TRƯỜNG ĐH KTCN TP.HCM KHOA KT CÔNG TRÌNH – BM ĐỊA CƠ NỀN MÓNG CÔNG TRÌNH TRÊN ĐẤT YẾU GV: TS. LÊ TRỌNG NGHĨA 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 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 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⎜⎜ po 1 + eo 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 ⎛ ⎞ π cot gϕ 0,25 π π ⎜ ⎟ + 1⎟ h γ + c Pgh = bγ + ⎜ 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 cơ) * 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 c= n ∑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) + 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’ 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 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 . 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 Trạng thái qu (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: πd 2 d =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) σ3 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 σ3 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' 2q ⎞ q⎞ ⎛ ⎛ ⎜ p '− ⎟ − ⎜ p '+ ⎟ −q − 6 sin ϕ ' 3 ⎠ 3⎠ ⎝ ⎝ = ⇒q= sin ϕ ' = p' q 2q ⎞ ⎛ q⎞ 3 + sin ϕ ' ⎛ + 2 ' p ⎜ 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 0 tröôït ñaøn hoài 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 =ηε 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<K (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 4: 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 hh=8mm 11 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 + Q p 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 (21-86) Qa = km (Rp Ap + u Σ fsi li) km = 0,7 : cọc chịu nén; km = 0,4 : cọc chịu nén (205-1998) Qtc = mR qp Ap + u Σ mf fsi li 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 tb N ∑ = tc qu Fqu N ∑ = tc y M M ± ± Wx Wy tc x tc 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 H0 M0 D1 ⎟⎟ C1 + 3 z e ⎜⎜ y 0 A1 − B1 + 2 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 A0 = 3 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 CHƯƠNG 5: CÁC GIẢI PHÁP XỬ LÍ VÀ GIA CỐ NỀN ĐẤT YẾU 5.1 5.2 5.3 5.4 5.5 5.6 5.7 5.8 5.9 Đệm vật liệu rời (đá, sỏi, cát) Cọc vật liệu rời ( cọc đá, cọc sỏi, cọc cát) Cọc đất trộn vôi, đất trộn xi măng Gia tải trước Giếng cát gia tải trước Bấc thấm Bơm hút chân không Cừ tràm 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 Ntt Df h pgl α b hđ bđ σbt1 σz2 Xác định hđ * ĐK 1: σbt1+ σz2 ≤ Rtc(Df + hđ) ≈ RII (Df + hđ) σbt1 = 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) m1m2 * RII = [ Abz γ + B( D f + hđ )γ + Dc] k tc bz : bề rộng móng tính đổi bz N ∑ = tc σ2 l - Móng băng 2 b z = Fz + a − a a = (l-b)/2 * ĐK 2: - Móng chữ nhật tc N ∑ Fz = σ2 S = Sđệm + Sđất ≤ Sgh - 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 R1/R2 6 l/b = 1 5 R1: Cường độ của lớp đệm R2: Cường độ của đất bên dưới lớp đệm 4 l/b = 2 3 l/b = 00 2 1 0.5 1 1.5 K 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) 5.2.1 Phạm vi sử dụng: - 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. 