Lqu
⎞ ⎟ ⎟ ⎠
e = M/N = (M0 + H h )/N σ tb =
tc N ∑ qu
Fqu
m 1m 2 σ tb ≤ R II = ( Ab qu γ + Bh γ * + Dc II ) k tc
σmax ≤ 1,2 RII
σmin ≥ 0
7. Kiểm tra độ lún của móng cọc
p gl = σ tb − γ h
σ = k p gl z gl
S=
n
∑S = ∑ i =1
S=
n
n
∑ i =1
i
i =1
e1i − e2i hi 1+ e1i
aoi Δpi hi
S=
S ≤ Sgh = 8 cm
n
βi
i =1
Eoi
∑
Δpi hi
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
Png =
β Δ ng EJ 1000 l
3 0
[T]
Δng = 1 cm: chuyển vị ngang tại đầu cho phép EJ : độ cứng của cọc β = 0,65 : khi cọc đóng trong đất sét β = 1,2 : khi cọc đóng trong đất cát l ≈ 0,7 d ; d [cm]: cạnh hay đường kính cọc.
9. Kiểm tra điều kiện xuyên thủng của đài Pxt ≤ 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.
Fa =
Mg Ra γ h0
≈
Mg 0,9 Ra h0
11. Một số vấn đề thi công cọc - Tính móc cẩu để vận chuyển và thi công cọc 0,207L
0,586L
0,207L 0,293L
Mmax = 0,0214 qL2 L
- Nếu cọc đóng thì chọn búa đóng
Q+q ≤5 E
Mmax = 0,043 qL2
E ≥ 25 Pc
- Thực tế chọn máy ép tải trọng gấp 2 lần Ptt của cọc. - Tính độ chối thiết kế, etk ≈ 2 mm
k m n Ap Q h
Q + 0,2q e tk = ⎞ Q+q ⎛ 1 PS ⎜⎜ PS + n Ap ⎟⎟ ⎠ ⎝k m 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.
4.5 Cọc chịu tải trọng ngang (Theo TCXDVN 205-1998)
M0
H0
y σ’y (kN/m2)
L
z
z
Sơ đồ làm việc của cọc chịu tải trọng ngang
ψ
N M H
N
Δn
H
l0
y0
δH M
ψ0
δHH H0=1
z
l
δM M M0=1
δMH
z
l
l
Sơ đồ tác động của moment và tải ngang lên cọc
z
- Áp lực tính toán σz [T/m2]:
σz =
K
α bd
⎞ ⎛ ψ0 M0 H0 z e ⎜⎜ y 0 A1 − B1 + 2 C1 + 3 D1 ⎟⎟ α bd α bd Eb I α bd Eb I ⎠ ⎝
- Moment uốn Mz [Tm]:
M z = α Eb Iy 0 A3 − α bd Eb Iψ 0 B3 + M 0 C 3 + 2 bd
H0
α bd
D3
- Lực cắt Qz [T]
Q z = α Eb Iy 0 A4 − α Eb Iψ 0 B4 + α bd M 0 C 4 + H 0 D4 3 bd
2 bd
Kbc ze : chiều sâu tính đổi, ze = αbd z α bd = 5 Eb I le : chiều dài cọc trong đất tính đổi, le = αbd l αbd : 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)
- Chuyển vị ngang δHH , δHM , δ-MH , δMM do các ứng lực đơn vị
δ HH
1 = 3 A0 α bd Eb I
δ MH = δ HM
1 B0 = 2 α bd Eb I
δ MM
1 = C0 α bd E b I
A0 , B0 , C0 , D0 tra bảng 4.2/250 - Moment uốn và lực cắt của cọc tại z = 0 (mặt đất) H0 = H M0 = M + H l0 - Chuyển vị ngang y0 và góc xoay ψ0 tại z = 0 (mặt đất) y0 = H0 δHH +M0 δHM ψ0 = H0 δMH +M0 δMM - Chuyển vị ngang của cọc ở cao trình đặt lực hay đáy đài
Hl 03 Ml 02 Δ n = y0 + ψ 0 l0 + + 3E b I 2 E b I
- Góc xoay của cọc ở cao trình đặt lực hay đáy đài
Hl02 Ml0 ψ =ψ0 + + 2 Eb I Eb I * Ổn định nền xung quanh cọc
(
4 , σ ≤ η1η2 σ vtgϕ I + ξcI cos ϕ I z y
η2 =
M p + Mv nM p + M v
)
σv’ : ứng suất hữu hiệu theo phương đứng tại độ sâu z γI : trọng lương riêng tính toán của đất cI , ϕI : lực dính và góc ma sát trong tính toán của đất ξ : hệ số = 0,6 cho cọc nhồi và cọc ống, = 0,3 cho các cọc còn lại η1 : hệ số = 1 cho mọi trường hợp; trừ ct chắn đất, chắn nước = 0,7 η2 : hs xét đến tỉ lệ ảnh hưởng của phần tải trọng thường xuyên trong tổng tải Mp : moment do tải thường xuyên Mv : moment do tải tạm thời n = 2,5, trừ: n = 4 cho móng băng n = 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 N
- 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 và làm giảm khả năng chịu tải của cọc.
Vùng đất gây ra ma z sát âm
fs < 0 fs > 0 fs > 0 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 S=
n
n
∑S = ∑ i =1
i
i =1
e1i − e2i hi 1+ e1i
S=
n
βi
i =1
Ei
∑
Δpi hi
- Xác định chiều sâu ảnh hưởng z (gây ra ma sát âm) h: bề dày lớp đất yếu Sp z = h (1 − ) S : độ lún của cọc p Ss Ss : 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 để chống ma sát âm