5.2.2 Cấu tạo cọc vật liệu rời: σs σ=σtb σc ϕc, c ϕs As Ac D Cấu tạo cọc vật liệu rời 5.2.3 Các cơ chế phá hoại của cọc vật liệu rời: a. Phaù hoaïi phình ra hai beân b. Phaù hoaïi caét c. Phaù hoaïi tröôït Ma saùt maët beân Söùc khaùng muõi coïc 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 Các dạng phá hoại của cọc vật liệu rời 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 S Cọc bố trí tam giác: De = 1,05 S De : khoảng cách tính toán giữa các cọc; S: khoảng cách thực giữa các cọc - Xác định tỉ diện tích thay thế: 2 As As ⎛D⎞ = as = a s = C1 ⎜ ⎟ As + Ac A ⎝S⎠ as : tỉ diện thay thế As : diện tích ngang của cọc vật liệu rời Ac : diện tích ngang của phần đất yếu xung quanh cọc C1: hằng số phụ thuộc vào vào dạng bố trí cọc. Nếu bố trí hình vuông, C1 = π/4; Nếu bố trí tam giác đều C1 = π / 2 3 - Xác định ứng suất tác dụng lên cọc và đất: Ứng suất tác dụng lên đất: σ = μ cσ σc = [1 + (n − 1)a s ] Ứng suất tác dụng lên cọc: nσ = μ sσ σs = [1 + (n − 1)a s ] 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 trường μc , 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: qult ⎛ π ϕs = tg ⎜ + ⎝4 2 2 ⎞ ⎟ σ 'h ,s = K p ,sσ 'h ,max ⎠ Kp,s : hệ số áp lực chủ động của cọc σ’h, max : ứng suất hữu hiệu tối đa của đất xung quanh cọc có thể gánh đở. - Độ lún của cọc đơn riêng biệt: S 0 a0σ h σ = = =β S c a0σ c h σ c σc Sc = S0 σ Sc : Độ lún của đất có gia cố S0 : Độ lún của đất không có gia cố β : Hệ số giảm độ lún - Khả năng chịu tải giới hạn của nhóm cọc vật liệu rời: qult = σ 3 tg 2 β + 2 ctb tgβ σ3 = γ c Df + β = 45 + 0 γ c B tgβ 2 + 2 cu ϕ tb 2 Góc ma sát tb của hỗn hợp đất-cọc 1 ϕ tb = tg ( μ s a s tgϕ s ) Lực dính tb của hỗn hợp đất-cọc ctb = (1 − a s ) cu γc: Trọng lượng riêng của đất B: Bề rộng móng β: góc nghiêng của mặt trượt cu: lực dính không thoát nước của đất ϕs: góc ma sát trong của vật liệu rời ϕtb: góc ma sát trong của đất hỗn hợp ctb: 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 p gh = R tc = m ( A b γ + B D f γ * + D c) p gh m1m2 = RII = ( A b γ + B D f γ * + D c) ktc Để đơn giản lấy ϕ = 0 => A = 0, B = 1, D = 3,14 = π Pgh = π c Chiều cao lớp gia tải là h = pgh / γ 5.4.2 Tính toán cố kết đất nền p Biên thoát nước Biên thoát nước z h h 2h dz 1 1 h Cát thoát nước Nền đất không thấm Ut = 1− 8 π2 e − π2 4 Tv Khi Uv < 60% Khi Uv > 60% Cv Tv = 2 t h Tv = 1 + e1 k k Cv = = a γ w ao γ w π ⎛ Uv ⎞ 2 ⎜ ⎟ => 4 ⎝ 100 ⎠ => Tv = 1,781 – 0,933 log(100-Uv) 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 và chiều 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 Gồm 3 bộ phận chính: hệ thống giếng cát, lớp đệm & phụ tải Phản áp GIA TẢI TRƯỚC Lớp đệm h=2H Giếng cát L=2R 2R z 2r Hướng thấm nước kz kr kz Tính toán giếng cát Chiều dày lớp đệm cát hđệm = S + (30 ÷ 50) cm, chọn hđệm ≥ 0,5 m S: độ lún ổn định của nền đất yếu 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 m Xác định chiều sâu giếng cát lg - Chiều sâu giếng cát lg ≥ Hnén (phạm vi chịu nén) - σbt1+ 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) kv (1 + e1 ) cv = a γw Uv = 1− kr (1 + e1 ) cr = a γw cv t Tv = 2 H 8 π 2 e − π2 4 Tv => Uv (Sơ đồ 0 ) cr t Tr = 2 4R => Ur Uv,r : độ cố kết tổng hợp H = lg : chiều dài giếng cát (chiều dày vùng thoát nước) R = L/2 : bán kính ảnh hưởng L : khoảng cách qui đổi giữa các giếng cát L = 1,13 S (sơ đồ hình vuông) L = 1,05 S (sơ đồ tam giác đều) S : khoảng cách thực giữa các giếng cát r : bán kính giếng cát cv : hệ số cố kết theo phương đứng cr : hệ số cố kết theo phương bán kính (phương ngang) a : hệ số nén lún γw : trọng lượng riêng của nước - Lời giải của Barron (1948) ⎛ 8 Tr ⎞ ⎟⎟ U r =1 − exp ⎜⎜ − ⎝ F ( n) ⎠ 3 n −1 F ( n) = 2 Ln(n) − 2 4n n −1 n 2 R L S n = = ≈ r 2 r 2r 2 - Tính độ lún theo thời gian St: St = U S∞ - Xem nền không thay đổi: e1 − e2 S∞ = h 1+ e1 S= n ∑ a Δp h i =1 S= n β i =1 E ∑ Δp h Cho đất cố kết thường (OCR = 1) ⎛ poi + Δpi C c hi S= ∑ log⎜⎜ i =1 1 + e0 i ⎝ poi n ⎞ ⎟⎟ ⎠ Cho đất cố kết trước nặng (OCR > 1, po + Δp ≤ pc ) ⎛ po + Δp ⎞ Cs h ⎟⎟ S= log⎜⎜ 1 + eo ⎝ po ⎠ Cho đất cố kết trước nhẹ (OCR > 1, po + Δp ≥ pc) ⎛ po + Δp ⎞ Cs h pc Cc h ⎟⎟ S= log log⎜⎜ + 1 + eo p o 1 + eo ⎝ pc ⎠ - Xem đất nền được thay đổi: * Theo Evgene S= ( e0 − e p 1 + eo d c2 − 2)H L e0 : hệ số rỗng ban đầu của đất ep : hệ số rỗng khi có tải trọng ngoài dc : đường kính giếng cát L : khoảng cách các trục của giếng cát H : chiều dày lớp đất có giếng cát * Theo GSTS Hoàng Văn Tân n −1 1 + 1 + e1g 1 + e1đ 2 S = (1 − 1 1 + e2 g d c2 − 2)H 2 n −1 L + 1 + e2 đ n = R/r e1g , e2g : hệ số rỗng của giếng cát trước và sau khi nén, kinh nghiệm lấy e1g = 0,65, e2g = 0,55 e1đ , e2đ : hệ số rỗng của đất trước và sau khi nén, lấy e1đ = e2đ . ¾ 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 ¾Một số vấn đề thi công giếng cát Trình tự thi công gần giống như cọc cát Với chiều sâu giếng < 12m, có thể dùng các loại máy đào cần trục hoặc các loại máy rung có lực kích từ 10-20T, thực tế hay dùng 14T. 5.6 Bấc thấm dw=2(a+b)/ π dw=(a+b)/2 b a Qui đổi bấc thấm Lời giải Hansbo (1979) cho bấc thấm, bản nhựa thấm: ⎛ 8 Tr ⎞ U r =1 − exp ⎜ − ⎟ ⎝ F ⎠ Cr t Tr = 2 De Cr = kh a0 γ w De : khoảng cách giữa các thiết bị thoát nước De = 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 nước F = F(n) + Fs + Fr ⎛ De ⎞ 3 F (n) = Ln ⎜⎜ ⎟⎟ − ⎝ dw ⎠ 4 biểu thị hiệu quả do khoảng cách các thiết bị thoát nước ⎡⎛ k h ⎞ ⎤ ⎛ ds ⎞ Fs = ⎢⎜⎜ ⎟⎟ − 1⎥ Ln ⎜⎜ ⎟⎟ ⎢⎣⎝ k s ⎠ ⎥⎦ ⎝ dw ⎠ biểu thị hiệu quả xáo trộn của đất xung quanh thiết bị thoát nước dw : đường kính tương đương của thiết bị thoát nước dw = 2(a + b) (BXD) π (a + b) a: bề rộng, b: bề dày thiết bị thoát nước dw = 2 ds : đường kính vùng bị xáo trộn kết cấu đất xung quanh thiết bị thoát nước kh Fr = π Z ( L − Z ) qw 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. Lôùp vaûi phuû AÙp suaát khoâng khí Lôùp caùt thoaùt nöôùc Dung dòch bentonite Maùy bôm chaân khoâng Heä oáng huùt chaân khoâng Lôùp ñaát ñöôïc gia coá Thoaùt nöôùc phöông ñöùng Heä thoáng huùt nöôùc chaân khoâng (oáng coù ñuïc loã) Maùy bôm chaân khoâng Bơm không hút chân 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 tràm Chiều 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 Rn fc : diện tích tiết diện ngang 1cừ Rn : cường độ chịu nén dọc trục của cừ - Theo đất nền: A q A f Qa = s FS s s + p FS p p Qtc = mR fc Rp + u Σmf fi li Qa = Qtc /1,4 Qa = km (Rp fc + u Σmf fi li) ; km = 0,7 Hệ số mR , mf lấy như cọc BTCT ca = 2/3 c ; ϕa = 2/3 ϕ => Chọn Pc = min (Qa); Pc ≈ 0,4 T Tính số lượng cừ n n0 = F N + Qđ n= Pc 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 CỐT 6.1 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 có cốt. 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 6.2.1 Nguyên lý làm việc: - 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. N pgh B D>2/3B Mặt trượt Hình 6.1 Mặt trượt khi nền không có thanh gia cường 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. N pgh B T D<2/3B Hình 6.2 Mặt trượt khi nền có thanh gia cường T - 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 bị chia làm hai, vùng I và vùng II. x Df A B X Thanh gia cường txz(max) 0 A’’ Vùng I z Vùng II A’’’ Hình 6.3 Mặt trượt khi nền có nhiều hơn 4 thanh gia cường 6.2.2 Tính toán thanh gia cường B q0 Df x s(q0) F1 S1 F2 z X0 Phân tố đất dưới móng băng không có thanh gia cường B qR Df x s(qR) F3 S2 F4 z T(N=1) X0 Phân tố đất dưới móng băng có thanh gia cường 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 cắt T(N=1) : lực căng trong thanh gia cường Nếu độ lún trong hai trường hợp trên bằng nhau, s, thì : F2 = F4 T( N ) = T(N=1) = F3 – F1 – S2 + S1 T( N =1) N ⎛ qR ⎞ 1 = [q0 ⎜⎜ − 1⎟⎟( A1 B − A2 ΔH ) N ⎝ q0 ⎠ Hệ số an toàn chống đứt của thanh gia cường FS ( B ) = ω tn fy T( N ) ω : chiều rộng của một thanh t : chiều dày của thanh n : số thanh trong một đơn vị chiều dài của móng fy : sức chống giật đứt của vật liệu thanh gia cường gọi ωn là mật độ phẳng LDR FS ( B ) ⎡t f y ⎤ =⎢ ⎥ ( LDR ) ⎢⎣ T( N ) ⎥⎦ 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 FB = 2 tan ϕ a [lực pháp tuyến] L0 = 2 tan ϕ a [( LDR)] ∫ σ (q R )dx + ( LDR)(γ )( L0 − X 0 )( z + D f )] X0 ⎛ qR FB = 2 tan ϕ a ( LDR)[ A3 Bq0 ⎜⎜ ⎝ q0 FS ( P ) FB = T( N ) ⎞ ⎟⎟ + γ ( L0 − X 0 )( z + D f )] ⎠ Độ lún của nền khi có thanh gia cường B q (1 −ν ) α r S= ES 2 B : bề rộng móng q : áp lực dưới đáy móng ν : hệ số poisson Es : mođun đàn hồi của đất nền αr : 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: q SV L0 LR Le + = H Mặt trượt Renkine 45o+ϕ/2 Pa1=KaγH Pa2=Kaq Pa1+ Pa2 Tường có vải địa kỹ thuật Sv: khoảng cách giữa các lớp vải bằng chiều dày của lớp đất Le: chiều dài neo giữ cần thiết của vải Le ≥1m LR: chiều dài lớp vải nằm trước mặt trượt Lo: chiều dài đoạn vải ghép chồng Lo ≥1m Tổng chiều dài: ΣL= Le + LR + Lo + Sv Chiều dài thiết kế L = Le + LR 6.3.3 Tính khoảng cách và các chiều dài lớp vải SV Pa SV T Tính khoảng cách giữa các lớp vải - Tính khoảng cách giữa các lớp vải Sv T Pa S v = FS T ⇒ Sv = Pa FS FS = 1,3 ÷ 1,5 T: cường độ chịu kéo vải (kN/m) - Tính chiều dài neo giữ cần thiết S v Pa FS Le = ≥ 1m 2(C a + γ z tgδ ) - Tính chiều dài lớp vải nằm phía trước mặt trượt LR = (H-z) tg(450 - ϕ/2) - Tính chiều dài của đoạn vải ghép chồng với lớp kế tiếp S v Pa FS L0 = ≥ 1m 4(C a + γ z tgδ ) - Chiều dài tính toán (thiết kế) (lấy số tròn) L = Le + LR - Tổng chiều dài thực tế của vải ΣL= Le + LR + L0 + Sv 6.3.4 Kiểm tra ổn định tổng thể tường chắn Hình a Hình b Hình c Ổn định tổng thể tường chắn - Kiểm tra chống lật đổ FSOT ≥ 2 - Kiểm tra chống trượt FSS ≥ 1,5 - Kiểm tra sức chịu tải nền bên dưới FSBC ≥ 2 (H.a) (H.b) (H.c) - Kiểm tra chống lật đổ FSOT M chong lat ∑ = ∑ M gay lat - Kiểm tra chống trượt FS S M chong truot ∑ = ∑ M gay truot - Kiểm tra sức chịu tải của nền đất dưới chân tường P ≤ Pult Pult = 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. 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 kỹ thuật. 6.4.2. Tính hệ số FS khi có vải địa kỹ thuật O R θi c b=0,1R y2 H T2 T1(vải) a τi wi Ni Ổn định mái taluy y1 M chong truot ∑ FS = ∑ M gay truot n n FS = ∑(N i =1 i tgϕ + c Δli ) R + ∑ Ti yi i =1 n ∑ (W sin θ ) R i i =1 i Đối với đất dính ϕ ≈ 0 n n FS = ∑ c L R + ∑T i =1 i i i =1 n ∑W X i =1 i i i yi Wi: trọng lượng của đất trong lăng thể trượt Xi: cánh tay đòn của lực Wi Li: chiều dài cung trượt Bài tập